VVL耦合噴油策略對GDI汽油機混合氣形成的影響

龔震， 錢葉劍， 羅琳， 齊景晶， 趙鵬， 邵小威

(合肥工業大學汽車與交通工程學院， 安徽 合肥 230009)

VVL耦合噴油策略對GDI汽油機混合氣形成的影響

龔震， 錢葉劍， 羅琳， 齊景晶， 趙鵬， 邵小威

(合肥工業大學汽車與交通工程學院， 安徽 合肥 230009)

利用三維仿真軟件Ansys Fluent建立了GDI汽油機的仿真計算模型，就變氣門升程耦合不同噴油策略對缸內氣流運動和混合氣形成的影響進行了模擬計算。結果表明，與大氣門升程工況相比，小氣門升程工況的缸內湍流運動強度、燃油蒸發和濕壁情況以及點火時刻混合氣質量都明顯改善；在小氣門升程工況，采用兩段噴油會縮短油氣混合時間，過度推遲二次噴油時刻會惡化混合氣質量和燃油濕壁情況；在大氣門升程工況，兩段噴油會改善混合氣均勻性，隨著二次噴油時刻推遲，燃油蒸發量增加，濕壁情況加劇，混合氣質量得到改善；小氣門升程工況下采用二次噴油時刻為470°曲軸轉角，前后兩次噴油量比例為7∶3的兩段噴油方案在燃油蒸發和濕壁以及點火時刻缸內混合氣質量這幾個方面的效果都很好，是最合理的方案。

直噴式汽油機； 變氣門升程； 噴油策略； 燃油蒸發； 燃油濕壁； 混合氣形成

與傳統的進氣道噴射式汽油機相比，缸內直噴(gasoline direct injection，GDI)汽油機將燃油直接噴入氣缸，燃油蒸發吸熱降低了缸內的熱負荷，提高了發動機抗爆性能，因此可以采用更高的壓縮比，從而改善了汽油機的經濟性和動力性以及冷起動性能[1]，是未來汽油機發展的必然趨勢。

但直噴汽油機缸內氣流和燃油噴霧作用的時間很短，導致點火時刻缸內混合氣分布不均勻，而且受缸內空間的限制，在進氣沖程早期噴油，燃油撞擊活塞頂面引起的濕壁現象嚴重。為了優化直噴汽油機的混合氣形成過程，國內外學者進行了大量研究。Jose Serras-Pereira等[2]的研究表明多段噴油可以顯著改善燃油濕壁；Terrence Alger等[3]通過在光學發動機上的試驗研究，表明進氣氣流的改變會直接影響燃油的濕壁情況和點火時刻缸內的燃空當量比；A. F. M. Mahrous等[4]的研究表明氣門升程的變化會明顯改變缸內氣體的流動情況。總之缸內的氣流運動與燃油噴霧的相互作用會對混合氣的形成過程產生顯著影響，而氣門升程和噴油策略的改變會明顯影響氣體流動和燃油的分布。因此本研究運用Ansys Fluent軟件針對某缸內直噴汽油機進行了仿真研究，分析了可變氣門升程(variable valve lift，VVL)耦合二次噴油的策略對缸內氣體流動和混合氣形成過程的影響。

1 計算模型的建立與驗證

1.1 發動機參數

本文所研究的發動機為缸內直噴汽油機，噴油器靠近火花塞居中布置，其基本參數見表1。計算中，定義進氣上止點為360°曲軸轉角，燃燒上止點為720°曲軸轉角。

表1 發動機的主要技術參數

1.2 計算網格

計算網格由AnsysICEM-CFD自動生成(見圖1)，網格的基本尺寸為1.395 mm；為了提高網格質量，在進排氣閥、閥座和燃燒室中的間隙處進行了網格細化。

圖1 計算域網格

1.3 初始和邊界條件

使用GT-Power軟件模擬該發動機轉速2 000 r/min、全負荷工況，得到了邊界和初始條件(見表2)。

表2 初始和邊界條件

1.4 模型標定

圖2示出模擬與試驗的缸壓曲線對比，可以看出其吻合度較高；為了驗證噴霧模擬的準確性，在Fluent軟件中模擬噴霧發展過程并用定容彈噴霧試驗對噴霧模型進行標定。模擬所用噴油器為6孔，噴孔直徑均為0.2 mm，單注油束錐角為18°，噴油壓力為10 MPa，燃油溫度為293 K。計算中選用標準κ-ε模型作為湍流模型，噴油液滴分布選用Rosin-Rammler模型，破碎模型選用Wave模型，燃油碰壁采用Walljet1碰壁模型，蒸發采用Dukowicz蒸發模型。由圖3和圖4可以看出，不同時刻的噴霧形狀和噴霧貫穿距的試驗與模擬結果較為吻合，說明該噴霧模型能比較準確地反映實際的噴霧特性，可以進行下一步缸內混合氣形成過程的計算。

圖2 缸壓對比

圖3 噴霧形態的試驗與模擬結果對比

圖4 試驗與模擬的貫穿距對比

2 計算結果與分析

2.1 VVL耦合二次噴油時刻對混合氣形成的影響

由于缸內氣流運動和燃油噴霧的相互作用共同決定了可燃混合氣的形成過程，而氣門升程的變化改變了缸內的湍流運動情況，不同的噴油策略又會對混合氣均勻性產生顯著影響[8]，因此分析了變氣門升程耦合不同噴油策略對缸內氣體流動及混合氣形成過程的影響。直噴汽油機在低速大負荷工況下缸內氣流運動較弱，且濕壁現象嚴重，混合氣分布不均勻，所以選擇轉速2 000 r/min、全負荷工況為計算工況進行分析。采用兩種不同的進氣門升程(intake valve lift，IVL)，最大氣門升程分別為7.6 mm和3.0 mm，氣門升程曲線見圖5。噴油策略分別為進氣沖程初期單段噴油策略、進氣沖程中期或末期進行二次噴油的兩段噴油策略；單段噴油策略的噴油開始時刻(start of injection，SOI)為420°，兩段噴油策略的第一次噴油時刻(SOI1)和單段噴油相同，為420°，選定第二次噴油時刻(SOI2)分別為470°，500°，530°和560°，前后兩次噴油量比例設置為6∶4，具體方案設置見表3。

圖5 模擬計算采用的氣門升程曲線

方案氣門升程/mm噴油策略123457．6單段噴油SOI為420°兩段噴油SOI2為470°兩段噴油SOI2為500°兩段噴油SOI2為530°兩段噴油SOI2為560°6789103．0單段噴油SOI為420°兩段噴油SOI2為470°兩段噴油SOI2為500°兩段噴油SOI2為530°兩段噴油SOI2為560°

2.1.1 缸內氣體湍流運動分析

由于4氣門汽油機缸內氣體湍流運動型式以滾流為主[5]，因此對兩種氣門升程的缸內平均滾流比和湍動能以及缸內流場情況進行了分析(見圖6和圖7)。從圖中可以看出，IVL為3.0 mm時缸內平均滾流比和湍動能都明顯高于IVL為7.6 mm時，這是由于小IVL時的氣門閥座處截面積較小，進氣流速增加(圖8中也可看出)，高的進氣流速會造成強烈的自由剪切運動[6]，使缸內湍流運動強度增加。此外，從圖7中也可看出缸內氣體的平均湍動能主要取決于IVL大小，與采用的噴油策略關系不大，這是因為進氣流速很高，噴入氣缸的燃油相對速度較小，對缸內氣體流動的干擾很小。

圖6 滾流比對比

圖7 湍動能對比

圖8示出兩種IVL的缸內流場對比，為了后續分析不同噴油時刻的混合氣形成過程，選取了5種噴油時刻以及壓縮沖程末期的缸內流場圖。從圖中可以看出，進氣沖程初期(420°)在進氣門下方均形成旋向相反的雙滾流結構，IVL為3.0 mm時由于進氣流速較大，與IVL為7.6 mm相比，雙滾流結構向右偏移，更靠近排氣門一側，且滾流尺度更大；在活塞下行對滾流產生的拉伸作用和大尺度順時針滾流的擠壓作用下，IVL為7.6 mm工況位于氣缸左側的逆時針滾流在470°時破碎形成兩個小的滾流中心，且離活塞頂面較近的逆時針滾流有增大的趨勢，而氣缸上方的順時針滾流尺度顯著增大并向排氣門側偏移，到壓縮沖程初期(560°)缸內呈現多滾流中心結構。IVL為3.0 mm工況隨著活塞下行，逆時針滾流也不斷向下移動，接近下止點時(530°)大尺度的逆時針滾流才破碎成兩個小的滾流中心，到壓縮沖程初期(560°)缸內形成與IVL為7.6 mm工況類似的多滾流中心結構。雖然在進氣沖程初期兩種工況的缸內氣體流速有較大差異，但隨著進氣沖程中后期氣門升程的減小，這種差異越來越小，在下止點附近缸內流速差別很小。到了壓縮沖程末期(660°)由于活塞上行的擠壓，缸內的大尺度滾流均破碎，兩種工況的缸內流動均以活塞上推產生的流動為主，且氣體流速趨于一致。

圖8 缸內流場流速對比

2.1.2 混合氣形成分析

為了對混合氣的形成過程進行更深入的分析，研究了不同方案的燃油蒸發和濕壁情況以及不同時刻缸內的燃空當量比分布。圖9示出不同方案的燃油蒸發量對比，從圖中可以看出，IVL為7.6 mm工況在點火時刻燃油蒸發總量明顯小于IVL為3.0 mm工況，這是因為小IVL缸內氣體湍流運動強度明顯高于大IVL工況，使燃油和空氣充分混合，加快了燃油蒸發速度。在IVL為7.6 mm時，由于缸內氣流運動較弱，此時燃油的濕壁情況是決定蒸發總量的關鍵因素，在噴嘴距活塞較遠的時刻進行二次噴油可以減少碰壁量，使蒸發量增加，并且隨二次噴油時刻推遲，蒸發量進一步增加。而在IVL為3.0 mm時，由于燃油的霧化蒸發情況已經很好，若采用二次噴油會縮短油氣混合時間，反而使燃油蒸發量小幅減少。

圖9 燃油蒸發量曲線

燃油濕壁情況對油氣混合過程有很大影響，由于壁面油膜的蒸發速度較慢[8]，且容易導致點火時刻缸內存在局部濃混合氣區降低火焰傳播速度，因此對10種方案的燃油濕壁情況進行分析。圖10和圖11分別示出壁面油膜質量變化曲線和點火時刻壁面殘余油膜質量。圖12示出半缸中3根油束的碰壁示意圖，從圖中可看出，單段噴油策略由于噴油時刻較早，活塞距噴油器很近，方案1和6的3根油束都直接撞擊到活塞頂面上，部分燃油會反彈至缸套，造成活塞和缸套的濕壁現象。從圖10中也能看出，單段噴油策略的活塞油膜質量峰值明顯高于缸套油膜質量峰值。此外，小IVL工況的活塞油膜量峰值低于大IVL工況，這是因為在IVL為3.0 mm時，活塞上方的大尺度逆時針滾流將活塞頂面附著的燃油托起在氣缸中旋轉，使活塞油膜量大幅減少。

圖10 活塞和缸套油膜質量變化曲線

圖11 點火時刻壁面殘余油膜量

圖12 油束碰壁圖

對于二次噴油方案，從圖12可看出：方案2和7第二次噴入氣缸的3根油束有兩根油束撞擊到活塞頂面；方案3，4，8以及9都有兩根油束與缸套碰撞，還有1根油束會與活塞和缸套都有碰撞；方案5和10則有1根油束撞擊缸套，1根撞擊活塞，還有1根與活塞和缸套都有碰撞。因此，對于第二次噴入氣缸燃油的碰壁位置，噴油時刻起主導作用，IVL的影響不大。再對二次噴油方案的壁面油膜量進行分析，由圖10可知，隨著二次噴油時刻推遲，活塞和缸套的油膜量峰值逐漸增加，燃油濕壁情況越來越嚴重，這是因為噴油時刻缸內的湍動能大小是決定燃油濕壁量的關鍵因素，在湍動能大的時刻噴油可減小碰壁量[7]。而從圖7可看出，470°時缸內湍動能較大，500°，530°和560°湍動能大小依次遞減，即隨著二次噴油時刻推遲，缸內湍動能逐漸減小，造成壁面油膜量增加。從圖10中還可看出，二次噴油方案在小IVL時缸套油膜量峰值明顯低于大IVL工況，且活塞油膜量在數值較大情況的持續曲軸轉角也小于大IVL工況，這也是因為小IVL工況的缸內湍流強度高于大IVL，且小IVL工況的進氣流速較大，使氣缸壁面的氣體流速增加，從而將缸套上的部分燃油吹到氣缸中其他位置，而活塞頂面的大尺度滾流將活塞附著的燃油托起，因此小IVL下二次噴油方案的燃油濕壁情況好于大IVL。

由于點火前的壁面油膜大多是在活塞上行產生的擠流作用下將未蒸發的液態燃油推向壁面造成的，因此它和燃油蒸發情況有很大關系。從圖11中可看出，IVL為7.6 mm時，除了560°方案噴油過晚外，其余二次噴油方案的點火前殘余油膜量明顯少于單段噴油。這是因為IVL為7.6 mm時二次噴油方案的蒸發量明顯增加(見圖9)。IVL為3.0 mm時，二次噴油方案的殘余油膜量高于單段噴油，這也是因為IVL為3.0 mm時推遲噴油使蒸發量減少造成的。此外，部分IVL為3.0 mm方案的殘余油膜量高于IVL為7.6 mm方案，這可能是因為壓縮沖程進氣門完全關閉，燃油只受到缸內氣流運動的影響，而IVL的減小大幅提高了壓縮沖程缸內的滾流比(見圖6)，造成吹到壁面上的未蒸發燃油比例大大增加，此時未蒸發燃油總量不再是決定性因素。

在點火時刻缸內形成均勻分布的可燃混合氣有利于提高發動機的燃燒效率并減少尾氣排放，因此對油氣混合過程中和點火時刻缸內的燃空當量比分布進行分析。圖13和圖14示出不同時刻的燃空當量比分布和點火時刻火花塞附近當量比及湍動能數值。對方案1和6進行分析可知，IVL為7.6 mm時，由于進氣沖程中活塞頂面存在從排氣門側向進氣門側運動的氣流，而且進氣門側壁面存在流速較快的向下運動的氣流，因此在氣流的作用下大量燃油向氣缸左下角聚集(如方案1在500°)。隨著進氣門逐漸關閉，進氣門側壁面向下運動的高速氣流逐漸減弱，原先活塞頂面從排氣門側向進氣門側運動的氣流不再受進氣氣流的干擾，逐漸發展成為大尺度的順時針滾流，并將氣缸截面左下角的燃油卷吸到氣流中，使其不斷向排氣門側傳播。方案1在560°時能明顯看出燃油在此滾流影響下運動的趨勢。到了壓縮沖程中后期，大尺度滾流破碎，缸內主要以活塞上推的氣流運動為主，且缸內平均湍動能和各個位置氣體流速均較低，燃油向排氣門側傳播的趨勢很弱，燃油未能均勻分布到整個氣缸，最終在點火時刻缸內形成進氣門側濃混合氣區和排氣門側稀混合氣區的結構，且火花塞附近當量比僅為0.42。IVL為3.0 mm時，進排氣門側壁面處的氣流速度都很高，氣缸中間低速區域較大，而活塞頂面存在大尺度的滾流結構，因此大量附著在壁面上的燃油被卷吸到滾流中心，如方案6在560°時，濃混合氣區的位置幾乎與氣缸上部雙滾流中心的位置重合(見圖8)。到了壓縮沖程后期，部分燃油隨著缸內小尺度的順時針滾流向排氣門側流動，最終在點火時刻進排氣門側都只形成了少量的濃混合氣區，火花塞附近當量比也達到了1.0。總體來看，小IVL工況點火時刻缸內混合氣均勻性明顯好于大IVL工況，火花塞附近的當量比也滿足點火要求，這是由于小IVL工況的燃油蒸發量較高、缸內氣體湍流運動強度較大以及缸內流場結構不同避免了大量燃油堆積共同造成的結果。

對于二次噴油方案，由圖13和圖14可知，在IVL為7.6 mm工況，除了方案5的油氣混合時間過短外，其他的二次噴油方案，與單段噴油相比，點火時刻缸內混合氣均勻性和火花塞附近當量比都得到明顯改善，并且隨著二次噴油時刻推遲，點火時刻進氣門側濃混合氣區和排氣門側稀混合氣區都有顯著的減小趨勢，整個氣缸的混合氣分布更加合理。這是因為隨著進氣的進行，進氣門側壁面向下運動的氣流的速度越來越小，活塞頂面從排氣門側向進氣門側運動的氣流發展成大尺度順時針滾流的趨勢越來越顯著，因此隨著二次噴油時刻的推遲，氣缸左下角聚集的燃油越來越少，附著在進氣門側壁面的燃油明顯增多。這種燃油分布更有利于缸內大尺度順時針滾流將燃油卷吸到氣流中，傳播到排氣門側，在圖13a中這種趨勢也得到了驗證。方案4在滾流作用下向排氣門側傳播的燃油最多，點火時刻進氣門側濃混合氣區和排氣門側稀混合氣區最小，缸內混合氣最均勻，火花塞附近當量比也達到0.93，但是由于60%的燃油是在420°時噴入氣缸，這部分燃油會有相當一部分堆積在氣缸截面左下角，使得點火時刻進氣門側不可避免地存在濃混合氣區。

圖13 不同時刻燃空當量比分布

圖14 點火時刻火花塞附近燃空當量比和湍動能

在IVL為3.0 mm工況，只有方案7在點火時刻缸內混合氣均勻性好于單段噴油方案，方案8,9以及10在點火時刻不論是混合氣的均勻性還是火花塞附近的當量比都不如方案6，并且隨著二次噴油時刻推遲，點火時刻火花塞附近當量比逐漸減小，氣缸壁面處的濃混合氣區和氣缸中心的稀混合氣區逐漸增多，混合氣均勻性變差。這是因為隨著進氣的進行，進氣門側氣缸壁面的氣流速度明顯減小，阻止燃油向進氣門側流動的趨勢減弱，而且活塞頂面的逆時針滾流不斷向排氣側偏移，被其卷吸到氣缸中的進氣門側燃油越來越少。因此隨著二次噴油時刻推遲，油氣混合時間減少，點火時刻進氣門側氣缸邊緣的濃混合氣區增多，氣缸中心稀混合氣區擴大使得火花塞附近當量比越來越小，缸內混合氣分布的均勻性越來越差。在小IVL時采用二次噴油對混合氣質量改善不明顯甚至惡化的主要原因是小IVL工況的缸內氣體湍流運動強度很高，采用單段噴油策略時缸內混合氣質量已經較好，若將部分燃油在進氣沖程中后期噴入氣缸，反而縮短了油氣混合時間，惡化了混合氣質量。只有方案7在點火時刻的混合氣質量優于方案6，其進氣門側缸壁濃混合氣區和方案6相當，排氣門側濃混合氣區大大減少，整個氣缸的大部分區域都是當量比在1.0附近的均質混合氣，同時火花塞附近湍動能為14.8 m2/s2，這都有利于火核的形成和初期火焰的快速傳播。

2.2 二次噴油比例的優化

如前所述，在點火時刻方案7的可燃混合氣質量最好，因此再對方案7前后兩段噴射的燃油量比例進行優化，取第1段和第2段噴油量比例分別為7∶3，6∶4，5∶5，分析其點火時刻缸內混合氣質量。

如圖15和16所示，兩段噴油比例為7∶3時，點火時刻火花塞附近當量比最高，達到1.05，而且燃油蒸發量最多，壁面殘余油膜量最少。這是因為在小IVL工況決定燃油蒸發的主要因素是油氣混合時間的長短，第1段噴油比例增加使其中一部分燃油更早地噴入氣缸，延長了它的油氣混合時間，改善了蒸發情況，使殘余油膜量減少。從圖17可看出，噴油比例對點火時刻缸內整體的燃空當量比分布影響很小，這是因為方案7的燃空當量比分布已經很合理，而且噴油時刻比噴油量比例對混合氣質量的影響更加顯著。因此對于方案7，選擇7∶3為最理想的兩段噴油比例，即IVL為3.0 mm工況下采用二次噴油時刻為470°，前后兩次噴油量比例為7∶3的兩段噴油策略可在點火時刻缸內形成質量最好的可燃混合氣。

圖15 點火時刻火花塞附近燃空當量比和湍動能

圖16 點火時刻燃油蒸發總量和壁面殘余油膜量

圖17 兩段噴油比例對點火時刻燃空當量比分布的影響

3 結論

a) 小IVL工況的缸內平均滾流比和湍動能高于大IVL工況，且小IVL工況的進氣流速更大，缸內滾流結構更明顯;

b) 小IVL工況與大IVL工況相比，燃油蒸發量增加，燃油濕壁情況得到改善；在小IVL工況，采用二次噴油會使燃油蒸發量小幅減小，而隨著二次噴油時刻推遲，燃油蒸發量變化不明顯，濕壁情況越來越嚴重；在大IVL工況，采用二次噴油，燃油蒸發量增加，隨著二次噴油時刻推遲，燃油蒸發量進一步增加，燃油濕壁情況也在加劇;

c) 決定點火時刻缸內混合氣質量的幾個因素中，IVL的大小是最關鍵的影響因素，噴油次數和噴油時刻的影響次之，兩段噴油量比例的影響最小；

d) 小IVL工況在點火時刻缸內混合氣均勻性和火花塞附近當量比都明顯優于大IVL工況；

e) 在大IVL工況，采用二次噴油，可以改善點火時刻缸內混合氣均勻性，而且也增大了火花塞附近當量比，隨著二次噴油時刻推遲，缸內混合氣均勻性越來越好，火花塞附近當量比逐漸增加；在小IVL工況的二次噴油方案，除了方案7之外，都惡化了混合氣均勻性，降低了火花塞附近當量比，隨著二次噴油時刻推遲，混合氣均勻性越來越差，火花塞附近當量比越來越低;

f) 兼顧燃油蒸發和濕壁情況以及點火時刻缸內混合氣質量這幾個因素，在IVL為3.0 mm工況下采用二次噴油時刻470°，前后兩次噴油量比例為7∶3的兩段噴油的方案效果最好。

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[2] Jose Serras-Pereira,Pavlos Aleiferis,Dave Richardson.Spray Development in a Direct-Injection Spark-Ignition Engine[C].SAE Paper 2007-01-2712.

[3] Terrence Alger,Matthew Hall,Ronald D Matthews.Effects of Swirl and Tumble on In-Cylinder Fuel Distribution in a Central Injected DISI Engine[C].SAE Paper 2000-01-0533.

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[編輯: 李建新]

Effect of VVL Coupling Injection Strategy on Mixture Formation of GDI Engine

GONG Zhen, QIAN Yejian, LUO Lin, QI Jingjing, ZHAO Peng, SHAO Xiaowei

(School of Automobile and Traffic Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

A simulation computation model of GDI engine was established by using Ansys Fluent 3D Simulation software to calculate the effect of variable valve lift coupled with different injection strategies on in-cylinder flow and mixture formation. The results showed that the low valve lift condition improved in-cylinder turbulent motion intensity, fuel evaporation, wall wetting and mixture quality at ignition timing more than the high valve lift condition did. In the low valve lift condition, two stage injection shortened mixing time of fuel and air and the seriously-delayed second injection would worsen mixture quality and wall wetting. When the second injection delayed, wall wetting and mixture quality deteriorated gradually. In the high valve lift condition, two stage injection improved mixture homogeneity. When the second injection delayed, the mass of fuel evaporation increased, wall wetting became serious and so mixture quality improved. For the low valve lift condition, the two stage injection strategy in which the second injection timing was 470°CA and the injection mass ratio of two injection was 7∶3 had a good effect on fuel evaporation, wall wetting and in-cylinder mixture quality at ignition timing, and was the most reasonable solution.

gasoline direct injection engine; variable valve lift; injection strategy; fuel evaporation; wall wetting; mixture formation

2017-02-03;

2017-04-25

國家自然科學基金資助項目(51676062);安徽省自然科學基金資助項目(1708085ME102)

龔震(1994—)，男，碩士，研究方向為缸內直噴汽油機；18856072762@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.02.005

TK411.2

B

1001-2222(2017)02-0027-08