马桂香，马俊生，刘海峰，郑尊清，尧命发



混合气分布特性对汽油压燃影响的数值模拟

马桂香，马俊生，刘海峰，郑尊清，尧命发

(天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

利用三维计算流体力学软件CONVERGE，通过数值模拟的方法，对比研究了缸内单次喷射、缸内多次喷射、气道加缸内喷射的混合气分布及不同混合气分布特性对汽油压燃的影响. 结果表明：随气道预混比例的增加，着火时刻的当量比离散度先降低后升高，放热率峰值先升高后降低，最大压力升高率先增大后下降.随预喷时刻的推迟，指示热效率先增大后降低，最大压力升高率的变化较小. 在爆发压力(18MPa)和最大压力升高率(1.5MPa/° CA)的限制下，相比于缸内单次喷射，气道加直喷策略和缸内两次喷射策略的指示热效率分别从45.6%增加到48.3%、48.2%；碳烟排放分别从0.041g/(kW·h)减小到0.016g/(kW·h)、0.015g/(kW·h).

汽油压燃；喷油策略；分层燃烧；排放

近年来很多研究表明，压燃式发动机中的低温燃烧能够在保持高热效率的同时实现较低的NO和碳烟排放[1-3]．而低温燃烧的实现需要燃料与空气之间有充分的混合时间，从而减少富燃区域并降低最高燃烧温度，进而减少碳烟和NO的形成．由于柴油的低挥发性和高反应活性，在较宽广的工况范围内用柴油实现低温燃烧比较困难．相反，汽油具有低反应活性和高挥发性，这意味着在发生自燃之前燃料与空气混合的时间越长，更容易实现低温燃烧．因此汽油压燃(gasoline compression ignition，GCI)燃烧方式成为研究热门话题．

燃油喷射和燃烧过程尽量分离是GCI模式的特征之一，也是GCI获得较低排放的关键因素，但易导致燃料的预混合程度过高，燃烧速度快，最大压力升高率高及燃烧噪音大等问题，且在大负荷下尤为明 显[4].针对GCI大负荷问题，Kalghatgi等[5-7]通过两次喷射策略抑制放热速率，将平均指示有效压力(IMEP)提高到1.595MPa．Tuner等[8]采用分段喷射策略，延长燃烧持续期和降低压力升高率，使用辛烷值为70的汽油将IMEP拓展至1.8MPa．由此可见，通过调整喷油策略可较好地控制燃料分层，从而抑制大负荷过高的压力升高率．喷油策略的改变，其本质是改变了缸内的混合气分布特性，然而国内外对GCI混合气分布特性的研究较少．此外，试验研究很难观察到缸内的混合气分布，因此，有必要在大负荷工况下使用数值模拟开展不同喷油策略的燃料分布特性对GCI的影响研究．

本文在CONVERGE平台上开展数值模拟研究，使用缸内当量比分布的离散度来表征混合气的分层度，对比研究了缸内单次喷射、缸内多次喷射和气道加缸内喷射的混合气分布，揭示不同混合气分布特性对GCI的影响．

1 模型的标定

数值模拟使用的软件为CONVERGE，计算过程中用到的物理模型主要有：RNG-湍流模型、拉格朗日喷雾模型[9]、KH-RT破碎模型[10]、O’Rourke液滴碰撞模型[11]、单对象蒸发模型[12]、详细的化学求解器SAGE[13]．

研究所用的喷油器为8孔式，认为各油束沿气缸轴线对称分布，为提高计算效率，只模拟单个油束，即采用缸内45°扇形网格进行计算．最小网格尺寸为1.4mm，模型在上止点时的网格数约50000，计算网格示意见图1，发动机参数如表1所示．数值计算中用PRF92(92%异辛烷加8%正庚烷)燃料来模拟试验中的92号汽油．当燃油蒸发成气态后，用Wang等[14]简化的PRF机理来模拟化学动力学．

表2为根据试验数据设定的数值模拟边界条件(下文中转速、进气温度、轨压、总喷油量、EGR率等边界条件的设置也与表2一致)．图2为缸压、放热率的模拟值与试验值对比，可发现模型预测的缸压和放热率曲线的形状与试验结果基本一致．可见，模拟预测的结果具有一定的可信度．

图1 上止点时计算网格示意

表1 发动机主要参数

Tab.1 Engine specifications

表2 数值模拟边界条件的设置

Tab.2 Setting of boundary conditions in numerical simu-lations

图2 模型验证

2 结果及讨论

为研究混合气分布对GCI燃烧和排放的影响，本文通过改变喷油策略实现不同的混合气分布．研究了进气道加缸内直喷(PFI＋DI)和缸内两次喷射(DI＋DI)的混合气分布特性对GCI燃烧和排放的影响，以及这两种喷射策略对GCI大负荷工况下改善燃烧和排放的潜力．

此外，为更好地描述缸内的混合气分布特性，定义了缸内当量比分布的离散度来表征缸内混合气的分层度．缸内当量比分布的离散度越高，混合气的分层度也越高．离散度定义方法如下：将0～1、1～2当量比区间分别划分为20、10个区域，大于2为1个区域，如表3所示．计算式为公式(1)，表征缸内各处当量比相对于宏观当量比的离散程度．

(1)

表3 离散度定义

Tab.3 Definition of dispersion

2.1 PFI＋DI策略对GCI的影响

为避免燃烧过于提前，且尽可能使各算例处在高热效率区，将缸内直喷的喷油时刻固定在-6°CA ATDC．气道喷油比例从10%递增到50%．在0.24MPa和0.18MPa两个不同的进气压力下探究气道预混比例对燃烧和排放的影响．两个进气压力下喷油总量保持不变，对应的当量比分别为0.58、0.76．

图3为0.24MPa和0.18MPa进气压力下不同气道预混比例的缸压和放热率曲线．由图可知，随着气道预混比例的增加，缸内最大压力是单调增加，但放热率峰值的变化是先升高后降低，且两个不同进气压力下均呈现此规律．然而，出现最高放热率峰值所对应的预混比例不同：0.24MPa进气压力下，放热率峰值在预混比例20%达到最大，而在0.18MPa进气压力下，放热率峰值则在预混比例30%达到最大．接下来详细阐述其原因．

燃烧放热的速度与着火时刻的缸内混合气分布情况密切相关．换句话说，着火时刻混合气的分布在一定程度上决定着燃烧放热的快慢．对于气道加直喷的喷油策略而言，一方面，随着气道预混比例增加，燃油与进气混合更好，加快燃烧；另一方面，随着气道预混比例增加，滞燃期(定义为开始喷油到放热量达总放热量的10%所对应的曲轴转角)迅速缩短，导致直喷燃油的预混量减少，使得燃烧减慢．这两方面综合影响导致了放热率峰值先升后降．

从图4显示的各算例在CA10(放热量达总放热量的10%)时刻的缸内当量比分布及其离散度能更直观地解释上述现象．图4(a)统计了0.24MPa进气压力下预混比例10%、20%、30%、40%的当量比区间在缸内所占的体积分布和离散度值．可以看出，气道预混比例为20%的当量比分布的离散度值比其他预混比例的低，缸内当量比分布更均匀，意味着燃油和空气混合得更好，更有利于火焰的快速传播．因此，0.24MPa进气压力下，预混比例为20%时，放热率峰值最高．当预混比例为30%和40%时，虽然气道预混的油量增多，但由于滞燃期的缩短，使得当量比高于0.5的区域所占体积减小，即直喷燃油的预混量少，导致了其放热率峰值比预混比例为20%的算例低．

图3 进气压力0.24MPa、0.18MPa下，不同气道预混比例的缸压和放热率曲线

同理，图4(b)展示了0.18MPa进气压力下CA10时刻的缸内当量比分布统计及其离散度．可以看出，气道预混为30%的离散度值比其他预混比例的低，其缸内当量比分布更均匀．因此，0.18MPa进气压力下的最高放热率峰值出现在气道预混比例为30%的工况．

通过对比图4(a)与图4(b)，在同一气道预混比例下，进气压力0.18MPa的缸内当量比分布离散度比进气压力0.24MPa的低，这意味着0.18MPa进气压力下在CA10时刻的缸内混合气分布更均匀，燃油与空气混合得更好，因此，图3呈现进气压力0.18MPa时放热率峰值远高于0.24MPa时的值．

图4 进气压力0.24MPa、0.18MPa下，CA10时刻各当量比区间在缸内所占的体积分布

图5所示为不同进气压力下CA10时刻的缸内温度分布．从图中可以看出，随着预混比例的增加，初始高温区由喷雾末端区域逐渐转变为喷雾中下游区域．当初始高温区出现在喷雾末端的近壁面区域时(如0.24MPa，预混20%；0.18MPa，预混30%)，高温区域的发展边界最宽，有利于高温区域的快速发展，这也进一步解释了0.24MPa进气压力下，放热率峰值在预混比例20%达到最大；而在0.18MPa进气压力下，放热率峰值在预混比例30%达到最大．

图5 不同进气压力下CA10时刻的缸内温度分布

图6所示为不同进气压力和气道预混比例下的CA10和CA50(放热量达总放热量的50%)对比．柱下端所对应的曲轴转角为CA10，柱上端所对应的曲轴转角为CA50，柱的长度代表CA10到CA50所需时间的长短．可以看出，随气道预混比例的增加，初始燃烧相位CA10和主燃烧相位CA50均提前．这是因为预混部分的燃油在缸内预先发生低温反应，预混比例增大会产生更多的甲醛等高活性中间产物，从而缩短了滞燃期，使得CA10和CA50都提前．通过对比不同的进气压力可发现，当进气压力降低，各预混比例下的初始燃烧相位CA10都推迟．这是因为当进气压力降低时，缸内温度和氧浓度降低，使得初始燃烧相位CA10推迟，尤其是低气道预混比例下推迟更明显．然而，在高气道预混比例(30%～50%)下，低进气压力下的主燃烧相位CA50没有被推迟，反而稍微提前了一些．这是由于在高气道预混比例下，进气压力的降低虽然使得初始燃烧相位CA10稍稍推迟，但滞燃期的延长使得燃烧速度加快，CA10到CA50的时间减短，所以主燃烧相位CA50并未随进气压力的降低而推迟．

图6 不同进气压力和气道预混比例下的CA10和CA50

图7展示了在不同进气压力下指示热效率和最大压力升高率随气道预混比例的变化．指示热效率与主燃烧相位密切相关．随气道预混比例的增加，主燃烧相位CA50越靠近上止点(见图6)，燃烧定容度高，导致随气道预混比例增加，指示热效率不断增加．降低进气压力，指示热效率会随之降低；但随着气道预混比例的增加，不同进气压力的指示热效率差距逐渐减小．这是由于降低进气压力(如图6所示)，燃烧相位推迟，指示热效率降低；但随着气道预混比例的增加，不同进气压力的主燃烧相位CA50的差异逐渐减小，因此，不同进气压力下的指示热效率在高气道预混比例的差距减小．此外，最大压力升高率与燃烧速度的快慢密切相关．由图7可知，低进气压力的最大压力升高率较高，这是因为进气压力降低，放热率峰值大(即燃烧速度快)．最大压力升高率不随气道预混比例增加单调递增，而是先增大后下降．这是由于随着气道预混比例的增加，放热率峰值先升高后降低(如图3所示)，因此最大压力升高率也先升高后降低．在0.24MPa进气压力下预混比例20%有最高的放热率峰值，对应的最大压力升高率比其他预混比例的高；0.18MPa进气压力下预混比例30%有最高的放热率峰值，对应的最大压力升高率也比其他预混比例的高．

图7 不同进气压力和预混比例下的指示热效率和最大压力升高率

综上所述，提高气道预混比例有利于改善热效率且不会造成过高的最大压力升高率，但是，若气道预混比例过大，会导致缸内爆发压力过高；增大进气压力不仅有利于提高热效率，而且能降低最大压力升高率．所以优化气道预混比例和提高进气压力都是GCI大负荷拓展的有效手段．

2.2 DI＋DI策略对GCI的影响

缸内两次喷射能较好地控制缸内混合气分布，从而实现对燃烧和排放的优化．而且，与气道加直喷的策略相比，不需要两套独立的喷油系统，使得控制的成本降低．因此，有必要探索缸内两次喷射策略对优化GCI的燃烧和排放的潜力．通过改变预喷时刻(SOI-1)、预喷比例及主喷时刻(SOI-2)来控制缸内混合气浓度分层，探究缸内两次喷射策略对混合和燃烧过程的影响．各算例所涉及的参数取值范围如表4所示．

表4 变量的设置

Tab.4 Setting of parameters

图8展示了不同预喷时刻下的指示热效率和最大压力升高率．从图中可看出，预喷时刻对最大压力升高率的影响较小；当预喷时刻为-70°CA时，其指示热效率最高；当预混时刻从-100°CA推迟到-70°CA，指示热效率增加；当预混时间从-70°CA推迟到-40°CA时，指示热效率迅速降低．导致这种结果的原因可以用CA10时刻的缸内当量比分布和着火位置来解释．

以SOI-1＝-90°CA、-70°CA、-50°CA为例(见图9)，可以看出，随着预喷时刻的推迟，预喷燃油与空气的混合时间缩短，预喷燃油形成的当量比较浓，因此更易被压燃着火，从而使CA10的时刻提前．此外，CA10时刻1200K的温度等值面可表征各算例的初始着火位置．随预喷时刻的推迟，预喷燃油形成的当量比浓区逐渐由燃烧室凹坑转变为缩口处和挤流区，初始高温区域的位置也随之发生转移．当SOI-1从-90°CA推迟到-70°CA，一方面由于初始燃烧相位的提前；另一方面，着火位置从燃烧室凹坑着火变成燃烧室凹坑和缩口处同时着火，使得燃烧加快，综合两方面表现为指示热效率增加．当SOI-1从-70°CA推迟到-50°CA，一方面由于存在较浓当量比区域，导致CA10过于提前且压缩负功较高；另一方面图9(c)与图9(a)、9(b)相比，其挤流区的当量比较高，该区域为强传热区，温度较低，容易导致未燃排放物增多，燃烧损失增加．综合这两方面表现为指示热效率迅速降低．

图8 不同预喷时刻下的指示热效率和最大压力升高率

图9 CA10时刻的缸内温度和当量比分布

基于上述计算结果，在预喷时刻为-70°CA时有较高的热效率及较低的最大压力升高率，因此，在后续其他参数的研究中将预喷时刻固定在-70°CA．图10为不同主喷时刻下的燃烧相位．当主喷时刻推迟，初始燃烧相位基本不变，这是因为在气道预混比例为40%时，CA10时刻累计放出的热均由预混的燃油产生，初始燃烧相位由气道预混的燃油控制．随着主喷时刻的推迟，主燃烧相位CA50推迟，这是由于推迟主喷时刻，主喷燃油与空气的混合过程也随之被推迟，导致主燃烧相位推迟，这也是图11中指示热效率不断降低的原因．从图10中还可看出，随着主喷时刻的推迟，CA10到CA50的时间逐渐变长，意味着燃烧速度逐渐减慢，因此在图11中呈现为随主喷时刻推迟，最大压力升高率不断降低．此外，考虑到既要保证较高的热效率，又要有较低的最大压力升高率以便后续进一步优化，因此，在后续的研究中将主喷时刻固定在-6°CA．

图10 不同主喷时刻下的CA10和CA50

图11 不同主喷时刻下的指示热效率和最大压力升高率

图12为SOI-1和SOI-2分别固定在-70°CA、 -6°CA时，不同汽油预喷比例的指示热效率和最大压力升高率．可以看出，随预喷比例的提高，指示热效率不断增加，这是因为预喷燃油增多，燃油与空气混合得更好，有利于指示热效率提高；在最大压力升高率低于限值(1.5MPa/(°CA))的条件下，预喷比例50%的算例具有最高的热效率．

图12 不同预喷比例下的指示热效率和最大压力升高率

2.3 3种喷射策略混合气分布特性的对比

缸内一次喷射(DI)、气道加缸内直喷(PFI＋DI)和缸内两次喷射(DI＋DI)这3种喷射策略，在满足爆压(18MPa)和最大压力升高率(1.5MPa/(°CA))限制的前提下，三者各自优化后的算例如表5所示.图13是3种喷射策略在CA10时刻的当量比和缸内温度分布(用1200K温度等值面来表征)．图14是3种喷射策略在各曲轴转角下的当量比分布离散度．

表5 3个优化算例的参数

Tab.5 Parameters in three optimization cases

由图13可知，对于DI策略，燃烧首先发生在喷雾末端的撞壁区域，因为该区域燃油的雾化蒸发较好，燃油与空气的混合更好．这意味着对于DI策略，燃烧主要受燃油的雾化蒸发过程控制．由图14可知，DI策略在各曲轴转角下当量比分布的离散度最高，即混合气浓度分布是三者中最不均匀的．DI策略的CA10至CA50的时间最短，即燃烧速度是三者中最快的．这是因为DI策略的喷油开始至CA10的时间最长，较长滞燃期使预混燃烧比例增加，燃烧速率加快．

对于PFI＋DI策略，由于该优化算例的气道预混比例为50%，压缩过程在接近上止点时，气道预混部分的燃油先被压燃(图13)，意味着初始燃烧相位不受主喷时刻的控制．由图14可知，PFI＋DI策略在各曲轴转角下当量比分布的离散度最低，即混合气浓度分布是三者中最均匀的．PFI＋DI策略的CA10至CA50的时间最长，即其燃烧是三者中最平缓的．这是因为气道预混部分的燃油率先自燃，这部分燃油当量比较低，燃烧速度较缓慢，这有利于降低最大压力升高率．

图13 3种喷射策略在CA10时刻的当量比和缸内温度分布

对于DI＋DI策略，由图13可知，预喷燃油主要集中在燃烧室凹坑及缩口处，因而缸内初始燃烧也发生在这些区域，预喷的燃油先被压燃，意味着初始燃烧相位也不受主喷时刻的控制．由图14可知，在各曲轴转角下当量比分布的离散度介于DI和PFI＋DI两者之间(即混合气浓度分布的均匀程度介于两者之间)，CA10至CA50的时间也介于两者之间(燃烧速度也介于两者之间)．与PFI＋DI策略相比，预喷燃油所形成的当量比要比气道预混的稍高一些，因此，CA10比PFI＋DI策略稍靠前些．综上所述，缸内混合气的分布在一定程度上决定缸内初始燃烧发生的位置及燃烧速度的快慢．

图15(a)展示了3种喷油策略的指示热效率和最大压力升高率，图15(b)展示了NO和碳烟的比较．如前文所述，DI策略的CA10至CA50的时间最短，燃烧速度是三者中最快的，因此其最大压力升高率较高，进一步优化主要受最大压力升高率限制．而PFI＋DI和 DI＋DI策略由于燃烧相位较靠前，进一步优化主要受最大爆发压力的限制．从图15(a)可看出，满足爆发压力(18MPa)和最大压力升高率(1.5MPa/(°CA))的限制，相对于DI策略，PFI＋DI和DI＋DI策略都对指示热效率有很大改善，这是由于燃烧相位的提前，燃烧定容度高．从图15(b)可看出，相对于DI策略，PFI＋DI策略和DI＋DI策略均能显著改善碳烟的排放，这是因为气道喷射和预喷都使燃烧过程中高当量比浓区减少，从而减少了易生成碳烟的高温缺氧区域. PFI+DI策略对NO排放有一定程度的改善，DI＋DI策略对NO无明显改善．这是因为气道预混的燃油是均匀的，使得局部高温区域减少，而预喷的燃油始终存在不均匀性，不能有效减少局部高温区．综上所述，PFI＋DI策略和DI＋DI策略都有在大负荷工况下改善GCI燃烧和排放的潜力，PFI＋DI策略表现出的潜力更大．

图14 3种喷射策略的当量比分布离散度

图15 各算例的指示热效率、最大压力升高率和排放比较

3 结 论

采用数值模拟方法对比研究了缸内单次喷射、缸内多次喷射和气道加缸内喷射的混合气分布，揭示不同混合气分布特性对汽油压燃的影响，主要结论如下：

(1) 燃烧放热的速度与着火时刻的缸内混合气分布情况密切相关．随着气道预混比例的增加，着火时刻的当量比离散度先降低后升高，放热率峰值先升高后降低，最大压力升高率增大后下降．提高气道预混比例有利于改善热效率且不会造成过高的最大压力升高率，增大进气压力不仅有利于提高热效率，而且能降低最大压力升高率．

(2) 指示热效率随预喷时刻的推迟先增大后降低，预喷时刻对最大压力升高率的影响较小．随预喷时刻的推迟，预喷燃油形成的当量比浓区逐渐由燃烧室凹坑转变为缩口处和挤流区，初始高温区域的位置也随之发生转移．当燃烧室凹坑和缩口处同时着火时，燃烧速度最快．

(3) 缸内单次喷射，燃烧首先发生在喷雾末端的撞壁区域，CA10至CA50时间最短，燃烧速度最快，优化主要受最大压力升高率的限制．PFI＋DI和DI＋DI策略燃烧相位较靠前，优化主要受最大爆发压力的限制．PFI＋DI和DI＋DI策略都有在大负荷工况下改善汽油压燃燃烧和排放的潜力，PFI＋DI策略表现出的潜力更大．

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Numerical Simulation of Effects of Mixture Distribution Characteristics on Gasoline Compression Ignition

Ma Guixiang，Ma Junsheng，Liu Haifeng，Zheng Zunqing，Yao Mingfa

(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Computational fluid dynamics software CONVERGE is used to compare the mixed gas distributions under the single-injection strategy，multi-injection strategy and combined strategy of port-injection and direct-injection through numerical simulations．In addition，the effects of different mixture distribution characteristics on gasoline compression ignition are studied．With the increase in premixed ratio，the dispersion of equivalence ratio at the moment of ignition initially decreases and then increases，whereas both the peak heat release rate and the maximum pressure rise rate increase first and then decrease．With the delay of pre-injection timing，the indicated thermal efficiency increases first and then decreases，and the change in the maximum pressure rise rate is relatively small．Under the limits of maximum in-cylinder pressure of 18MPa and maximum pressure rise rate of 1.5MPa/°CA，in comparison with the single-injection strategy，the indicated thermal efficiencies of port-injection combined with direct injection and double injection strategies increase from 45.6% to 48.3% and 48.2%，respectively，and soot emissions are reduced from 0.041g/(kW·h)to 0.016g/(kW·h) and 0.015g/(kW·h)，respectively．

gasoline compression ignition；injection strategies；stratified combustion；emission

TK421

A

1006-8740(2019)03-0204-09

2018-06-04.

国家自然科学基金资助项目(91541111；51576138).

马桂香（1994—），女，硕士研究生；guixiangma@foxmail.com.

刘海峰，男，博士，副教授，haifengliu@tju.edu.cn.

10.11715/rskxjs.R201806003