0 前言

    日益嚴(yán)峻的能源短缺及環(huán)境污染問題，導(dǎo)致各國制定比較苛刻的汽車排放法規(guī)，使得開發(fā)高效率和低污染汽車發(fā)動機(jī)成為內(nèi)燃機(jī)工作者的目標(biāo)和當(dāng)務(wù)之急。柴油機(jī)由于采用較高的壓縮比及無節(jié)流損失，其燃油經(jīng)濟(jì)性遠(yuǎn)高于PFI（Port fuel  inj ection）汽油機(jī)，但柴油機(jī)振動噪聲較大、發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速范圍有限、冷啟動困難且NOx及顆粒排放物較高。因此，在過去的幾十年，內(nèi)燃機(jī)工程師致力于開發(fā)一款能夠同時具備汽油機(jī)和柴油機(jī)優(yōu)點的發(fā)動機(jī)，即發(fā)動機(jī)油耗接近柴油機(jī)水平而保持汽油機(jī)的操作特性及比功率輸出。GDI(Gasoline Direct Injection)發(fā)動機(jī)被認(rèn)為是理想的解決途徑之一。因此，從上世紀(jì)90年代日本三菱公司開發(fā)出第一款GDI產(chǎn)品發(fā)動機(jī)以來，GDI發(fā)動機(jī)就越來越受到人們的關(guān)注。

    GDI發(fā)動機(jī)由于采用缸內(nèi)直接噴射、可變噴油定時及控制缸內(nèi)氣流運動等方式可實現(xiàn)高效燃燒，使該發(fā)動機(jī)無論在燃油經(jīng)濟(jì)性還是在廢氣排放等方面都表現(xiàn)出比傳統(tǒng)PFI發(fā)動機(jī)具有更大的發(fā)展?jié)摿ΑＭ瑫rGDI技術(shù)可以和增壓技術(shù)、VVT技術(shù)及EGR相結(jié)合進(jìn)一步改善發(fā)動機(jī)的動力性、經(jīng)濟(jì)性和廢氣排放。近年來，將缸內(nèi)直噴和渦輪增壓技術(shù)相結(jié)合來改善發(fā)動機(jī)動力性、經(jīng)濟(jì)性及廢氣排放已經(jīng)成為一種趨勢。目前，國內(nèi)外大多數(shù)汽車公司（如大眾、通用、福特公司）都在致力于研究及開發(fā)增壓直噴發(fā)動機(jī)產(chǎn)品。

    在開發(fā)增壓直噴發(fā)動機(jī)過程中，冷啟動問題是較為關(guān)鍵的技術(shù)挑戰(zhàn)之一。由于冷啟動階段缸內(nèi)溫度水平、氣流速度及滾流運動水平較低不利于噴霧液滴的蒸發(fā)和霧化過程，容易造成燃油濕壁及火花塞附近混合氣濃度較低的情況。因此，為了保證冷啟動的正常著火，需要在壓縮階段末期以較高的噴射壓力向缸內(nèi)噴射燃料。同時，為了保證點火時刻火花塞附近混合氣在當(dāng)量比附近，必須采取噴油加濃模式。此外，冷啟動階段氣缸內(nèi)壁面溫度較低不利于壁面油膜的蒸發(fā)，如果缸套及活塞表面濕壁較大，則容易造成嚴(yán)重的HC和碳煙排放問題。

    為了研究增壓直噴發(fā)動機(jī)冷啟動特性及規(guī)律，本文基于三維CFD軟件STAR-CD對長安藍(lán)芯1.5TGDI發(fā)動機(jī)冷啟動工況進(jìn)行仿真計算。本文的大體思路是：首先在拖動轉(zhuǎn)速為115r/min冷啟動工況下，基于CFD對比分析選擇異辛烷和混合燃料（模擬汽油）計算結(jié)果的差異；最后再分析采用不同冷啟動策略對缸內(nèi)氣體流動、噴霧、油氣混合及壁面油膜生成情況的影響，為獲取增壓直噴發(fā)動機(jī)冷啟動特性及規(guī)律提供理論及數(shù)據(jù)支撐。

1 計算模型與邊界

    1.1 計算模型

    本文利用STAR-CD/es-ice進(jìn)行Bluecore 1.5L TGDI發(fā)動機(jī)缸內(nèi)網(wǎng)格劃分。具體建模過程為：在ProE中提取發(fā)動機(jī)幾何模型，利用Hypermesh進(jìn)行幾何清理及表面網(wǎng)格劃分。然后利用STAR CCM+軟件的Remesh功能進(jìn)行面網(wǎng)格修復(fù)、重構(gòu)及特征線生成。然后利用STAR-CD/es-ice模塊進(jìn)行三維動網(wǎng)格創(chuàng)建，最后利用Prostar進(jìn)行模型參數(shù)設(shè)置，計算網(wǎng)格尺度為0.8mm，總計算網(wǎng)格數(shù)約為62萬(下止點位置，如圖1)�；�于拉格朗日多項流動模擬噴霧過程，液滴碰壁選用Bai Gosman模型，激活液滴油膜模型。計算方程采用k-ε/RNG湍流模型，標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法求解近壁區(qū)域內(nèi)的流動，采用有限體積法進(jìn)行控制方程的離散。連續(xù)方程、動量方程、能量方程及湍流控制方程均采用高階離散格式。

圖1 STAR-CD計算模型

    1.2 邊界條件

    對于動網(wǎng)格模型，設(shè)置活塞及進(jìn)排氣門邊界為運動壁面邊界，其余壁面邊界為靜止壁面邊界。進(jìn)氣道入口指定總壓和溫度入口邊界，而排氣道出口指定靜壓和溫度出口邊界，其邊界條件值均由根據(jù)試驗結(jié)果標(biāo)定的GT-Power模型計算得到。

2 噴霧模型設(shè)置及標(biāo)定

    2.1 噴霧模型設(shè)置

    高壓噴油器的噴霧特性參數(shù)，如噴孔直徑、噴嘴流量、貫穿距、粒徑分布、噴霧錐角等通過光學(xué)測試試驗獲得。模擬噴霧初始破碎：通過Rosin-Rammer概率分布函數(shù)指定噴孔出口處的粒徑分布，調(diào)整期望值與方差，使目標(biāo)平面的索特平均直徑(SMD)和試驗值相一致。STAR-CD噴霧的二次破碎模型通過Reitz-Diwakar模型進(jìn)行模擬，計算得到噴霧形態(tài)如圖2所示。噴嘴在發(fā)動機(jī)上的安裝位置如圖3所示。

圖2 試驗與仿真噴霧形態(tài)對比

圖3 噴嘴在發(fā)動機(jī)上的安裝位置

3 計算結(jié)果及分析

    3.1 基于STAR-CD的異辛烷和混合燃料對比

    一般來說暖機(jī)工況下的模擬可選用異辛烷為燃料，因為異辛烷的蒸餾曲線主要分布在汽油(混合物)蒸餾曲線的中間區(qū)域。但是在冷啟動工況下，選擇異辛烷（模擬汽油）進(jìn)行仿真，則缸內(nèi)噴霧、蒸發(fā)及可燃混合氣形成過程會有一定誤差。因此，本文基于CFD對比分析選用異辛烷和一種混合燃料（成分見表1，蒸餾曲線和汽油基本一致）對缸內(nèi)流動、噴霧及混合氣形成影響的差異。

表1 混合燃料組分表

    圖4給出了基于兩種燃料組分計算得到的缸內(nèi)氣體質(zhì)量、缸內(nèi)平均氣體壓力、缸內(nèi)平均氣體溫度及滾流比的仿真結(jié)果。由于燃料噴射之前缸內(nèi)流動情況基本相同，因此燃料組分帶來的差別主要在于噴霧階段�？梢钥闯�，在燃料噴射開始以后采用混合燃料計算得到的缸內(nèi)氣體量和峰值滾流比較大，這是因為混合燃料中包含沸點較低的正戊烷組分，在較低的缸內(nèi)溫度下正戊烷優(yōu)先蒸發(fā)，導(dǎo)致缸內(nèi)氣體量及滾流比的增加。但基于兩種燃料組分計算得到的缸內(nèi)平均氣體壓力和缸內(nèi)平均氣體溫度差別較小，正戊烷的優(yōu)先蒸發(fā)對缸內(nèi)平均氣體壓力和溫度的改變作用不明顯。

圖4 不同燃料組分對缸內(nèi)氣體質(zhì)量、缸內(nèi)壓力、缸內(nèi)溫度及滾流比對比

    圖5給出了基于兩種燃料組分計算得到的在點火時刻（CA～720度）缸內(nèi)燃料濃度分布情況對比。可以看出基于混合燃料計算得到的缸內(nèi)混合氣濃度較高，局部當(dāng)量比較大�；�于異辛烷（單一燃料）計算得到的火花塞附近的局部當(dāng)量比約為0.7左右，而基于混合燃料計算得到的火花塞附近的局部當(dāng)量比則大于0.8。因此，燃料組分對缸內(nèi)混合氣濃度分布有一定影響，在冷啟動工況采用異辛烷（模擬汽油）為燃料計算缸內(nèi)噴霧、蒸發(fā)及混合氣濃度分布時應(yīng)考慮燃料組分帶來的偏差。

圖5 不同燃料組分下的缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比的對比

    3.2 基于STAR-CD的冷啟動策略優(yōu)化

    在拖動轉(zhuǎn)速為115r/min冷啟動工況下，基于混合燃料計算得到的火花塞附近的局部當(dāng)量比小于1.0（局部混合氣偏�。�，不利于冷啟動初始著火及隨后的啟動過程，需要對冷啟動策略進(jìn)行優(yōu)化。因此，本文提出一種優(yōu)化的冷啟動策略，即適當(dāng)提前噴油相位(S01～25.6°BTDC)，給噴射到缸內(nèi)的燃料充足的蒸發(fā)時間以實現(xiàn)在點火時刻在缸內(nèi)形成較理想的可燃混合氣分布。圖6給出了采用兩種冷啟動策略計算得到的缸內(nèi)混合氣濃度分布對比情況�？梢钥闯霾捎脙�(yōu)化的冷啟動噴射策略后，在點火時刻在火花塞附近的局部當(dāng)量比在1.0～1.1之間，有利于初始著火及隨后的啟動過程。

圖6 不同冷啟動策略下的缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比的對比

    圖7給出了采用兩種冷啟動策略計算得到的缸內(nèi)燃料蒸發(fā)情況對比�？梢钥闯霾捎脙�(yōu)化的冷啟動噴射策略后，在點火時刻缸內(nèi)的液滴燃料基本上已經(jīng)蒸發(fā)，而采用原策略則在點火時刻缸內(nèi)的液滴燃料并沒有完全蒸發(fā)。這是因為采用優(yōu)化的冷啟動策略，噴射到缸內(nèi)的燃料有充足的蒸發(fā)時間以實現(xiàn)在點火時刻在缸內(nèi)形成較理想的可燃混合氣分布。圖8給出了缸內(nèi)混合氣的均勻性指數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的關(guān)系曲線，采用優(yōu)化的冷啟動噴射策略后，缸內(nèi)混合氣分布較為均勻，火花塞附近的濃度梯度小，有利于增加著火可靠性及降低循環(huán)變動。

圖7 不同冷啟動策略下的缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比的對比

圖8 不同冷啟動策略下的缸內(nèi)混合氣的均勻性指數(shù)的對比

4 結(jié)論

    為了研究增壓直噴發(fā)動機(jī)冷啟動特性及規(guī)律，本文基于三維CFD軟件STAR-CD對長安藍(lán)芯1.5TGDI發(fā)動機(jī)冷啟動工況進(jìn)行仿真分析，本文的主要結(jié)論：燃料組分對缸內(nèi)混合氣濃度分布有一定影響，在冷啟動工況采用異辛烷（模擬汽油）為燃料計算缸內(nèi)噴霧、蒸發(fā)及混合氣濃度分布時應(yīng)考慮燃料組分帶來的偏差；采用優(yōu)化的冷啟動噴射策略，可保證在點火前缸內(nèi)的液滴燃料充分蒸發(fā)，可以在點火時刻在火花塞附近形成較理想的可燃混合氣分布，有利于增加著火可靠性及降低循環(huán)變動。

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