二沖程CNG直噴發動機混合氣形成過程數值解析

彭明國許伯彥孫朝棟姜龍龍

(1.山東建筑大學機電工程學院，山東 濟南 250101；2.聊城職業技術學院，山東 聊城 252000；3.大連理工大學能源與動力學院，遼寧大連116024)

0 引言

電動汽車是保障能源安全，解決環境污染等問題的重要途徑和有效方法，現階段因純電動汽車存在續航里程短、制造成本高以及充電設施不完善等問題嚴重制約了純電動汽車的發展[1]。近年來，增程式電動汽車已成為彌補純電動車續航里程短板的重要模式之一。與純電動汽車相比，增程式電動車匹配一臺小功率發動機以驅動發電機發電，在電池電量低時為電池充電，因此，驅動電池容量比純電動汽車小，汽車可以在純電動模式下行駛，提高了經濟性與環保性并降低了使用成本，增程式電動車在續航里程、油耗、充電便捷性方面表現出良好性能[2]。上汽通用于2017年4月份上市的別克-VELITE5都市增程版電動車[3]，搭載15 kW·h的三元鋰電池組，在純電動模式下的續航里程為116 km，增程器采用4缸、1.5 L排量的自然吸氣式直噴汽油機，動力系統最大輸出馬力106 Ps，最大扭矩138 N·m，工信部測得的百公里油耗為0.9 L；德國寶馬公司研發生產的增程版寶馬i3[4]，在動力方面采用電池容量為33 kW·h的鋰離子電池，增程器為2缸、0.9 L排量的自然吸氣式多點電噴汽油機，在純電動模式下，當電池電量低于荷電狀態SOC(State of Charge)點時，將自動切換至增程模式增加續航里程。

與四沖程發動機相比，二沖程發動機具有結構簡單、體積小、升功率高、便于維修等特點而廣泛應用于摩托車、發電機組和割草機等[5]。然而，國內外卻鮮有采用二沖程發動機作為增程式電動車動力源的報道。主要原因在于傳統的曲軸箱掃氣式二沖程發動機在大負荷、怠速和小負荷工況下的混合氣形成、燃燒以及排放特性惡劣[6]。在大負荷工況時，燃料在掃氣過程中會出現燃料短路現象，造成碳氫化合物HC(Hydrocarbon)排放增加；在怠速、小負荷工況由于掃氣不充分造成缸內殘余廢氣量多，對發動機燃燒過程影響嚴重，一氧化碳CO、HC排放增加[7]。但是，二沖程發動機采用缸內直噴技術和優化燃料噴射時刻便可以有效降低大負荷工況下的燃料短路問題[8]；同時，部分負荷和小負荷工況下還可以在排氣道關閉后噴射燃料，推遲噴射角，形成分層混合氣，提高燃燒性能，降低發動機油耗，提高發動機的排放特性[9]。陳登等[10]數值解析了排量為100 mL的摩托車用掃氣式二沖程汽油機在2000 r/min、6%負荷率時，不同燃料噴射時刻缸內混合氣的形成過程；Darzi等[11]為了提高進氣效率、降低燃料泄漏和控制殘余廢氣系數，對一臺排量34 mL的二沖程汽油機進行改裝，在進氣口和排氣道加裝諧振器，同時采用低壓直噴，其結果與同等條件下的普通二沖程發動機相比，改裝后的發動機燃料泄漏率僅為6%～20%。上述研究結果表明:雖然采用缸內直噴技術可以顯著降低燃料泄漏，但是二沖程直噴汽油機在增程模式下轉速高，若采用關閉排氣道后噴射則汽油蒸發霧化效果不好，影響混合氣的形成。分層稀燃方式滿足增程式電動車用二沖程發動機的運行工況特征，利于提高發動機的經濟性，研究以輕型電動車增程模式下的二沖程發動機為對象，采取壁面引導式的混合氣形成方式，選用高辛烷值、混合氣熱值高、易于混合氣形成的壓縮天然氣CNG(Compressed Natural Gas)為燃料，采用光學紋影法在實驗驗證了選定的計算模型正確性后，利用CFD軟件FIRE 2011數值解析了不同工況下不同噴射時刻二沖程CNG直噴發動機缸內混合氣的形成過程。

1 二沖程CNG直噴發動機實體模型及計算模型的選定

1.1 增程器的選型與二沖程CNG壁面引導燃燒系統

基于國內某輕型純電動車為基礎[12]，當車輛自重m0為1050 kg，載重m為300～400 kg，空氣阻力系數CD為0.3，迎風面積A為1.8 m2，驅動電機的傳動效率η為0.9時，增程模式下二沖程直噴發動機的主要技術參數如下:發動機燃燒室采用曲面活塞頂的屋脊形燃燒室，發動機排量VL為330 mL，缸徑D為75 mm，行程s為75 mm，壓縮比ε為10，功率P為10.5 kW，采用稀燃催化轉化器進行尾氣處理，轉速與負荷:1800 r/min、20%負荷，4800 r/min、60%負荷和4800 r/min、100%負荷。

車用CNG的主要成分為甲烷CH4，由于其辛烷值比汽油高，可以提高CNG發動機的壓縮比，因此，其循環熱效率要比汽油高8%～12%[13]，文章采用的壁面引導式二沖程CNG直噴發動機燃燒系統如圖1所示。增程模式下發電機組選定在二沖程CNG直噴發動機的部分負荷工況(4800 r/min、60%負荷)，采用發動機壓縮過程的中、后期CNG噴射，由CNG噴射角與活塞曲面頂形狀的相互配合，在接近火花塞點火的上止點前BTDC(Before Top Dead Center)，易于點火的天然氣—空氣混合氣被引導至火花塞電極附近，而遠離火花塞的缸內末端混合氣位置混合氣濃度很低，形成缸內明顯的混合氣分層構造，而在部分負荷工況以外的冷啟動—暖機工況(1800 r/min、20%負荷)、大負荷工況(4800 r/min、100%負荷)時，采用了在活塞上行排氣道關閉前CNG噴射，以盡可能的增加CNG與空氣的混合時間，形成較理想的可燃均質混合氣。

圖1 壁面引導式二沖程發動機結構示意圖

1.2 建立三維模型及網格劃分

增程式電動車采用二沖程CNG直噴發動機計算的模型參數見表1，其中，CA(Crank Angle)為曲軸轉角；BBDC(Before Bottom Dead Center)為下止點前；ABDC(After Bottom Dead Center)為下止點后。

表1 壁面引導式二沖程CNG直噴發動機計算模型參數表

根據表1內參數利用三維建模軟件Solidworks建立三維模型，如圖2(a)所示，將模型保存為stl格式并導入FIRE軟件中進行網格劃分，劃分結果如圖2(b)～(d)所示。

圖2 二沖程發動機實體三維模型及網格劃分圖

1.3 計算模型的選定

AVL-FIRE中包含多種湍流模型，通過大量的光學實驗與計算結果對比，選定了適用于高雷諾數的湍流流動的標準k-ε模型，在噴霧子模型中選定了既能夠保證計算精度又能夠縮短計算時間的歐拉模型、缸內粒子相互作用模型選擇Nordin模型，壁面撞擊模型則選定了適用于缸內直接燃料噴射發動機的Walljet0模型[14-15]。

2 二沖程CNG直噴發動機計算模型的驗證

2.1 實驗概況

為了驗證本研究所采用計算模型的正確性，首先進行噴霧實驗。光學紋影實驗利用光在不同密度介質中折射率的不同，獲得天然氣噴霧形狀，噴霧錐角，噴霧貫穿距離等與噴霧計算相關的數據。紋影實驗裝置如圖3所示。

圖3 光學紋影實驗裝置圖

實驗采用的發動機以二沖程汽油發動機為基礎進行改裝的CNG發動機，其噴射系統采用單孔噴嘴，噴射持續時間為3 ms，噴射壓力為0.3 MPa，噴射背壓為環境壓力，氣體為空氣，溫度為293.15 K。實驗采用的CNG噴嘴應用于日本本田汽車電噴天然氣汽車發動機，噴孔形狀分為圓柱形噴孔和圓錐形噴孔，噴孔直徑均為1.5 mm，結構如圖4所示。

圖4 噴嘴結構示意圖

2.2 天然氣噴霧模擬與實驗結果對比

采用與實驗相同的CNG噴射參數，建立CNG噴霧計算模型，數值解析CNG噴射過程。圖5與圖6分別為圓柱單孔噴嘴和圓錐單孔噴嘴實驗結果與計算結果對比，可以看出CNG噴霧錐角、貫穿距離以及噴霧形狀的實驗結果與計算結果是相當一致的，由此也驗證了所采用計算模型的正確性。

圖5 圓柱單孔噴嘴噴霧實驗與模擬結果對比圖

圖6 圓錐單孔噴嘴噴霧實驗與計算結果對比圖

3 不同工況下二沖程CNG直噴發動機混合氣形成過程的數值解析

3.1 冷啟動—暖機工況下不同噴射時刻均質混合氣分布

當車輛在純電動模式下行駛至電量低時將轉換至增程模式，此時二沖程發動機開始工作，若發動機自啟動便在部分負荷工況(4800 r/min、60%負荷)下運轉，會對發動機整體的可靠性和穩定性造成嚴重影響，因此在啟動增程模式前發動機應先進入冷啟動—暖機工況(1800 r/min、20%負荷)，采用均質理論混合氣加速發動機預熱和尾氣后處理裝置的溫升。為了選定最佳的CNG噴射時刻，圖7是發動機在冷啟動—暖機工況下(1800 r/min、20%負荷)，不同噴射時刻(20°CA ABDC、30°CA ABDC)混合氣形成過程的解析結果。圖7(a)是噴射時刻為20°CA ABDC時缸內混合氣的形成過程，此時CNG噴射時刻過早，有部分CNG—空氣混合氣經排氣道排出；如圖7(b)所示，在噴射時刻為30°CA ABDC時排氣道還未關閉，但卻無CNG—空氣混合氣逸出，并且在該工況的火花塞跳火時刻(20°CA BTDC)缸內形成了較理想的均質理論混合氣。為此，該工況選定30°CA ABDC為冷啟動—暖機工況(1800 r/min，20%負荷)的CNG噴射開始時刻。

圖7 冷啟動—暖機工況不同噴射時刻缸內均質混合氣形成過程圖

3.2 增程模式的部分負荷發電機組工況下不同燃料噴射時刻缸內混合氣分布

在部分符合工況(4800 r/min、60%負荷)下采用分層稀薄燒燃是提高熱效率、降低有害氣體排放的有利措施。為了形成缸內良好的分層混合氣構造，應盡可能推遲CNG噴射開始時刻，以利于形成燃料噴射與曲面活塞頂形狀的良好配合，火花塞跳火時刻(25°CA BTDC)在火花塞電極附近能形成良好的可燃混合氣。為此，計算了部分負荷工況下活塞上止點前CNG不同時刻(80°CA BTDC、70°CA BTDC、60 °CA BTDC、50 °CA BTDC)時的缸內混合氣形成過程，結果如圖8所示。

圖8 發電機組部分符合工況不同噴射時刻分層混合氣形成過程圖

如圖8(a)所示，當噴射時刻為80°CA BTDC時， 因CNG噴射過早在火花塞跳火時刻有大量的混合氣附著到燃燒室頂部，由于氣缸蓋溫度較低會對混合氣進行冷卻，導致在點火初始時刻比較容易發生壁面淬熄，造成燃燒過程惡化，CO、HC排放增多；當CNG噴射時刻為70°CA BTDC時，如圖8(b)所示，天然氣噴霧在缸內湍流及活塞頂曲面的引導下于火花塞電極附近形成良好的可燃濃混合氣，該區域的空燃比能達到理論空燃比，而遠離火花塞的區域形成稀混合氣，整個氣缸內混合氣的空燃比能達到40∶1；圖8(c)、(b)的解析結果相似，表明在噴射時刻60°CA BTDC時能形成理想的分層混合氣；圖8(d)是噴射時刻為50°CA BTDC時，由于噴射時刻較晚，在點火時刻(25°CA BTDC)火花塞電極附近形成不了易于點火的濃混合氣，同時，活塞頂的曲面內還聚集有大量混合氣，導致在燃燒過程中這部分混合氣燃燒不充分，增加CO、HC的排放。因此，增程式模式部分負荷工況下二沖程CNG直噴發動機在60°～70°CA BTDC噴射CNG時缸內可以形成較好的分層混合氣構造，滿足增程模式下部分負荷工況的需要。

3.3 增程模式大負荷發電機組工況下不同燃料噴射時刻均質混合氣分布

文章也對大負荷工況下(4800 r/min、100%負荷)二沖程發動機的混合氣形成過程做了解析。顯然大負荷工況下應采用均質理論混合氣，因此，在避免“燃料短路”前提下，應當盡可能提前CNG噴射，圖9為大負荷工況下不同燃料噴射時刻(10°CA ABDC、20°CA ABDC)缸內混合氣形成過程結果。

圖9 發電機組大負荷工況不同噴射時刻缸內均質混合氣形成過程圖

根據圖9分析可知，當 CNG噴射時刻為10°CA ABDC和20°CA ABDC時，火花塞點火時刻(25°CA BTDC)能形成較理想的可燃均質混合氣。當噴射時刻為10°CA ABDC時，由于噴射時刻過早部分燃料會隨廢氣一同排出，導致燃料泄漏，二沖程直噴發動機的動力性下降，HC排放增加，發動機經濟性降低、排放特性惡化；當噴射時刻為20°CA ABDC時，在排氣道關閉時，新鮮工質完全被鎖在氣缸內，并且在缸內氣流以及活塞曲面頂的引導下于點火時刻(25°CA BTDC)能夠形成理想可燃均質混合氣。所以，增程模式發電機組在大負荷(4800 r/min、100%負荷)運行工況，二沖程CNG直噴發動機噴射時刻為(20°CA ABDC)時在點火時刻(25°CA BTDC)形成了較理想的均質可燃混合氣。

4 結論

通過上述研究得出以下結論:

(1)在最常用的增程模式下的部分負荷工況(4800 r/min、60%負荷)時，CNG噴射開始時刻在60°～70°CA BTDC時，在火花塞跳火時刻(25°CA BTDC)，火花塞電極附近形成易于點火的濃混合氣，而遠離火花塞的末端混合氣處混合氣濃度很低，形成了明顯的缸內混合氣分層構造，而燃燒室的整體空燃比達到了 40∶1。

(2)在冷啟動—暖機工況(1800 r/min、20%負荷)時，采用CNG噴射開始時刻30°CA ABDC，在火花塞跳火時刻(20°CA BTDC)時，缸內形成較理想的均質理論混合氣。而在進一步強化的大負荷工況下運轉(4800 r/min、100%負荷)時，采用CNG噴射開始時刻20°CA ABDC，在火花塞跳火時刻(25°CA ABDC)時，缸內也可形成較理想的均質理論混合氣。