0 前言
日益嚴峻的能源短缺及環境污染問題，導致各國制定比較苛刻的汽車排放法規，使得開發高效率和低污染汽車發動機成為內燃機工作者的目標和當務之急。柴油機由于采用較高的壓縮比及無節流損失，其燃油經濟性遠高于PFI（Port fuel inj ection）汽油機，但柴油機振動噪聲較大、發動機轉速范圍有限、冷啟動困難且NOx及顆粒排放物較高。因此，在過去的幾十年，內燃機工程師致力于開發一款能夠同時具備汽油機和柴油機優點的發動機，即發動機油耗接近柴油機水平而保持汽油機的操作特性及比功率輸出。GDI(Gasoline Direct Injection)發動機被認為是理想的解決途徑之一。因此，從上世紀90年代日本三菱公司開發出第一款GDI產品發動機以來，GDI發動機就越來越受到人們的關注。
GDI發動機由于采用缸內直接噴射、可變噴油定時及控制缸內氣流運動等方式可實現高效燃燒，使該發動機無論在燃油經濟性還是在廢氣排放等方面都表現出比傳統PFI發動機具有更大的發展潛力。同時GDI技術可以和增壓技術、VVT技術及EGR相結合進一步改善發動機的動力性、經濟性和廢氣排放。近年來，將缸內直噴和渦輪增壓技術相結合來改善發動機動力性、經濟性及廢氣排放已經成為一種趨勢。目前，國內外大多數汽車公司（如大眾、通用、福特公司）都在致力于研究及開發增壓直噴發動機產品。
在開發增壓直噴發動機過程中，冷啟動問題是較為關鍵的技術挑戰之一。由于冷啟動階段缸內溫度水平、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噴射燃料。同時，為了保證點火時刻火花塞附近混合氣在當量比附近，必須采取噴油加濃模式。此外，冷啟動階段氣缸內壁面溫度較低不利于壁面油膜的蒸發，如果缸套及活塞表面濕壁較大，則容易造成嚴重的HC和碳煙排放問題。
為了研究增壓直噴發動機冷啟動特性及規律，本文基于三維CFD軟件STAR-CD對長安藍芯1.5TGDI發動機冷啟動工況進行仿真計算。本文的大體思路是：首先在拖動轉速為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）計算結果的差異；最后再分析采用不同冷啟動策略對缸內氣體流動、噴霧、油氣混合及壁面油膜生成情況的影響，為獲取增壓直噴發動機冷啟動特性及規律提供理論及數據支撐。
1 計算模型與邊界
1.1 計算模型
本文利用STAR-CD/es-ice進行Bluecore 1.5L TGDI發動機缸內網格劃分。具體建模過程為：在ProE中提取發動機幾何模型，利用Hypermesh進行幾何清理及表面網格劃分。然后利用STAR CCM+軟件的Remesh功能進行面網格修復、重構及特征線生成。然后利用STAR-CD/es-ice模塊進行三維動網格創建，最后利用Prostar進行模型參數設置，計算網格尺度為0.8mm，總計算網格數約為62萬(下止點位置，如圖1)。基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，標準壁面函數法求解近壁區域內的流動，采用有限體積法進行控制方程的離散。連續方程、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
對于動網格模型，設置活塞及進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試驗結果標定的GT-Power模型計算得到。
2 噴霧模型設置及標定
2.1 噴霧模型設置
高壓噴油器的噴霧特性參數，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測試試驗獲得。模擬噴霧初始破碎：通過Rosin-Rammer概率分布函數指定噴孔出口處的粒徑分布，調整期望值與方差，使目標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模型進行模擬，計算得到噴霧形態如圖2所示。噴嘴在發動機上的安裝位置如圖3所示。
圖2 試驗與仿真噴霧形態對比
圖3 噴嘴在發動機上的安裝位置
3 計算結果及分析
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)蒸餾曲線的中間區域。但是在冷啟動工況下，選擇異辛烷（模擬汽油）進行仿真，則缸內噴霧、蒸發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氣體質量、缸內平均氣體壓力、缸內平均氣體溫度及滾流比的仿真結果。由于燃料噴射之前缸內流動情況基本相同，因此燃料組分帶來的差別主要在于噴霧階段。可以看出，在燃料噴射開始以后采用混合燃料計算得到的缸內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，在較低的缸內溫度下正戊烷優先蒸發，導致缸內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平均氣體壓力和缸內平均氣體溫度差別較小，正戊烷的優先蒸發對缸內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氣體質量、缸內壓力、缸內溫度及滾流比對比
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混合氣濃度較高，局部當量比較大。基于異辛烷（單一燃料）計算得到的火花塞附近的局部當量比約為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量比則大于0.8。因此，燃料組分對缸內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）為燃料計算缸內噴霧、蒸發及混合氣濃度分布時應考慮燃料組分帶來的偏差。
圖5 不同燃料組分下的缸內混合氣當量比的對比
3.2 基于STAR-CD的冷啟動策略優化
在拖動轉速為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量比小于1.0（局部混合氣偏稀），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行優化。因此，本文提出一種優化的冷啟動策略，即適當提前噴油相位(S01～25.6°BTDC)，給噴射到缸內的燃料充足的蒸發時間以實現在點火時刻在缸內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混合氣濃度分布對比情況。可以看出采用優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混合氣當量比的對比
圖7給出了采用兩種冷啟動策略計算得到的缸內燃料蒸發情況對比。可以看出采用優化的冷啟動噴射策略后，在點火時刻缸內的液滴燃料基本上已經蒸發，而采用原策略則在點火時刻缸內的液滴燃料并沒有完全蒸發。這是因為采用優化的冷啟動策略，噴射到缸內的燃料有充足的蒸發時間以實現在點火時刻在缸內形成較理想的可燃混合氣分布。圖8給出了缸內混合氣的均勻性指數隨曲軸轉角變化的關系曲線，采用優化的冷啟動噴射策略后，缸內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變動。
圖7 不同冷啟動策略下的缸內混合氣當量比的對比
圖8 不同冷啟動策略下的缸內混合氣的均勻性指數的對比
4 結論
為了研究增壓直噴發動機冷啟動特性及規律，本文基于三維CFD軟件STAR-CD對長安藍芯1.5TGDI發動機冷啟動工況進行仿真分析，本文的主要結論：燃料組分對缸內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）為燃料計算缸內噴霧、蒸發及混合氣濃度分布時應考慮燃料組分帶來的偏差；采用優化的冷啟動噴射策略，可保證在點火前缸內的液滴燃料充分蒸發，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變動。
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