0 前言
日益严峻的能源短缺及环境污染问题，导致各国制定比较苛刻的汽车排放法规，使得开发高效率和低污染汽车发动机成为内燃机工作者的目标和当务之急。柴油机由于采用较高的压缩比及无节流损失，其燃油经济性远高于PFI（Port fuel inj ection）汽油机，但柴油机振动噪声较大、发动机转速范围有限、冷启动困难且NOx及颗粒排放物较高。因此，在过去的几十年，内燃机工程师致力于开发一款能够同时具备汽油机和柴油机优点的发动机，即发动机油耗接近柴油机水平而保持汽油机的操作特性及比功率输出。GDI(Gasoline Direct Injection)发动机被认为是理想的解决途径之一。因此，从上世纪90年代日本三菱公司开发出第一款GDI产品发动机以来，GDI发动机就越来越受到人们的关注。
GDI发动机由于采用缸内直接喷射、可变喷油定时及控制缸内气流运动等方式可实现高效燃烧，使该发动机无论在燃油经济性还是在废气排放等方面都表现出比传统PFI发动机具有更大的发展潜力。同时GDI技术可以和增压技术、VVT技术及EGR相结合进一步改善发动机的动力性、经济性和废气排放。近年来，将缸内直喷和涡轮增压技术相结合来改善发动机动力性、经济性及废气排放已经成为一种趋势。目前，国内外大多数汽车公司（如大众、通用、福特公司）都在致力于研究及开发增压直喷发动机产品。
在开发增压直喷发动机过程中，冷启动问题是较为关键的技术挑战之一。由于冷启动阶段缸内温度水平、气流速度及滚流运动水平较低不利于喷雾液滴的蒸发和雾化过程，容易造成燃油湿壁及火花塞附近混合气浓度较低的情况。因此，为了保证冷启动的正常着火，需要在压缩阶段末期以较高的喷射压力向缸内喷射燃料。同时，为了保证点火时刻火花塞附近混合气在当量比附近，必须采取喷油加浓模式。此外，冷启动阶段气缸内壁面温度较低不利于壁面油膜的蒸发，如果缸套及活塞表面湿壁较大，则容易造成严重的HC和碳烟排放问题。
为了研究增压直喷发动机冷启动特性及规律，本文基于三维CFD软件STAR-CD对长安蓝芯1.5TGDI发动机冷启动工况进行仿真计算。本文的大体思路是：首先在拖动转速为115r/min冷启动工况下，基于CFD对比分析选择异辛烷和混合燃料（模拟汽油）计算结果的差异；最后再分析采用不同冷启动策略对缸内气体流动、喷雾、油气混合及壁面油膜生成情况的影响，为获取增压直喷发动机冷启动特性及规律提供理论及数据支撑。
1 计算模型与边界
1.1 计算模型
本文利用STAR-CD/es-ice进行Bluecore 1.5L TGDI发动机缸内网格划分。具体建模过程为：在ProE中提取发动机几何模型，利用Hypermesh进行几何清理及表面网格划分。然后利用STAR CCM+软件的Remesh功能进行面网格修复、重构及特征线生成。然后利用STAR-CD/es-ice模块进行三维动网格创建，最后利用Prostar进行模型参数设置，计算网格尺度为0.8mm，总计算网格数约为62万(下止点位置，如图1)。基于拉格朗日多项流动模拟喷雾过程，液滴碰壁选用Bai Gosman模型，激活液滴油膜模型。计算方程采用k-ε/RNG湍流模型，标准壁面函数法求解近壁区域内的流动，采用有限体积法进行控制方程的离散。连续方程、动量方程、能量方程及湍流控制方程均采用高阶离散格式。
图1 STAR-CD计算模型
1.2 边界条件
对于动网格模型，设置活塞及进排气门边界为运动壁面边界，其余壁面边界为静止壁面边界。进气道入口指定总压和温度入口边界，而排气道出口指定静压和温度出口边界，其边界条件值均由根据试验结果标定的GT-Power模型计算得到。
2 喷雾模型设置及标定
2.1 喷雾模型设置
高压喷油器的喷雾特性参数，如喷孔直径、喷嘴流量、贯穿距、粒径分布、喷雾锥角等通过光学测试试验获得。模拟喷雾初始破碎：通过Rosin-Rammer概率分布函数指定喷孔出口处的粒径分布，调整期望值与方差，使目标平面的索特平均直径(SMD)和试验值相一致。STAR-CD喷雾的二次破碎模型通过Reitz-Diwakar模型进行模拟，计算得到喷雾形态如图2所示。喷嘴在发动机上的安装位置如图3所示。
图2 试验与仿真喷雾形态对比
图3 喷嘴在发动机上的安装位置
3 计算结果及分析
3.1 基于STAR-CD的异辛烷和混合燃料对比
一般来说暖机工况下的模拟可选用异辛烷为燃料，因为异辛烷的蒸馏曲线主要分布在汽油(混合物)蒸馏曲线的中间区域。但是在冷启动工况下，选择异辛烷（模拟汽油）进行仿真，则缸内喷雾、蒸发及可燃混合气形成过程会有一定误差。因此，本文基于CFD对比分析选用异辛烷和一种混合燃料（成分见表1，蒸馏曲线和汽油基本一致）对缸内流动、喷雾及混合气形成影响的差异。
表1 混合燃料组分表
图4给出了基于两种燃料组分计算得到的缸内气体质量、缸内平均气体压力、缸内平均气体温度及滚流比的仿真结果。由于燃料喷射之前缸内流动情况基本相同，因此燃料组分带来的差别主要在于喷雾阶段。可以看出，在燃料喷射开始以后采用混合燃料计算得到的缸内气体量和峰值滚流比较大，这是因为混合燃料中包含沸点较低的正戊烷组分，在较低的缸内温度下正戊烷优先蒸发，导致缸内气体量及滚流比的增加。但基于两种燃料组分计算得到的缸内平均气体压力和缸内平均气体温度差别较小，正戊烷的优先蒸发对缸内平均气体压力和温度的改变作用不明显。
图4 不同燃料组分对缸内气体质量、缸内压力、缸内温度及滚流比对比
图5给出了基于两种燃料组分计算得到的在点火时刻（CA～720度）缸内燃料浓度分布情况对比。可以看出基于混合燃料计算得到的缸内混合气浓度较高，局部当量比较大。基于异辛烷（单一燃料）计算得到的火花塞附近的局部当量比约为0.7左右，而基于混合燃料计算得到的火花塞附近的局部当量比则大于0.8。因此，燃料组分对缸内混合气浓度分布有一定影响，在冷启动工况采用异辛烷（模拟汽油）为燃料计算缸内喷雾、蒸发及混合气浓度分布时应考虑燃料组分带来的偏差。
图5 不同燃料组分下的缸内混合气当量比的对比
3.2 基于STAR-CD的冷启动策略优化
在拖动转速为115r/min冷启动工况下，基于混合燃料计算得到的火花塞附近的局部当量比小于1.0（局部混合气偏稀），不利于冷启动初始着火及随后的启动过程，需要对冷启动策略进行优化。因此，本文提出一种优化的冷启动策略，即适当提前喷油相位(S01～25.6°BTDC)，给喷射到缸内的燃料充足的蒸发时间以实现在点火时刻在缸内形成较理想的可燃混合气分布。图6给出了采用两种冷启动策略计算得到的缸内混合气浓度分布对比情况。可以看出采用优化的冷启动喷射策略后，在点火时刻在火花塞附近的局部当量比在1.0～1.1之间，有利于初始着火及随后的启动过程。
图6 不同冷启动策略下的缸内混合气当量比的对比
图7给出了采用两种冷启动策略计算得到的缸内燃料蒸发情况对比。可以看出采用优化的冷启动喷射策略后，在点火时刻缸内的液滴燃料基本上已经蒸发，而采用原策略则在点火时刻缸内的液滴燃料并没有完全蒸发。这是因为采用优化的冷启动策略，喷射到缸内的燃料有充足的蒸发时间以实现在点火时刻在缸内形成较理想的可燃混合气分布。图8给出了缸内混合气的均匀性指数随曲轴转角变化的关系曲线，采用优化的冷启动喷射策略后，缸内混合气分布较为均匀，火花塞附近的浓度梯度小，有利于增加着火可靠性及降低循环变动。
图7 不同冷启动策略下的缸内混合气当量比的对比
图8 不同冷启动策略下的缸内混合气的均匀性指数的对比
4 结论
为了研究增压直喷发动机冷启动特性及规律，本文基于三维CFD软件STAR-CD对长安蓝芯1.5TGDI发动机冷启动工况进行仿真分析，本文的主要结论：燃料组分对缸内混合气浓度分布有一定影响，在冷启动工况采用异辛烷（模拟汽油）为燃料计算缸内喷雾、蒸发及混合气浓度分布时应考虑燃料组分带来的偏差；采用优化的冷启动喷射策略，可保证在点火前缸内的液滴燃料充分蒸发，可以在点火时刻在火花塞附近形成较理想的可燃混合气分布，有利于增加着火可靠性及降低循环变动。
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