張志強(qiáng)，趙福全，，鄧 俊，李理光，沈 源

(1.同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 200092;2.浙江吉利汽車研究院有限公司，杭州 311201)

前言

憑借在動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和可靠性等方面的優(yōu)勢(shì)，柴油機(jī)在商用車和乘用車得到廣泛的使用。但傳統(tǒng)的柴油機(jī)為擴(kuò)散燃燒方式，其燃燒過程中形成的高溫過濃區(qū)和高溫火焰區(qū)分別會(huì)形成大量的碳煙和NOx排放。理論研究證明傳統(tǒng)的柴油機(jī)存在著碳煙和NOx排放的最低極限［1］。為突破排放極限和提高熱效率，近年來國內(nèi)外廣泛開展新型燃燒方式的研究，其中最典型的是均質(zhì)混合氣壓縮著火燃燒方式(homogeneous charge compression ignition，HCCI)和基于EGR稀釋的低溫燃燒(low temperature combustion，LTC)方式［2-4］。

LTC燃燒方式能夠在保持低排放的同時(shí)，具有工況范圍較寬的優(yōu)勢(shì)。因此該技術(shù)獲得高度重視，學(xué)術(shù)界對(duì)此已經(jīng)展開大量的研究。

文獻(xiàn)［5］中的研究結(jié)果表明，隨著 EGR的增加，碳煙前驅(qū)體呈現(xiàn)二次曲線變化趨勢(shì)。文獻(xiàn)［6］中對(duì)生物柴油和柴油進(jìn)行低溫燃燒試驗(yàn)研究也得到類似結(jié)果。文獻(xiàn)［7］中利用激光成像診斷技術(shù)進(jìn)行低溫燃燒過程研究，發(fā)現(xiàn)與傳統(tǒng)燃燒相比，NOx生成不局限在油束周圍的稀薄火焰區(qū)，而是貫穿生成于油束橫截面的大量區(qū)域;碳煙的生成集中在油束頭部區(qū)域。文獻(xiàn)［8］～文獻(xiàn)［12］中進(jìn)行渦流比、進(jìn)氣溫度、噴油時(shí)刻、進(jìn)氣增壓度、EGR率和噴油壓力等參數(shù)對(duì)低溫燃燒影響的研究，并獲得最佳的參數(shù)和低溫燃燒效果。

縱觀目前的研究現(xiàn)狀，低溫燃燒的研究主要集中在中低負(fù)荷，向大負(fù)荷拓展仍有較多問題有待解決，并且研究相對(duì)較少。為此本文中首先通過仿真，分析大負(fù)荷工況下不同EGR率對(duì)燃油霧化過程、燃燒過程、排放歷程和發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率與經(jīng)濟(jì)性的影響;然后利用噴油定時(shí)和后噴手段實(shí)現(xiàn)低溫燃燒過程的優(yōu)化。

1 計(jì)算模型、工況條件和模型驗(yàn)證

1.1 計(jì)算模型簡介

1.1.1 湍流模型

基于Durbin 橢圓松弛概念［13-14］的 k-ζ-f模型用來模擬缸內(nèi)氣流的湍流運(yùn)動(dòng)。該模型以速度尺度比ζ替代傳統(tǒng)k-ε模型中的速度尺度，同時(shí)運(yùn)用基于準(zhǔn)線性壓力-應(yīng)變模型的壁面邊界條件橢圓方程f［15-16］，因而比 k-ε 模型具有更好的計(jì)算穩(wěn)定性和對(duì)計(jì)算網(wǎng)格的適應(yīng)性［17］。

1.1.2 燃油霧化和壁面油膜形成模型

燃油的霧化過程采用WAVE模型來模擬，并假設(shè)噴射的初始油滴尺寸與噴孔出口直徑相同［18］。

采用Wallfilm模型計(jì)算燃油噴射碰壁后形成的油膜。該模型基于文獻(xiàn)［19］和文獻(xiàn)［20］中的試驗(yàn)成果而建立，其中影響油膜形成的關(guān)鍵因素有壁面溫度、燃油的黏度和表面張力等［21］。在該模型中通過K值來判斷是否形成油膜，K值的計(jì)算公式為

式中:Oh為歐尼索格數(shù)，反映表面張力和黏性力的綜合作用;Re為雷諾數(shù)，反映慣性力與黏性力之比;ρ為燃油密度;d為油滴直徑;un為燃油沿壁面法向速度;μ和σ分別為燃油的黏度和表面張力。

當(dāng)K＜57.7時(shí)，碰壁后燃油將全部粘附在壁面，沒有任何反彈或破碎;當(dāng)K＞57.7時(shí)，碰壁后的燃油將發(fā)生破碎和反彈，并隨著K值的增大，燃油破碎得更加充分，油滴直徑變得更小。

1.1.3 燃燒和排放模型

燃燒過程采用Extended Coherent Flame-3Z(簡稱為ECFM-3Z)模型進(jìn)行模擬。

NOx的生成采用擴(kuò)展的Zeldovich模型進(jìn)行模擬;碳煙形成和氧化過程采用Kennedy_Hiroyasu_Magnussen模型［22-23］來模擬，該模型將燃燒過程的化學(xué)反應(yīng)率和物理反應(yīng)率的方程進(jìn)行結(jié)合，可以模擬出碳煙的成核、表面生長和氧化過程。

1.2 網(wǎng)格的劃分和研究工況條件

由于柴油機(jī)燃燒室具有軸對(duì)稱特點(diǎn)，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，計(jì)算區(qū)域根據(jù)噴油器噴孔數(shù)(8孔)，取為燃燒室的1/8，計(jì)算過程從進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻(213°CA)到排氣門打開時(shí)刻(499°CA)。圖1給出位于上止點(diǎn)時(shí)刻的燃燒室網(wǎng)格，其側(cè)壁邊緣凸起部分是燃燒室補(bǔ)償容積，該補(bǔ)償容積能夠保證在不同曲軸轉(zhuǎn)角下壓縮比的一致性［24］，整個(gè)燃燒室網(wǎng)格數(shù)為24127個(gè)。

本文中研究對(duì)象為高壓共軌、增壓中冷、高速輕型柴油機(jī)，其主要參數(shù)如表1所示。

表1 柴油機(jī)基本參數(shù)

為了研究大負(fù)荷工況下低溫燃燒對(duì)柴油機(jī)性能的影響，故選擇中間轉(zhuǎn)速(2200r/min)下，平均指示有效壓力為1.5MPa的工況點(diǎn)(每循環(huán)噴油量為55mg)，其他工況參數(shù)如表2所示。

表2 模擬研究工況參數(shù)

1.3 模型的驗(yàn)證

圖2和圖3為模擬得到的缸壓、NOx和碳煙排放數(shù)據(jù)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，二者基本一致，說明所建模型是合理的，并能應(yīng)用于后續(xù)的模擬研究。

2 不同EGR率下低溫燃燒研究與分析

由于研究中工況為大負(fù)荷工況，為避免大EGR率導(dǎo)致燃燒過于惡化，所以采用的最大EGR率為20%;同時(shí)研究中的EGR均為經(jīng)充分冷卻后的廢氣(溫度均為45℃)，以保持各個(gè)研究工況下的初始溫度相同;為簡化研究，噴油模式為單次噴射，噴油定時(shí)和原機(jī)一樣，固定為4°CA BTDC。

2.1 缸內(nèi)霧化過程分析

圖4和圖5分別為不同EGR率(0、5%、10%、15%、20%)下蒸發(fā)燃油、碰壁燃油和壁面形成的油膜的質(zhì)量分?jǐn)?shù)(質(zhì)量分?jǐn)?shù)為對(duì)應(yīng)質(zhì)量占噴油量的分?jǐn)?shù);壁面統(tǒng)指燃燒室表面、缸壁面和缸蓋底面等計(jì)算域內(nèi)部壁面)。

隨著EGR率的增大，缸內(nèi)的溫度(如圖6所示)和壁面溫度(如圖5所示)隨之降低，導(dǎo)致燃油蒸發(fā)速度變緩和更多的燃油噴射碰壁，并形成較多的油膜。為此采用EGR后，將導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率降低和油耗增加。另外形成較多的油膜將會(huì)增加對(duì)缸壁機(jī)油的侵蝕［25］，并導(dǎo)致碳?xì)渑欧诺脑黾印?/p>

2.2 缸內(nèi)燃燒過程分析

圖6～圖9分別為不同EGR率下缸內(nèi)溫度、壓力、放熱率、累計(jì)放熱量、滯燃期和燃燒持續(xù)期的對(duì)比(滯燃期定義為自噴油開始至累計(jì)放熱量達(dá)10%時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角;燃燒持續(xù)期為累計(jì)放熱量達(dá)10%至90%之間的曲軸轉(zhuǎn)角)。

隨著EGR率的增大，缸內(nèi)氣體的比熱容隨之增大，缸內(nèi)溫度降低。如圖6所示，在360°CA(即壓縮上止點(diǎn))，EGR=20%與EGR=0時(shí)相比，缸內(nèi)溫度降低近20K;缸內(nèi)溫度的峰值也降低150K。采用EGR后，較低的缸內(nèi)溫度和缸內(nèi)壓力(如圖7所示)導(dǎo)致滯燃期的增大，如圖8所示，EGR率從0增大到20%，滯燃期從8.4°CA增大到9°CA，燃燒持續(xù)期從44.3°CA增大到47.7°CA，整個(gè)燃燒過程遠(yuǎn)離TDC，導(dǎo)致燃燒定容度和燃燒效率下降;同時(shí)如圖9所示，放熱率峰值和累計(jì)放熱量下降，這也解釋了采用EGR后熱效率的降低和油耗的增加。

圖10為不同EGR率下發(fā)動(dòng)機(jī)的指示熱效率ηi和指示燃油消耗率bi的對(duì)比。隨著EGR率的增大，燃燒定容度下降，并且形成較多油膜，導(dǎo)致燃燒效率的降低，最終導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率下降，同時(shí)指示燃油消耗率大幅增加。

2.3 缸內(nèi)排放物生成歷程分析

研究表明，導(dǎo)致NOx排放急劇增加的條件是局部當(dāng)量比小于0.9和溫度超過2200K(將滿足該條件的區(qū)域稱為高溫稀區(qū))［25-26］。減少高溫稀區(qū)的存在將有效減少NOx的生成，這也正是采用低溫燃燒能夠大幅降低NOx排放的主要原因。而碳煙主要在高溫濃區(qū)(局部當(dāng)量比大于1.5和溫度高于1500K的區(qū)域)內(nèi)生成［27］。為結(jié)合 NOx和碳煙的生成關(guān)鍵區(qū)域(分別指高溫稀區(qū)和高溫濃區(qū))來研究不同EGR率下NOx和碳煙排放歷程，編寫程序耦合到FIRE軟件中，以輸出不同曲軸轉(zhuǎn)角下NOx和碳煙生成關(guān)鍵區(qū)域的占總計(jì)算區(qū)域的體積分?jǐn)?shù)。

圖11為不同EGR率下NOx生成歷程和高溫稀區(qū)體積分?jǐn)?shù)的對(duì)比。從365°CA附近開始，伴隨著燃燒過程的進(jìn)行，高溫稀區(qū)體積分?jǐn)?shù)開始急劇增大，與此同時(shí)NOx迅速生成;隨著EGR率從0增大到20%，高溫稀區(qū)的出現(xiàn)時(shí)刻變晚和維持時(shí)間變短，同時(shí)其最大體積分?jǐn)?shù)迅速減小(從0.15減至0.03)，NOx生成量也迅速減小(從1kg燃油排放44.4g減至1.3g)。由此證明基于EGR實(shí)現(xiàn)低溫燃燒能夠有效地將NOx排放降低至極低的范圍。

不同EGR率下碳煙生成歷程和高溫濃區(qū)體積分?jǐn)?shù)的對(duì)比如圖12所示。從365°CA到380°CA，高溫濃區(qū)體積分?jǐn)?shù)大幅增加至最大，與此同時(shí)碳煙迅速生成，同樣在380°CA達(dá)到最大;隨著EGR率的增大，缸內(nèi)空燃比變小，所以高溫濃區(qū)體積分?jǐn)?shù)增大，同時(shí)碳煙生成量也在增加;從380°CA往后，燃燒趨于結(jié)束，缸內(nèi)的溫度開始降低，燃油逐漸消耗，所以高溫濃區(qū)體積逐漸減少，與此同時(shí)，主要受氧化作用影響，碳煙逐漸減小。

從上述分析可知，隨著EGR率的增大，NOx排放顯著減少，實(shí)現(xiàn)低溫燃燒降低NOx排放的目標(biāo);但過大的EGR率將導(dǎo)致碳煙排放惡化和熱效率降低及油耗激增。在此折中地選擇EGR率為10%，后面將基于此EGR率進(jìn)行低溫燃燒的優(yōu)化研究。

3 低溫燃燒的優(yōu)化研究

采用EGR后，滯燃期增加，燃燒過程遠(yuǎn)離TDC，燃燒定容度下降，影響發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率和經(jīng)濟(jì)性，為此須對(duì)噴油定時(shí)進(jìn)行優(yōu)化研究，以改善燃燒和提高發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。同時(shí)采用EGR后，碳煙排放大幅增加，為此通過后噴來實(shí)現(xiàn)對(duì)碳煙排放的降低。

3.1 噴油定時(shí)優(yōu)化研究

圖13～圖17分別為不同噴油定時(shí)(start of injection，SOI)下缸壓、缸內(nèi)溫度、放熱率、累計(jì)放熱量、滯燃期及燃燒持續(xù)期、指示熱效率和指示燃油消耗率的對(duì)比結(jié)果。

SOI從 4°CA BTDC 提前到 10°CA BTDC，滯燃期從8.7°CA增加到9.1°CA，這主要是由于在較早的噴油時(shí)刻下缸內(nèi)的壓力和溫度較低，燃油無法立即開始燃燒，導(dǎo)致滯燃期較長。同時(shí)滯燃期越長，在滯燃期內(nèi)噴射的燃油越多，導(dǎo)致放熱率峰值越高，且燃燒持續(xù)期縮短(如圖15所示)，同時(shí)缸內(nèi)壓力和溫度也將隨之增高(如圖13和圖14所示)。其中SOI為8和10°CA BTDC時(shí)，缸壓峰值大于16MPa，超過發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋的承受極限。另外缸內(nèi)溫度的升高將導(dǎo)致NOx排放的增大。

提前噴油會(huì)使得燃燒過程靠近TDC，作功能力得到提高，燃燒等容度加大［28］，所以如圖17所示，隨著 SOI從4°CA BTDC 提前到 10°CA BTDC，發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率增加，同時(shí)指示燃油消耗率減少。

圖18為不同SOI下，NOx和碳煙排放的對(duì)比。SOI從 4°CA BTDC 提前到 10°CA BTDC，1kg燃油NOx排放從9.1增大到24.3g，其主要原因是隨著噴油提前，缸內(nèi)燃燒溫度大幅升高所致;而碳煙排放基本維持0.025g左右，變化幅度較小，這主要是因?yàn)閲娪蜁r(shí)刻的改變不會(huì)改變空燃比。

綜合發(fā)動(dòng)機(jī)的缸壓承受極限、發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率、經(jīng)濟(jì)性和排放的考慮，SOI優(yōu)化后選定其為6°CA BTDC，優(yōu)化前后各項(xiàng)性能對(duì)比如表3所示，其中優(yōu)化后的熱效率和經(jīng)濟(jì)性較優(yōu)化前得到了改善;碳煙排放在優(yōu)化前后差別不大;而1kg燃油NOx排放從優(yōu)化前的9.1g提高到優(yōu)化后的12.5g，有近37%的提高，但是相對(duì)于原始工況(1kg燃油 NOx排放為44.4g)仍處于較低水平。

表3 SOI優(yōu)化前后各項(xiàng)性能對(duì)比

3.2 后噴對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放性能的影響研究

采用EGR后，NOx排放大幅的減少，但碳煙排放卻大量增加。利用后噴射引起缸內(nèi)的湍流擾動(dòng)和后燃放熱可以加速碳煙的氧化，降低碳煙排放［29-30］。

后噴方案的命名方式為“Po主后噴間隔-后噴量”，如“Po15-3.75”表示主后噴間隔為 15°CA，后噴量為3.75mg。

分別將主后噴間隔固定為15°CA和后噴量固定為3.75mg，對(duì)比放熱率和碳煙的排放。

在主后噴間隔固定為15°CA，后噴量分別為3、3.75和4.5mg的后噴方案對(duì)比如圖19所示，不同后噴量下，放熱率曲線在主噴階段均與不帶后噴相似，但隨著后噴量增加，主噴油量相應(yīng)減少，主噴階段放熱率峰值下降;在392°CA開始出現(xiàn)后噴放熱，其放熱率峰值隨后噴量的增加而略有增大。不同后噴量下碳煙生成歷程在主噴階段均與不帶后噴相似，而隨后噴量的增加，主噴階段碳煙排放略有降低;在392°CA開始由于后噴射的擾動(dòng)和加熱作用，碳煙氧化速度加快，碳煙排放明顯降低;但當(dāng)后噴量為4.5mg時(shí)，由于后噴量過大，未能充分氧化和燃燒，導(dǎo)致碳煙排放比后噴量為3和3.75mg的要多。

后噴量固定為3.75mg時(shí)，不同主后噴間隔下的對(duì)比如圖20所示。在主后噴間隔為10°CA時(shí)，后燃的放熱率峰值較小，這是因?yàn)楹髧娺^早時(shí)油束缺乏氧氣補(bǔ)給［31］，導(dǎo)致燃燒不充分，放熱不多，同時(shí)也導(dǎo)致碳煙排放較高。在主后噴間隔為20°CA下后燃過程過于拖后，促進(jìn)碳煙的氧化效果不如主后噴間隔為15°CA的方案。

所有的后噴方案下的NOx和碳煙生成量對(duì)比如圖21和圖22所示。不同后噴方案下NOx排放相比不帶后噴時(shí)有一定的降低，并顯現(xiàn)出隨著后噴量增大而減小的趨勢(shì)，這主要是由于總噴油量不變，后噴油量的增加導(dǎo)致主噴油量的減少，進(jìn)而主燃燒階段放熱量和高溫稀區(qū)體積分?jǐn)?shù)減少，最終導(dǎo)致NOx排放減少。碳煙排放在較小后噴量方案(3和3.75mg)下較低;在最大的后噴量方案(4.5mg)下，碳煙排放相比不帶后噴降低不多，在主后噴間隔為10°CA時(shí)甚至比不帶后噴時(shí)大。

綜合所有后噴方案，Po15-3.75方案的碳煙排放相比不帶后噴時(shí)降幅最大(為12.2%)，選為最優(yōu)后噴方案。

3.3 低溫燃燒優(yōu)化后排放與原機(jī)的對(duì)比

圖23和圖24為在380°CA和400°CA時(shí)原始工況(EGR=0)和低溫燃燒優(yōu)化后的缸內(nèi)NOx和碳煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)的對(duì)比。相比EGR=0，低溫燃燒優(yōu)化后，NOx排放得到極大的降低，NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)和分布區(qū)域均大幅減少。通過低溫燃燒優(yōu)化后的碳煙排放相比EGR=0時(shí)變化不大，在380°CA時(shí)碳煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)和分布區(qū)域相似;但在400°CA時(shí)，由于少量后噴燃油噴入燃燒室唇口部位，所以相比EGR=0，在該區(qū)域出現(xiàn)少量碳煙。

圖25為從EGR=0到低溫燃燒及優(yōu)化后的排放物變化路徑，可以發(fā)現(xiàn)經(jīng)低溫燃燒及優(yōu)化后，在保持碳煙排放基本不變的前提下，實(shí)現(xiàn)了NOx排放的大幅降低(從原始工況下的1kg燃油排放44.4g降低到11g)，降幅為75.2%。

4 結(jié)論

(1)隨著EGR率的增大，缸內(nèi)溫度和壁面溫度下降，導(dǎo)致燃油霧化效果變差，形成的壁面油膜增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的指示熱效率降低和指示燃油消耗率增加，NOx排放大幅降低，而碳煙排放也有一定增加。

(2)對(duì)噴油定時(shí)優(yōu)化后(相比原機(jī)噴油定時(shí)提前2°CA)，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率和經(jīng)濟(jì)性得到改善。

(3)經(jīng)后噴優(yōu)化(優(yōu)化方案為Po15-3.75)，碳煙排放降低，并和原機(jī)的碳煙排放相近。

(4)經(jīng)低溫燃燒及優(yōu)化后，在保證熱效率、經(jīng)濟(jì)性和碳煙排放與原機(jī)相近前提下，實(shí)現(xiàn)NOx排放的大幅降低(從原始工況的1kg燃油排放44.4g降低到11g)，降幅為75.2%。

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