米一銘，朱建軍，李 鵬，張翠平，張 強

（太原理工大學(xué)機械與運載工程學(xué)院，太原 030024）

從節(jié)能減排方面來看，活性控制壓燃（reactivity controlled compression ignition，RCCI）是一種擁有巨大潛力的燃燒模式，RCCI的實質(zhì)是通過改變噴入缸內(nèi)2種理化性質(zhì)不同燃料的比例和時刻，使可燃混合氣具有濃度分層，來控制可燃混合氣的活性和濃度，通過這種方法可以靈活地調(diào)節(jié)燃燒過程。在多種燃料搭配中，甲醇的生產(chǎn)原料比較廣泛，有利于降低成本，對于理化性質(zhì)方面來說，甲醇的汽化潛熱值相較于大多數(shù)代用燃料較高，這一特點使其可以有效降低燃燒溫度，甲醇自身含氧、辛烷值高且抗爆性好，因此甲醇目前并未得到廣泛的應(yīng)用，但其優(yōu)勢明顯，雖然是在RCCI燃燒模式中，甲醇也會是一種很好的燃料。

西安交通大學(xué)魏衍舉等［1］對排放中的甲醇和甲醛進行了深入的研究，結(jié)果表明：甲醇的排放主要源自于未燃燒的燃油，且與缸內(nèi)最高溫度密切相關(guān)。天津大學(xué)姚春德課題組［2-5］通過實驗研究了甲醇／柴油組合燃燒，研究發(fā)現(xiàn)：進氣道噴入甲醇的甲醇／柴油組合燃燒模式對于提高最高燃燒壓力、最大放熱率和最大壓力升高率等動力性方面有著顯著的影響，但同時也會直接導(dǎo)致甲醇、甲醛等類似非常規(guī)排放物在一定程度上發(fā)生增長；當提高甲醇噴射的總量時，從動力性方面來看，最高燃燒壓力和壓力升高率逐漸增加，但對于排放來說，顆粒物的質(zhì)量濃度和數(shù)量濃度有一定程度的下降，NOx排放先增加后降低。太原理工大學(xué)武文捷［6］研究了甲醇噴入時刻對缸內(nèi)雙噴發(fā)動機燃燒及排放的影響，結(jié)果表明：甲醇噴入時刻為70°CA BTDC時，燃燒等容度更好，CO和SOOT的排放量較低，NOx的排放量略微增加；甲醇噴入時刻為10°CA BTDC時，缸內(nèi)以擴散燃燒為主，缸內(nèi)溫度較低，甲醇燃燒不充分，排放較差。

本研究團隊設(shè)計了一種缸內(nèi)雙直噴燃油供給方法，該方法是由甲醇燃料供給系統(tǒng)與柴油燃料供給系統(tǒng)通過電子控制單元將甲醇預(yù)混合氣柴油引燃的燃燒模式，實現(xiàn)雙燃料柴油機燃油供給。本發(fā)明通過增加第二套缸內(nèi)直噴的供油系統(tǒng)，可以充分利用不同燃料的性質(zhì)，通過改變2種燃料的噴射策略實現(xiàn)缸內(nèi)燃油空氣混合氣的流場特性的控制，從而達到發(fā)動機實時工況的高效清潔燃燒。

本文通過改變引燃柴油預(yù)噴策略下的主噴時刻，在本團隊設(shè)計的缸內(nèi)雙直噴燃油供給方法基礎(chǔ)上，通過使用三維流體仿真軟件，在RCCI燃燒模式下對甲醇燃料的應(yīng)用進行仿真模擬，并對燃燒過程進行了仿真分析，采用控制變量法來探究改變引燃柴油主噴時刻對甲醇／柴油RCCI發(fā)動機性能的影響。

1 仿真模型的搭建和模型的校準

使用三維流體仿真軟件，通過采用RCCI燃燒模式控制甲醇和柴油這2種理化性質(zhì)差異較大的燃料的燃燒過程。搭建燃燒室模型，并設(shè)置計算模型，確定邊界條件和初始參數(shù)，最后根據(jù)臺架試驗所得到的數(shù)據(jù)調(diào)整仿真模型。

本次仿真使用的是正庚烷／甲醇反應(yīng)簡化機理，共有43種組分、65步反應(yīng)［7］。甲醇噴嘴的安裝位置如圖1所示，柴油噴油器的位置與原發(fā)動機的位置一致，甲醇噴油器選用的是某缸內(nèi)直噴汽油機的噴油器，噴孔共有6個，噴射壓力為15 MPa，油束之間的夾角為100°。

圖1 甲醇噴嘴的安裝示意圖

1.1 柴油機燃燒室模型的搭建

本文基于YN33CRD3柴油機，搭建三維流體仿真模型，YN33CRD3柴油機主要結(jié)構(gòu)參數(shù)以及臺架試驗部分運行參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機運行參數(shù)

通過查找資料獲得柴油機燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴油器的噴油及結(jié)構(gòu)參數(shù)，繪制出燃燒室的三維模型，然后將三維模型導(dǎo)入到三維流體仿真軟件中，最后創(chuàng)建出燃燒室模型，如圖2所示。表2為模型網(wǎng)格設(shè)置及網(wǎng)格加密設(shè)置參數(shù)。

圖2 燃燒室仿真模型示意圖

表2 網(wǎng)格尺寸及加密設(shè)置

本次仿真在進氣門關(guān)閉到排氣門開啟這段時間內(nèi)，模擬氣缸內(nèi)的燃燒過程。定義壓縮沖程上止點為0°CA。

考慮到模型計算時的準確性，其網(wǎng)格和加密設(shè)置如下：設(shè)置基礎(chǔ)網(wǎng)格為4 mm，并在其基礎(chǔ)上對燃燒室、噴油器以及噴入燃燒室內(nèi)的油束等進行了部分加密，分別對燃燒室部分設(shè)置1級加密，噴油器部分設(shè)置2級球形加密，對噴入缸內(nèi)的油束設(shè)置1級加密。圖3和圖4分別為進氣門關(guān)閉時模型的網(wǎng)格情況以及壓縮上止點時模型的網(wǎng)格情況。

1.2 計算模型、邊界條件及初始參數(shù)的設(shè)定

1.2.1 計算模型的設(shè)定

本仿真模型選用雷諾平均（RANS）的重整化群（RNG）k-ε作為湍流模型。選用KH-RT（kelvinhelmholtz-rayleigh taylor）組合模型作為液體破碎模型，對于貫穿度和平均索特粒徑來說，KH-RT組合模型得到的仿真結(jié)果更接近試驗結(jié)果［8］。選用K-H機理作為組合模型中液滴的初始霧化，選用R-T機理作為二次霧化，基于破碎長度切換2種模型。由于SAGE可以更好地模擬出RCCI燃燒模式的著火和燃燒情況，因此本次仿真選用此燃燒模型。仿真模型中選用擴展的Zeldovich模型（extended zeldovich NOxmodel）作為 NOx排放模型。選用修正的廣安2步模型作為SOOT生成模型，主要是因為此模型的計算較為便捷，可以在保證計算精度前提下減小一定的計算量。

圖3 進氣門關(guān)閉時仿真模型的網(wǎng)格示意圖

圖4 上止點時仿真模型的網(wǎng)格示意圖

1.2.2 邊界條件及初始參數(shù)的確定

溫度邊界條件在查閱文獻后得出［9］。速度邊界條件：活塞的運動速度設(shè)置為通過計算得到的實際速度，缸蓋和噴油器等部件靜止。

初始燃燒室內(nèi)的湍動能（TKE）和湍流長度尺度（TLS）由以下公式計算得出［10］。

式中：u表示湍流脈動速度；h為發(fā)動機沖程；n為發(fā)動機轉(zhuǎn)速；hV為氣門最大升程。

1.3 模型計算結(jié)果驗證

本次試驗用機是YN33CRD柴油機，試驗中采用四川誠邦 ET2000測控系統(tǒng)，缸壓傳感器為Kistler 6056A41，對缸壓數(shù)據(jù)進行采集與分析使用的是德維創(chuàng)公司的DEWE-800-CA-SE燃燒分析儀，設(shè)定曲軸轉(zhuǎn)角分辨率為0.1°CA，發(fā)動機運行工況為 n＝2 000 r／min，IMEP＝0.65 MPa。

采集相同工況下發(fā)動機燃燒數(shù)據(jù)，對比仿真和試驗所得到的結(jié)果如圖5所示。由圖5可以看出，原機在試驗時測得的缸內(nèi)壓力與模型仿真所得到的缸內(nèi)壓力誤差在合理的誤差范圍之內(nèi)，因此，本次仿真建立的模型可以較真實地反映出試驗的情況。

圖5 臺架試驗與仿真結(jié)果

2 仿真結(jié)果分析

轉(zhuǎn)速為2 000 r／min，50%負荷工況，甲醇占能比為50%，甲醇的噴射壓力為15 MPa時進行本次仿真，噴射時刻為100°CA BTDC，引燃柴油的預(yù)噴時刻為15.5°CA BTDC，噴射壓力為103.2MPa，主噴時刻分別設(shè)置為 6°CA BTDC、3.5°CA BTDC、1°CA BTDC、1.5°CA ATDC和4°CA ATDC。

2.1 引燃柴油預(yù)噴策略下主噴定時對燃燒特性的影響

2.1.1 缸內(nèi)燃燒壓力和壓力升高率

在引燃柴油的預(yù)噴策略下，不同主噴時刻對缸內(nèi)平均壓力和壓力升高率的變化趨勢如圖6所示。從圖6中可以看出，相比于主噴時刻在上止點前的缸內(nèi)壓力，主噴時刻在上止點后的缸內(nèi)壓力較小，當引燃柴油的主噴時刻在6°CA BTDC時缸內(nèi)爆發(fā)出最大壓力（為12.2 MPa），這一峰值的形成原因是燃料的燃燒；當引燃柴油的主噴時刻在4°CA ATDC時，缸內(nèi)爆發(fā)出最大壓力（為10.78 MPa），這一峰值形成的原因是活塞的壓縮，需要注意的是，相比于活塞壓縮峰值，燃燒壓力峰值較小。從圖6中可以清晰看出，燃燒室內(nèi)的燃燒壓力峰值在不斷減小，活塞壓縮形成的壓力峰值越來越明顯，且此峰值在引燃柴油主噴時刻過于滯后時會逐漸增大，甚至超過燃燒所產(chǎn)生的壓力峰值。這是因為柴油主噴時刻推遲的過程中，燃料燃燒所對應(yīng)的曲軸相位不斷遠離上止點，致使當活塞下行階段時，很大一部分的燃料得以燃燒并作功，由此可以得出缸內(nèi)壓力最大值確實會稍有降低，而且當燃燒時刻對應(yīng)的曲軸相位滯后的幅度較大時，以活塞壓縮為成因的缸內(nèi)壓力最大值也會因此變得更加明顯。

圖6 引燃柴油主噴時刻對缸內(nèi)壓力和壓力升高率的影響

相比于缸內(nèi)壓力的變化情況，壓力升高率的變化趨勢變化不大，當引燃柴油的主噴時刻為6°CA BTDC時，壓力升高率的峰值最高，3.5°CA BTDC、1°CA BTDC等噴油時刻的峰值基本維持穩(wěn)定。由于活塞壓縮所導(dǎo)致的壓升率峰值逐漸凸顯，隨著柴油主噴時刻的推遲，引燃柴油在缸內(nèi)燃燒所導(dǎo)致的壓力升高率峰值會逐漸遠離上止點。

2.1.2 缸內(nèi)平均溫度

燃燒室內(nèi)溫度的變化曲線隨引燃柴油主噴時刻變化的趨勢如圖7所示。從圖7可以看出，所述氣缸內(nèi)溫度峰值隨引燃柴油主噴正時的滯后逐漸減小，并且直接影響峰值對應(yīng)的曲軸相位，使其逐步推遲，特別是當主噴時刻在上止點后時，這一現(xiàn)象尤為明顯。由于活塞壓縮所導(dǎo)致的缸內(nèi)溫度峰值逐漸凸顯，缸內(nèi)溫度的峰值也會由于引燃柴油主噴而逐漸降低。當引燃柴油設(shè)置為在1.5°CA ATDC噴射時，可以明顯看到由活塞壓縮引起的缸內(nèi)溫度的峰值，且由于引燃柴油主噴時刻的逐漸推遲，這種現(xiàn)象變得越來越明顯。

圖7 引燃柴油主噴時刻對缸內(nèi)溫度的影響

2.1.3 缸內(nèi)甲醇及甲醇／柴油可燃混合氣濃度分布

圖8為16°CA BTDC時缸內(nèi)甲醇濃度分布情況。從圖8可以看出，在引燃柴油還未噴入缸內(nèi)時，噴射正時為100°CA BTDC的甲醇在缸內(nèi)分布均勻。8°CA BTDC時，缸內(nèi)的甲醇／柴油混合氣濃度分布如圖9所示。從圖9可看出，預(yù)噴的引燃柴油進入缸內(nèi)，缸內(nèi)混合氣濃度整體上升，并且混合氣也已經(jīng)形成了明顯的梯度，有利于燃燒時火焰的傳播。圖10為不同引燃柴油主噴時刻下的濃度場分布。

圖8 16°CA BTDC時甲醇在缸內(nèi)的濃度場分布示意圖

圖9 8°CA BTDC時甲醇／柴油混合氣在缸內(nèi)的濃度場分布示意圖

圖10 不同引燃柴油主噴時刻下的濃度場分布示意圖

2.2 引燃柴油預(yù)噴策略下主噴定時對排放特性的影響

2.2.1 HC排放

燃燒室內(nèi)HC含量變化曲線和HC排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢如圖11所示。

圖11 缸內(nèi)HC含量及HC排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢

由圖11可知，當甲醇在100°CA BTDC噴射時，燃燒室內(nèi)的HC含量會急劇增加，在引燃柴油預(yù)噴射后，缸內(nèi)的可燃混合氣發(fā)生劇烈的氧化反應(yīng)，因此HC的含量會發(fā)生較大幅度的降低。之后當引燃柴油主噴射時，缸內(nèi)的柴油第二次發(fā)生氧化，并且由于主噴的柴油量更大，這時缸內(nèi)HC的含量會再次形成一個顯著的峰值，并且隨引燃柴油主噴時刻的逐步滯后，峰值的相位不斷推遲，與此同時，HC的排放量也隨之增多。通過分析可以得出，引燃柴油主噴正時的不斷推遲，致使主燃燒時刻所對應(yīng)的曲軸相位滯后，因此燃燒持續(xù)期相對延長，在這一情況下，處于后燃階段的部分燃油并沒有完全發(fā)生氧化反應(yīng)，因而隨這引燃柴油主噴時刻的推遲，缸內(nèi)HC的排放量而逐漸增多。

2.2.2 NOx排放

燃燒室內(nèi)NOx含量變化曲線和NOx排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢如圖12所示。

圖12 缸內(nèi)NO x含量及NO x排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢

從圖12中曲線可以看出，隨著引燃柴油主噴時刻的滯后，曲軸轉(zhuǎn)角位于0°～30°CA ATDC時，曲線的降幅顯著，這意味著NOx生成的速率降低，并且NOx的排放量也隨著減小，引燃柴油的主噴時刻由6°CA BTDC逐漸推遲至4°CA ATDC時，NOx的排放量降低了59%，而且總體上來看，當噴射定時設(shè)置在上止點后時，NOx的排放要比設(shè)置上止點前的排放低。這是因為NOx生成的條件是高溫、富氧以及反應(yīng)持續(xù)時間［11］，由于引燃柴油主噴時刻的推遲，直接導(dǎo)致了燃燒室內(nèi)的最高溫度逐步下降，在一定程度上阻止了NOx的生成，導(dǎo)致NOx排放逐步減少。因此，推遲引燃柴油的主噴時刻對于降低發(fā)動機的NOx排放量來說是十分有利的。

2.2.3 SOOT排放

燃燒室內(nèi)SOOT含量變化曲線和SOOT排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢如圖13所示。從圖13可知，燃燒室內(nèi)SOOT含量峰值相位逐步推后，這是因為引燃柴油主噴時刻的不斷推遲。與此同時，SOOT排放量顯著增加，這是因為引燃柴油主噴時刻不斷滯后直接影響了缸內(nèi)的燃燒溫度，逐漸下降的缸內(nèi)燃燒溫度破壞了SOOT發(fā)生氧化反應(yīng)的條件，致使SOOT的排放量不斷增多。

圖13 缸內(nèi)SOOT含量及排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢

2.2.4 CO排放

燃燒室內(nèi)CO含量變化曲線和CO排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢如圖14所示。由圖14可知，缸內(nèi)CO含量峰值相位由于引燃柴油主噴時刻的不斷推后而逐漸滯后，而且CO排放量在不斷的升高。這是因為引燃柴油主噴時刻不斷推后直接降低了缸內(nèi)的最高溫度，導(dǎo)致了柴油的霧化蒸發(fā)情況在一定程度上發(fā)生了惡化，同時燃燒相位的不斷滯后，燃燒持續(xù)期變長使得后燃階段在燃燒中所占的比例逐漸變大，最終導(dǎo)致CO排放逐漸升高。

圖14 缸內(nèi)CO含量及排放量隨引燃柴油主噴時刻的變化趨勢

3 結(jié)論

1）缸內(nèi)壓力的峰值由于引燃柴油主噴時刻的逐漸推遲而推遲，當推遲至壓縮行程上止點之后，可以明顯地觀察到活塞壓縮所形成的缸內(nèi)壓力峰值，與此同時，燃料燃燒所形成的壓力峰值逐漸降低并低于活塞壓縮所形成的缸內(nèi)壓力峰值。

2）預(yù)噴策略下引燃柴油的主噴時刻在3.5°CA BTDC時排放情況最佳，缸內(nèi)的燃燒情況也較好，這是因為主噴時刻不斷推遲，HC、SOOT和CO排放量均逐漸增多，但NOx的排放量隨之減少，適當將主噴時刻推遲，設(shè)置于上止點之后，缸內(nèi)的燃燒情況變差，污染物排放量逐漸升高。