陳貴升，魏 峰，肖仁鑫，張敬賢，王震江，張 涵

（昆明理工大學(xué)，云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，昆明650500）

前言

面對(duì)日益嚴(yán)格的排放法規(guī)以及石油資源的匱乏，人們不斷地去開發(fā)新的代用燃料［1-2］。在眾多代用燃料中，天然氣因其存儲(chǔ)量豐富、價(jià)格低廉、燃燒清潔而應(yīng)用廣泛［3］。在柴油發(fā)動(dòng)機(jī)中利用天然氣的最佳方法之一是使用雙燃料技術(shù)［4］。柴油/天然氣（diesel/nature?gas，DN）雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)可產(chǎn)生比傳統(tǒng)柴油機(jī)更少的顆粒物與CO2排放。此外，天然氣層流火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷?、可燃界限寬，利于減少NOx和擴(kuò)展稀燃極限［5-7］。但在小負(fù)荷工況下，混合氣較為稀薄，著火穩(wěn)定性差，UHC和CO排放較高［8-9］。

針對(duì)小負(fù)荷下DN發(fā)動(dòng)機(jī)的局限性，國(guó)內(nèi)外學(xué)者展開了大量研究。Yousefi等［10-11］結(jié)合試驗(yàn)和模擬的方法，研究了柴油噴射策略耦合噴油壓力的影響，指出較為提前的柴油單次噴射策略可獲得較低的CO和CH4排放；增加噴油壓力有利于降低未燃CH4。Poorghasemi等［12］通過試驗(yàn)與數(shù)值模擬的方法研究了柴油兩次噴射策略、噴射壓力和噴油器噴射角的影響，研究發(fā)現(xiàn)提前首次噴油時(shí)刻、增加首次噴油比例、采用較低噴射壓力和較大的柴油噴射器噴射角可以在控制HC和CO排放的同時(shí)減少NOx排放。Park等［13］對(duì)比了有EGR（exhaust gas recycle）和無EGR時(shí)混合氣的形成情況，指出EGR的引入有助于低負(fù)荷下混合氣的形成，同時(shí)降低NOx排放。李偉峰等［14］通過試驗(yàn)的方法研究了引燃柴油量和當(dāng)量比的影響，研究表明隨著引燃柴油量的增加，在較低當(dāng)量比時(shí)THC排放明顯降低。

對(duì)于DN發(fā)動(dòng)機(jī)，在小負(fù)荷高替代率下，關(guān)于柴油預(yù)噴策略耦合EGR的研究較少。面對(duì)日益嚴(yán)苛的排放法規(guī)，小負(fù)荷下的NOx排放仍不可忽視。合理的柴油預(yù)噴策略有利于控制UHC、CO排放［15］，而在此基礎(chǔ)上引入EGR旨在控制NOx排放，但EGR對(duì)其他排放物的影響還有待深入研究。因此，本文中基于數(shù)值模擬的方法研究了不同預(yù)噴策略對(duì)DN發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放性能的影響，并在預(yù)噴策略的基礎(chǔ)上引入了EGR改善其燃燒及排放特性，以期為小負(fù)荷下DN發(fā)動(dòng)機(jī)的排放控制提供科學(xué)理論指導(dǎo)。

1 模型構(gòu)建及驗(yàn)證

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

本文中以一臺(tái)10.3 L排量的6缸高壓共軌柴油發(fā)動(dòng)機(jī)加裝天然氣進(jìn)氣系統(tǒng)改裝而成的DN發(fā)動(dòng)機(jī)為模擬對(duì)象，其參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

1.2 仿真模型的建立

根據(jù)相關(guān)參數(shù)在UG軟件中構(gòu)建表面模型，如圖1所示。圖2為導(dǎo)入CONVERGE軟件后活塞處于下止點(diǎn)時(shí)的CFD計(jì)算模型。

圖1 UG軟件中表面模型

圖2 活塞處于下止點(diǎn)時(shí)全模型

全模型總網(wǎng)格數(shù)較大且涉及氣門運(yùn)動(dòng)，計(jì)算跨度大于720°，應(yīng)在考慮精度的同時(shí)盡量減輕計(jì)算負(fù)荷。經(jīng)過網(wǎng)格驗(yàn)證后，基礎(chǔ)網(wǎng)格設(shè)置為4 mm，缸內(nèi)設(shè)置2 mm網(wǎng)格，進(jìn)氣區(qū)域附近設(shè)置為1 mm，氣門倒角及閥座附近設(shè)置0.5 mm加密，同時(shí)基于速度、溫度進(jìn)行自適應(yīng)加密至0.5 mm，在保證預(yù)測(cè)精度的前提下提高計(jì)算效率。物理子模型的選取如表2所示，其中燃燒使用的SAGE模型需要詳細(xì)的化學(xué)動(dòng)力學(xué)燃燒機(jī)理，本文中選用的是由Hockett等［16］于2016年開發(fā)的DN雙燃料機(jī)理。該機(jī)理涉及141種物質(zhì)、709種反應(yīng)，天然氣建模為甲烷，柴油的物理性質(zhì)選用十四烷，化學(xué)性質(zhì)建模為正庚烷。該機(jī)理整合了詳細(xì)的正庚烷、甲烷子機(jī)理并采用直接關(guān)系圖的方法進(jìn)行簡(jiǎn)化，提高了計(jì)算精度并降低了計(jì)算負(fù)荷。

表2 子模型選取

1.3 仿真模型的驗(yàn)證

為驗(yàn)證構(gòu)建模型對(duì)天然氣/柴油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放特性的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性，選取3個(gè)試驗(yàn)工況進(jìn)行驗(yàn)證，各工況參數(shù)如表3所示。

表3 試驗(yàn)工況參數(shù)

圖3為不同工況下缸壓、放熱率曲線模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比。由圖3可見，不同工況下缸壓與放熱率曲線匹配良好。圖4為工況1主要排放物模擬值和試驗(yàn)值對(duì)比，由于Soot排放較低，數(shù)值很小故未在圖中列出。由圖4可見，NOx試驗(yàn)值與模擬值較為接近，CH4與HC排放值誤差率均為35%左右，CO排放值誤差率為25%，各排放物排放值均在一個(gè)數(shù)量級(jí)。綜上所述，構(gòu)建的全模型可以較好的預(yù)測(cè)DN雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放特性。

圖3 缸壓與放熱率驗(yàn)證

圖4 工況1排放物驗(yàn)證

1.4 計(jì)算方案設(shè)計(jì)

工況選取參照表3中工況1。柴油預(yù)噴策略主要選取了3組預(yù)噴正時(shí)（first diesel injection timing，F(xiàn)DIT）及3組柴油預(yù)噴射量（first diesel injection ratio，F(xiàn)DIR）進(jìn)行計(jì)算，如表4所示。預(yù)噴射量定義為柴油預(yù)噴油量與總循環(huán)油量的比值，預(yù)噴射量與主噴射量之和為100%。

表4 計(jì)算工況

2 結(jié)果分析

2.1 預(yù)噴策略對(duì)DN發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放特性的影響

2.1.1 燃燒特性分析

圖5為不同預(yù)噴策略下的燃燒特性圖。其中，CA 10定義為燃燒始點(diǎn)，即放熱量為10%時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角；CA 50定義為燃燒質(zhì)心，即放熱量為50%時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。圖6、圖7為-6（°）CA ATDC時(shí)缸內(nèi)溫度場(chǎng)與CH4消耗切片圖。

圖5 不同預(yù)噴策略對(duì)燃燒特性的影響

圖6 -6(°)CA ATDC時(shí)缸內(nèi)溫度切片圖

圖7 -6(°)CA ATDC時(shí)缸內(nèi)CH4消耗切片圖

如圖5所示，F(xiàn)DIR固定時(shí)，隨著FDIT的提前，缸內(nèi)平均壓力和溫度峰值呈上升趨勢(shì)，CA 10先提前后延遲，CA 50不斷提前；預(yù)噴柴油燃燒引起的第1瞬時(shí)放熱率峰值降低，而主噴柴油燃燒引起的第2瞬時(shí)放熱率峰值呈上升趨勢(shì)。

當(dāng)FDIT由-10提前至-20（°）CA ATDC時(shí)，此時(shí)缸內(nèi)壓力和溫度的下降使得預(yù)噴柴油的霧化和蒸發(fā)性變差，滯燃期增加，形成的柴油-天然氣-空氣預(yù)混合氣總體當(dāng)量比降低，預(yù)噴柴油放熱變緩，故第1瞬時(shí)放熱率峰值降低。但FDIT的提前使得預(yù)噴階段放熱持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)，放熱總量增多，主噴著火前缸內(nèi)活化熱氛圍較好［17］，使得主噴前缸內(nèi)平均溫度升高（見圖6）、CA 10提前。同時(shí)，主噴柴油噴入后迅速霧化并發(fā)生燃燒引燃周圍混合氣，燃燒速率更快，故CA 50提前，缸內(nèi)平均壓力和溫度峰值以及第2瞬時(shí)放熱率峰值升高。

當(dāng)FDIT由-20提前至-30（°）CA ATDC時(shí)，柴油與天然氣混合氣混合時(shí)間更長(zhǎng)，混合氣整體更加稀薄，主噴前只有極少預(yù)混合氣被壓燃（見圖7），CA 10推后。預(yù)噴階段放熱量的減少使得主噴前缸內(nèi)平均溫度下降（見圖6），主噴柴油滯燃期延長(zhǎng)，預(yù)混燃燒比例增加，大量預(yù)混合氣被引燃，故CA 50提前、缸內(nèi)平均壓力和溫度峰值上升。同時(shí)，第2瞬時(shí)放熱率峰值也呈升高趨勢(shì)。

圖5同樣表征了FDIR對(duì)燃燒特性的影響。由圖5可見：FDIT固定時(shí)，隨著FDIR的增多，缸內(nèi)平均壓力和溫度峰值上升，CA10和CA 50提前；FDIT固定時(shí)，第1瞬時(shí)放熱率峰值隨FDIR的增加而上升；FDIT較靠后時(shí)，F(xiàn)DIR對(duì)第2瞬時(shí)放熱率峰值影響不大；FDIT較靠前時(shí)，較多的FDIR使第2瞬時(shí)放熱率峰值較高。這主要是由于FDIT固定時(shí)，隨著FDIR的增多，更多預(yù)噴柴油與天然氣混合氣混合，引燃面積增大。因此，更多預(yù)混合氣在主噴柴油噴射前被消耗，預(yù)噴階段燃燒放熱更多，故CA 10提前，CA 50更加靠近上止點(diǎn)，缸內(nèi)平均壓力和溫度峰值以及第1瞬時(shí)放熱率峰值都呈升高的趨勢(shì)。

當(dāng)FDIT提前至-10（°）CA ATDC時(shí)，此時(shí)主預(yù)噴間隔較近，預(yù)噴柴油燃燒產(chǎn)生的熱量還未完全擴(kuò)散，主噴前缸內(nèi)平均溫度較低（見圖6），預(yù)噴柴油所起的引燃作用較小，F(xiàn)DIR的增加對(duì)第2瞬時(shí)放熱率峰值影響不大。當(dāng)FDIT提前至-30（°）CA ATDC時(shí)，隨著FDIR的增加，產(chǎn)生了更多、更濃的預(yù)混合氣，燃燒放熱更多，第2瞬時(shí)放熱率峰值上升。

2.1.2 排放特性分析

圖8為不同預(yù)噴策略下的排放特性圖；圖9為NOx質(zhì)量濃度分布圖（峰值濃度時(shí)刻）；圖10為-100（°）CA ATDC時(shí)CH4質(zhì)量濃度切片圖。

圖8 不同預(yù)噴策略對(duì)排放特性的影響

圖9 NOx濃度分布圖（峰值濃度時(shí)刻）

圖10 100(°)CA ATDC時(shí)CH4質(zhì)量濃度分布圖

由圖8（a）可見：加入預(yù)噴策略后，NOx排放大于單次噴射；FDIR固定時(shí)，隨著FDIT的提前，NOx先增加后減少。這是由于加入預(yù)噴策略后，缸內(nèi)燃燒溫度上升，故NOx排放量大于單次噴射。FDIT提前至-20（°）CA ATDC時(shí)，缸內(nèi)燃燒溫度大幅提高，NOx排放達(dá)到峰值（見圖9）。FDIT提前至-30（°）CA ATDC時(shí)，雖然缸內(nèi)燃燒溫度略有提高，但高溫持續(xù)期縮短，最終NOx排放呈降低趨勢(shì)。

由圖8（b）可見，較靠前的FDIT可以使Soot排放保持在較低水平。這是由于當(dāng)FDIT提前時(shí)，缸內(nèi)過濃區(qū)域減少，平均溫度升高，導(dǎo)致Soot生成區(qū)域減少、后期氧化增強(qiáng)，故Soot排放降低。

由圖8（c）-圖8（e）可知，單次噴射所產(chǎn)生的CH4、HC、CO排放較高，加入預(yù)噴策略后，CH4、HC、CO排放總體呈下降的趨勢(shì)。這是由于隨著FDIT的提前，混合氣的燃燒速率加快，整體燃燒較完全，故CH4、HC、CO排放總體下降。由圖10可見，在FDIT相對(duì)靠后時(shí)，未燃的CH4較多且主要分布在氣缸壁及壓縮余隙區(qū)域附近。這是由于FDIT相對(duì)靠后時(shí)，預(yù)主噴間隔太短，燃料混合差，壓縮余隙附近缺乏引燃柴油。同時(shí)，氣缸壁面和壓縮余隙區(qū)域的低溫弱流動(dòng)性限制了火焰?zhèn)鞑ァＴ诨钊蛎浶谐讨?，部分混合氣重新進(jìn)入氣缸，但此時(shí)缸內(nèi)溫度較低，無法點(diǎn)燃這部分混合氣。

FDIR對(duì)排放物的影響同樣如圖8所示。由圖8（a）可知，F(xiàn)DIT固定時(shí)，隨著FDIR的增加，NOx排放逐漸增多。這是由于隨著FDIR的增加，混合氣燃燒速率加快，燃燒溫度提高，故NOx排放增多。

由圖8（b）可見：當(dāng)FDIT提 前至-10（°）CA ATDC時(shí)，F(xiàn)DIR的 變 化 對(duì)Soot排 放 影 響 不 大；當(dāng)FDIT提前至-30（°）CA ATDC時(shí)，較多的FDIR可使Soot排放保持在較低水平。當(dāng)FDIT提前至-10（°）CA ATDC時(shí)，缸內(nèi)燃燒溫度相差不大，最終Soot排放接近。當(dāng)FDIT提前至-30（°）CA ATDC時(shí)，F(xiàn)DIR的增多提高了缸內(nèi)燃燒溫度，Soot的氧化增強(qiáng)。又因?yàn)镕DIT較靠前，缸內(nèi)過濃區(qū)域減少，故最終Soot排放較低。

由圖8（c）-圖8（e）可知，CH4、HC、CO的總體變化趨勢(shì)與Soot相同。較靠前的FDIT和較多的FDIR使得缸內(nèi)分布更多的著火源，促進(jìn)了缸內(nèi)天然氣混合氣的燃燒，使得CH4、HC和CO排放降低。

綜 上 所 述，當(dāng)FDIR為10%時(shí)，F(xiàn)DIT提 前 至-30（°）CA ATDC、當(dāng)FDIR為20%時(shí)，F(xiàn)DIT提前至-30（°）CA ATDC、當(dāng)FDIR為30%時(shí)，F(xiàn)DIT提前至-20（°）CA ATDC 3組預(yù)噴策略較優(yōu)。將3組預(yù)噴策略分別記為方案A、B、C，相比單次噴射，3種方案的混合氣燃燒速率較快，CH4、HC、CO、Soot排放都保持在較低水平，但NOx排放較高（相對(duì)國(guó)6排放法規(guī)）。

2.2 EGR對(duì)DN發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放特性的影響

合理的預(yù)噴策略可以有效減少Soot、CH4、HC、CO的排放量，但NOx排放量顯著增加，故引入EGR來優(yōu)化NOx排放以實(shí)現(xiàn)高效潔凈排放。EGR率定義為進(jìn)氣中CO2的體積分?jǐn)?shù)與排氣中CO2的體積分?jǐn)?shù)之比［18］。對(duì)上述3組方案分別添加5%、15%、25%的EGR率，記為A5、A15、A25，B5、B15、B25，C5、C15、C15。

2.2.1 燃燒特性分析

圖11為3種預(yù)噴策略在不同EGR率下的燃燒特性圖；圖12為缸內(nèi)溫度切片圖。

由圖11可見：隨著EGR率的增加，各方案CA 10和CA 50都呈延后的趨勢(shì)，缸內(nèi)平均壓力和溫度不斷降低；方案A和方案B的瞬時(shí)放熱率曲線呈現(xiàn)單峰，而方案C的瞬時(shí)放熱率曲線仍然呈現(xiàn)比較明顯的雙峰。

圖11 EGR對(duì)燃燒特性的影響

廢氣中含有大量惰性氣體，比熱容較大，進(jìn)入氣缸后吸收了較多熱量，使得溫度上升變緩；隨著EGR率的增加，越來越多的廢氣替代了新鮮空氣，廢氣吸收了氣缸內(nèi)更多的熱量，使得CA 10和CA 50推后，缸內(nèi)平均溫度和壓力降低，同時(shí)高溫區(qū)域大幅減少（見圖12）。

由于方案A和方案B本身預(yù)噴柴油放熱較緩，引入EGR后，第1瞬時(shí)放熱率峰值幾乎消失。對(duì)于方案C，隨著EGR率的增加，缸內(nèi)溫度降低，預(yù)噴柴油的放熱變緩，第1瞬時(shí)放熱率峰值降低。同時(shí)，EGR率的增加使得燃燒放熱變緩，3種方案第2瞬時(shí)放熱率峰值總體呈下降趨勢(shì)。

2.2.2 排放特性分析

圖13為不同預(yù)噴策略在不同EGR率下的排放特性圖；圖14為溫度峰值時(shí)刻N(yùn)Ox質(zhì)量濃度切片圖；圖15為100（°）CA ATDC時(shí)CH4質(zhì)量濃度切片圖。

由圖13（a）和圖13（b）可知，3種方案的NOx排放隨著EGR率的升高而降低，在EGR率為25%時(shí)3種方案的NOx排放接近且都降至較低水平，而Soot排放呈相反趨勢(shì)；當(dāng)EGR率為15%時(shí)，方案B、方案C的NOx與Soot排放均低于單次噴射。這是因?yàn)殡S著EGR率的升高，缸內(nèi)燃燒放熱變緩，高溫區(qū)域減少（見圖12），故NOx生成區(qū)域減?。ㄒ妶D14），最終NOx排放減少。而氧含量的減少、燃燒溫度的提高都使Soot生成量大于氧化量，故Soot排放量增多。

圖12 缸內(nèi)溫度切片圖（峰值溫度時(shí)刻）

圖14 NOx質(zhì)量濃度（峰值溫度時(shí)刻）

由圖13（c）、圖13（d）可知：3種方案的CH4、HC排放都隨EGR率的升高而升高，但均低于單次噴射；在EGR率為25%時(shí)，3種方案的CH4、HC排放都接近單次噴射。這是因?yàn)閺U氣的增加對(duì)燃燒產(chǎn)生抑制作用，燃燒速率減緩，較多燃料未被燃燒，故CH4、HC排放增加。如圖15所示，氣缸壁面及壓縮余隙區(qū)域的未燃CH4增加較為明顯。

圖15 100（°）CA ATDC時(shí)CH4質(zhì)量濃度切片圖

由圖13（e）可知，隨著EGR率的升高，CO排放總體呈升高趨勢(shì)，當(dāng)EGR率為5%時(shí)，方案B、方案C的CO排放變化不明顯，EGR率超過5%時(shí)，兩種方案的CO排放迅速增加，在EGR率達(dá)到25%時(shí)兩種方案的CO排放值均超過了單次噴射。這是因?yàn)镋GR率較小時(shí)，廢氣對(duì)氧濃度影響較小，CO排放變化不明顯。EGR率較大時(shí)，氧濃度大量降低，增加了天然氣混合氣的不完全燃燒，同時(shí)缸內(nèi)燃燒溫度的降低不利于后期CO的氧化，故CO排放增加。

圖13 EGR對(duì)排放特性的影響

綜上所述，在預(yù)噴策略的基礎(chǔ)上引入EGR之后使得NOx排放顯著降低，但Soot、CH4、HC和CO排放升高。由圖可見，在EGR率為15%時(shí)，方案C的各項(xiàng)排放值均低于原機(jī)。因此，F(xiàn)DIT為-20（°）CA ATDC、FDIR為30%，EGR率為15%時(shí)，排放較優(yōu)。

3 結(jié)論

（1）FDIR不變時(shí)，隨著FDIT的提前，缸內(nèi)平均壓力和溫度峰值上升，CA 50提前，第2放熱率峰值不斷升高。FDIT不變時(shí)，隨著FDIR的增多，平均缸壓與溫度峰值上升，CA10和CA 50均提前。當(dāng)FDIT較提前時(shí)，較大的FDIR會(huì)使第2瞬時(shí)放熱率峰值較高。

（2）加入預(yù)噴策略后，NOx排放均大于單次噴射，CH4、HC、CO、Soot排放總體呈下降趨勢(shì)。FDIR固定時(shí)，隨著FDIT的提前，NOx排放先升高后降低，較提前的FDIT可使CH4、HC、CO、Soot排放保持在較低水平。FDIT固定時(shí)，隨著FDIR的增大，NOx排放增加，較大的FDIR可使CH4、HC、CO、Soot排放保持在較低水平。

（3）不同預(yù)噴策略在加入EGR后，CA 10和CA 50都呈延后趨勢(shì)，缸內(nèi)平均壓力和溫度不斷降低。隨著EGR率增加，NOx排放均降低，Soot、CO、CH4、HC排放呈上升趨勢(shì)，但不同預(yù)噴策略下CH4、HC排放均低于單次噴射。

（4）在小負(fù)荷高替代率下，F(xiàn)DIT為-20（°）CA ATDC、FDIR為30%、EGR率為15%時(shí)，各項(xiàng)主要排放物排放值均低于原機(jī)的單次噴射。