李軍成，韓志玉?，李佳峰，陳 征

（1.湖南大學 汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，湖南 長沙 410082；2.湖南大學 先進動力總成技術(shù)研究中心，湖南 長沙 410082；3.伊利諾伊大學香檳分校 機械科學與工程學院，美國 厄巴納 61801；4.清華大學 燃燒能源中心及汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084）

CFD耦合化學動力學模擬EGR對柴油機燃燒的影響＊

李軍成1，2，韓志玉1，2?，李佳峰3，4，陳 征1，2

（1.湖南大學 汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，湖南 長沙 410082；2.湖南大學 先進動力總成技術(shù)研究中心，
湖南 長沙 410082；3.伊利諾伊大學香檳分校 機械科學與工程學院，美國 厄巴納 61801；4.清華大學 燃燒能源中心及汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084）

研究了柴油機低速部分負荷工況引入不同EGR對缸內(nèi)燃燒排放特性的影響.將CHEMKIN-Ⅱ化學反應(yīng)求解器集成到KIVA 3VRelease 2程序中，用正庚烷化學反應(yīng)機理替代柴油燃燒，建立柴油機缸內(nèi)燃燒數(shù)值模擬模型；結(jié)合試驗數(shù)據(jù)，模擬分析噴油時刻保持不變，EGR率（廢氣再循環(huán)）從0%增加到60%的燃燒過程、NOx和碳煙排放.結(jié)果表明：引入大比例EGR后點火延遲明顯增長，燃燒相位推遲，燃燒溫度降低；較低燃燒溫度避開了NOx的高濃度生成區(qū)，EGR率60%時NOx排放比無EGR時降低93.5%；但高EGR率未使燃燒路徑避開碳煙生成區(qū)，加之較低的氧濃度不利于碳煙的氧化，碳煙排放增高.

柴油機；廢氣再循環(huán)；燃燒模擬；化學動力學

廢氣再循環(huán)（EGR）被認為是一種很有潛力的從源頭上（缸內(nèi)）降低柴油機NOx和碳煙排放的技術(shù).不僅傳統(tǒng)的柴油燃燒方式可引入EGR控制排放，而且許多先進的燃燒方式，如氣道噴射式或缸內(nèi)直噴式的均勻充氣壓縮著火（HCCI）燃燒模式［1］，類似 HCCI的低溫燃燒（LTC）模式［2］，進氣預(yù)混合壓燃（PCCI）模式［3］等，都需引入EGR來控制著火時刻和燃燒相位［2］.

在研究手段方面，基于CFD的內(nèi)燃機三維模擬技術(shù)耦合化學反應(yīng)動力學的模擬方法，已成為內(nèi)燃機燃燒模擬的趨勢［4］.該方法能更準確地模擬柴油燃燒過程出現(xiàn)的低溫冷焰反應(yīng)、負溫度系數(shù)區(qū)和高溫燃燒過程.

本文首先以 KIVA-3VRelease 2程序［5］為基礎(chǔ)耦合CHEMKIN-Ⅱ氣相化學反應(yīng)求解器［6］，建立和驗證KIVA-CHEMKIN內(nèi)燃機模擬平臺.然后，應(yīng)用縮減的正庚烷化學動力學機理代替原KIVA程序中的點火、燃燒、NOx子模型，對某柴油機引入不同EGR的燃燒過程進行模擬，結(jié)合試驗數(shù)據(jù)研究EGR率對柴油機燃燒排放特性的影響.

1 數(shù)值模擬平臺

1.1CHEMKIN熱力學參數(shù)與反應(yīng)速率計算式

CHEMKIN軟件包可以讓用戶選擇參數(shù)變量來定義不同的反應(yīng)系統(tǒng)，這些變量從如下所示的矩陣中的每一列各選出一個參數(shù)組成［6］：

矩陣中，下標k為第k組分；P為壓力；Tk為溫度；Yk為組分的質(zhì)量分數(shù)；ρ為密度；Xk為組分的摩爾分數(shù)；［Xk］為組分的量濃度.本文計算中將每個計算單元定義為定容反應(yīng)器，因此本文選擇P，Tk，Yk作為變量參數(shù).

CHEMKIN程序假定組分標準狀態(tài)下的熱力學參數(shù)只是溫度的函數(shù)，并用多項式擬合兩個溫度區(qū)間內(nèi)的熱力學參數(shù)［6］.標準狀態(tài)壓力下的定壓比熱、絕對焓和絕對熵的擬合計算式為：

式中：下標i表示第i個基元反應(yīng)；I為基元反應(yīng)數(shù)；K 為組分數(shù)；υ′ki為正向反應(yīng)的化學當量系數(shù)；υ″ki為逆向反應(yīng)的化學當量系數(shù)；kfi為正向反應(yīng)速率常數(shù)；kri為逆向反應(yīng)速率常數(shù).

正向反應(yīng)速率常數(shù)用Arrhenius三參數(shù)形式表示

式中：Ai為指前因子；βi為溫度指數(shù)；Ei為活化能；T為反應(yīng)的氣體溫度；R為氣體常數(shù).

對于可逆反應(yīng)，如果機理給出了逆向反應(yīng)的Arrhenius參數(shù)，那么逆向速率常數(shù)根據(jù)Arrhenius三參數(shù)計算；否則計算式為：

式中：KCi為濃度平衡常數(shù).

式（4）～式（8）計算式中的基元反應(yīng)的化學反應(yīng)系數(shù)、指前因子、溫度指數(shù)和活化能由化學反應(yīng)機理文件輸入，結(jié)合熱力學參數(shù)和KIVA傳遞的壓力、溫度及各組分質(zhì)量分數(shù)，即可計算出式（4）中的系數(shù).顯然，式（4）最終表示了包含K個方程的常微分方程組.

1.2 CFD程序與化學反應(yīng)求解器的耦合

早期CHEMKIN被集成到KIVA中模擬HCCI燃燒過程［4］，本文也將CHEMKIN程序庫加入到KIVA程序框架中，并編寫了KIVA與CHEMKIN的接口程序，通過該接口實現(xiàn)兩者之間的數(shù)據(jù)通信.KIVACHEMKIN程序流程如圖1所示，在計算過程中，KI-VA程序計算除燃燒以外的過程，CHEMKIN計算燃燒過程（如果反應(yīng)機理包含soot或NOx子機理，soot和NOx的形成也用CHEMKIN計算）.KIVA程序求解的缸內(nèi)壓力、溫度，和前一時間步計算的組分質(zhì)量分數(shù)作為初始邊界，通過接口程序傳遞給CHEMKIN的求解器.CHEMKIN將每個計算單元視為定容反應(yīng)器，調(diào)用常微分方程組求解器（ODEs）求解反應(yīng)組分方程組，更新各組分質(zhì)量分數(shù)及燃燒放熱量，并將更新值返回KIVA程序.程序?qū)⑷绱寺?lián)合模擬計算，直至達到設(shè)定的計算終止時間.

圖1 KIVA-CHEMKIN程序流程圖Fig.1 The flow chart of KIVA-CHEMKIN code

1.3 KIVA采用的數(shù)學模型

KIVA-3VRelease 2程序包含的用于內(nèi)燃機缸內(nèi)過程模擬的主要數(shù)學模型有：TAB噴霧破碎模型［5］；Han和 Reitz修正后的 RNGk-ε 湍流模型［7］；Hiroyasu碳煙生成模型［8］并用化學動力學機理計算的C2H2為碳煙前驅(qū)物；Nagle和Strickland-Constable碳煙氧化模型［9］.

1.4 縮減的化學反應(yīng)動力學機理

本文使用文獻［10］建立的基準參考燃油（PRF）縮減反應(yīng)機理中的正庚烷子機理模擬柴油燃燒.該機理共包含31種組分119個基元反應(yīng).這一大小的機理規(guī)模使該機理應(yīng)用于三維模擬計算的成本可以接受，同時又能預(yù)測柴油的低溫冷焰反應(yīng)、負溫度系數(shù)等燃燒特征.需要說明的是，計算過程中在KIVA程序里使用正十四烷代替柴油模擬燃油噴射、破碎和蒸發(fā)過程，在CHEMKIN中使用正庚烷模擬燃燒過程.另外，使用Sun縮減的NO反應(yīng)機理［11］模擬NOx（NO和NO2）的生成.該機理是包含4種組分和12個基元反應(yīng)的熱力型NO機理，不包括即時型NO機理.

1.5 驗證耦合的KIVA-CHEMKIN程序

為了驗證程序耦合過程的正確性，用KIVACHEMKIN和CHEMKIN計算相同的算例，將兩次計算的著火延遲時間與相應(yīng)的正庚烷激波管實驗數(shù)據(jù)對比.算例為：正庚烷／空氣混合氣，初始壓力4 MPa，當量比為1.0，在不同初始溫度下絕熱定容反應(yīng)，模擬計算采用縮減的正庚烷機理［10］.計算結(jié)果如圖2，圖中的試驗數(shù)據(jù)為Fieweger等［12］試驗測量的正庚烷在激波管中著火延遲時間.由圖2可知兩程序計算結(jié)果幾乎一致，且與試驗數(shù)據(jù)吻合良好.因此，KIVA程序與CHEMKIN程序耦合正確，KIVA-CHEMKIN可用于求解氣相化學反應(yīng)問題.

圖2 正庚烷在空氣中的著火延遲時間Fig.2 Ignition delay of n-heptane in air

2 柴油機與計算工況

研究的柴油機是一臺6缸電控高壓共軌柴油機，最大噴油壓力160MPa，其主要參數(shù)如表1所示.柴油機試驗轉(zhuǎn)速為1 400r／min，平均指示壓力0.5MPa.噴油策略為單次噴油，噴油起始時刻固定為－5°CA ATDC，噴射壓力140MPa.柴油機裝配了噴孔對稱分布的8噴孔噴油器，且噴油器安裝于氣缸中心線上.因此，使用45°的部分燃燒室代替整個燃燒室進行模擬，以降低計算的時間成本，上止點時的計算網(wǎng)格如圖3所示.模擬計算過程開始于進氣門關(guān)閉時刻，終止于排氣門開始時刻.

表1 柴油機主要參數(shù)Tab.1 Engine specifications

圖3 上止點處燃燒室計算網(wǎng)格Fig.3 Computational mesh at top dead center

各計算工況的噴油量、EGR、當量比及測量的比排放量［13］如表2所示.EGR組分為CO2，O2和N2，EGR率的定義見式（9）.

式中：ηco2，in為進氣中CO2體積分數(shù)；ηco2，ex為排氣中CO2體積分數(shù).

表2 工況參數(shù)與排放測量值Tab.2 Operation parameters and emissions data

表2中的碳煙比排放量是根據(jù)試驗測量的FSN煙度換算得到，換算公式為［14］：

式中：FSN為測量煙度；mair為小時進氣量，mfuel為柴油機小時油耗量.

3 模擬結(jié)果與討論

3.1 模擬結(jié)果與實驗對比

首先將表2中各工況的缸內(nèi)壓力、放熱率、NOx和soot排放的計算值與柴油機臺架試驗值進對比，驗證模型的有效性.由于工況點較多，在此只列舉了EGR率為0%和45%的兩個工況點的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線的對比，結(jié)果分別如圖4和圖5所示.由圖可知，計算的著火時刻與實驗值吻合良好；計算的缸內(nèi)壓力峰值比試驗測量峰值略低，EGR為45%工況點約低1.8%，總體缸內(nèi)壓力曲線吻合良好；計算的放熱率峰值比試驗值略高，EGR率為45%工況點約高7.3%，峰值點之后計算的放熱率比試驗值略低，計算的放熱率總體型線與試驗吻合良好.由此可見，CFD耦合化學動力學的計算模型能夠較準確地模擬缸內(nèi)壓力和放熱率.

模擬計算的NOx和soot排放量與試驗值的對比如圖6和圖7所示.不同EGR率工況下的NOx計算值都比臺架試驗測量值高，EGR率為30%及以下的工況的相對誤差在20%以下，而EGR率為45%及以上的工況誤差增大，計算值最大約高1倍.從圖6可知，計算的NOx隨EGR率變化而變化的趨勢與試驗的趨勢一致.試驗表明引入60%的EGR后NOx排放量比EGR率為0時降低了96.4%，計算結(jié)果也顯示降低了93.5%，可見大比例EGR有效地降低了NOx排放.

圖4 EGR為0%時計算的缸壓、放熱率與試驗值對比Fig.4 Comparison of predicted pressure，apparent heat release rate and measurements for the EGR rate 0%

圖5 EGR為45%時計算缸壓和放熱率與試驗值對比Fig.5 Comparison of predicted pressure，apparent heat release rate and measurements for EGR rate 45%

圖6 計算的NOx排放量與試驗值對比Fig.6 Comparison of predicted NOxemissions and measured data

圖7 計算的碳煙排放量與試驗值對比Fig.7 Comparison of predicted soot emissions and measured data

計算的soot比排放量相對試驗值的最大誤差為37.7%.EGR率為15%工況的計算和測量的soot都比EGR率0%工況略低；之后，除在EGR率為55%工況下的soot的計算值與測量值變化趨勢相反外，soot隨EGR率的增加而緩慢增加.總體來說，計算模型能夠預(yù)測碳煙的變化趨勢.

3.2 EGR率對燃燒過程和排放的影響

由圖6可知隨著EGR率的增加，NOx的生成被明顯地抑制.從圖7可知，在該轉(zhuǎn)速和負荷下，小EGR率（15%）對soot有抑制作用，但隨著EGR率的增加，soot排放量比小EGR率時的排放量大.在大EGR率（60%）時，碳煙排放大幅增加.

3.2.1 EGR率對著火和燃燒特性的影響

不同EGR率的著火延遲和缸內(nèi)最大體積平均溫度如圖8所示，著火延遲時間定義為從噴油開始時刻到累積放熱10%的時間.在噴油時刻等其他參數(shù)保持不變的情況下，隨著EGR率的增加，缸內(nèi)氧濃度下降，直接導致了點火延遲時間的增長，著火時刻往上止點后推移.圖8中缸內(nèi)最大體積平均溫度也隨著EGR率的增加而降低，這表明在高EGR率情況下缸內(nèi)出現(xiàn)“冷卻”效果.

圖8 計算的著火延遲和最大平均溫度Fig.8 Predicted ignition delay and maximum average temperature

各工況模擬計算的缸內(nèi)壓力曲線和放熱率曲線如圖9所示.由圖可知，隨著EGR率的增加，滯燃期增長，使得燃燒相位移向膨脹行程.引入的EGR改變了進氣的組分，使得缸內(nèi)壓縮壓力略有降低且隨著EGR率的增大降低幅度增大.在著火延遲增加和壓縮壓力下降的共同影響下，大EGR率的缸內(nèi)燃燒壓力相對較低.

圖9 計算的缸內(nèi)壓力與放熱率Fig.9 Calculated pressure and apparent heat release rate

3.2.2 EGR率對 NOx排放的影響

由熱力型NOx機理可知，氮三鍵結(jié)構(gòu)通過反應(yīng)N2＋O＜＝＞NO＋N斷裂，氮三鍵斷裂是生成NOx的關(guān)鍵步驟.溫度對其反應(yīng)速率的影響很大，當缸內(nèi)溫度大于2 000K后NOx的生成速率才變得顯著.因此，計算溫度大于2 200K的網(wǎng)格的體積分數(shù)來評價缸內(nèi)高溫區(qū)域的大小，結(jié)合NOx的歷時曲線分析缸內(nèi)溫度對NOx生成的影響，如圖10所示.由NOx歷時曲線可知，在－5°CA噴油時刻下，NOx的主要生成區(qū)間為著火后至上止點后15°CA，20°CA以后NOx生成反應(yīng)被凍結(jié).在NOx生成區(qū)間內(nèi)，EGR率為零時，溫度2 200K以上的計算單元的體積分數(shù)最大，這表明缸內(nèi)高溫區(qū)域最大，從圖8可知此情況下缸內(nèi)體積平均溫度最高，因此NOx生成速率最大.隨著EGR率的增大，進氣氧濃度被稀釋程度增大，氣體摩爾定壓比熱容增大，滯燃期增長，缸內(nèi)高溫區(qū)域縮小，NOx生成速率明顯降低.特別在EGR率為55%和60%時，缸內(nèi)體積平均溫度低于1 500K，NOx生成量大大降低，可見EGR率對控制NOx排放效果明顯.

3.2.3 EGR率對碳煙排放的影響

從碳煙隨EGR率的變化關(guān)系可知，本文研究的工況參數(shù)下引入大比例EGR雖然控制了NOx的生成量，但是并沒有達到有效降低碳煙排放的效果.缸內(nèi)碳煙的生成與碳煙的氧化隨著燃燒的進行而相互競爭，最終大部分碳煙在排出氣缸前已被氧化，如圖11的碳煙歷時曲線所示.隨著EGR率的增加，滯燃期增長，使得燃油分布相對更均勻，燃燒溫度降低，碳煙的生成速率和生成量逐漸降低.但是，EGR率的增加，降低燃燒溫度的同時也降低了缸內(nèi)氧濃度.因此，已形成的碳煙的氧化速率隨EGR率的增大而降低.在當前噴油策略下，缸內(nèi)碳煙生成量仍較大，加上碳煙的氧化不利，最終碳煙排放量呈上升趨勢.為了更好地說明這一點，有代表性地選擇EGR率為0%，45%和60%的缸內(nèi)當量比－溫度分布（Φ－T分布）進行分析.

圖11 不同EGR率的碳煙歷時曲線Fig.11 Soot history curves with different EGR rates

Kitamura等通過定壓模擬計算繪制了正庚烷在6MPa壓力和2ms反應(yīng)時間條件下的碳煙和NOx生成區(qū)的Φ-T 圖［5］，用于研究柴油燃燒的碳煙的形成與當量比和溫度的關(guān)系.根據(jù)文獻［15］的數(shù)據(jù)繪制Φ-T圖，然后分別把上述3種EGR率工況的缸內(nèi)碳煙量最大時刻的計算單元畫到Φ-T圖上，如圖12所示.由Φ-T 分布可知，隨著EGR率的增大缸內(nèi)溫度降低，分布點往低溫方向移動，逐漸避開高濃度NOx生成區(qū)，這也再次說明了引入大比例EGR的燃燒降低NOx排放的原因.雖然Φ-T分布點向低溫區(qū)域移動，但是部分單元的當量比仍然較高，使得該部分單元仍然處于碳煙的形成區(qū).這說明，油氣混合的均勻度還不夠理想，不足以避開高碳煙形成區(qū).這也是在當前噴油策略下引入高EGR率無法實現(xiàn)低碳煙排放的原因.因此，要實現(xiàn)低碳煙排放，必須加強混合氣的混合，盡量避開碳煙生成區(qū).

圖12 不同EGR率缸內(nèi)碳煙量最大時的計算單元在Φ-T圖上的分布Fig.12 Cells distributions onΦ-Tgraphs with different EGR rates at the moment of the maximum soot quantity

4 結(jié) 論

1）編寫的接口程序成功地將CFD程序KIVA和氣相化學反應(yīng)求解器CHEMKIN耦合起來，實現(xiàn)了缸內(nèi)流場求解與化學反應(yīng)的聯(lián)合模擬，形成了基于化學動力學機理的柴油機模擬燃燒模擬平臺.

2）應(yīng)用搭建的KIVA-CHEMKIN數(shù)值模擬平臺對不同EGR率的柴油機燃燒模擬，證明耦合過程正確且可準確模擬內(nèi)燃機的著火、燃燒放熱及缸內(nèi)壓力，可用于柴油機缸內(nèi)燃燒過程的數(shù)值模擬研究.

3）柴油機進氣引入大比例EGR（60%）后，燃燒相位推遲，有效減小缸內(nèi)高溫區(qū)域，使燃燒路徑避開高濃度NOx生成區(qū)域，從而有效地降低NOx的排放，EGR率60%的NOx排放量比無EGR情況降低93.5%.

4）在噴油參數(shù)不變的條件下，大比例EGR雖然控制缸內(nèi)溫度，但是燃燒過程中局部過濃的現(xiàn)象仍然存在，燃燒路徑無法完全避開高濃度碳煙生成區(qū).因此，要實現(xiàn)低碳煙排放，必須優(yōu)化噴油策略，增加油氣混合的均勻度.

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Investigation of the Effects of EGR on Diesel Engine Combustion Based on CFD Coupling with Chemical Kinetics

LI Jun-cheng1，2，HAN Zhi-yu1，2?，LI Jia-feng3，4，CHENG Zheng1，2
（1.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body，Hunan Univ，Changsha，Hunan 410082，China；2.Research Center of Advanced Powertrain Technologies，Hunan Univ，Changsha，Hunan 410082，China；3.Dept of Mechanical Science and Engineering，Univ of Illinois Urban-Champaign，Urbana 61801，USA；4.Center for Combustion Energy and State Key Laboratory of Automotive Safety and Energy，Tsinghua Univ，Beijing 100084，China）

The combustion processes of a diesel engine operating at low speeds and low loads with dif- ferent EGR rates were investigated.The CHEMKIN-Ⅱchemistry solver was integrated into the KIVA 3V Release 2code and a reduced n-heptane kinetics mechanism was employed as the surrogate of the diesel oxidization mechanism to model diesel combustion.Combined with the experimental data，simulations and analysis were performed for EGR rates sweeping from 0%to 60%while the injection timing was unchanged.The results have shown that the combustion phase is retarded obviously with high EGR rates.The combustion temperature is decreased and the combustion path avoids the high NOxformation regions.The NOxemission of the case with EGR 60%is reduced by 93.5%.But combustion path with high EGR rate does not avoid the high level soot formation regions and the diluted air is unfavorable to the oxidization of the soot.So the soot emission is much higher.

diesel engine；EGR；combustion simulation；chemical kinetics

TK421.2

A

1674-2974（2013）05-0037-07

2012-10-22

國家科技支撐計劃項目（2009BAG13B00）；國家自然科學基金資助項目（51006032）；國家留學基金委資助項目［2011］3005

李軍成（1982－），男，廣西桂林人，湖南大學博士研究生

?通訊聯(lián)系人，E-mail：hanzhiyu＠yahoo.com