袁俊勇， 何義團， 周磊， 汪亞芳， 紀文曉， 邵毅明

(重慶交通大學(xué)交通運輸工程重點實驗室， 重慶 400074)

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基于負閥重疊EGR策略的HCNG發(fā)動機仿真

袁俊勇， 何義團， 周磊， 汪亞芳， 紀文曉， 邵毅明

(重慶交通大學(xué)交通運輸工程重點實驗室， 重慶 400074)

為降低HCNG發(fā)動機NOx排放，采用負閥重疊EGR策略，利用AVL-Fire軟件對HCNG發(fā)動機不同進氣門開啟角(θIVO)下的進氣過程和燃燒過程進行了三維仿真計算，對比分析了采用負閥重疊前后發(fā)動機缸內(nèi)EGR分布和燃燒過程。仿真結(jié)果表明：負閥重疊EGR策略下，排氣門關(guān)閉角(θEVC)固定為340°曲軸轉(zhuǎn)角不變，當θIVO為380°曲軸轉(zhuǎn)角時，既可避免發(fā)生回火又能保證一定的進氣量及充氣效率；采用負閥重疊后，在壓縮沖程后期，缸內(nèi)EGR率呈梯度分布(靠近火花塞位置EGR率較低)，更有利于著火及火焰?zhèn)鞑?；采用負閥重疊可降低缸內(nèi)最高燃燒壓力及最高溫度，但會減少進入氣缸的新鮮工質(zhì)，降低發(fā)動機功率；通過負閥重疊實現(xiàn)內(nèi)部EGR可降低NOx排放，但會導(dǎo)致著火困難，燃燒速度變慢；提高點火能量可縮短著火落后期和燃燒持續(xù)期，加快燃燒速度。

氫發(fā)動機； 天然氣發(fā)動機； 負閥重疊； 廢氣再循環(huán)； 仿真

近年來，在石油資源短缺與環(huán)境污染的雙重壓力下，尋找車用石油替代燃料成為我國汽車工業(yè)繼續(xù)發(fā)展的重點。天然氣摻氫(HCNG)燃料綜合了氫氣燃燒清潔和天然氣儲量豐富的優(yōu)點，被認為是一種很有潛力的發(fā)動機替代燃料。清華大學(xué)馬凡華等[1-2]研究表明：天然氣摻氫后發(fā)動機熱效率提高，HC排放下降，NOx排放有所增加。因此，面對日益嚴格的排放法規(guī)，HCNG發(fā)動機NOx排放問題還有待解決。

廢氣再循環(huán)(EGR)技術(shù)作為一種降低NOx的主要途徑，可有效降低HCNG發(fā)動機的NOx排放。按照廢氣的循環(huán)方式，EGR可分為內(nèi)部EGR和外部EGR兩種模式。負閥重疊內(nèi)部EGR策略通過排氣門早關(guān)和進氣門晚開形成負閥重疊角(θNVO)，使得缸內(nèi)滯留一定量的廢氣，與傳統(tǒng)的外部導(dǎo)入廢氣相比，不僅具有廢氣體積稀釋作用，同時其更高的溫度可以降低進氣密度以產(chǎn)生更顯著的稀釋效果[3-5]。

排氣門早關(guān)是廢氣滯留的主要原因，而滯留的高溫廢氣勢必會阻礙進氣過程，甚至增大回火的可能性[6-7]。因此研究排氣門早關(guān)策略下進氣門開啟定時對HCNG發(fā)動機內(nèi)部EGR燃燒特性分析具有重要意義。

本研究利用CFD三維仿真方法對HCNG發(fā)動機內(nèi)部EGR下的進氣過程和燃燒過程進行研究。

1 模型的建立及驗證

1.1 HCNG發(fā)動機三維仿真模型的建立

建立三維仿真計算模型的原機為HCNG發(fā)動機，其主要技術(shù)參數(shù)見表1。原發(fā)動機的氣門重疊角為30°曲軸轉(zhuǎn)角，模擬過程中定義720°曲軸轉(zhuǎn)角為壓縮上止點。根據(jù)原配氣機構(gòu)參數(shù)，通過配氣機構(gòu)專用設(shè)計軟件GT-Vtrain，設(shè)計得到排氣門早關(guān)20°曲軸轉(zhuǎn)角時對應(yīng)的4組不同進氣門開啟時刻的配氣相位，具體配氣相位方案見表2，其中θEVO，θEVC，θIVO，θIVC分別表示排氣門開啟角、排氣門關(guān)閉角、進氣門開啟角及進氣門關(guān)閉角。

表1 原機主要性能參數(shù)

表2 配氣相位方案

模擬過程中，發(fā)動機整個工作循環(huán)包括以下4個不同的計算域：1)進氣道+燃燒室+排氣道(氣門重疊期)；2)進氣道+燃燒室(進氣過程)；3)燃燒室(壓縮燃燒過程)；4)排氣道+燃燒室(排氣過程)。圖1示出建模過程計算模型的體網(wǎng)格。

利用AVL-Fire中的Solver GUI進行燃燒模擬，選用k-zeta-f模型進行湍流模擬，選用ECFM模型進行燃燒模擬，選用Extended Zeldovich模型進行NOx排放模擬。模擬計算工況如下：轉(zhuǎn)速為1 600 r/min，進氣歧管絕對壓力為100 kPa，點火提前角為壓縮上止點前16°曲軸轉(zhuǎn)角，過量空氣系數(shù)為1。

1.2 燃料參數(shù)與邊界條件

設(shè)HCNG燃料中氫氣所占的體積分數(shù)為x，則燃料中氫氣質(zhì)量為

式中：MH2，MCH4分別為氫氣、天然氣的摩爾質(zhì)量。甲烷、氫氣與氧氣完全反應(yīng)的反應(yīng)式如下：

空氣中氧氣的質(zhì)量分數(shù)為23.2%，由反應(yīng)方程式可得甲烷完全燃燒的化學(xué)計量比為

氫氣完全燃燒的化學(xué)計量比為

本研究的HCNG燃料中氫氣體積比x=20%，因此化學(xué)當量比工況所對應(yīng)的空燃比為

缸內(nèi)三維仿真需要設(shè)置活塞頂部、氣缸蓋壁面、缸套壁面等溫度(見表3)，溫度初始值根據(jù)缸壓、冷卻水溫度、排氣溫度等試驗數(shù)據(jù)按照能量守恒方程進行估算得到。

表3 邊界條件

1.3 模型驗證

利用HCNG發(fā)動機三維仿真模型，模擬計算了化學(xué)當量比工況下HCNG發(fā)動機工作過程，并將模擬計算的缸壓曲線與該發(fā)動機的試驗數(shù)據(jù)進行對比，對比結(jié)果見圖2。通過對比發(fā)現(xiàn)，模擬計算的缸壓曲線與試驗結(jié)果非常接近，其中最大缸壓值的誤差僅為1.64%。

2 模擬計算結(jié)果及分析

對化學(xué)當量比工況HCNG發(fā)動機不同θIVO定時下的進氣過程和燃燒過程進行了缸內(nèi)三維仿真計算，根據(jù)模擬計算結(jié)果分析了θIVO對發(fā)動機進氣過程的影響，并對比了采用負閥重疊前后發(fā)動機缸內(nèi)EGR分布和燃燒過程。

2.1 θIVO對進氣過程的影響

圖3示出在進氣升程為1.25 mm時氣缸和氣道的溫度場和流場的軸向截面圖。

由圖3a方案1氣缸和氣道的溫度和流場分布可知，當θIVO為340°曲軸轉(zhuǎn)角時，在進氣初期出現(xiàn)了明顯的缸內(nèi)廢氣往進氣道倒流的現(xiàn)象。這是因為排氣門的提前關(guān)閉使得大量的廢氣滯留在氣缸內(nèi)，導(dǎo)致缸內(nèi)溫度、壓力增加，加上進氣門的提前開啟，使得氣缸與進氣道之間產(chǎn)生較大的壓差，從而出現(xiàn)了缸內(nèi)廢氣回流到進氣道中的現(xiàn)象。由圖3b可知，θIVO為370°曲軸轉(zhuǎn)角時，雖然缸內(nèi)沒有出現(xiàn)明顯的廢氣回流現(xiàn)象，但由其溫度分布可以看出，在進氣初期進氣道中的溫度明顯升高，這很可能是由于缸內(nèi)滯留的部分高溫廢氣沿著氣門桿壁倒流回進氣道中，從而升高了進氣道中氣體的溫度，因此大大增加了方案2出現(xiàn)回火的可能性。對于方案3和方案4，進氣初期進氣流暢，完全沒有廢氣倒流的跡象，這是因為方案3和方案4的進氣門分別是在上止點后20°，30°開啟，此時活塞由上止點下行，氣缸容積增大，缸內(nèi)溫度、壓力降低，減小了氣缸與進氣道之間的壓差，從而保證了進氣的流暢性。

表4給出了不同θIVO方案下發(fā)動機每循環(huán)進氣量和充氣效率。由表可知，不同θIVO下每循環(huán)進氣量由大到小依次為380°，370°，390°；充氣效率也呈現(xiàn)相同規(guī)律。這是因為θIVO為390°曲軸轉(zhuǎn)角時進氣門開啟持續(xù)時間最短，從而減少了進氣量，降低了充氣效率。θIVO為370°曲軸轉(zhuǎn)角時進氣量比380°曲軸轉(zhuǎn)角時少，因為θIVO為370°曲軸轉(zhuǎn)角時在進氣初期缸內(nèi)氣體回流阻礙了進氣，因此充氣效率也相應(yīng)更低。

表4 不同θIVO下的進氣量及充氣效率對比

綜上所述，通過負閥重疊形成內(nèi)部EGR時，當θEVC固定為340°曲軸轉(zhuǎn)角時，θIVO為380°曲軸轉(zhuǎn)角的方案既避免了回火現(xiàn)象的產(chǎn)生，又保證了一定的進氣量及充氣效率。

2.2 缸內(nèi)EGR分布

圖4示出進氣門關(guān)閉時原機與方案3的缸內(nèi)EGR分布及流場的軸向截面圖。由圖4可知，在進氣門關(guān)閉時，原機缸內(nèi)EGR率基本為0，只在氣缸右下角(左邊進氣，右邊排氣)存在少量廢氣，同時缸內(nèi)氣體流動比較平緩。這是由于進氣門提前開啟使得進氣充足，排氣門推遲關(guān)閉使得排氣充分，只在氣缸底部殘留了少量廢氣。對于方案3，采用負閥重疊后，進氣門關(guān)閉時缸內(nèi)EGR氣體濃度呈梯度分布，在氣缸中心及底部濃度較大，在氣缸上部及周圍濃度較小。同時，缸內(nèi)滯留的高溫高壓廢氣也直接導(dǎo)致了缸內(nèi)氣體流動較快。

圖5示出壓縮上止點前20°曲軸轉(zhuǎn)角時原機與方案3的缸內(nèi)EGR分布及流場的軸向截面圖。由圖可知，在壓縮沖程后期，原機缸內(nèi)EGR氣體分布逐漸均勻，缸內(nèi)氣體流動也逐漸平緩。對于方案3，壓縮沖程后期缸內(nèi)EGR氣體濃度梯度減小，富EGR區(qū)集中在氣缸底部，這是因為隨著活塞的不斷上行，缸內(nèi)氣流流動逐漸減緩，不足以將換氣過程滯留的廢氣與進入的新鮮氣體完全混合，直到壓縮沖程后期氣缸底部依舊分布了較多的滯留廢氣。而且，在火花塞點火時，由于缸內(nèi)EGR氣體濃度呈梯度分布，靠近火花塞位置濃度較低，更有利于缸內(nèi)混合氣的著火及火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

2.3 燃燒過程分析

圖6、圖7分別示出原機與方案3的缸內(nèi)壓力及溫度變化對比。表5示出原機與方案3的進氣量及功率對比。

表5 原機與方案3的進氣量及功率對比

由圖6、圖7可知，采用負閥重疊后，缸內(nèi)最高燃燒壓力及最高溫度同時降低。原機的最高燃燒壓力為4.83 MPa，方案3的最高燃燒壓力比原機下降了9.3%；原機的最高溫度為2 580 K，方案3的最高溫度比原機下降了2.7%。由表5可知，與原機相比，采用負閥重疊后進氣量下降了12.8%，功率下降了15.1%。這說明采用負閥重疊可以降低缸內(nèi)的最高燃燒壓力及最高溫度，但會使進入氣缸的新鮮工質(zhì)減少，從而導(dǎo)致發(fā)動機功率有所下降。

同時，采用負閥重疊后缸內(nèi)滯留的廢氣會影響缸內(nèi)混合氣的著火及火焰?zhèn)鞑?，因此，通過提高點火能量對方案3進行改進，之后再次進行了模擬計算，并與改進前的模擬結(jié)果進行了對比分析。

圖8示出原機、方案3與方案3改進后發(fā)動機燃燒過程的火焰面密度分布。由圖可以看出，火花塞跳火之后，缸內(nèi)混合氣并沒有立刻燃燒，而是先在火花塞附近形成一個火核，然后火焰前鋒面呈球狀向周圍擴散。與原機相比，方案3形成火核后，火焰?zhèn)鞑ニ俣乳_始變慢，燃燒持續(xù)期也有所加長。這是因為方案3通過排氣門早關(guān)使得缸內(nèi)滯留了大量的廢氣，滯留的廢氣中含有高比熱容的惰性氣體，增大了缸內(nèi)混合氣的總熱容量，從而減慢了缸內(nèi)火焰的傳播速度。對方案3提高火花塞點火能量之后，在火花塞附近迅速形成火焰核心，燃燒過程火焰面密度增大，火焰前鋒面移動速率加快。這說明采用負閥重疊后，提高點火能量可以縮短著火落后期和燃燒持續(xù)期，加快燃燒速度。

圖9示出發(fā)動機壓縮上止點后30°曲軸轉(zhuǎn)角時原機與方案3的缸內(nèi)NO濃度及溫度分布。由圖可知，壓縮上止點后30°曲軸轉(zhuǎn)角時，與原機正氣門重疊角相比，采用負閥重疊后，缸內(nèi)溫度以及NOx排放都顯著下降。這是由于滯留的廢氣中含有高比熱容的惰性氣體，使缸內(nèi)充量總熱容量增大，有效減緩了燃燒速率，從而降低了燃燒溫度及NOx排放。

3 結(jié)論

a) 在負閥重疊內(nèi)部EGR策略下，θEVC固定340°不變，當θIVO為380°時既可避免發(fā)生回火又能保證一定的進氣量及充氣效率;

b) 采用負閥重疊后，在壓縮沖程后期，缸內(nèi)EGR氣體濃度呈梯度分布，靠近火花塞位置濃度較低，更有利于混合氣著火及火焰?zhèn)鞑ィ?/p>

c) 采用負閥重疊可降低缸內(nèi)最高燃燒壓力及最高溫度，但會減少進入氣缸的新鮮工質(zhì)，降低發(fā)動機功率；

d) 通過負閥重疊實現(xiàn)內(nèi)部EGR可降低NOx排放，但會導(dǎo)致著火困難，燃燒速度變慢；提高點火能量可縮短著火落后期和燃燒持續(xù)期，加快燃燒速度。

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[3] Patrik Einewall, Per Tunestal, Bengt Johansson. Lean Burn Natural Gas Operation vs. Stoichiometric Operation with EGR and a Three Way Catalyst[C]. SAE Paper 2005-01-0250.

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[編輯： 潘麗麗]

Simulation of HCNG Engine Based on Negative Valve Overlap EGR Strategy

YUAN Junyong， HE Yituan， ZHOU Lei， WANG Yafang， JI Wenxiao， SHAO Yiming

(Key Lab of Traffic & Transportation Engineering， Chongqing Jiaotong University， Chongqing 400074， China)

In order to reduce NOxemission of hydrogen-enriched compressed natural gas (HCNG) engine, 3D simulation of intake and combustion process under different intake valve open (IVO) timings was conducted with AVL-Fire software based on EGR strategy of negative valve overlap (NVO). The simulation results show that the EGR strategy can not only avoid the backfire but also guarantee a certain intake mass flow and charging efficiency when the IVO timing is 380° and the exhaust valve closure (EVC) timing is 340°. EGR concentration shows a gradient distribution of low value near the spark plug at the late of compression stroke by using NVO, which is beneficial to ignition and flame propagation. Moreover, the NVO can decrease the maximum in-cylinder pressure and temperature, but reduces the fresh working gas with the loss of engine power. In addition, NVO can realize internal EGR with NOxreduction, but leads to difficult ignition by slowing the combustion. Ignition delay and combustion duration shortens by improving the ignition energy, and then the combustion accelerates.

hydrogen engine； compressed natural gas (CNG) engine； negative valve overlap； exhaust gas recirculation(EGR)； simulation

2014-11-10；

2015-01-12

國家“863”基金項目(2012AA111718)；重慶交通大學(xué)研究生教育創(chuàng)新基金資助項目(20130126)

袁俊勇(1990—)，男，碩士，主要研究方向為發(fā)動機性能模擬； yuanjunyong90@163.com。

何義團(1977—)，男，教授，博士，主要研究方向為內(nèi)燃機代用燃料； heyituan@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.03.014

TK433.44

B

1001-2222(2015)03-0065-05