冷先銀， 李明強(qiáng)， 何志霞， 張延志， 鐘汶君， 玄鐵民， 段煉， 王平

(1.江蘇大學(xué) 能源研究院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013； 2.江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；3.江蘇大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

為應(yīng)對不斷嚴(yán)格的汽車碳排放限制，純電動汽車、混合動力汽車蓬勃發(fā)展，而汽油機(jī)若能提升熱效率，也將具有很強(qiáng)的競爭力。汽油直噴壓燃燃燒方式吸取柴油機(jī)的優(yōu)點，采用缸內(nèi)直噴的方式，由空氣壓縮自燃著火，缸內(nèi)發(fā)生部分預(yù)混合燃燒，該方式可以降低或取消節(jié)氣損失，采用類似柴油機(jī)的壓縮比，從而大幅提高熱效率。Kalghatgi等[1]、Johansson等[2]、Sellnau等[3]對這種汽油直噴壓燃的燃燒方式進(jìn)行了系統(tǒng)研究，獲得了較為寬廣的高效低排放運行負(fù)荷范圍，指示熱效率達(dá)到46%。由于汽油的自燃溫度高、滯燃期長，實現(xiàn)壓燃方式，需要實施進(jìn)氣動態(tài)加熱，控制復(fù)雜，在小負(fù)荷容易出現(xiàn)著火困難、燃燒不穩(wěn)定的問題[4]，而在大負(fù)荷則容易出現(xiàn)燃燒粗暴、燃燒噪音較高的問題。通常在汽油中添加柴油或生物柴油作為調(diào)質(zhì)劑，來改善汽油的反應(yīng)活性，以實現(xiàn)汽油壓燃。Weall等[5-9]研究了汽/柴油混合燃料發(fā)動機(jī)的直噴壓燃燃燒特性，結(jié)果表明利用柴油調(diào)質(zhì)后，汽油的著火性顯著改善，壓燃方式的運行負(fù)荷范圍得以拓寬，但是在高負(fù)荷下還是難以避免燃燒粗暴的問題。文獻(xiàn)[10]采用高十六烷值的加氫催化生物柴油作為調(diào)質(zhì)劑，提高汽油的化學(xué)反應(yīng)活性，但是在高負(fù)荷下也沒能完全避免燃燒粗暴的現(xiàn)象。采用燃油分段噴射策略是改善燃燒粗暴、降低燃燒噪音的重要途徑。本文基于一臺燃燒汽油/加氫催化生物柴油混合燃料的高速柴油機(jī)進(jìn)行CFD數(shù)值模擬，探索燃油噴射策略特性參數(shù)對該發(fā)動機(jī)標(biāo)定負(fù)荷下燃燒特性的影響。

1 模型建立和驗證

1.1 計算模型

本文的計算采用AVL FIRE軟件進(jìn)行。對缸內(nèi)湍流的模擬采用基于雷諾平均方法的k-ζ-f四方程模型[11]，采用復(fù)合壁函數(shù)處理壁面邊界層。高壓燃油射流的分裂破碎過程由KH-RT模型[12]進(jìn)行計算，缸內(nèi)噴霧撞壁現(xiàn)象由 Naber-Reitz模型[13]描述，在發(fā)動機(jī)缸內(nèi)復(fù)雜流場中，液滴受到湍流渦團(tuán)作用，采用Gosman-Ioannides模型[14]描述這一過程。在計算中，分別采用異辛烷和正十六烷這2種單質(zhì)來表征汽油和加氫催化生物柴油，二者的著火與燃燒特性與汽油和加氫催化生物柴油接近?；旌先剂弦旱蔚恼舭l(fā)過程采用Brenn等[15]基于Abramzon-Sirignano方法改進(jìn)的多組分蒸發(fā)模型計算，混合燃料的物性，根據(jù)其成分比例采用公式擬合法計算[16]，并利用不同條件下密度、粘度、表面張力的實測數(shù)據(jù)驗證了擬合公式的可靠性。著火模型采用Shell模型，燃燒模型采用ECFM-3Z模型[17]，該模型既能預(yù)混合燃燒，也能模擬擴(kuò)散燃燒，適用于汽油/加氫催化生物柴油燃燒過程中2種燃燒方式都存在的情況。NOx排放采用擴(kuò)展的Zeldovich模型[18]計算。

模擬計算的對象是一臺進(jìn)行汽油直噴壓燃試驗的高速柴油機(jī)，該機(jī)缸徑114 mm，行程130 mm，標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 500 r/min，標(biāo)定功率為13.25 kW。為了節(jié)省計算時間和資源，只建立了1/7氣缸模型，計算噴嘴的一個噴孔所對應(yīng)的氣缸空間。缸內(nèi)運動網(wǎng)格由發(fā)動機(jī)模擬環(huán)境工具自動生成氣，其平均尺寸為1.0 mm，上止點和下止點時網(wǎng)格數(shù)分別為12.6萬和18.2萬個。圖1所示為上止點時刻的計算網(wǎng)格。所述網(wǎng)格已經(jīng)進(jìn)行了網(wǎng)格獨立性分析，確保獲得收斂的結(jié)果。

圖1 上止點時的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.1 The meshes at top deed center

1.2 計算方案

缸內(nèi)噴霧燃燒過程的計算起始和結(jié)束時刻分別為-145°CA ATDC和112°CA ATDC，分別對應(yīng)進(jìn)氣門關(guān)閉和排氣門打開時刻。初始壓力和溫度分別設(shè)置為0.22 MPa和320 K，活塞頂、缸蓋底部和缸套的邊界溫度分別設(shè)置為575、550和475 K。在計算中，分別采用異辛烷和正十六烷表征汽油和加氫催化生物柴油。這種方法對汽油/加氫催化生物柴油混合燃料的物理性質(zhì)和化學(xué)反應(yīng)活性都能得到較為準(zhǔn)確的預(yù)測。

本文選定原機(jī)標(biāo)定工況作為模擬工況，其循環(huán)噴油量設(shè)置為16.8 mg，其燃燒提供的熱量與原機(jī)該工況下的能量輸入相同。計算時采用的汽油/加氫催化生物柴油質(zhì)量比為70%∶30%，在試驗研究中發(fā)現(xiàn)此比例可獲得最佳效果[10]。參考文獻(xiàn)[1-3]的研究經(jīng)驗，本文采用了60 MPa的噴射壓力。

首先模擬單次噴射的效果，然后采用分段噴射模式，并設(shè)計多種方案，探索預(yù)噴射和主噴射定時以及預(yù)噴射燃油質(zhì)量比對燃燒特性的影響。其中，單次噴射策略，分別計算了噴射定時為-14、-10、-6、-2和0°CA ATDC的方案；分段噴射策略，分別計算了預(yù)噴射定時為-120～-20°CA ATDC的方案，主噴射定時為-14～0°CA ATDC的方案，預(yù)噴射質(zhì)量比的變化范圍為5%～30%。

1.3 模型的驗證

為驗證模型的可信性，采用汽油/加氫催化生物柴油混合燃料的可視化試驗數(shù)據(jù)，對噴霧模型進(jìn)行了驗證和參數(shù)標(biāo)定。并利用汽油/加氫催化生物柴油直噴壓燃發(fā)動機(jī)在中等負(fù)荷運行時的試驗數(shù)據(jù)，對燃燒模型進(jìn)行了驗證。圖2給出了指示平均壓力為0.8 MPa工況時，缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率的模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)對比，表1列出了發(fā)動機(jī)性能指標(biāo)的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比?？梢姡x模型較為準(zhǔn)確地預(yù)測了缸內(nèi)噴霧、混合與燃燒過程，所獲缸內(nèi)壓力、放熱率等數(shù)據(jù)與試驗結(jié)果吻合良好，科研應(yīng)用于汽油/加氫催化生物柴油直噴壓燃發(fā)動機(jī)缸內(nèi)噴霧燃燒過程的數(shù)值模擬。

圖2 試驗和模擬的壓力、放熱率和壓力升高率數(shù)據(jù)對比Fig.2 Experimental and numerical pressure, heat release rates and pressure rising rates

表1 模擬結(jié)果的誤差Table 1 The errors of the numerical results

2 不同噴射策略下的模擬結(jié)果和討論

2.1 單次噴射燃燒特性

對單次噴射模式下汽油/加氫催化生物柴油混合燃料直噴壓燃的缸內(nèi)過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，圖3給出了缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率的計算結(jié)果。可見，缸內(nèi)燃燒放熱特征與柴油機(jī)類似，呈現(xiàn)典型的2階段放熱特性，分別對應(yīng)缸內(nèi)混合氣的預(yù)混合燃燒和受控于混合過程的擴(kuò)散燃燒。

單次噴射下，預(yù)混合燃燒的放熱率非常高，導(dǎo)致缸內(nèi)壓力和壓力升高率的峰值也很高。這是因為本文采用了汽油占主導(dǎo)成分的混合燃料，其化學(xué)反應(yīng)活性較低，使滯燃期延長，而且汽油噴霧的擴(kuò)散特性更強(qiáng)，使得滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣量增減，從而產(chǎn)生了很高的預(yù)混合燃燒放熱率。推遲噴射定時可以一定程度上抑制放熱率峰值，但其效果有限。在上止點開始噴油的條件下，壓力升高率峰值也達(dá)到了1.8 MPa/°CA。

圖3 單次噴射的缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率Fig.3 The pressure, heat release rates and pressure rising rates for the single injection strategies

壓力升高率過高將導(dǎo)致燃燒粗暴、噪音高，影響發(fā)動機(jī)的可靠性與使用壽命。這正是汽油直噴壓燃發(fā)動機(jī)高負(fù)荷運行的主要困難。本研究盡管添加了30%的加氫催化生物柴油以改進(jìn)汽油的化學(xué)反應(yīng)活性，但如果采用單次噴射方式，在高負(fù)荷下仍然會出現(xiàn)燃燒粗暴問題。

分段噴射將一個循環(huán)的燃油分2次噴入缸內(nèi)，先進(jìn)行油量較小的預(yù)噴射，控制缸內(nèi)預(yù)混合燃燒的放熱率，預(yù)噴射燃油釋放的熱量還可以提高缸內(nèi)氣體的溫度，從而減小主噴射燃油的滯燃期，使一個循環(huán)中絕大部分燃油主要以受控于混合過程的方式燃燒，有望解決或大幅緩解大負(fù)荷下壓力升高率過高的問題。

2.2 預(yù)噴射定時對燃燒特性的影響

對不同預(yù)噴射定時的噴射策略進(jìn)行的計算，采用的預(yù)噴射燃油質(zhì)量比為10%、主噴射定時為-2°CA ATDC。圖4為不同預(yù)噴射定時條件下缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率的對比。對比圖3數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，燃油分段噴射使預(yù)混合燃燒的放熱率峰值顯著下降，實現(xiàn)了預(yù)期效果。

圖4 不同預(yù)噴射定時下的缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率Fig.4 The in-cylinder pressure, heat release rates and pressure rising rates for different pre-injection timings

當(dāng)預(yù)噴射定時為-20°CA ATDC時，預(yù)噴射的燃油的燃燒始點為-7°CA ATDC，由于燃料以汽油為主，具有良好的擴(kuò)散性，在滯燃期內(nèi)快速混合形成了稀薄混合氣，降低了預(yù)混合燃燒速率，將放熱率峰值降低到100 J/°CA。此外，預(yù)混合燃燒熱量的釋放提高的缸內(nèi)氣體溫度，并且在氣缸內(nèi)形成了大量活性自由基，這些活性自由基使主噴射的燃油更容易著火，將主噴射燃油的滯燃期縮短到1°CA。在如此短的時間之內(nèi)，只能形成極其很少可燃混合氣，導(dǎo)致主噴射燃油的燃燒速率受控于混合速率，降低了放熱率和壓力升高率。

如果將預(yù)噴射定時提前到-40°CA ATDC及以前，由于預(yù)噴射的燃油的混合時間很長，其混合氣也非常稀薄，難以著火，只是在-10°CA ATDC附近發(fā)生部分氧化反應(yīng)，在缸內(nèi)形成包含大量活性自由基的活性熱氛圍。隨著主噴射的開始，新的燃油進(jìn)入這種氛圍，使混合氣濃度增加，將很快觸發(fā)預(yù)混合氣的燃燒反應(yīng)，快速釋放熱量，導(dǎo)致放熱率曲線上出現(xiàn)一個快速上升的波峰。隨著預(yù)噴射定時的提前，預(yù)混合氣更加稀薄，預(yù)混合燃燒速率下降，因而其預(yù)混合放熱峰值也相應(yīng)降低。預(yù)噴射燃油的預(yù)混合燃燒結(jié)束之后，主噴射燃油的燃燒將受控于噴霧擴(kuò)散過程，放熱速率逐漸穩(wěn)定到約180 J/°CA，直至燃燒即將結(jié)束時，放熱率逐漸下降到零。

圖5給出了預(yù)噴射定時從-20°CA ATDC提前到-120°CA ATDC時，缸內(nèi)的混合氣當(dāng)量比(-10°CA ATDC時刻)分布的對比。可見，當(dāng)預(yù)噴射定時為-20°CA ATDC～-40°CA ATDC時，缸內(nèi)混合氣主要分布在于燃燒室凹坑內(nèi)部，混合氣較為稀薄且均勻；進(jìn)一步提前預(yù)噴射定時，逐漸有越來越多的混合氣運動到活塞頂部余隙區(qū)域，甚至在缸套附近發(fā)生堆積，容易導(dǎo)致燃油附壁的問題，產(chǎn)生大量未燃碳?xì)渑欧?。因而，考慮混合氣形成和分布特征，并非越早的預(yù)噴射定時越好，較為適宜的預(yù)噴射定時范圍為-60°CA ATDC～-20°CA ATDC。

圖5 缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布(-10°CA ATDC時刻)隨預(yù)噴射定時的變化Fig.5 The variations of the distribution of equivalence ratio at -10°CA ATDC under different pre-injection timings

圖6為指示燃油消耗率和NOx排放率隨著預(yù)噴射定時的變化。可見，隨著預(yù)噴射定時從-20°CA ATDC開始提前，燃油消耗率首先下降，在預(yù)噴射定時提前到-40°CA ATDC之后則不斷上升；NOx排放在預(yù)噴射定時從-20°CA ATDC提前到-40°CA ATDC時快速上升，增加了大約24%，此后繼續(xù)提前預(yù)噴射定時，只有小幅度的增加。因此，過早的預(yù)噴射定時，對于降低油耗率和NOx排放都是不利的。

圖6 指示油耗率和NOx排放隨預(yù)噴射定時的變化Fig.6 The ISFC and NOx emissions for different pre-injection timings

2.3 主噴射定時對燃燒特性的影響

為了研究主噴射定時的影響，將預(yù)噴射定時和燃油質(zhì)量比分別固定到-20°CA ATDC和10%，計算了多種主噴射定時下的缸內(nèi)燃燒。圖7所示為5種不同主噴射定時方案的缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率對比?？梢?，對于不同的主噴射定時方案，缸內(nèi)燃燒始點都相同，約為-7°CA ATDC。此處燃燒始點取決于預(yù)噴射定時，不受主噴射定時的影響，但燃燒發(fā)生后的放熱率受主噴射定時的影響。

圖7 不同主噴射定時下的缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率Fig.7 The in-cylinder pressure, heat release rates and pressure rising rates for different main injection timings

分析其原因，當(dāng)主噴射定時較早時(-14°CA ATDC和-10° CA ATDC)，預(yù)噴射燃油還未著火，在燃燒開始時缸內(nèi)形成發(fā)分層的混合氣：主噴射的燃油由于混合時間較短，形成了小范圍的濃混合氣；預(yù)噴射的燃油由于混合時間很長，形成了大范圍的稀薄混合氣。首先著火燃燒的是預(yù)噴射燃油的稀薄混合氣，時放熱率達(dá)到100 J/°CA左右；緊接著，受稀薄混合氣燃燒放熱和釋放活性自由基的影響，主噴射燃油所形成的濃混合氣也發(fā)生多點自燃，使放熱率峰值進(jìn)一步升高到900 J/°CA和300 J/°CA；此后，隨著可燃預(yù)混合氣被消耗，放熱率快速下降并維持在約200 J/°CA左右，缸內(nèi)進(jìn)入擴(kuò)散燃燒階段，邊噴油邊混合邊燃燒，直至燃燒結(jié)束。

當(dāng)主噴射定時較晚時，預(yù)噴射的燃油同樣在-7°CA ATDC附近發(fā)生預(yù)混合燃燒，此時，由于沒有主噴射燃燒對混合氣的加濃效應(yīng)，預(yù)混合燃燒的放熱率峰值較低，預(yù)混合燃燒結(jié)束后又迅速下降。主噴射開始之后，缸內(nèi)氣體溫度已經(jīng)因預(yù)混合燃燒的加熱而升高，且存在大量預(yù)混合燃燒遺留的活性自由基，使主噴射燃油的滯燃期很短，主噴射燃油主要發(fā)生擴(kuò)散燃燒，放熱率受控于混合速率。

在主噴射定時提前到早于預(yù)噴射燃燒的著火始點條件下，由于主噴射燃油對于缸內(nèi)已經(jīng)形成的稀薄預(yù)混合氣具有加濃左右，增加了預(yù)混合燃燒放熱速率，導(dǎo)致壓力升高率偏高。當(dāng)主噴射定時推遲到預(yù)噴射燃油的燃燒之后，即主噴射燃油與預(yù)噴射燃油的燃燒從時間上獨立，燃燒放熱過程將變得平緩，壓力升高率顯著下降，不超過1 MPa/°CA。

圖8所示為指示燃油消耗率和NOx排放率隨主噴射定時的變化?？梢?，提前隨著主噴射定時，燃油消耗率降低而NOx排放增加，二者呈現(xiàn)一種典型的折中關(guān)系。分析其原因，提前主噴射定時使得燃燒相位更加接近上止點，循環(huán)等容度增加，有利于提升熱效率。但是主噴射定時提前太早也可能導(dǎo)致過早放熱，在壓縮行程末期做負(fù)功較，反倒降低熱效率。較早的主噴射定時使缸內(nèi)燃燒溫度和高溫滯留時間都增加，因而NOx排放會隨主噴射定時的提前而升高。

圖8 不同主噴射定時下的指示油耗率和NOx排放Fig.8 The ISFC and NOx emissions for different main injection timings

2.4 預(yù)噴射油質(zhì)量比對燃燒特性的影響

將預(yù)噴射和主噴射定時分別固定在-20°CA ATDC和-6°CA ATDC，計算了預(yù)噴射燃油質(zhì)量比從5%到30%變化條件下的缸內(nèi)燃燒。圖9所示為缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率的對比。可見，缸內(nèi)燃燒呈現(xiàn)出3階段放熱特征，根據(jù)分析，這3階段依次為：預(yù)噴射燃油的預(yù)混合燃燒、主噴射燃油的預(yù)混合燃燒和擴(kuò)散燃燒。

圖9(b)顯示，隨著預(yù)噴射燃油質(zhì)量分配比的增長，放熱率曲線上的第1峰值顯著提高，究其原因，以汽油為主導(dǎo)成分的混合燃料，其化學(xué)反應(yīng)活性較低，因而滯燃期比較長，在本文的研究中，滯燃期約為13°CA。因此，預(yù)噴射燃油的質(zhì)量分配比越高，在燃燒開始前會形成更多更濃的可燃預(yù)混合氣，多點自燃發(fā)生之后，產(chǎn)生的放熱率也更高。

圖9 缸內(nèi)壓力、放熱率和壓力升高率隨預(yù)噴射質(zhì)量比的變化Fig.9 The variations of in-cylinder pressure, heat release rates and pressure rising rates for different pre-injection mass fractions

預(yù)噴射燃油的質(zhì)量分配比增加，在預(yù)混合燃燒中釋放的熱量也會相應(yīng)增加，進(jìn)而導(dǎo)致主噴射發(fā)生后缸內(nèi)的氣體溫度和壓力更高，使主噴射燃油的滯燃期更短，更高的反應(yīng)溫度也增加了主噴射燃油的預(yù)混合燃燒速率，使放熱率曲線的第2峰值也隨著預(yù)噴射質(zhì)量比的增加而提高。

隨著預(yù)噴射燃油質(zhì)量比的提高，該部分燃油的預(yù)混合燃燒更加強(qiáng)烈，缸內(nèi)燃燒壓力和壓力升高率將隨之逐漸增加。預(yù)噴射和主噴射燃油的預(yù)混合燃燒，其放熱速率快，在壓力升高率曲線上分別形成兩個尖峰。當(dāng)預(yù)噴射燃油質(zhì)量比低于15%時，壓力升高率的第1峰值低于第2峰值，最高的壓力升高率由主噴射燃油的預(yù)混合放熱產(chǎn)生；而當(dāng)質(zhì)量比大于20%時，壓力升高率曲線上的第1峰值顯著提高，容易造成粗暴燃燒。因而，將預(yù)噴射燃油質(zhì)量分配比控制在5%～15%內(nèi)較為適宜。

圖10顯示了指示燃油消耗率和NOx排放率隨預(yù)噴射油質(zhì)量比的變化?？梢姡S著預(yù)噴射燃油質(zhì)量比從5%增加到15%，燃油消耗率迅速降低，這是由于增加預(yù)噴射質(zhì)量比使更多的熱量在更接近上止點相位釋放，增加了其做功能力；在15%的基礎(chǔ)上繼續(xù)增加預(yù)噴射燃油質(zhì)量比，燃油消耗率下降變緩，這應(yīng)該是由于預(yù)噴射燃油質(zhì)量比過高，使預(yù)噴射燃油的放熱率急劇上升，缸內(nèi)氣體溫度也過快地上升，增加了傳熱損失，且上止點前釋放的熱量做了更多負(fù)功，不利于提高熱效率。隨預(yù)噴射燃油質(zhì)量比的增加，NOx排放升高，其原因在于，預(yù)噴射質(zhì)量比的增加，使預(yù)混合燃燒放熱量增加，缸內(nèi)氣體溫度和高溫滯留時間都有所增加，促進(jìn)了熱NOx的生成。

圖10 指示油耗率和NOx排放隨預(yù)噴射質(zhì)量比的變化Fig.10 The variations of the ISFC and NOx emissions for different pre-injection mass fractions

3 結(jié)論

1)燃油分段噴射能縮短主噴射燃油的滯燃期，降低缸內(nèi)壓力升高率，抑制燃燒粗暴現(xiàn)象。

2)提前預(yù)噴射定時，可顯著降低預(yù)混合燃燒速率，壓力升高率也隨之下降。但如果預(yù)噴射太過提前，不利于控制HC排放，預(yù)噴射定時在-60°CA ATDC～-20°CA ATDC較為適宜。

3)延遲主噴射定時，將降低預(yù)混合燃燒放熱率、最高壓力升高率和NOx排放，但會使得燃油消耗率有所增加。主噴射定時應(yīng)該稍晚于預(yù)噴射燃油的燃燒始點為宜，較優(yōu)的主噴射定時在-6°CA ATDC附近。

4)增加預(yù)噴射燃油質(zhì)量比，將導(dǎo)致預(yù)噴射燃油的預(yù)混合燃燒放熱率、缸內(nèi)最高壓力升高率和NOx排放都有所增加，而燃油經(jīng)濟(jì)性會有所改善。但預(yù)噴射燃油質(zhì)量比太高將發(fā)生粗暴燃燒，采用 5%～15%的預(yù)混合燃油質(zhì)量比較為適宜。