張根源，朱晶宇，禮?博，王?洋，隆武強(qiáng)

基于準(zhǔn)維現(xiàn)象學(xué)的低碳雙燃料直噴發(fā)動機(jī)全循環(huán)實(shí)時(shí)預(yù)測模型研究

張根源，朱晶宇，禮?博，王?洋，隆武強(qiáng)

(大連理工大學(xué)能源與動力學(xué)院，大連 116024)

基于Matlab/Simulink建立了柴油甲醇雙燃料直噴發(fā)動機(jī)在環(huán)仿真平臺，分別介紹了系統(tǒng)中進(jìn)排氣過程、供油過程、傳熱過程的模型搭建．針對雙燃料發(fā)動機(jī)提出相關(guān)假設(shè)與簡化，采用Packet現(xiàn)象學(xué)模型建立射流燃料部分準(zhǔn)維燃燒模型，采用Wiebe函數(shù)建立預(yù)混甲醇燃料部分的預(yù)混燃燒模型．將仿真獲得的缸內(nèi)放熱過程結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作比較，驗(yàn)證后發(fā)現(xiàn)該模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬柴油甲醇雙燃料直噴發(fā)動機(jī)的燃燒過程，能夠有效輔助發(fā)動機(jī)參數(shù)優(yōu)化以及實(shí)時(shí)控制等后續(xù)工作．

Matlab/Simulink；在環(huán)仿真；雙燃料；準(zhǔn)維模型

隨著人們的環(huán)保意識不斷提高，相關(guān)法規(guī)對污染排放的限制日益苛刻．交通運(yùn)輸業(yè)作為碳排放的主要來源，正逐步向低碳無碳化[1]方向轉(zhuǎn)型．傳統(tǒng)燃料作為內(nèi)燃機(jī)動力來源的比例將逐步縮小，相應(yīng)的，低碳清潔燃料發(fā)動機(jī)受到行業(yè)的重視．甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)相比于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)有著兼顧低碳排放與高效率的優(yōu)點(diǎn)，并且甲醇作為清潔燃料，具有來源廣泛、制備可用性高等諸多優(yōu)點(diǎn)．

針對雙燃料模式的研究，各國學(xué)者提出了諸多先進(jìn)的燃燒策略，如預(yù)混充量低溫燃燒模式等，并由此衍生出諸如HCCI(homogeneous charge compression ignition)模式，PCCI(premixed charge compression ignition)模式，RCCI(reactivity-controlled compression ignition)模式，這些先進(jìn)的燃燒方式通常采用兩種具有不同活性的燃料并在缸內(nèi)形成反應(yīng)活性分層，更好地控制燃燒階段與壓升率[2]．但是由于其點(diǎn)火相位難以控制，僅能在特定的工況下達(dá)到高效燃燒[3]，JCCI(jet-controlled compression ignition)[4-5]模式和ICCI(intelligent charge compression ignition)[6]模式證明已經(jīng)可以靈活控制缸內(nèi)混合氣濃度和組分分布，擴(kuò)大工況范圍，并且燃燒相位和射流燃料、預(yù)混燃料的噴射策略具有很強(qiáng)的線性關(guān)系．但是，如果應(yīng)用于實(shí)際發(fā)動機(jī)工況，需要針對瞬態(tài)工況制定基于模型的控制策略，同時(shí)對控制策略進(jìn)行前期驗(yàn)證，需要建立基于物理特性的泛化能力較強(qiáng)的軟件在環(huán)仿真和硬件在環(huán)仿真平臺．因此面向控制的高精度快速預(yù)測模型的建立是十分必要的．

面向控制的模型可以分為3種：平均值模型、零維經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵约皽?zhǔn)維現(xiàn)象學(xué)模型．平均值模型每循環(huán)輸出統(tǒng)計(jì)性的穩(wěn)定值，無法提供基于曲軸轉(zhuǎn)角的工作特性預(yù)測．雙燃料直噴模式下缸內(nèi)混合氣空間分布相對復(fù)雜，零維經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜔o法較好地反映混合氣的空間分布特性．準(zhǔn)維現(xiàn)象學(xué)模型依據(jù)燃燒過程中的實(shí)際物理現(xiàn)象，將氣缸劃分為多個(gè)燃燒區(qū)域，因此能夠描述更多的基本物理過程[7]．本文基于Matlab/Simulink建模，建立了較為準(zhǔn)確的準(zhǔn)維現(xiàn)象學(xué)模型，搭建柴油甲醇雙燃料直噴發(fā)動機(jī)的在環(huán)仿真平臺，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，為進(jìn)一步開展甲醇雙燃料直噴發(fā)動機(jī)的實(shí)時(shí)控制策略開發(fā)奠定基礎(chǔ)．

1?實(shí)驗(yàn)裝置介紹

本文的雙直噴系統(tǒng)采用兩個(gè)獨(dú)立的高壓共軌電控噴油器，選擇兩氣門結(jié)構(gòu)的186FA單缸風(fēng)冷型柴油機(jī)作為原型發(fā)動機(jī)，避免缸蓋剩余空間對雙直噴噴油器布置的空間限制問題．選擇結(jié)構(gòu)相對簡單的單缸風(fēng)冷型柴油機(jī)，也可以避免在發(fā)動機(jī)改動過程中(主要為缸蓋的雙直噴噴油系統(tǒng))對冷卻水道等的破壞問題．186FA原型機(jī)及改裝后的噴油器的主要參數(shù)如表1所示．

由于原型機(jī)輸出功率較小，且機(jī)器可利用布置空間有限，很難由凸輪軸輸出端直接驅(qū)動兩套高壓共軌電控噴油系統(tǒng)的高壓油泵．因此，采用外置電機(jī)驅(qū)動的方式代替凸輪軸驅(qū)動，即通過兩個(gè)電動機(jī)分別驅(qū)動兩個(gè)高壓油泵，兩臺電機(jī)的起停動作可以獨(dú)立控制，并且可以通過變頻器直接控制電動機(jī)轉(zhuǎn)速，以適配實(shí)驗(yàn)需求，本實(shí)驗(yàn)保證電機(jī)轉(zhuǎn)速與凸輪軸轉(zhuǎn)速相同．原型機(jī)采用深ω燃燒室主要是為了解決傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒中油氣混合速度較慢等問題，但在預(yù)混合燃燒模式中，混合氣的形成基本不依賴于缸內(nèi)氣流的運(yùn)動，且需要盡量減少燃燒室表面積，以降低燃燒過程的散熱損失，因此本文采用扁平型燃燒室并取消了凹坑偏置，擠流區(qū)高度和狹縫容積保持與原機(jī)一致．

圖1為燃油供給系統(tǒng)的空間布置及高擾動噴油嘴結(jié)構(gòu)示意圖．實(shí)驗(yàn)中利用高擾動噴油嘴的噴霧貫穿距短、粒徑更細(xì)和分布范圍更廣等特點(diǎn)[8-9]，通過缸內(nèi)早期直噴的方式，在氣缸內(nèi)制備較均質(zhì)甲醇空氣預(yù)混合氣．

表1?186FA原型機(jī)主要參數(shù)

Tab.1?Main specifications of 186FA engine

圖1?燃油供給系統(tǒng)空間布置及高擾動噴油嘴結(jié)構(gòu)示意

實(shí)驗(yàn)采用的引燃燃料為柴油，預(yù)混燃料為甲醇，燃料的理化性質(zhì)如表2所示．

表2?燃料理化性質(zhì)

Tab.2?Main properties of fuels

本實(shí)驗(yàn)將發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速固定在標(biāo)定轉(zhuǎn)速3000r/min，并改變預(yù)混正時(shí)和引燃噴射正時(shí)，分別記錄發(fā)動機(jī)在10%、25%、50%、75%負(fù)荷下的放熱率數(shù)據(jù)．本實(shí)驗(yàn)分為兩部分，分別研究引燃射流正時(shí)的影響以及預(yù)混射流正時(shí)的影響．實(shí)驗(yàn)條件見表3與表4．

表3?射流正時(shí)實(shí)驗(yàn)研究運(yùn)行條件

Tab.3?Operating conditions for jet-injection timing study

表4?預(yù)混正時(shí)實(shí)驗(yàn)研究運(yùn)行條件

Tab.4?Operating conditions for pre-injection timing study

本節(jié)針對仿真平臺的各個(gè)環(huán)節(jié)建模所用原理公式進(jìn)行簡單介紹，主要包括進(jìn)排氣道建模、供油系統(tǒng)建模、準(zhǔn)維現(xiàn)象學(xué)燃燒過程建模、缸內(nèi)容積建模、傳熱模型搭建等．為了簡化計(jì)算，本文對進(jìn)排氣道及缸內(nèi)工質(zhì)做出如下假設(shè)：

(1) 工質(zhì)是均勻的，即同一時(shí)刻內(nèi)，系統(tǒng)中溫度、壓力、氣體濃度處處相等．

(2) 工質(zhì)視作理想氣體，即工質(zhì)的焓、比熱容、內(nèi)能僅與工質(zhì)的種類和溫度相關(guān)．

(3) 工質(zhì)進(jìn)出口處動能忽略不計(jì)．

(4) 工質(zhì)的流動過程是準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)流動．

2?在環(huán)仿真平臺建模介紹

2.1?進(jìn)排氣道建模

進(jìn)排氣道內(nèi)的計(jì)算系統(tǒng)為定容開口系統(tǒng)，根據(jù)能量守恒公式可得到溫度和壓力的微分形式：

聯(lián)立公式(1)和(2)關(guān)于溫度與壓力的微分方程，即可求得定容體積內(nèi)不同時(shí)刻的溫度與壓力．

當(dāng)流體流過喉口時(shí)，會有相應(yīng)的能量損失．內(nèi)燃機(jī)內(nèi)的流體流動均處于亞臨界流動或超臨近流動狀態(tài)．通過喉口部的工質(zhì)質(zhì)量流量可以表示為

2.2?缸內(nèi)溫度壓力計(jì)算模型

相比于進(jìn)氣道建模，缸內(nèi)建模區(qū)別在于增加了活塞做功過程及燃料放熱．同樣根據(jù)能量守恒，可得到溫度與壓力的微分公式：

根據(jù)質(zhì)量守恒，則有

2.3?供油系統(tǒng)計(jì)算模型

燃燒室噴油時(shí)刻和噴油速率影響噴油動力學(xué)和燃燒特性．本文所采用的是缸內(nèi)雙直噴，如果可以估計(jì)或測量噴油器噴管噴油壓力，并假設(shè)每個(gè)噴管的流量準(zhǔn)平衡、不可壓縮、一維，則噴油器的每個(gè)噴孔注入的燃料質(zhì)量流量可表示為：

公式(7)還可表示為速度形式：

2.4?雙燃料直噴準(zhǔn)維燃燒模型

缸內(nèi)雙直噴的顯著特點(diǎn)是在進(jìn)氣沖程或壓縮沖程早期，通過甲醇噴嘴缸內(nèi)直噴形成分層預(yù)混合氣，在壓縮沖程后期噴射柴油作為射流引燃，隨著缸內(nèi)溫度提高，甲醇預(yù)混合氣形成多點(diǎn)著火預(yù)混燃燒．在此過程中需重點(diǎn)關(guān)注柴油射流和甲醇預(yù)混合氣的空間分布特性，如圖2所示．本文采用Hiroyasu提出的Packet模型[10]模擬引燃燃料的缸內(nèi)射流過程，利用Wiebe函數(shù)模擬甲醇燃料的預(yù)混燃燒過程．Packet模型的主要思想是將燃油射流過程離散成諸多Packet進(jìn)行描述．每個(gè)離散的Packet是獨(dú)立的、互不影響的，沒有質(zhì)量和能量的傳遞，但其中均包含著燃油霧化、蒸發(fā)、混合、著火、燃燒和污染物生成等詳細(xì)的子過程．預(yù)混燃燒采用Wiebe函數(shù)的形式，主要考慮能更直觀地建立噴油參數(shù)與燃燒之間的關(guān)系，有利于后續(xù)的燃燒控制器的設(shè)計(jì)．

圖2?雙燃料雙直噴準(zhǔn)維模型示意

2.4.1?引燃燃料貫穿距描述

根據(jù)文獻(xiàn)[10]，引燃燃料的噴霧貫穿距的描述公式可用公式(9)～(10)描述：

由于徑向上Packet速度不同，貫穿距也不同．徑向上的Packet貫穿距可用式(12)簡單表示：

當(dāng)Packet發(fā)生撞壁時(shí)，噴霧的速度將會降低，該降低過程可用公式(13)描述[11]：

2.4.2?混合氣卷積過程描述

本文假設(shè)卷積過程僅使得空氣進(jìn)入Packet當(dāng)中，而預(yù)混燃料的影響體現(xiàn)在引燃燃料的蒸發(fā)與燃燒過程．空氣卷積入Packet中的物理過程可用動量守恒描述：

因?yàn)镻acket在燃燒狀態(tài)與未燃狀態(tài)空氣進(jìn)氣量會有所區(qū)別．當(dāng)Packet處于燃燒狀態(tài)時(shí)，混合氣進(jìn)入量為

當(dāng)Packet撞擊活塞，進(jìn)氣量將會增加，即

2.4.3?蒸發(fā)過程描述

液滴數(shù)目不會變化，但液滴直徑會隨著蒸發(fā)的進(jìn)行而逐漸減小，其描述為：

蒸發(fā)速率受到質(zhì)量擴(kuò)散和熱量傳遞控制．蒸發(fā)過程的質(zhì)量變化可以通過如下方程給出：

高溫氣體與燃料液滴之間的對流傳熱用式(21)計(jì)算．

因此通過能量守恒得到液體燃料溫度上升速率：

2.4.4?點(diǎn)火延遲描述

本文工作假設(shè)了兩部分點(diǎn)火延遲，即引燃燃料點(diǎn)火延遲與預(yù)混燃料點(diǎn)火延遲．由于甲醇燃料的低十六烷值特性，相比于柴油，甲醇的汽化潛熱更高，甲醇汽化過程降低了缸內(nèi)溫度，因此點(diǎn)火延遲時(shí)間更長，并且由于甲醇的預(yù)混，引燃燃料Packet模型中每個(gè)小Packet卷積空氣更少．對于引燃燃料，本文所采用的點(diǎn)火延遲公式的基本形式為

對于預(yù)燃點(diǎn)火延遲形式同引燃燃料：

2.4.5?放熱率計(jì)算

本文假設(shè)引燃燃料與預(yù)混燃料的燃燒放熱率的計(jì)算相互獨(dú)立，引燃部分的燃料放熱由Packet模型計(jì)算，預(yù)混部分燃料放熱由Wiebe函數(shù)來表示．下面分別介紹兩種燃料的燃燒計(jì)算．

當(dāng)預(yù)燃燃料的點(diǎn)火延遲結(jié)束，預(yù)混燃料做預(yù)混多點(diǎn)燃燒，該部分放熱率可以采用單Wiebe函數(shù)形式進(jìn)行擬合，單Wiebe函數(shù)表示為：

最后將兩種燃燒放熱量相加，便可得到公式(4)中所需的燃燒項(xiàng)．

2.5?缸內(nèi)容積計(jì)算模型

本文所搭建的缸內(nèi)容積變化模型可以模擬發(fā)動機(jī)的瞬態(tài)特性，因此模型具有反映氣缸容積隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的實(shí)時(shí)容積的功能．

缸內(nèi)瞬時(shí)工作容積為

缸內(nèi)工作容積隨時(shí)間的變化率為

2.6?氣缸周壁換熱計(jì)算模型

該模型氣缸周壁的換熱計(jì)算采用了Woschni的經(jīng)典傳熱模型．包含了對氣缸內(nèi)燃燒室、氣缸蓋、氣缸套的表面積和平均溫度的計(jì)算．該部分傳熱涉及系統(tǒng)的冷卻系統(tǒng)，為簡化處理，該模型中的冷卻水溫設(shè)為定值．

缸內(nèi)工質(zhì)與壁面的傳熱可以表示為

本文所采用的傳熱系數(shù)公式為Woschni提出的經(jīng)典經(jīng)驗(yàn)公式：

3?模塊化模型搭建及模型標(biāo)定

3.1?模型搭建

以前文數(shù)學(xué)模型為基礎(chǔ)，在Simulink平臺上采用模塊化的建模方法，能夠很好地實(shí)現(xiàn)雙燃料發(fā)動機(jī)的建模過程．圖3為雙燃料發(fā)動機(jī)模塊化平臺搭建的實(shí)現(xiàn)圖，該模型包含的子模型有：供氣模型、供油模型、曲柄連桿系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、氣缸及進(jìn)排氣模型．

圖3?模塊化平臺搭建圖

3.2?模型標(biāo)定

首先將Packet模型在純柴油實(shí)驗(yàn)中標(biāo)定．同樣在186FA試驗(yàn)樣機(jī)上進(jìn)行驗(yàn)證，由于在柴油甲醇雙直噴發(fā)動機(jī)中，引燃燃料僅起到點(diǎn)火作用，噴射壓力與噴油量相對較小，因此該P(yáng)acket模型的純柴油標(biāo)定也僅需在低負(fù)荷條件下調(diào)整較為準(zhǔn)確即可．實(shí)驗(yàn)條件如表5所示．

表5?Packet模型驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)條件

Tab.5?Conditions of validation experiment for packet model

在分別調(diào)整噴油壓力以及噴油正時(shí)后，模型運(yùn)行結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對比如圖4所示，從圖中可以看出噴射壓力設(shè)定為50MPa時(shí)結(jié)果均較好，設(shè)定為60MPa時(shí)結(jié)果有較明顯偏差，這是由于本實(shí)驗(yàn)機(jī)型缸徑較小，在實(shí)際發(fā)動機(jī)運(yùn)行時(shí)，60MPa的噴油壓力和較晚的噴油正時(shí)導(dǎo)致出現(xiàn)了燃料的撞壁，并在低負(fù)荷工況下產(chǎn)生濕壁，進(jìn)而導(dǎo)致不完全燃燒．而雙燃料模型計(jì)算時(shí)并未充分考慮濕壁導(dǎo)致的未燃損失，因此模型計(jì)算的放熱率水平較高．但由于在下文詳述的雙燃料模式中，引燃燃料放熱相對總?cè)剂戏艧崃恐徽驾^小部分，該部分偏差導(dǎo)致的放熱率差異在雙燃料燃燒預(yù)測模型中可以接受．

在雙燃料試驗(yàn)的標(biāo)定中，假設(shè)放熱率的上升是由引燃燃料燃燒引起的，因此引燃燃料的點(diǎn)火延遲可由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)圖中獲知，而預(yù)燃燃料的燃燒起點(diǎn)，采用將Packet放熱率與實(shí)驗(yàn)放熱率相減來得到．

根據(jù)禮博[12]、Karczewski等[13]的研究，相比純柴油的運(yùn)行情況，雙燃料模式下，燃料的燃燒速率更快，燃燒持續(xù)期也更短．其原因一是在實(shí)際引燃燃燒過程中，同時(shí)夾雜著周圍的預(yù)混合氣共同燃燒，甲醇燃料火焰燃燒速率遠(yuǎn)高于柴油燃燒速率；二是由于甲醇的燃燒導(dǎo)致缸內(nèi)溫度升高，引燃燃料蒸發(fā)速率加快．二者因素疊加，導(dǎo)致第一階段燃燒速率更快．因此將上述在純柴油中驗(yàn)證過的Packet模型運(yùn)用到雙燃料中時(shí)，需要適當(dāng)考慮增大Packet中燃料的蒸發(fā)速率以及燃燒速率系數(shù)．該過程的衡量標(biāo)準(zhǔn)為引燃燃料的燃燒能否與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的放熱率上升速率相匹配．該過程的流程圖如圖5所示．

圖4?Packet模型純柴油驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

圖5?放熱率標(biāo)定流程

如圖6(a)為確定二階段燃燒起點(diǎn)的方法．將總放熱率曲線減去引燃部分燃料放熱，可以確定第二階段燃燒的起始點(diǎn)，該部分的燃燒過程采用Wiebe函數(shù)的形式來擬合得到．圖6(b)為擬合后的兩階段燃燒放熱總和與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比結(jié)果．

圖6?雙燃料雙直噴模式放熱率曲線標(biāo)定示意

4?實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1?射流正時(shí)對放熱率的影響

將發(fā)動機(jī)在10%、25%、50%、75%負(fù)荷下的預(yù)混正時(shí)分別固定為-35°CA ATDC、-40°CA ATDC、-45°CA ATDC、-50°CA ATDC，并改變射流正時(shí)，記錄各工況下的放熱率．運(yùn)行結(jié)果見圖7．

從圖7的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出，4個(gè)負(fù)荷條件下均呈現(xiàn)兩階段放熱過程．尤其是在較高負(fù)荷和較早柴油射流正時(shí)條件下，兩階段放熱特征最為突出．主要是因?yàn)樵谳^低負(fù)荷條件下，總噴油量較少，因此預(yù)混射燃油形成的混合氣當(dāng)量比較低，同時(shí)低負(fù)荷條件下，缸內(nèi)整體燃燒溫度較低，導(dǎo)致第二階段燃燒過程速率下降，因此第二階段放熱率峰值明顯降低，甚至不能形成較明顯的放熱率峰值．隨著柴油射流正時(shí)的推遲，第一燃燒階段向后推遲，缸內(nèi)溫度和壓力均下降，導(dǎo)致第一階段的放熱率峰值略有下降，同時(shí)第二階段燃燒也向后推遲，較低的缸內(nèi)溫度和壓力導(dǎo)致第二階段燃燒放熱過程減慢．

圖7?改變射流正時(shí)條件下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對比

4.2?預(yù)混正時(shí)對放熱率的影響

固定預(yù)混正時(shí)，并按照負(fù)荷分別改變射流噴射正時(shí)，記錄各工況下的放熱率．運(yùn)行結(jié)果見圖8．由圖8可知，推遲預(yù)混燃料正時(shí)，低負(fù)荷變化不明顯，對于高負(fù)荷情況，第一階段燃燒變化較小，第二階段燃燒速率有加快趨勢，放熱率曲線升高．說明在此條件下第一階段燃燒主要受到柴油燃料射流相關(guān)參數(shù)的控制，而預(yù)混噴射正時(shí)對于第一階段燃燒的影響較小．隨著預(yù)混噴射正時(shí)的推遲，在著火相位不變的情況下，預(yù)混燃料與空氣的混合時(shí)間相對減少，導(dǎo)致預(yù)混噴射油氣混合氣均勻程度下降，局部當(dāng)量比提高，較濃預(yù)混合氣更容易發(fā)生著火反應(yīng)，所以放熱速率提高．該結(jié)果表明，和改變射流正時(shí)相同，對于低負(fù)荷，整體放熱率較小，放熱波動較大，仿真結(jié)果相比高負(fù)荷略差，對于高負(fù)荷工況，仿真結(jié)果能夠體現(xiàn)出預(yù)混燃料混合對放熱率的影響，能夠較準(zhǔn)確地描述實(shí)際燃燒過程．

圖8?改變預(yù)混噴射正時(shí)條件下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對比

5?結(jié)?論

本文采用Matlab/Simulink軟件，以基于186FA原型機(jī)改造的柴油甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)為研究對象，采用零維模型、準(zhǔn)維模型相結(jié)合的建模方式，搭建低碳雙燃料直噴發(fā)動機(jī)的全循環(huán)快速預(yù)測仿真平臺．采用Packet模型對引燃燃料的缸內(nèi)直噴過程進(jìn)行描述，并結(jié)合Wiebe函數(shù)表現(xiàn)后續(xù)預(yù)混燃料的預(yù)混燃燒過程．基于全循環(huán)現(xiàn)象學(xué)模型計(jì)算和原型機(jī)實(shí)驗(yàn)的對比結(jié)果，可以看出本文設(shè)計(jì)的柴油甲醇雙燃料直噴燃燒模型能夠在較寬的負(fù)荷范圍內(nèi)保證較高的預(yù)測精度．不足之處是：現(xiàn)階段，Packet中擴(kuò)散速率與燃料燃燒速率設(shè)為定值，但實(shí)際上其應(yīng)受到預(yù)混甲醇當(dāng)量比的影響，應(yīng)當(dāng)在引燃燃燒模型中考慮該影響因子．

本論文提出的雙燃料直噴現(xiàn)象學(xué)模型總體上能夠滿足控制策略的設(shè)計(jì)驗(yàn)證工作的需求，下一步該全循環(huán)模型將用于硬件在環(huán)實(shí)時(shí)仿真系統(tǒng)的搭建．

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Study on Full-Cycle Predict Phenomenological Model for Low Carbon Dual-Fuel Direct Injection Engine System

Zhang Genyuan，Zhu Jingyu，Li Bo，Wang Yang，Long Wuqiang

(School of Energy and Power Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China)

A model-in-the-loop simulation platform of a diesel-methanol dual-fuel direct injection engine was established based on Matlab/Simulink. The models of intake and exhaust system，injection system，heat transition system，and cylinder system were introduced，respectively. The phenomenological Packet model was used to represent the jet-injection combustion of diesel and the Wiebe function was used to establish the pre-injection combustion of methanol. Compared with the experimental data，the model can accurately reproduce the combustion process of the diesel methanol dual-fuel direct injection engine，which suggests its capability in assisting the work such as the optimization of engine parameters and real-time control.

Matlab/Simulink；model-in-loop simulation；dual-fuel；quasi-dimension model

TK11

A

1006-8740(2023)02-0177-10

10.11715/rskxjs.R202302008

2022-03-15．

內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助項(xiàng)目(K2020-06)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)資助項(xiàng)目(DUT19RC(3)050)．

張根源（1997—??），男，碩士研究生，32010043@mail.dlut.edu.cn.

朱晶宇，男，博士，副教授，jingyu_zhu@dlut.edu.cn.

(責(zé)任編輯：隋韶穎)