范 超, 鹿盈盈, 劉一澤

(1. 南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院, 南京 211816;2. 天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 天津 300072)

隨著柴油機(jī)尾氣排放標(biāo)準(zhǔn)日趨嚴(yán)格,降低NOx、顆粒污染物(PM)、CO以及碳?xì)浠衔?HC)等廢氣排放,改善其燃燒過程,成為傳統(tǒng)柴油機(jī)的研究方向.近年來(lái),針對(duì)柴油機(jī)的燃燒相關(guān)研究[1]提出了均質(zhì)充量壓燃、預(yù)混充量壓燃(PCCI)、活性充量壓燃等低溫燃燒模式,其本質(zhì)都是通過對(duì)缸內(nèi)油氣混合以及燃燒等理化過程的控制來(lái)實(shí)現(xiàn)高熱效率和低排放的目標(biāo).

PCCI燃燒模式采用廢氣再循環(huán)(EGR)、多次噴油策略以及推遲噴油定時(shí)與高壓共軌燃油噴射等技術(shù),在柴油機(jī)低負(fù)荷實(shí)際運(yùn)用中取得良好的效果.Lu等[2]研究了噴油模式和噴油定時(shí)對(duì)重型柴油機(jī)低、中負(fù)荷PCCI燃燒和排放的影響,發(fā)現(xiàn)相比單次噴油,多次噴油工況下,缸內(nèi)油氣混合時(shí)間增加、混合程度提高,碳煙、CO和未燃碳?xì)浠衔?UHC)排放顯著減少.梅德清等[3]對(duì)柴油機(jī)多次噴油策略進(jìn)行數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn),隨著噴油定時(shí)推遲,缸內(nèi)壓力逐漸降低,主放熱峰值下降且不斷遠(yuǎn)離上止點(diǎn),預(yù)混燃燒比例增加,缸內(nèi)低溫PCCI燃燒模式更加明顯.Jain等[4]為研究不同噴油策略和EGR對(duì)PCCI燃燒的影響,在不同的主噴油啟動(dòng)條件下進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn),結(jié)果表明,中等程度的預(yù)噴策略更加適合PCCI燃燒模式,提前預(yù)噴定時(shí)能夠降低NOx和碳煙的排放量.為進(jìn)一步研究多次噴油策略對(duì)PCCI燃燒模式的增益效果,Doll等[5]利用紋影技術(shù)提取燃油噴霧輪廓和射流參數(shù),揭示多次噴射策略中參數(shù)的變化對(duì)局部混合場(chǎng)和點(diǎn)火動(dòng)力學(xué)的多維影響.Li等[6]在一臺(tái)船用發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行5種不同比例的缸內(nèi)直噴燃?xì)庠囼?yàn)(8%、10%、15%、20%、25%),結(jié)果表明,缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力與放熱率低于單次噴射策略, 采用不同比例的噴油策略能有效減少UHC與NOx排放.D’Ambrosio等[7]研究了柴油機(jī)在高EGR條件下采用單次噴油策略、預(yù)噴和后噴組合策略、兩次預(yù)噴策略對(duì)燃燒的影響,發(fā)現(xiàn)噴射策略對(duì)缸內(nèi)燃油預(yù)混程度影響較大,經(jīng)多次噴油策略后,CO、碳煙、NOx等有害物質(zhì)排放量均得到顯著降低,燃燒噪聲也顯著降低.根據(jù)文獻(xiàn)[8]中對(duì)一臺(tái)重型柴油機(jī)的預(yù)噴油研究,先導(dǎo)預(yù)噴降低了主燃燒的點(diǎn)火延遲、缸壓升高速率和燃燒噪聲,NOx排放量隨著主噴射的延遲而降低,但碳煙排放量由于燃燒擴(kuò)散階段的增加而增加.王軍等[9]將多次噴射策略與柴油機(jī)各典型工況進(jìn)行匹配試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)柴油機(jī)低轉(zhuǎn)速小負(fù)荷時(shí)采用較大的主、預(yù)噴間隔和較小的預(yù)噴油量可以改善NOx和碳煙排放量的折衷關(guān)系[9].

上述內(nèi)燃機(jī)研究大多局限于對(duì)某一定轉(zhuǎn)速中的工況進(jìn)行噴油策略的優(yōu)化,沒有對(duì)轉(zhuǎn)速改變后噴油規(guī)律變化對(duì)缸內(nèi)燃燒的影響進(jìn)行探討,而實(shí)際的柴油機(jī)運(yùn)行工況復(fù)雜多變.為探究轉(zhuǎn)速拓展下多次噴油策略對(duì)低負(fù)荷PCCI燃燒的影響,采用試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法,研究重型柴油機(jī)低負(fù)荷轉(zhuǎn)速拓展下優(yōu)化的多次噴射策略對(duì)熱效率和排放的影響,為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速拓展優(yōu)化提供理論依據(jù).

1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在改裝的濰柴WP10H型6缸直列重型柴油機(jī)上進(jìn)行.為滿足單缸試驗(yàn)方案的需要,將第6缸改裝為試驗(yàn)缸,配備單獨(dú)的電控高壓共軌供油系統(tǒng)、模擬增壓進(jìn)氣系統(tǒng)以及EGR系統(tǒng),用于實(shí)時(shí)精確控制燃料和缸內(nèi)氣體的狀態(tài).發(fā)動(dòng)機(jī)具體參數(shù)如表1所示.

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

2 CONVERGE軟件模型與標(biāo)定

2.1 數(shù)學(xué)模型的構(gòu)建

由于本文主要研究柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒與排放,所以利用8孔噴油器和燃燒室的對(duì)稱性建立柴油機(jī)燃燒室1/8缸內(nèi)數(shù)學(xué)模型,如圖1所示.將三維立體印刷(STL)格式文件導(dǎo)入CONVERGE軟件,利用軟件自帶的正交網(wǎng)格劃分方法,設(shè)置缸內(nèi)整體網(wǎng)格為 2 mm,啟用局部網(wǎng)格加密功能,將缸蓋、缸套、活塞頂部網(wǎng)格加密至1 mm,噴霧錐區(qū)域網(wǎng)格加密至 0.5 mm;啟用自適應(yīng)網(wǎng)格加密(AMR)功能,自動(dòng)捕捉缸內(nèi)速度、溫度與排放濃度場(chǎng),將其網(wǎng)格加密至 0.5 mm.不同的網(wǎng)格大小能夠適應(yīng)不同梯度的改變,可以在確保模擬計(jì)算精確性的同時(shí),提高計(jì)算機(jī)求解速度.

圖1 柴油機(jī)燃燒室1/8缸內(nèi)模型、網(wǎng)格模型及優(yōu)化原理Fig.1 1/8 cylinder model, grid model, and optimization principle of diesel engine combustion chamber

2.2 物理模型選擇

CONVERGE軟件具有豐富的物理模型,根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)不同的工況條件選擇恰當(dāng)?shù)奈锢砟Ｐ?可使模擬工況最大程度地接近實(shí)際工況,減小誤差.

本文仿真采用噴霧模型中的KH-RT[10]一次破碎與二次破碎模型、O’Rourke[11]霧滴碰撞模型和NTC (No Time Counter)[12]聚合模型、Wall film[13]撞壁模型以及Frossling[14]油氣蒸發(fā)模型,利用燃燒機(jī)理文件耦合SAGE[15]燃燒模型、Extended Zeldovich NOx[16]、Hiroyasu[17]碳煙排放模型、RNGk-ε[18]湍流模型以及Boundary Heat Flux[19]壁面?zhèn)鳠崮Ｐ?數(shù)值仿真燃油化學(xué)組分物理性質(zhì)與燃燒化學(xué)反應(yīng)用正庚烷.

2.3 噴油策略與初始和邊界條件的設(shè)定

多次噴油策略是一項(xiàng)改善柴油機(jī)性能的技術(shù),采用預(yù)噴、主噴的噴油模式.圖2為噴油策略示意圖,其由多次預(yù)噴和主噴組成.圖中:P1SOI、P2SOI、MSOI分別表示預(yù)噴1、預(yù)噴2與主噴油定時(shí),定義上止點(diǎn)處為0° CA (CA為曲軸轉(zhuǎn)角,用φCA表示,1° CA表示曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)360° 中的1°);D1、D2、D為對(duì)應(yīng)持續(xù)期.

圖2 噴油策略示意Fig.2 Fuel injection strategy

進(jìn)行計(jì)算之前對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的邊界和初始條件進(jìn)行設(shè)定,使得構(gòu)建的仿真模型更加接近發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際工況.針對(duì) 1 000 r/min 與 1 400 r/min 兩組模擬工況,根據(jù)試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置缸內(nèi)初始溫度為300 K、初始?jí)毫?.196 MPa,活塞頂部壁面溫度為530 K,缸蓋溫度為520 K,缸套壁面溫度為450 K,噴油量為50 mg,共軌油壓為160 MPa,EGR率為70%.

2.4 模型標(biāo)定

標(biāo)定仿真的燃燒和排放模型,將模擬計(jì)算的缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率、NOx和碳煙排放量與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比.控制環(huán)境變量,探究轉(zhuǎn)速以及噴油規(guī)律對(duì)缸內(nèi)燃燒的影響,共對(duì)表2所示不同轉(zhuǎn)速的6個(gè)單次噴油工況(R=0%)以及12個(gè)不同比例兩次噴油工況進(jìn)行標(biāo)定.表中:S為轉(zhuǎn)速;R為預(yù)噴比例;E為指示熱效率.圖3給出不同轉(zhuǎn)速以及不同噴油策略的模型標(biāo)定缸壓和放熱率曲線各一例.圖中:P為缸內(nèi)壓力;Q為瞬時(shí)放熱率.圖4和圖5分別為NOx和碳煙排放對(duì)比圖.圖中:X為排放量.

圖3 低、中轉(zhuǎn)速工況下噴射標(biāo)定Fig.3 Calibration of injection under low and medium speed conditions

圖4 NOx排放模型標(biāo)定Fig.4 Calibration of NOx emission model

圖5 碳煙排放模型標(biāo)定Fig.5 Calibration of carbon smoke emission model

表2 各標(biāo)定工況噴油參數(shù)Tab.2 Injection parameters of each calibration condition

試驗(yàn)燃油噴射由燃油高壓共軌提供,噴油壓力一定;CONVERGE軟件仿真計(jì)算時(shí),單次噴射時(shí)噴油規(guī)律與試驗(yàn)一致,多次噴射時(shí)燃油被多次、少量拆分噴射,為確保噴油壓力,需要增加噴射速率.為保證噴射燃油量一定,提升噴射速率的同時(shí)需縮短噴油時(shí)間[20].

由圖3可見,模擬得到的缸壓與放熱率曲線與試驗(yàn)值吻合較好,其中放熱率曲線的第1個(gè)峰為冷焰現(xiàn)象,是燃料在著火延遲時(shí)間區(qū)域內(nèi)發(fā)生的一種預(yù)反應(yīng)現(xiàn)象,其本質(zhì)是烴類燃料在缸內(nèi)溫度和壓力條件下發(fā)生分解與轉(zhuǎn)化.近年來(lái)隨著低溫燃燒與稀薄燃燒等燃燒模式研究的深入,非預(yù)混稀薄冷焰、熱焰、雙焰和三級(jí)火焰的實(shí)驗(yàn)觀察以及計(jì)算建模方面進(jìn)展顯著.但模型預(yù)測(cè)和冷焰試驗(yàn)之間仍然存在很大的差異,可用于高壓、噴霧和湍流燃燒的冷焰試驗(yàn)數(shù)據(jù)很少,涉及發(fā)動(dòng)機(jī)條件下的冷焰試驗(yàn)燃料更少.目前的火焰測(cè)量技術(shù)即使在大氣條件下,也無(wú)法捕捉冷焰的火焰速度;高壓下冷焰現(xiàn)象的不穩(wěn)定性更 是一個(gè)具有挑戰(zhàn)性的問題[21].數(shù)值模型方面,現(xiàn)有的動(dòng)力學(xué)模型能夠很好地再現(xiàn)低溫和高溫點(diǎn)火延遲,但無(wú)法預(yù)測(cè)冷焰和熱焰的熄滅極限和火焰速度,其中一個(gè)主要原因是缺乏冷火焰和熱火焰的驗(yàn)證目標(biāo);另一方面,對(duì)于低溫化學(xué)而言,燃燒過程中的中間產(chǎn)物如氫過氧烷基自由基、酮?dú)溥^氧化物、烷基過氧自由基、水和部分氧化的大型異構(gòu)體的量化也難度較大[22].高溫高壓下冷焰現(xiàn)象對(duì)本文主燃燒影響不大,且試驗(yàn)難以捕捉,故此處不作深入研究.

NOx、碳煙排放數(shù)值與試驗(yàn)值較為吻合,根據(jù)我國(guó)重型車用柴油機(jī)排放限值可知,國(guó)家第六階段機(jī)動(dòng)車污染物排放標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定PM污染物排放限值在 0.01 g/(kW·h)以內(nèi)[23].圖5中碳煙標(biāo)定試驗(yàn)數(shù)值低于此標(biāo)準(zhǔn)1個(gè)量級(jí),試驗(yàn)環(huán)境參數(shù)的變化以及數(shù)值模擬中迭代計(jì)算產(chǎn)生的微小誤差都將對(duì)該量級(jí)的排放結(jié)果造成一定影響.排除個(gè)點(diǎn)工況的絕對(duì)誤差,從總體計(jì)算結(jié)果來(lái)看,趨勢(shì)與試驗(yàn)一致,總體誤差控制在10%以內(nèi),可認(rèn)為數(shù)值模擬所選用的數(shù)學(xué)物理模型以及各初邊界條件設(shè)定合理.這為后續(xù)采用數(shù)值模擬方法尋優(yōu)奠定了模型基礎(chǔ).

3 結(jié)果分析

3.1 低轉(zhuǎn)速結(jié)果分析

當(dāng)柴油機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min,即低轉(zhuǎn)速時(shí),對(duì)MSOI定時(shí)分別以曲軸轉(zhuǎn)角為-30°、-25°、-15°的工況進(jìn)行研究.從圖4和圖5可以看出,隨著噴油定時(shí)靠近上止點(diǎn),NOx和碳煙排放量都呈現(xiàn)降低趨勢(shì).為解釋這一現(xiàn)象,利用數(shù)值模擬(見圖6)發(fā)現(xiàn),隨著噴油定時(shí)的推遲,一方面噴油時(shí)刻缸內(nèi)密度增大,燃油貫穿距減小,進(jìn)入燃燒室側(cè)隙的燃油隨之減小;另一方面,隨著噴油定時(shí)接近上止點(diǎn),噴霧油束逐漸接近燃燒室的弧脊部分(見圖1),使油束分離成上下兩個(gè)渦團(tuán),可以同時(shí)充分利用燃燒室上部以及凹坑內(nèi)的空氣,燃油分布更為合理,避免燃油形成局部濃區(qū),空氣利用率提高,達(dá)到同時(shí)提高指示熱效率(見表2)、減少NOx和碳煙排放的目的.

圖6 不同轉(zhuǎn)速下單次噴油策略當(dāng)量比分布Fig.6 Equivalent ratio distribution of single injection strategy at different rotation distributions

此外,按照噴油比例的不同進(jìn)行上止點(diǎn)前兩次噴油研究.MSOI、P1SOI分別設(shè)置在 -20° CA、-30° CA.如選取較大的噴油間隔,預(yù)噴時(shí)缸內(nèi)密度較小、噴油阻力小,噴出燃油撞擊壁面易產(chǎn)生濕壁現(xiàn)象,使燃燒不充分,降低燃燒效率,增加碳煙排放;合適的噴油間隔有利于提高缸內(nèi)油氣混合速率,使燃燒更加平緩.故選取10° CA的主、預(yù)噴油間隔[24].

從圖4和圖5中轉(zhuǎn)速為 1 000 r/min時(shí)不同噴油比例的兩次噴油排放曲線看到,隨著預(yù)噴比例增加,NOx和碳煙排放量均逐漸降低.這是由于預(yù)噴比例增加,油氣混合時(shí)間增加(見圖3(a)和(b)),預(yù)混燃燒更加充分.但由圖7可見,當(dāng)預(yù)噴比例達(dá)到70%時(shí),主噴已呈現(xiàn)邊噴油邊燃燒的擴(kuò)散燃燒現(xiàn)象.

圖7 低轉(zhuǎn)速下預(yù)噴70%兩次噴射的缸壓和放熱率Fig.7 Cylinder pressure and heat release rate of two injections at a low speed and a pre-injection of 70%

3.2 中轉(zhuǎn)速結(jié)果分析

由圖4和5可見,當(dāng)柴油機(jī)轉(zhuǎn)速由 1 000 r/min 提高到1 400 r/min,即中轉(zhuǎn)速時(shí),NOx排放量總體減小、碳煙排放總體增加、指示熱效率稍有降低(見表2).采用兩次噴油策略時(shí),隨著預(yù)噴比例增加,NOx排放量變化不大,碳煙排放量緩慢升高.

隨著噴油定時(shí)靠近上止點(diǎn),單次噴油的碳煙排放逐漸升高,NOx排放稍有降低.碳煙排放與低轉(zhuǎn)速時(shí)結(jié)論相反.對(duì)比 1 000 與 1 400 r/min 的單次噴油策略燃氧當(dāng)量比分布圖(見圖6)可以發(fā)現(xiàn),轉(zhuǎn)速升高后噴油持續(xù)期延長(zhǎng),隨著單次噴油定時(shí)推遲,缸內(nèi)逐漸增大的密度使噴出的燃油不能充分?jǐn)U散,近壁面處形成局部燃油濃區(qū);同時(shí),噴油速率的降低使噴出的燃油自身的動(dòng)能降低,缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)效果減弱,油氣混合均勻程度下降,燃燒不充分,指示熱效率降低,形成較多碳煙排放.

4 優(yōu)化方案

根據(jù)柴油機(jī)低轉(zhuǎn)速與中轉(zhuǎn)速試驗(yàn)結(jié)果,在現(xiàn)有試驗(yàn)基礎(chǔ)上可得出大體的優(yōu)化方向:① 優(yōu)化噴油定時(shí),以充分利用燃燒室形狀,增加缸內(nèi)空氣利用率、增強(qiáng)缸內(nèi)氣體湍流強(qiáng)度及其持續(xù)時(shí)間;② 為避免柴油機(jī)轉(zhuǎn)速升高和噴油持續(xù)期延長(zhǎng)帶來(lái)的碳煙排放升高、指示熱效率降低等負(fù)面作用,嘗試選取多次噴射策略并采用合適的預(yù)噴比例,如圖8所示.

圖8 柴油機(jī)噴油規(guī)律優(yōu)化示意圖Fig.8 Schematic diagram of diesel engine injection

4.1 低轉(zhuǎn)速工況優(yōu)化

綜合比較原機(jī)各試驗(yàn)工況,可以選出柴油機(jī)低轉(zhuǎn)速時(shí)最優(yōu)工況點(diǎn)是MSOI為-15° CA的單次噴油策略,將其設(shè)置為基準(zhǔn)工況,進(jìn)一步優(yōu)化的方案如表3所示, 其中指示熱效率均對(duì)比基準(zhǔn)點(diǎn).表中:N為NOx排放量;C為碳煙排放量.

表3 低轉(zhuǎn)速優(yōu)化方案Tab.3 Low speed optimization scheme

首先,為使噴油定時(shí)與燃燒室形狀相匹配,通過仿真找到優(yōu)化點(diǎn)1,即MSOI為-11° CA單次噴油.對(duì)比基準(zhǔn)工況當(dāng)量比分布圖(見圖9), 可知MSOI為-11° CA單次噴射工況燃油分布更為合理.圖10中代表優(yōu)化方案的點(diǎn)旁標(biāo)注方案編號(hào);代表單次噴油的點(diǎn)旁標(biāo)注MSOI;代表二次噴油的點(diǎn)旁標(biāo)注 噴油比例.圖10(a)也證實(shí)了這一結(jié)論,當(dāng)單次噴油定時(shí)優(yōu)化后,NOx排放量明顯降低,且指示熱效率提高2.41%,碳煙排放量雖然增加1倍,但是仍較低.根據(jù)優(yōu)化方案1,將MSOI設(shè)為-11° CA.

圖9 低轉(zhuǎn)速下不同MSOI單次噴射當(dāng)量比Fig.9 Equivalent ratio of single injection at a low speed and different MSOI values

根據(jù)兩次噴油試驗(yàn),對(duì)優(yōu)化方案1按照多次噴射策略進(jìn)一步優(yōu)化.觀察圖10(a)發(fā)現(xiàn),兩次噴油中預(yù)噴比例為60%時(shí)NOx與碳煙排放較少,故確定優(yōu)化方案2.仿真計(jì)算結(jié)果見表3.該方案對(duì)比工況1,碳煙排放量明顯降低,NOx排放量有所上升,指示熱效率雖然升高,但仍然低于基準(zhǔn)工況.從圖11所示當(dāng)量比分布圖來(lái)看,優(yōu)化噴油定時(shí)后雖然預(yù)噴沒有進(jìn)入燃燒室側(cè)隙,但燃燒更劇烈從而產(chǎn)生較多NOx排放.

圖11 低轉(zhuǎn)速下優(yōu)化方案當(dāng)量比分布Fig.11 Equivalent ratio of optimization scheme at a low speed

根據(jù)優(yōu)化方案1和2得出的結(jié)論,按照油束與燃燒室形狀的配合程度對(duì)噴油定時(shí)進(jìn)行微調(diào),將主預(yù)噴油量互換得到優(yōu)化方案3(預(yù)噴比例為40%).較少的預(yù)噴油量可以降低油束的貫穿距,兩次噴油能夠增加油氣混合時(shí)間20%左右.隨著活塞上行將部分預(yù)噴燃油壓縮至燒室弧脊位置,一定程度上也加強(qiáng)了油束與燃燒室形狀的配合.相比基準(zhǔn)工況,該方案NOx排放量降低38%,碳煙排放量降低1個(gè)數(shù)量級(jí),指示熱效率也顯著提升8.66%,優(yōu)化效果明顯.

利用Dolla等[5]得出的結(jié)論,在優(yōu)化方案3的基礎(chǔ)上制定優(yōu)化方案4, 將燃油預(yù)噴比例40%拆分為兩次預(yù)噴比例20%.該方案將預(yù)噴燃油的混合時(shí)間增加27%左右,同時(shí)在主噴定時(shí)前增加1次短噴,避免活塞上行抵消預(yù)噴的動(dòng)能擾動(dòng)效果,使缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)持續(xù)時(shí)間增加13.4%,但在柴油機(jī)小負(fù)荷低轉(zhuǎn)速工況下,噴油持續(xù)期較短,該方案優(yōu)化效果有限.

4.2 中轉(zhuǎn)速工況優(yōu)化

當(dāng)柴油機(jī)小負(fù)荷工況由低轉(zhuǎn)速升高至中轉(zhuǎn)速后,相同工況下噴油持續(xù)期增加.從圖6可以觀察到,S=1 400 r/min時(shí),MSOI為-15° CA單次噴射已與燃燒室形狀配合良好.由表2和表4、圖4和圖5可見,對(duì)比低轉(zhuǎn)速,中轉(zhuǎn)速指示熱效率總體降低,NOx排放量降低,碳煙排放量增加;兩次噴油試驗(yàn)中,非擴(kuò)散燃燒工況指示熱效率相比基準(zhǔn)工況降低,但合適的預(yù)噴策略能在指示熱效率不下降的情況下明顯減少NOx、碳煙排放量.

表4 中轉(zhuǎn)速優(yōu)化方案Tab.4 Optimization schemes of medium speed

為權(quán)衡指示熱效率與排放之間的關(guān)系,對(duì)柴油機(jī)中轉(zhuǎn)速工況進(jìn)行尋優(yōu),優(yōu)化方案如表4所示.參照低轉(zhuǎn)速優(yōu)化方案,優(yōu)化方案1選取40%的預(yù)噴比例, 將MSOI設(shè)置為原機(jī)最優(yōu)點(diǎn),其中MSOI為-15° CA.比較對(duì)比工況2,避免了燃油進(jìn)入側(cè)隙(見圖12和13),碳煙排放降低,NOx排放量略有升高,指示熱效率增加,但相比基準(zhǔn)工況,指示熱效率仍下降2.5%.由于噴油持續(xù)期延長(zhǎng),噴射速率降低,故優(yōu)化方案2將方案1噴油定時(shí)推遲5° CA,NOx排放明顯降低,碳煙排放維持不變,指示熱效率增加2%.

圖12 中轉(zhuǎn)速下原機(jī)工況預(yù)噴50%與40%兩次噴射當(dāng)量比分布Fig.12 Equivalent ratio distribution of two injections at a pre-injection of 50% and 40% in original engine at a medium speed

觀察圖10(b)可以發(fā)現(xiàn),原試驗(yàn)預(yù)噴50%兩次噴油排放總體較好, 調(diào)整優(yōu)化方案2的預(yù)噴比例得到優(yōu)化方案3.發(fā)現(xiàn)優(yōu)化方案3的NOx排放量比優(yōu)化方案2略有降低,碳煙排放明顯降低,且指示熱效率略升.在優(yōu)化方案3的基礎(chǔ)上將預(yù)噴分為2次等比例預(yù)噴得到優(yōu)化方案4,可以看到NOx排放進(jìn)一步降低,指示熱效率略升,碳煙排放增加,但排放量較低.

結(jié)合圖13和圖14,優(yōu)化多次噴油策略后,油氣混合階段燃油未向側(cè)隙發(fā)展,NOx與碳煙生成區(qū)由近壁面處轉(zhuǎn)移至缸內(nèi),充分利用燃燒室上下兩部分的空氣.相比傳統(tǒng)兩次噴油,優(yōu)化方案缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)時(shí)間增加14.3%左右,碳煙的生成量降低,指示熱效率提高,NOx排放量降低59.3%,碳煙排放量降低70%.

圖13 中轉(zhuǎn)速下當(dāng)量比優(yōu)化方案Fig.13 Optimized dequivalent ratio at a medium speed

圖14 中轉(zhuǎn)速下基準(zhǔn)工況與優(yōu)化方案4的NOx與碳煙排放Fig.14 NOx and soot emission at a medium speed, reference condition, and optimization Scheme 4

4.3 高轉(zhuǎn)速工況擴(kuò)展

結(jié)合柴油機(jī)小負(fù)荷中、低轉(zhuǎn)速試驗(yàn)與仿真結(jié)論,將其擴(kuò)展至高轉(zhuǎn)速S=1 800 r/min工況.參考中低轉(zhuǎn)速優(yōu)化方向,高轉(zhuǎn)速工況下,當(dāng)噴油定時(shí)配合燃燒室形狀并優(yōu)化噴油策略后,NOx與碳煙排放可明顯降低,指示熱效率也略有升高,如表5所示.

表5 高轉(zhuǎn)速方案比較Tab.5 Comparison of high speed schemes

對(duì)比方案1～3這3個(gè)不同定時(shí)的單次噴油策略,由圖6可見方案3與燃燒室形狀配合較好,可以充分利用燃燒室上方和凹坑內(nèi)的空氣,但也同樣存 在因轉(zhuǎn)速升高帶來(lái)的燃油擴(kuò)散程度不高、油氣混合不均勻等缺點(diǎn).由圖15可見,該工況缸內(nèi)燃燒不充分,產(chǎn)生較多的碳煙.圖15中代表優(yōu)化方案的點(diǎn)旁標(biāo)注方案編號(hào);代表單次噴油的點(diǎn)旁標(biāo)注MSOI.

圖15 高轉(zhuǎn)速下NOx與碳煙排放Fig.15 NOx and soot emissions at high speed

選取預(yù)噴比例40%～50%的兩次噴油策略,設(shè)置對(duì)照試驗(yàn)組4和5,對(duì)方案1采用多次噴油策略,將MSOI設(shè)置為-15° CA (方案6和7).根據(jù)表5所得結(jié)果,對(duì)比試驗(yàn)組4和5,可知方案6和7推遲主、預(yù)噴油定時(shí)后,與燃燒室形狀配合程度增加,可同時(shí)降低NOx與碳煙排放量,增加指示熱效率;對(duì)比方案3,可知方案6和7顯著提升指示熱效率,降低碳煙排放量,NOx排放量只少量增加,優(yōu)化效果較好.

將方案6和7預(yù)噴分為等比例的兩次預(yù)噴,得到方案8和9.從圖15可以看出,方案8是最優(yōu)點(diǎn).從缸內(nèi)湍動(dòng)能歷程圖16可知,在主噴定時(shí)前加入1次較短的預(yù)噴,相比兩次噴射,使缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)持續(xù)時(shí)間延長(zhǎng)15.7%左右,主噴油氣混合更加充分,高轉(zhuǎn)速單次噴油工況,優(yōu)化噴油策略后,指示熱效率略有升高,NOx排放稍有增加,碳煙排放量顯著減少.

圖16 高轉(zhuǎn)速下不同方案缸內(nèi)湍動(dòng)能歷程Fig.16 Turbulent kinetic energy process in cylinder in different cases

4.4 低負(fù)荷工況轉(zhuǎn)速拓展的影響

從不同轉(zhuǎn)速的優(yōu)化效果圖17看出,隨著轉(zhuǎn)速的升高,NOx排放量降低,碳煙排放量升高.采用噴射策略優(yōu)化后,中、低轉(zhuǎn)速NOx、碳煙排放量能夠同時(shí)降低,高轉(zhuǎn)速碳煙排放量明顯降低,但NOx排放量略有升高.由圖9、10(a)、15可以看出,低轉(zhuǎn)速工況下噴油定時(shí)與燃燒室形狀的配合程度對(duì)指示熱效率與排放的影響最為明顯,僅對(duì)單次噴油定時(shí)進(jìn)行調(diào)整,即可同時(shí)降低NOx與碳煙的排放、增加指示熱效率;中、高轉(zhuǎn)速工況下由于噴油持續(xù)期的延長(zhǎng),調(diào)整單次噴油定時(shí)的優(yōu)化效果減弱,多次噴射策略對(duì)指示熱效率與排放的影響逐漸增強(qiáng).

圖17 各轉(zhuǎn)速優(yōu)化程度對(duì)比Fig.17 Comparison of optimization degree of each speed

從各轉(zhuǎn)速優(yōu)化方案結(jié)論來(lái)看,轉(zhuǎn)速升高后,噴油持續(xù)期延長(zhǎng)能夠降低噴油定時(shí)與燃燒室形狀配合的難度;但噴油持續(xù)期延長(zhǎng)后,隨著活塞上行,噴射時(shí)單位燃油受到的缸內(nèi)密度增加,傳統(tǒng)兩次燃油噴射策略對(duì)低負(fù)荷工況轉(zhuǎn)速拓展后油氣混合時(shí)間影響有限,上文三種轉(zhuǎn)速下油氣的混合時(shí)間平均增加23.4%,同時(shí)噴油速率降低,燃油不能充分?jǐn)U散,近壁面處易形成局部燃油濃區(qū),使燃燒不充分,降低指示熱效率,增加碳煙排放 (見圖6).

多次噴射策略解決了這一問題,將主噴延長(zhǎng)后的一部分燃油采用預(yù)噴方式,使低負(fù)荷工況轉(zhuǎn)速拓展后油氣混合時(shí)間平均增加27.6%,使混合更加充分,燃燒更加完全.低速時(shí)多次噴射策略效果不如兩次噴射,這是由于噴油持續(xù)期較短,兩次噴射增加油氣混合時(shí)間的同時(shí)足夠使缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)加強(qiáng),多次噴射反而降低指示熱效率(見表3);中、高速時(shí)兩次噴射雖能增加油氣混合時(shí)間,但主噴時(shí)預(yù)噴對(duì)缸內(nèi)湍流動(dòng)能的增加效果逐漸降低,而多次噴射使缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)持續(xù)時(shí)間平均延長(zhǎng)14.5%左右,相較基礎(chǔ)工況指示熱效率平均增加8.82%,相較傳統(tǒng)兩次燃油噴射策略指示熱效率提升0.16%左右,降低碳煙排放較多,起到了更好的優(yōu)化效果.

5 結(jié)論

以缸內(nèi)直噴柴油機(jī)預(yù)混燃燒為對(duì)象,研究了噴油定時(shí)與燃燒室形狀的配合以及發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速拓展后多次噴射策略對(duì)指示熱效率和主要有害物質(zhì)排放的影響,得到的結(jié)論如下:

(1) 缸內(nèi)直噴PCCI柴油機(jī)噴油定時(shí)與燃燒室形狀的配合對(duì)燃燒和排放的影響較大,優(yōu)化噴油定時(shí)能使油、氣、室三者結(jié)合起來(lái),最大程度地利用燃燒室的形狀優(yōu)勢(shì),加強(qiáng)油氣的混合程度,最終起到提高指示熱效率、降低排放的效果.

(2) 將低轉(zhuǎn)速M(fèi)SOI為-15° CA單次噴油工況調(diào)整噴油定時(shí)并采用兩次噴射策略優(yōu)化后,NOx排放量降低38%,碳煙排放量降低1個(gè)數(shù)量級(jí),指示熱效率提高8.66%;中轉(zhuǎn)速M(fèi)SOI為-15° CA單次噴油工況調(diào)整噴油定時(shí)并采用多次噴油策略后,在指示熱效率保持不變的情況下NOx排放量降低59.3%,碳煙排放量降低70%;高轉(zhuǎn)速單次噴油工況優(yōu)化噴油策略后,指示熱效率和NOx排放量稍有升高,碳煙排放量顯著降低.

(3) 相對(duì)單次噴射而言,傳統(tǒng)兩次燃油噴射策略能夠使油氣的混合時(shí)間平均增加23.4%,優(yōu)化后多次噴油策略能使混合時(shí)間平均增加27.6%,使預(yù)混更加充分,燃燒更加完全,能在降低排放的同時(shí)將指示熱效率平均增加8.82%;相比傳統(tǒng)兩次噴射,本文多次噴射策略在主噴階段前增加1次短脈沖小預(yù)噴,使優(yōu)化工況缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)持續(xù)時(shí)間平均延長(zhǎng)14.5%左右,增強(qiáng)主噴油氣混合程度,總體指示熱效率提升0.16%左右,雖然NOx排放量稍有升高,但碳煙排放量顯著降低,優(yōu)化效果較好.