何邦全，杜寅威

(天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072)

發(fā)動機起動過程中的排放控制對于降低整車排放有著至關(guān)重要的作用．隨著發(fā)動機排放法規(guī)的日益嚴格，減少發(fā)動機起動階段的排放受到人們的廣泛重視．作為氣體燃料，天然氣發(fā)動機在起動階段的未燃碳氫(HC)排放明顯低于傳統(tǒng)汽油機．但是由于此時催化器尚未起燃，起動階段的HC 排放仍然很高．如何降低起動過程的排放是發(fā)動機研究的熱點問題．降低起動階段發(fā)動機HC 排放的主要技術(shù)有：優(yōu)化起動點火提前角和過量空氣系數(shù)[1]；使催化劑快速起燃的發(fā)動機控制策略[2]；優(yōu)化催化器入口溫度場和流場分布特性，縮短催化器整體起燃時間[3-4]．

近年來，直接起動技術(shù)在發(fā)動機上得到了應(yīng)用．在直接起動過程中，多缸發(fā)動機第1 個著火氣缸的選擇，對于排氣系統(tǒng)中催化器的熱管理有重要的作用．本文以一維發(fā)動機仿真軟件GT-Power 和三維流體計算軟件FIRE 為平臺，以4 缸壓縮天然氣(compressed natural gas，CNG)發(fā)動機為例，就可能的4 種氣缸首次著火起動過程中，排氣系統(tǒng)內(nèi)的氣體流動和溫度分布特性進行模擬研究，其目的在于優(yōu)化CNG發(fā)動機的起動策略，以降低起動過程中的排放水平．

1 計算模型及其驗證

本研究通過一維和三維數(shù)值模擬相結(jié)合的方法進行排氣系統(tǒng)內(nèi)部氣體流場和溫度場的計算分析．用一維模擬軟件計算發(fā)動機排氣狀態(tài)參數(shù)，如排氣歧管入口處的瞬時排氣流量和排氣溫度，并將這些排氣狀態(tài)參數(shù)作為三維排氣系統(tǒng)模型的入口邊界條件，即把用GT-Power 計算出來的缸內(nèi)排氣特性結(jié)果存入文件，然后由FIRE 軟件讀入，并作為排氣歧管的入口邊界條件，以此提高發(fā)動機排氣系統(tǒng)三維數(shù)值模擬計算的效率．

對于4 缸發(fā)動機，在起動過程中哪個氣缸先著火存在 4 種情況．這里定義第 1 個氣缸先著火為case1；第2 個氣缸先著火為case2；第3 個氣缸先著火為case3，第4 個氣缸先著火為case4．在第1 個氣缸著火以后，隨后的氣缸按正常的發(fā)火次序點火．在這4 種著火情況下，三維模擬均以發(fā)動機第1 個氣缸排氣門打開為計算起點．

1.1 CNG發(fā)動機一維模型

一維仿真用GT-Power 軟件模擬．模擬的CNG發(fā)動機的參數(shù)如表1 所示．仿真模型如圖1 所示．

表1 CNG發(fā)動機參數(shù)Tab.1 Specifications of the CNG engine

圖1中Ex.1、Ex.2、Ex.3 和Ex.4 分別代表不同氣缸排氣狀態(tài)參數(shù)的輸出端，發(fā)動機燃燒模型選用湍流火焰燃燒模型，一維模型計算中冷卻液初始溫度設(shè)定為20,℃，進排氣管道和缸內(nèi)氣體初始壓力設(shè)定為0.101,MPa，初始溫度設(shè)定為20,℃．

圖1 CNG發(fā)動機一維模型Fig.1 One dimensional model of the CNG engine

1.2 排氣系統(tǒng)三維模型

利用三維造型軟件ProE 構(gòu)建排氣系統(tǒng)幾何模型，然后將STL 格式的表面文件導入到FIRE 軟件中進行實體網(wǎng)格的創(chuàng)建．圖2 所示為排氣系統(tǒng)的網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為252,966．其中截面A—A 為排氣總管前端；截面B—B 為催化器載體前端；截面C—C 為排氣總管及催化器中心截面；T 為試驗溫度測試點．

圖2 排氣系統(tǒng)三維模型Fig.2 Three-dimensional model of the exhaust system

排氣歧管入口邊界為瞬時排氣質(zhì)量流量和排氣溫度；排氣總管出口壓力設(shè)定為0.101,MPa；壁面設(shè)定為不滑脫速度邊界，催化轉(zhuǎn)化器壁面絕熱，其他管路壁面為對流換熱，換熱系數(shù)為15,W/(m2·K)．排氣系統(tǒng)內(nèi)初始氣體溫度設(shè)定為20,℃，初始壓力設(shè)定為0.101,MPa．蜂窩載體按多孔介質(zhì)處理，孔密度為400目，不考慮催化器內(nèi)的化學反應(yīng)．

通常情況下，發(fā)動機排出的廢氣主要由 N2、H2O、CO2以及少量CO、HC、NO 等氣體組成．天然氣燃料主要成分是CH4，因此，排氣中H2O 和CO2的體積比接近2∶1．鑒于CO、HC、NO 等氣體含量較少，計算廢氣物性時統(tǒng)一按照體積分數(shù)N2占71.5%、H2O 占19.0%、CO2占9.5%進行計算．

1.3 模型的試驗驗證

為驗證所建立的一維和三維模型的可靠性，對不同怠速工況下模擬結(jié)果與試驗結(jié)果進行了比較．一維模型主要通過缸內(nèi)壓力和空氣流量來驗證；三維模型驗證的是排氣溫度．試驗中，通過K 型溫度傳感器測量排氣的平均溫度，模擬計算的排氣溫度是圖2 中T 處的循環(huán)平均溫度．試驗工況如表2 所示．

表2 發(fā)動機試驗工況Tab.2 Engine operating conditions

圖3為試驗及一維模擬計算得到的示功圖．表3為空氣流量和排氣溫度的驗證結(jié)果．從示功圖和空氣流量的對比結(jié)果來看，建立的一維計算模型能夠較好地模擬發(fā)動機的工作狀況，能夠反映進氣和缸內(nèi)的燃燒情況．因此，可以認為一維模型能夠為三維計算提供可信的排氣流量和排氣溫度邊界條件．

從排氣溫度的驗證結(jié)果來看，三維模型參數(shù)的設(shè)置合理，三維模型能夠用來預(yù)測排氣系統(tǒng)內(nèi)氣體溫度場的分布情況．

圖3 不同工況下試驗與模擬缸壓對比Fig.3 Comparison of cylinder pressures between simulation and experiment

表3 空氣流量與排氣溫度的試驗結(jié)果與計算值的比較Tab.3 Comparison of air mass flow rate and exhaust temperature between simulation and experiment

2 結(jié)果與分析

2.1 排氣系統(tǒng)入口排氣流動特性

假設(shè)起動過程中發(fā)動機不存在失火等不正常燃燒情況，且在起動最初的幾個循環(huán)內(nèi)發(fā)動機轉(zhuǎn)速沒有波動，起動轉(zhuǎn)速為900,r/min，過量空氣系數(shù)為0.9，點火提前角為10°,CA BTDC．不同氣缸先點火后，排氣系統(tǒng)入口瞬時排氣流量計算結(jié)果如圖4 所示．

對于case1，第1 缸首先著火后，其余氣缸按照發(fā)動機正常的發(fā)火順序點火，因此，4 個排氣歧管入口邊界條件一樣，如圖4(a)所示．從圖4(a)可以看到，每個排氣歧管入口質(zhì)量流量都出現(xiàn)了主流區(qū)a 和次流區(qū)c．其中主流區(qū)a 為發(fā)動機的自由排氣階段，該階段排氣的瞬時質(zhì)量流量主要與燃燒壓力有關(guān)，此時瞬時質(zhì)量流量較大．次流區(qū)c 為強制排氣階段，與活塞的運動有關(guān)．排氣過程中的壓力波動使自由排氣階段后期出現(xiàn)了氣體回流現(xiàn)象，如圖中b 所示．

對于case2，在第2 缸著火之前，1、3 和4 此3 個氣缸均沒有著火，這3個氣缸均進行的是倒拖循環(huán)，所以缸內(nèi)氣體壓力較低，當排氣門在下止點前打開時，缸內(nèi)的氣體壓力低于排氣系統(tǒng)內(nèi)氣體壓力，排氣管中的廢氣會流向缸內(nèi)，形成廢氣倒流現(xiàn)象，如圖4(d)所示．廢氣倒流使排氣門剛打開時排氣質(zhì)量流量出現(xiàn)負值，并且隨著活塞向下運動而加大．當活塞經(jīng)過下止點向上運動后，再將缸內(nèi)的氣體排入排氣系統(tǒng)．

圖4 排氣系統(tǒng)入口排氣質(zhì)量流量Fig.4 Mass flow rates of exhaust gases at the inlet of exhaust ports

case3 和case4 兩種情況下排氣系統(tǒng)入口排氣質(zhì)量流量如圖4(b)和4(c)所示．

通常情況下，排氣后處理系統(tǒng)要捕集發(fā)動機在停機過程中幾個循環(huán)所排出的有害物．這些被捕集到的有害物在下一次起動時將會被排出，由于起動過程中催化劑尚未起燃，因此，這部分污染物得不到有效的凈化，會引起排氣污染[5]．在首個氣缸著火之前其他未著火氣缸排氣門處的廢氣倒流有利于減緩上次停機時殘留在排氣系統(tǒng)中有害物的排出，吸入到氣缸內(nèi)的廢氣又與氣缸中的空氣混合，這不但稀釋了排氣中有害物的濃度，而且在缸內(nèi)的壓縮加熱，也有利于未燃HC 的氧化．因此，起動過程中廢氣倒流對于降低起動過程中有害排放物有積極意義．

2.2 起動初期催化器入口排氣溫度場分布特性

催化器入口氣體熱力學狀態(tài)參數(shù)的分布特性直接關(guān)系著催化器的起燃過程，從而影響發(fā)動機起動階段的排放．因此，本文首先分析多缸發(fā)動機在起動過程中不同氣缸首次著火起動后，催化器入口的排氣溫度場分布特性．以case1 為例，廢氣從排氣歧管1 流到催化器入口B—B 截面需要330°,CA，因此，case1的截圖從330°,CA 開始．由于發(fā)動機的工作順序為1—3—4—2，即相鄰兩缸著火相差180°,CA，所以case3 的每張溫度云圖比case1 推遲了180°,CA，同樣case4 推遲了360°,CA，case2 推遲了540°,CA．為了反映排氣過程中排氣溫度場的變化，每隔40°,CA 取一張排氣溫度云圖，如圖5 所示．

圖5 起動初期B—B 截面排氣溫度分布比較Fig.5 Comparison of the temperature distribution at B—B section at startup

從圖5 中可以看出，在這4 種著火起動情況下，催化器入口廢氣溫度的高低和排氣過程溫度場的分布都有很大差別．扣除不同氣缸著火時刻的相位差，可以看出，第1 個著火氣缸排出的廢氣到達催化器入口B—B 截面時case1 的溫度最低，case2 的最高，而case3 和case4 位于兩者之間．在排氣過程中case2 和case4 兩種情況催化器入口的廢氣分布更加均勻，高溫氣體主要分布在中間位置，而case1 和case3 兩種情況高溫氣體集中分布在一側(cè)，另一側(cè)廢氣溫度較低，這不利于整個催化器的同時起燃．

催化器入口氣體溫度高低不同的主要原因是，不同的氣缸首次著火起動后引起排氣系統(tǒng)內(nèi)的氣體溫度場不同，如圖6 所示．對比圖6 中第1 行排氣系統(tǒng)溫度圖可以明顯地看出，case2 時的初始溫度場在排氣系統(tǒng)中分布較均勻，而且高溫氣體最早到達催化器入口端，這是因為在不同氣缸首次著火起動后，著火氣缸之前的未著火氣缸的個數(shù)不同，在case2 中第2缸著火前，吸入發(fā)動機的空氣經(jīng)歷了3 個純壓縮和排氣過程，這些經(jīng)過了壓縮的空氣排出氣缸后對排氣系統(tǒng)內(nèi)的氣體加熱，因此第2 缸的排氣流到催化器入口時氣體溫度高．此外，不同氣缸首次著火起動后的初始排氣來自不同氣缸，氣體流到催化器入口過程所經(jīng)歷的管路長度不同，其中排氣歧管1 的管路最長，排氣歧管2、3 和4 的長度接近；因此來自歧管1 的氣體在流動過程中的傳熱損失最大，這也導致了不同氣缸首次著火起動后催化器入口溫度的差異．

圖6 排氣系統(tǒng)溫度場Fig.6 Fields of exhaust temperature along exhaust pipe

在相同的排氣條件下，排氣系統(tǒng)中的廢氣溫度分布特性主要受到排氣歧管結(jié)構(gòu)的影響．如圖2 所示，排氣歧管1 與排氣總管之間的夾角較大；排氣歧管2和4 分居排氣總管兩側(cè)，且與排氣總管之間的夾角較??；排氣歧管3 與排氣總管接近同心．因此，第1 個氣缸著火起動后，高溫排氣在排氣系統(tǒng)中的流動情況會有很大差別，如圖7 所示．

圖7 排氣流動特性Fig.7 Characteristics of exhaust gas flow

可以看到，來自1 缸和3 缸的氣體在排氣總管中旋轉(zhuǎn)不強烈，由于流動慣性，氣體主要沿著排氣總管的一側(cè)流到催化器入口處，導致催化器入口氣體溫度分布不均勻．來自2 缸和4 缸的氣體在排氣總管中流動時形成了旋轉(zhuǎn)氣流，其中來自2 缸的氣體流動時氣流旋轉(zhuǎn)得更強烈．排氣總管中氣流的旋轉(zhuǎn)有利于氣體在管路中充分混合，因此催化器入口處氣體溫度場分布更均勻．

2.3 不同氣缸首次著火起動后排氣溫度場的差異

4 缸發(fā)動機在起動階段，不同氣缸首次著火起動后的前幾個工作循環(huán)內(nèi)排氣系統(tǒng)溫度場的分布不同，此后，首次著火氣缸對排氣系統(tǒng)內(nèi)溫度場的影響逐漸變小，直到消失．為了定量地評價起動階段不同氣缸首次著火起動后排氣系統(tǒng)溫度場的差別，本文引入排氣管路不同截面內(nèi)的排氣平均溫度和排氣溫度分布特性來進行分析．

排氣管路截面內(nèi)排氣平均溫度定義為Tavg，

式中：mi為第i 個網(wǎng)格單元的氣體質(zhì)量；Ti為第i 個網(wǎng)格單元氣體溫度；ρi為第i 個網(wǎng)格單元氣體密度；Si為第i 個網(wǎng)格單元的截面面積；d 為網(wǎng)格的厚度；N為截面網(wǎng)格單元總數(shù)．

由式(1)計算的A—A 截面和B—B 截面處的排氣平均溫度如圖8 所示．

圖8 不同截面排氣平均溫度Fig.8 Average temperatures of exhaust gases at different sections

可以看到，不同氣缸首次著火起動主要影響前3個循環(huán)內(nèi)排氣管路截面排氣平均溫度，到第3 個工作循環(huán)結(jié)束(2,160°,CA)時，不同氣缸首次著火起動對排氣平均溫度的影響趨于一致，此時，在4 種不同氣缸首次著火起動情況下，截面A—A 排氣平均溫度最大相差為3,℃，截面B—B 最大差別為13,℃．

圖9為截面B—B 處的氣體溫度場變化過程．可見，在發(fā)動機運行到第1 個循環(huán)結(jié)束時(720°,CA)，4種點火策略下截面B—B 處廢氣溫度分布有很大差別，到第2 個循環(huán)結(jié)束時(1,440°,CA)4 種情況下廢氣溫度分布的差別明顯變小，而到第3 個循環(huán)結(jié)束時(2,160,°,CA)4 種情況下截面B—B 處廢氣溫度分布基本相同．

由于不同氣缸首次著火起動對排氣系統(tǒng)中氣體溫度場分布特性的影響主要表現(xiàn)在前3 個循環(huán)．因此，針對不同氣缸首次著火對起動過程中排氣溫度場分布特性的影響規(guī)律，合理地選擇起動過程中的點火策略，可以實現(xiàn)發(fā)動機后處理系統(tǒng)溫度的有效管理，減少發(fā)動機起動階段未燃HC 排放．

圖9 截面B—B 排氣溫度分布Fig.9 Temperature distributions of exhaust gases at B—B section

2.4 催化器入口排氣特性評價

2.4.1 催化器入口排氣流動均勻性評價

催化器蜂窩載體各部分起燃時間受到當?shù)胤涓C載體溫度和排氣流速的影響．其中催化器入口排氣溫度和流速的均勻?qū)Υ呋鬏d體整體起燃時間有較大影響．常用流速均勻性指數(shù)來評價催化器入口排氣流動特性．流速均勻性指數(shù)降低會使載體整體起燃時間增長，轉(zhuǎn)化效率下降[4]．

本文采用Weltens 等[6]提出的流速均勻性指數(shù)λ作為評價標準，計算公式為

式中：S 為載體前端面面積；vi為網(wǎng)格單元i 處的氣體流速；為截面氣體平均流速．

λ值在0～1 之間變化；均勻性越好λ值越大，完全均勻的流動，λ值為1．

由式(2)計算的λ值是瞬時值．為了更充分地說明氣流流動均勻性的影響，需要加入瞬時質(zhì)量流量作為權(quán)重進行循環(huán)平均計算，以獲得循環(huán)質(zhì)量平均的λ值[7]．

圖10為催化器入口截面前3個循環(huán)氣體流速均勻性的循環(huán)質(zhì)量平均計算結(jié)果．

圖10 截面B—B 排氣流速均勻性指數(shù)Fig.10 Flow uniformity index of exhaust gases at B—B section

可以看到，前3 個循環(huán)中，case2 的均勻性指數(shù)最大，case1 的最小，并且隨著發(fā)動機繼續(xù)運行，排氣系統(tǒng)中氣體流動特性差別逐漸變小，流速均勻性指數(shù)的差別也隨之變小．首個著火循環(huán)中，case2 與case1相差0.051，到了第3 個循環(huán)它們的值相差僅為0.004．可見，首個著火氣缸的選擇對于催化器入口排氣狀態(tài)有一定的調(diào)節(jié)作用．

2.4.2 催化器入口排氣溫度分布特性評價

在催化器起燃之前，蜂窩載體溫度的升高主要是靠高溫排氣來加熱的．因此，催化器入口的廢氣溫度直接影響載體的起燃過程．不同氣缸首次著火起動后，高溫排氣到達催化器入口的曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同．為了便于比較高溫排氣流入催化器入口時溫度大小的特性，以每種情況下首次著火氣缸排氣到達催化器入口作為比較的起點(同第2.2 節(jié)中的處理)，對截面B—B 的截面排氣平均溫度進行3 個循環(huán)的統(tǒng)計分析．截面排氣平均溫度的瞬時值由式(1)計算，再對計算結(jié)果進行3 個循環(huán)的直接平均計算，獲得循環(huán)平均值．考慮到發(fā)動機在排氣過程中管路中的氣流質(zhì)量流量是瞬態(tài)變化的，而排氣溫度高的時刻所對應(yīng)的排氣質(zhì)量流量不一定大．因此，上述循環(huán)平均結(jié)果不能有效地評價排氣對載體的加熱效果．為此，加入了瞬時質(zhì)量流量作為權(quán)重對截面氣體平均溫度的瞬時值進行循環(huán)平均計算，獲得循環(huán)質(zhì)量平均值．B—B 截面氣體溫度循環(huán)平均和循環(huán)質(zhì)量平均的計算結(jié)果如圖11 所示．

圖11 截面B—B前3個循環(huán)排氣溫度Fig.11 Exhaust gas temperatures during the first three cycles at B—B section

可以看出，這兩種不同的統(tǒng)計方式計算的結(jié)果有較大的差別，但兩種統(tǒng)計結(jié)果都表明，case2 前3個循環(huán)中流入催化器載體的排氣溫度最高．而且case2比case1 高50,℃，比case3 高35,℃，比case4 高32,℃．

截面氣體溫度循環(huán)統(tǒng)計僅從排氣熱能大小的角度評價了起動過程中不同氣缸先著火起動后流入催化器的排氣溫度特性．為了更充分地評價排氣溫度特性，對每一瞬時，排氣流入催化器載體前端B—B截面時不同溫度區(qū)間(從300,K 開始，每10,K 為1 個溫度區(qū)間)的氣體所占的截面面積進行統(tǒng)計，最后，再將統(tǒng)計的瞬時結(jié)果加入瞬時質(zhì)量流量作為權(quán)重進行3個循環(huán)的循環(huán)質(zhì)量平均計算．平均后的統(tǒng)計結(jié)果如圖12 所示．

圖12中的柱狀圖表示處于不同溫度區(qū)間的氣體在B—B 截面上所占面積的比例，所有柱狀圖數(shù)值的總和為100%．可以看出，case1 和case3 處于低溫區(qū)域(300～450,K)的氣體所占的截面面積要比case4和case2 多，處于中高溫(450～600,K)的氣體所占的截面面積相對較少；而case4 和case2 截面氣體的溫度主要集中在450～600,K 內(nèi)；因此，case1 和case3截面排氣溫度分布比較分散，而case4 和case2 截面排氣溫度分布比較集中，這意味著溫度場更加均勻．

溫度大于473,K 的排氣在催化器入口截面B—B的分布情況統(tǒng)計結(jié)果如表4 所示． 從表4 可以更清楚地看出，case2 處于高溫區(qū)間的氣體在截面B—B上分布的面積最大，這有利于高溫排氣對載體的加熱，在一定程度上可以使起動階段催化器載體溫度升高得更快．

圖12 截面B—B前3個循環(huán)排氣溫度分布統(tǒng)計Fig.12 Distributions of exhaust gas temperature during the first three cycles at B—B section

3 結(jié) 論

(1) 發(fā)動機起動階段，未著火氣缸在排氣過程中會出現(xiàn)廢氣倒流回氣缸的現(xiàn)象．起動初期的廢氣倒流減緩了排氣系統(tǒng)中殘留廢氣的排出時間，對冷起動階段排放的降低具有積極意義．

(2) 4 缸發(fā)動機各個排氣歧管結(jié)構(gòu)不同，造成在排氣系統(tǒng)中的廢氣流動情況有較大的差別．從排氣歧管2 和歧管4 過來的氣體在排氣總管中產(chǎn)生的氣流旋轉(zhuǎn)，使得催化器入口處排氣溫度場分布更加均勻，有利于催化器載體均勻加熱．

(3) 在起動階段，不同氣缸首次著火起動對排氣系統(tǒng)中氣體溫度場的影響主要表現(xiàn)在前3 個發(fā)動機工作循環(huán)，此后，首個著火氣缸對廢氣流動和溫度分布的影響逐漸變?。?/p>

(4) 第2 缸先著火起動時，在起動初期催化器入口處的氣體流速均勻性指數(shù)更高，氣體的溫度場分布更加均勻，高溫氣體所占的催化器入口截面面積更大；因此，在起動階段，首次著火氣缸的優(yōu)化選擇對于降低起動階段發(fā)動機的HC 排放有積極作用．

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