歐彪，成曉北，董世軍，盧宏廣，楊燦

(華中科技大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

基于雙燃料的低溫預(yù)混燃燒模式[1]可以通過靈活調(diào)節(jié)直噴正時和高/低活性燃料的比例，控制缸內(nèi)混合氣的濃度分層和化學(xué)活性分層，從而獲得優(yōu)化的缸內(nèi)燃燒規(guī)律，實現(xiàn)柴油機的低排放和高效 率[2-3]。如何在高負荷條件下建立燃燒秩序，調(diào)控燃燒過程，抑制爆燃，是該技術(shù)的主要瓶頸[4]。目前，國內(nèi)外雙燃料燃燒模式實現(xiàn)發(fā)動機的負荷拓寬采用的技術(shù)手段通常包括降低發(fā)動機壓縮比[5]、采用高EGR率[6]等。這些方法可以降低雙燃料燃燒模式的壓力升高率，但要以損失發(fā)動機效率為代價。研究表明[7],在缸內(nèi)構(gòu)建合適的混合氣濃度分層、活性分層、溫度分層等，通過影響不同位置燃料的滯燃期，控制它們著火的先后順序，能夠?qū)崿F(xiàn)對這類燃燒方式的放熱率控制，達到限制壓力升高率的效果。

然而負荷拓寬時，合理組織缸內(nèi)燃料分布成為一個難題。對燃料分層調(diào)控的手段通常包括改變?nèi)剂系幕钚?、調(diào)整直噴噴油策略、改變活塞凹坑形狀等。乙醇的活性低于汽油，相比汽油，采用乙醇作為進氣道燃料能夠?qū)崿F(xiàn)更大的活性分層梯度，這有助于降低燃燒速率，從而實現(xiàn)更緩和的燃燒[2]。雙燃料PCI中采用兩次噴射或者改變直噴正時能夠調(diào)節(jié)缸內(nèi)不同區(qū)域的化學(xué)活性，達到降低HC和CO排放的目的[8-9]。改變活塞凹坑形狀會改變缸內(nèi)直噴燃料的分布，從而影響燃料活性的分層，也可實現(xiàn)影響燃燒過程和調(diào)控排放的效果[10]。

在雙燃料燃燒模式下，進氣道噴射的低活性燃料會在缸內(nèi)形成較均勻的混合氣，因此進氣道噴射對缸內(nèi)燃料分布的影響較小，燃料分層主要受缸內(nèi)直噴的影響。直噴式噴油器幾何參數(shù)對直噴燃料分布有較大影響，如噴孔數(shù)、噴孔直徑以及噴霧錐角等[11-12]。優(yōu)化直噴噴油器的噴孔數(shù)，可直接影響高活性直噴燃料的分布，是控制缸內(nèi)混合氣活性分層的重要手段。目前對這種手段拓展雙燃料發(fā)動機大負荷潛力的研究還較少，因此，本研究基于1臺自然吸氣的單缸柴油機，聯(lián)合KIVA仿真，擬詳細研究不同直噴正時、不同預(yù)混比例條件下，直噴噴油器的噴孔數(shù)對乙醇-柴油雙燃料發(fā)動機燃燒和排放特性的影響。

1 試驗裝置和方法

試驗基于1臺自然吸氣、高壓共軌單缸柴油機。發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)及臺架布置見表1和圖1。發(fā)動機試驗工況見表2。試驗對比研究了4，5，6和8孔4種不同噴嘴的噴油器對燃燒排放的影響。噴油器噴孔參數(shù)見表3。試驗中采用柴油作為直噴燃料，直噴噴射壓力設(shè)置為60 MPa[13]；采用乙醇作為進氣道噴射燃料，噴射壓力為0.3 MPa。下文中預(yù)混比例re是指每循環(huán)中乙醇低熱值占乙醇和柴油兩種燃料總低熱值的百分比。

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

①—柴油噴油器；②—進氣道噴油器；③—進氣壓力傳感器；④—缸內(nèi)壓力傳感器；⑤—相位信號傳感器；⑥—排氣壓力傳感器；⑦—排氣溫度傳感器；⑧—煙氣分析模塊。圖1 試驗裝置示意

平均轉(zhuǎn)速/r·min-11 400平均指示壓力/MPa0.65缸內(nèi)直噴壓力/MPa60缸內(nèi)直噴時刻(ATDC)/(°)-22～-10進氣道噴射壓力/MPa0.3進氣道噴油時刻(ATDC)/(°)-330

表3 不同噴油器噴孔參數(shù)

試驗中采用ECOM-J2KN煙氣分析儀測量尾氣中的氣態(tài)污染物排放。尾氣煙度測量采用AVL DiSmoke 4000 煙度分析儀。為保證試驗的可重復(fù)性，試驗過程數(shù)據(jù)采集時保證發(fā)動機冷卻水溫度為(75±3) ℃，發(fā)動機在穩(wěn)態(tài)工況下采集數(shù)據(jù)。試驗采集200個穩(wěn)定工作循環(huán)的缸內(nèi)壓力進行后續(xù)燃燒分析。

2 計算網(wǎng)格和模型

選擇乙醇預(yù)混比例為50%，直噴正時(θSOI)為-10° ATDC的工況，基于耦合了Chemkin2的KIVA3VR2軟件，深入分析直噴噴油器的噴孔數(shù)對缸內(nèi)燃油分層的影響，揭示噴孔數(shù)影響著火滯燃期、調(diào)控燃燒過程的根本原因。

仿真中采用正庚烷代替柴油組分，燃燒反應(yīng)機理基于Reitz提出的PRF燃料反應(yīng)機理，包括49組分179步反應(yīng)[14]。湍流模型為RNGk-ε模型，燃油噴束分裂霧化模型為KH-RT(Kelvin-Helmholtz and Rayleigh-Taylor)組合模型，NOx生成機理為Zeldovich生成機理。仿真網(wǎng)格模型采用扇形網(wǎng)格(見圖2a)。試驗與仿真缸壓和放熱率對比結(jié)果見圖2b。

圖2 仿真網(wǎng)格(0°ATDC)以及缸壓放熱率標(biāo)定

3 結(jié)果與討論

3.1 直噴噴油器噴孔數(shù)的影響

圖3示出預(yù)混比例為0.5，噴油正時為-10° ATDC工況下噴孔數(shù)對燃燒和排放的影響，圖中滯燃期定義為從噴油開始到放熱量達到總放熱量的5%(CA5)所經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為放熱量從總放熱量的5%到90%(CA90)所經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角。不透光度用以表征發(fā)動機炭煙排放。由圖3a可以看出，在快速放熱之前燃燒過程存在低溫放熱階段，噴孔數(shù)增加能夠促使該階段放熱量增大，燃燒相位提前，最高壓力和放熱率峰值增大。圖3b顯示，隨著噴孔數(shù)增加，燃燒持續(xù)期縮短，最大壓力升高率增大，循環(huán)波動降低[15]。圖3c顯示，噴孔數(shù)增加有效降低UHC和CO排放，炭煙排放略有降低，且一直保持在較低水平，但NOx排放明顯增大。

圖3 噴孔數(shù)對燃燒和排放的影響

圖4對比了著火之前(5° ATDC)缸內(nèi)CH2O和著火之后(10° ATDC)缸內(nèi)溫度分布情況，CH2O自由基可以用于表征燃燒過程的低溫反應(yīng)。由圖4a可看出，CH2O生成區(qū)域主要在當(dāng)量比大于0.3的范圍內(nèi)，增加噴孔數(shù)會促使該區(qū)域范圍增大；由圖4b可以看出，隨著噴孔數(shù)增加，缸內(nèi)的溫度分布呈現(xiàn)更加均勻趨勢，缸內(nèi)燃燒溫度整體升高。

圖4 CH2O和溫度分布

噴孔數(shù)增加有效促進了油氣混合，缸內(nèi)燃料分布更加均勻，更大范圍區(qū)域的當(dāng)量比能夠達到低溫放熱條件，大量的低溫放熱聚集使滯燃期縮短。著火后缸內(nèi)預(yù)混合氣快速燃燒，產(chǎn)生較大的放熱速率。圖3a的放熱率曲線顯示，8噴孔噴油器的放熱主要集中在5° ATDC和10°ATDC之間，噴孔數(shù)減少后，燃燒相位推遲；4，5，6孔噴油器在燃燒后期(10° ATDC之后)的放熱率大于8孔噴油器，分散的放熱過程使4，5，6孔噴油器的燃燒持續(xù)期大于8孔噴油器。這主要是因為缸內(nèi)燃燒溫度整體升高(見圖4b)，可以進一步促進燃料快速燃燒。

低溫預(yù)混合燃燒模式中燃料均勻預(yù)混，著火之后缸內(nèi)混合氣快速燃燒，這導(dǎo)致大部分低溫預(yù)混燃燒模式只能在當(dāng)量比較低的工況下運行，隨著負荷增大，燃料當(dāng)量比增大，導(dǎo)致較高的壓升率和NOx排放。減小噴孔數(shù)能夠降低乙醇-柴油雙燃料發(fā)動機的壓力升高率和NOx排放(見圖3)。

圖5示出著火前不同噴孔數(shù)噴油器正庚烷分布云圖以及主要排放物生成區(qū)域。由圖可以看出，噴孔數(shù)減少后，正庚烷分布區(qū)域縮小，NOx生成區(qū)域減小，而UHC和CO生成區(qū)域增大。正庚烷分布區(qū)域較小有利于抑制放熱率峰值升高；同時噴孔數(shù)減小時滯燃期增大使燃燒相位推遲，乙醇-柴油雙燃料發(fā)動機最大壓力升高率和NOx排放降低。由圖5還可以看出，不同噴孔數(shù)噴油器中UHC的生成區(qū)域主要是在氣缸中心軸線附近以及缸壁附近的縫隙區(qū)域；隨著噴孔數(shù)的增加，UHC生成區(qū)域逐漸減小。這主要是因為這些區(qū)域柴油當(dāng)量比較低，預(yù)混乙醇無法完全燃燒。隨著噴孔數(shù)增加，正庚烷分布區(qū)域擴散到中心軸線區(qū)域和缸壁附近，促進乙醇充分燃燒，從而達到降低UHC的效果。CO的生成區(qū)域主要在柴油當(dāng)量比較高區(qū)域，這些區(qū)域氧濃度較低，導(dǎo)致CO生成偏高。隨著噴孔數(shù)的增加，柴油霧化更加充分，缸內(nèi)形成合適濃度可燃混合氣，有利于CO排放降低。

圖5 缸內(nèi)燃料分布及主要排放物分布

3.2 乙醇預(yù)混比例的影響

為了進一步了解噴孔數(shù)對乙醇-柴油雙燃料發(fā)動機燃燒過程的影響，圖6和圖7對比了乙醇預(yù)混比例對不同噴孔數(shù)噴油器燃燒的影響。隨著乙醇預(yù)混比例增大，所有噴油器的滯燃期均增大，燃燒持續(xù)期先減小后略有增大，最大壓力升高率先增大后減小；在幾乎所有預(yù)混比例下，隨著噴孔數(shù)增加滯燃期和燃燒持續(xù)期均減小，壓力升高率增大。

圖6 不同預(yù)混比例下噴孔數(shù)對缸壓和放熱率的影響

通過圖7可以看出5孔噴油器與4孔噴油器的滯燃期差異較小，而隨著噴孔數(shù)繼續(xù)增加，滯燃期逐漸減小。且隨著預(yù)混比例增大，不同噴孔數(shù)噴油器滯燃期差異變得更加明顯；而當(dāng)預(yù)混比例增大到0.6時，不同噴孔數(shù)噴油器的滯燃期差異再次減小。其主要原因為乙醇預(yù)混比例增大導(dǎo)致缸內(nèi)可燃混合氣整體活性降低，滯燃期延長，更多熱量在低溫放熱階段釋放，使不同噴孔數(shù)噴油器在低溫放熱階段放熱量的差異被放大。而預(yù)混比例過高時，因為直噴柴油比例過低，參與低溫放熱的柴油量減少，噴孔數(shù)不同導(dǎo)致的柴油分布差異減小。

圖7 預(yù)混比例對不同噴孔數(shù)噴油器燃燒特征的影響

所有噴油器燃燒持續(xù)期隨預(yù)混比例變化趨勢相同，但是8孔噴油器方案受預(yù)混比例的影響最大，8孔噴油器在不同預(yù)混比例下最大和最小燃燒持續(xù)期相差19.2°，4，5，6孔噴油器的差異均在12°左右(12.2°，12.1°，11.8°)。柴油工況下，8孔噴油器的燃燒持續(xù)期(47.4°)大于其他方案，但其他噴孔數(shù)噴油器的燃燒持續(xù)期隨著噴孔數(shù)增加逐漸減小(4孔為44.4°，5孔為43.1°，6孔為41.7°)。隨著乙醇預(yù)混比例增大，4，5，6孔3種噴油器燃燒持續(xù)期的差異先增大后減小，預(yù)混比例為0.33左右時，4，5，6孔噴油器的燃燒持續(xù)期分別為38.6°，35.5°，33.3°，此時噴孔數(shù)對燃燒持續(xù)期的影響達到最大。預(yù)混比例大于0.33以后8孔噴油器的燃燒持續(xù)期小于其他噴油器。前文提到噴孔數(shù)增大燃燒持續(xù)期縮短的原因是噴孔數(shù)較多時放熱更集中，噴孔數(shù)減小后后期燃燒持續(xù)時間較長。圖6顯示預(yù)混比例小于0.5時，隨著預(yù)混比例增大，這種差異更加明顯。但當(dāng)預(yù)混比例過高時，燃燒過于滯后，噴孔數(shù)造成的差異又有所減小。

柴油工況下，各噴油器的最大壓力升高率分別為0.52 MPa/(°)(4孔)，0.58 MPa/(°)(5孔)，0.64 MPa/(°)(6孔)和0.68 MPa/(°)(8孔)，此時8孔噴油器的最大壓力升高率比4孔高0.16 MPa/(°)；在預(yù)混比例為0.3～0.4之間時，各噴孔數(shù)噴油器方案的最大壓力升高率達到最大值，分別為0.85 MPa/(°)(4孔)，0.89 MPa/(°)(5孔)，1.01 MPa/(°)(6孔)和1.13 MPa/(°)(8孔)，此時8孔噴油器的最大壓力升高率比4孔高0.28 MPa/(°)；預(yù)混比例增大到0.5～0.6之間后，各噴油器的最大壓力升高率快速下降。最大壓力升高率隨預(yù)混比例變化的原因是：預(yù)混比例增大，初期放熱速率增大；而預(yù)混比例過大時，燃燒相位推遲。隨著預(yù)混比例增大，噴孔數(shù)對最大壓力升高率的影響更加明顯，主要原因有兩個：一方面，預(yù)混比例增加后不同噴油器在快速放熱階段的差異更加明顯；另一方面，預(yù)混比例增大后不同噴油器的燃燒相位差異也增大(見圖6)。

圖8示出在不同噴孔數(shù)方案下主要排放物隨預(yù)混比例的變化。乙醇預(yù)混比例小于0.4時，隨著預(yù)混比例增大NOx排放逐漸增大，當(dāng)乙醇預(yù)混比例大于0.4時，NOx排放隨著預(yù)混比例增大逐漸減小。柴油工況下，5，6，8孔3種噴油器的NOx排放差異在35×10-6以內(nèi)，而4孔噴油器的NOx排放比8孔噴油器低了80×10-6。隨著預(yù)混比例增大，4孔噴油器方案與5，6孔噴油器NOx排放的差異逐漸減小；8孔噴油器方案與其他噴油器的NOx排放差別先增大后減小，在乙醇預(yù)混比例為0.4～0.5之間時，噴孔數(shù)對NOx排放的影響最大，這時8孔噴油器方案的NOx排放比5，6孔高約100×10-6。這主要是因為，乙醇預(yù)混比例較低時，隨著乙醇預(yù)混比例增大，燃料混合更加均勻，快速燃燒階段燃燒溫度升高，而噴孔數(shù)增加能夠進一步促進直噴燃料霧化；當(dāng)乙醇預(yù)混比例增大到0.4以上，不同噴孔導(dǎo)致的缸內(nèi)燃料分布差異減小。

預(yù)混比例增大，導(dǎo)致UHC和CO排放增大，UHC和CO排放與預(yù)混比例呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系；在所有預(yù)混比例下，噴孔數(shù)對于UHC和CO排放的影響基本相同，8孔噴油器UHC和CO的排放整體低于其他噴油器。柴油工況下，不同噴孔數(shù)下燃料混合速率差異導(dǎo)致炭煙排放差別較大。但預(yù)混乙醇后，炭煙排放迅速降低，并且隨著預(yù)混比例的增大，炭煙排放一直保持在較低水平。

圖8 預(yù)混比例對不同噴孔數(shù)噴油器主要排放物的影響

3.3 直噴正時的影響

圖9示出不同噴孔數(shù)噴油器方案下燃燒特征隨直噴正時的變化。試驗控制乙醇預(yù)混量為69.4 mg/循環(huán)，此時乙醇的預(yù)混比例在0.62～0.68之間。由圖可以看出，在直噴正時從-15° ATDC提前到-16° ATDC時，滯燃期、燃燒持續(xù)期和最大壓力升高率都出現(xiàn)了較大變化。這主要是因為試驗發(fā)動機活塞為ω型凹坑，直噴時刻在-15° ATDC以后時，柴油主要噴射在活塞凹坑內(nèi)部；當(dāng)直噴正時提前到-16° ATDC以前時，部分柴油會噴射到活塞凹坑頂部區(qū)域，缸內(nèi)燃料分布產(chǎn)生差異(見圖9d)。

噴油提前角在-12°～-10° ATDC之間時，噴孔數(shù)對滯燃期影響最大，此時增大噴孔數(shù)能夠有效縮短滯燃期，但是噴油提前到-16° ATDC以前，噴孔數(shù)對滯燃期無明顯影響。這主要是因為，噴油提前導(dǎo)致滯燃期增大，噴油器噴孔數(shù)導(dǎo)致的燃料分布差異減小。在所有噴油提前角下，各個噴油器的燃燒持續(xù)期和最大壓力升高率差別較小。由于預(yù)混比例較高，所有提前角下最大壓力升高率都保持在0.3 MPa/(°)以下。

圖9 直噴正時對不同噴孔數(shù)噴油器燃燒特征的影響

圖10示出直噴正時對不同噴孔數(shù)噴油器方案排放的影響，如圖所示，所有噴孔數(shù)噴油器的排放物隨噴油正時變化的趨勢相同。噴孔數(shù)增大，UHC和炭煙排放略有降低，對CO影響較小。預(yù)混比例為0.62以上時，噴孔數(shù)對燃燒特征的影響較小，但減小噴孔數(shù)仍然能夠有效地降低NOx排放。通過圖10可以看出，所有噴油提前角下，4孔噴油器的NOx排放一直保持在150×10-6～200×10-6之間，而8孔噴油器排放NOx排放最高達到了250×10-6。

圖10 直噴正時對不同噴孔數(shù)噴油器排放的影響

4 結(jié)論

a) 在乙醇-柴油雙燃料發(fā)動機中，減少噴油器噴孔數(shù)有利于實現(xiàn)更加明顯的燃料分層，有利于降低壓力升高率，實現(xiàn)更加柔和的燃燒過程；

b) 減少噴孔數(shù)能夠降低乙醇-柴油雙燃料發(fā)動機的NOx排放，同時炭煙排放保持在較低水平；但噴孔數(shù)減小會導(dǎo)致UHC和CO排放增加；

c) 隨著預(yù)混比例增大，噴孔數(shù)對滯燃期、燃燒持續(xù)期和壓力升高率的影響先增大后減小，對NOx排放的影響先增大后減??；隨著噴油提前，噴孔數(shù)對壓力升高率的影響逐漸減小。

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