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    預噴策略耦合EGR對DN雙燃料發(fā)動機工作過程的影響*

    2021-08-31 03:20:34陳貴升肖仁鑫張敬賢王震江
    汽車工程 2021年8期
    關鍵詞:混合氣缸內柴油

    陳貴升,魏 峰,肖仁鑫,張敬賢,王震江,張 涵

    (昆明理工大學,云南省內燃機重點實驗室,昆明650500)

    前言

    面對日益嚴格的排放法規(guī)以及石油資源的匱乏,人們不斷地去開發(fā)新的代用燃料[1-2]。在眾多代用燃料中,天然氣因其存儲量豐富、價格低廉、燃燒清潔而應用廣泛[3]。在柴油發(fā)動機中利用天然氣的最佳方法之一是使用雙燃料技術[4]。柴油/天然氣(diesel/nature?gas,DN)雙燃料發(fā)動機可產(chǎn)生比傳統(tǒng)柴油機更少的顆粒物與CO2排放。此外,天然氣層流火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷⒖扇冀缦迣?,利于減少NOx和擴展稀燃極限[5-7]。但在小負荷工況下,混合氣較為稀薄,著火穩(wěn)定性差,UHC和CO排放較高[8-9]。

    針對小負荷下DN發(fā)動機的局限性,國內外學者展開了大量研究。Yousefi等[10-11]結合試驗和模擬的方法,研究了柴油噴射策略耦合噴油壓力的影響,指出較為提前的柴油單次噴射策略可獲得較低的CO和CH4排放;增加噴油壓力有利于降低未燃CH4。Poorghasemi等[12]通過試驗與數(shù)值模擬的方法研究了柴油兩次噴射策略、噴射壓力和噴油器噴射角的影響,研究發(fā)現(xiàn)提前首次噴油時刻、增加首次噴油比例、采用較低噴射壓力和較大的柴油噴射器噴射角可以在控制HC和CO排放的同時減少NOx排放。Park等[13]對比了有EGR(exhaust gas recycle)和無EGR時混合氣的形成情況,指出EGR的引入有助于低負荷下混合氣的形成,同時降低NOx排放。李偉峰等[14]通過試驗的方法研究了引燃柴油量和當量比的影響,研究表明隨著引燃柴油量的增加,在較低當量比時THC排放明顯降低。

    對于DN發(fā)動機,在小負荷高替代率下,關于柴油預噴策略耦合EGR的研究較少。面對日益嚴苛的排放法規(guī),小負荷下的NOx排放仍不可忽視。合理的柴油預噴策略有利于控制UHC、CO排放[15],而在此基礎上引入EGR旨在控制NOx排放,但EGR對其他排放物的影響還有待深入研究。因此,本文中基于數(shù)值模擬的方法研究了不同預噴策略對DN發(fā)動機燃燒和排放性能的影響,并在預噴策略的基礎上引入了EGR改善其燃燒及排放特性,以期為小負荷下DN發(fā)動機的排放控制提供科學理論指導。

    1 模型構建及驗證

    1.1 發(fā)動機參數(shù)

    本文中以一臺10.3 L排量的6缸高壓共軌柴油發(fā)動機加裝天然氣進氣系統(tǒng)改裝而成的DN發(fā)動機為模擬對象,其參數(shù)如表1所示。

    表1 發(fā)動機技術參數(shù)

    1.2 仿真模型的建立

    根據(jù)相關參數(shù)在UG軟件中構建表面模型,如圖1所示。圖2為導入CONVERGE軟件后活塞處于下止點時的CFD計算模型。

    圖1 UG軟件中表面模型

    圖2 活塞處于下止點時全模型

    全模型總網(wǎng)格數(shù)較大且涉及氣門運動,計算跨度大于720°,應在考慮精度的同時盡量減輕計算負荷。經(jīng)過網(wǎng)格驗證后,基礎網(wǎng)格設置為4 mm,缸內設置2 mm網(wǎng)格,進氣區(qū)域附近設置為1 mm,氣門倒角及閥座附近設置0.5 mm加密,同時基于速度、溫度進行自適應加密至0.5 mm,在保證預測精度的前提下提高計算效率。物理子模型的選取如表2所示,其中燃燒使用的SAGE模型需要詳細的化學動力學燃燒機理,本文中選用的是由Hockett等[16]于2016年開發(fā)的DN雙燃料機理。該機理涉及141種物質、709種反應,天然氣建模為甲烷,柴油的物理性質選用十四烷,化學性質建模為正庚烷。該機理整合了詳細的正庚烷、甲烷子機理并采用直接關系圖的方法進行簡化,提高了計算精度并降低了計算負荷。

    表2 子模型選取

    1.3 仿真模型的驗證

    為驗證構建模型對天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機燃燒和排放特性的預測準確性,選取3個試驗工況進行驗證,各工況參數(shù)如表3所示。

    表3 試驗工況參數(shù)

    圖3為不同工況下缸壓、放熱率曲線模擬值與試驗值的對比。由圖3可見,不同工況下缸壓與放熱率曲線匹配良好。圖4為工況1主要排放物模擬值和試驗值對比,由于Soot排放較低,數(shù)值很小故未在圖中列出。由圖4可見,NOx試驗值與模擬值較為接近,CH4與HC排放值誤差率均為35%左右,CO排放值誤差率為25%,各排放物排放值均在一個數(shù)量級。綜上所述,構建的全模型可以較好的預測DN雙燃料發(fā)動機燃燒和排放特性。

    圖3 缸壓與放熱率驗證

    圖4 工況1排放物驗證

    1.4 計算方案設計

    工況選取參照表3中工況1。柴油預噴策略主要選取了3組預噴正時(first diesel injection timing,F(xiàn)DIT)及3組柴油預噴射量(first diesel injection ratio,F(xiàn)DIR)進行計算,如表4所示。預噴射量定義為柴油預噴油量與總循環(huán)油量的比值,預噴射量與主噴射量之和為100%。

    表4 計算工況

    2 結果分析

    2.1 預噴策略對DN發(fā)動機燃燒和排放特性的影響

    2.1.1 燃燒特性分析

    圖5為不同預噴策略下的燃燒特性圖。其中,CA 10定義為燃燒始點,即放熱量為10%時對應的曲軸轉角;CA 50定義為燃燒質心,即放熱量為50%時對應的曲軸轉角。圖6、圖7為-6(°)CA ATDC時缸內溫度場與CH4消耗切片圖。

    圖5 不同預噴策略對燃燒特性的影響

    圖6 -6(°)CA ATDC時缸內溫度切片圖

    圖7 -6(°)CA ATDC時缸內CH4消耗切片圖

    如圖5所示,F(xiàn)DIR固定時,隨著FDIT的提前,缸內平均壓力和溫度峰值呈上升趨勢,CA 10先提前后延遲,CA 50不斷提前;預噴柴油燃燒引起的第1瞬時放熱率峰值降低,而主噴柴油燃燒引起的第2瞬時放熱率峰值呈上升趨勢。

    當FDIT由-10提前至-20(°)CA ATDC時,此時缸內壓力和溫度的下降使得預噴柴油的霧化和蒸發(fā)性變差,滯燃期增加,形成的柴油-天然氣-空氣預混合氣總體當量比降低,預噴柴油放熱變緩,故第1瞬時放熱率峰值降低。但FDIT的提前使得預噴階段放熱持續(xù)時間更長,放熱總量增多,主噴著火前缸內活化熱氛圍較好[17],使得主噴前缸內平均溫度升高(見圖6)、CA 10提前。同時,主噴柴油噴入后迅速霧化并發(fā)生燃燒引燃周圍混合氣,燃燒速率更快,故CA 50提前,缸內平均壓力和溫度峰值以及第2瞬時放熱率峰值升高。

    當FDIT由-20提前至-30(°)CA ATDC時,柴油與天然氣混合氣混合時間更長,混合氣整體更加稀薄,主噴前只有極少預混合氣被壓燃(見圖7),CA 10推后。預噴階段放熱量的減少使得主噴前缸內平均溫度下降(見圖6),主噴柴油滯燃期延長,預混燃燒比例增加,大量預混合氣被引燃,故CA 50提前、缸內平均壓力和溫度峰值上升。同時,第2瞬時放熱率峰值也呈升高趨勢。

    圖5同樣表征了FDIR對燃燒特性的影響。由圖5可見:FDIT固定時,隨著FDIR的增多,缸內平均壓力和溫度峰值上升,CA10和CA 50提前;FDIT固定時,第1瞬時放熱率峰值隨FDIR的增加而上升;FDIT較靠后時,F(xiàn)DIR對第2瞬時放熱率峰值影響不大;FDIT較靠前時,較多的FDIR使第2瞬時放熱率峰值較高。這主要是由于FDIT固定時,隨著FDIR的增多,更多預噴柴油與天然氣混合氣混合,引燃面積增大。因此,更多預混合氣在主噴柴油噴射前被消耗,預噴階段燃燒放熱更多,故CA 10提前,CA 50更加靠近上止點,缸內平均壓力和溫度峰值以及第1瞬時放熱率峰值都呈升高的趨勢。

    當FDIT提前至-10(°)CA ATDC時,此時主預噴間隔較近,預噴柴油燃燒產(chǎn)生的熱量還未完全擴散,主噴前缸內平均溫度較低(見圖6),預噴柴油所起的引燃作用較小,F(xiàn)DIR的增加對第2瞬時放熱率峰值影響不大。當FDIT提前至-30(°)CA ATDC時,隨著FDIR的增加,產(chǎn)生了更多、更濃的預混合氣,燃燒放熱更多,第2瞬時放熱率峰值上升。

    2.1.2 排放特性分析

    圖8為不同預噴策略下的排放特性圖;圖9為NOx質量濃度分布圖(峰值濃度時刻);圖10為-100(°)CA ATDC時CH4質量濃度切片圖。

    圖8 不同預噴策略對排放特性的影響

    圖9 NOx濃度分布圖(峰值濃度時刻)

    圖10 100(°)CA ATDC時CH4質量濃度分布圖

    由圖8(a)可見:加入預噴策略后,NOx排放大于單次噴射;FDIR固定時,隨著FDIT的提前,NOx先增加后減少。這是由于加入預噴策略后,缸內燃燒溫度上升,故NOx排放量大于單次噴射。FDIT提前至-20(°)CA ATDC時,缸內燃燒溫度大幅提高,NOx排放達到峰值(見圖9)。FDIT提前至-30(°)CA ATDC時,雖然缸內燃燒溫度略有提高,但高溫持續(xù)期縮短,最終NOx排放呈降低趨勢。

    由圖8(b)可見,較靠前的FDIT可以使Soot排放保持在較低水平。這是由于當FDIT提前時,缸內過濃區(qū)域減少,平均溫度升高,導致Soot生成區(qū)域減少、后期氧化增強,故Soot排放降低。

    由圖8(c)-圖8(e)可知,單次噴射所產(chǎn)生的CH4、HC、CO排放較高,加入預噴策略后,CH4、HC、CO排放總體呈下降的趨勢。這是由于隨著FDIT的提前,混合氣的燃燒速率加快,整體燃燒較完全,故CH4、HC、CO排放總體下降。由圖10可見,在FDIT相對靠后時,未燃的CH4較多且主要分布在氣缸壁及壓縮余隙區(qū)域附近。這是由于FDIT相對靠后時,預主噴間隔太短,燃料混合差,壓縮余隙附近缺乏引燃柴油。同時,氣缸壁面和壓縮余隙區(qū)域的低溫弱流動性限制了火焰?zhèn)鞑?。在活塞膨脹行程中,部分混合氣重新進入氣缸,但此時缸內溫度較低,無法點燃這部分混合氣。

    FDIR對排放物的影響同樣如圖8所示。由圖8(a)可知,F(xiàn)DIT固定時,隨著FDIR的增加,NOx排放逐漸增多。這是由于隨著FDIR的增加,混合氣燃燒速率加快,燃燒溫度提高,故NOx排放增多。

    由圖8(b)可見:當FDIT提 前至-10(°)CA ATDC時,F(xiàn)DIR的 變 化 對Soot排 放 影 響 不 大;當FDIT提前至-30(°)CA ATDC時,較多的FDIR可使Soot排放保持在較低水平。當FDIT提前至-10(°)CA ATDC時,缸內燃燒溫度相差不大,最終Soot排放接近。當FDIT提前至-30(°)CA ATDC時,F(xiàn)DIR的增多提高了缸內燃燒溫度,Soot的氧化增強。又因為FDIT較靠前,缸內過濃區(qū)域減少,故最終Soot排放較低。

    由圖8(c)-圖8(e)可知,CH4、HC、CO的總體變化趨勢與Soot相同。較靠前的FDIT和較多的FDIR使得缸內分布更多的著火源,促進了缸內天然氣混合氣的燃燒,使得CH4、HC和CO排放降低。

    綜 上 所 述,當FDIR為10%時,F(xiàn)DIT提 前 至-30(°)CA ATDC、當FDIR為20%時,F(xiàn)DIT提前至-30(°)CA ATDC、當FDIR為30%時,F(xiàn)DIT提前至-20(°)CA ATDC 3組預噴策略較優(yōu)。將3組預噴策略分別記為方案A、B、C,相比單次噴射,3種方案的混合氣燃燒速率較快,CH4、HC、CO、Soot排放都保持在較低水平,但NOx排放較高(相對國6排放法規(guī))。

    2.2 EGR對DN發(fā)動機燃燒和排放特性的影響

    合理的預噴策略可以有效減少Soot、CH4、HC、CO的排放量,但NOx排放量顯著增加,故引入EGR來優(yōu)化NOx排放以實現(xiàn)高效潔凈排放。EGR率定義為進氣中CO2的體積分數(shù)與排氣中CO2的體積分數(shù)之比[18]。對上述3組方案分別添加5%、15%、25%的EGR率,記為A5、A15、A25,B5、B15、B25,C5、C15、C15。

    2.2.1 燃燒特性分析

    圖11為3種預噴策略在不同EGR率下的燃燒特性圖;圖12為缸內溫度切片圖。

    由圖11可見:隨著EGR率的增加,各方案CA 10和CA 50都呈延后的趨勢,缸內平均壓力和溫度不斷降低;方案A和方案B的瞬時放熱率曲線呈現(xiàn)單峰,而方案C的瞬時放熱率曲線仍然呈現(xiàn)比較明顯的雙峰。

    圖11 EGR對燃燒特性的影響

    廢氣中含有大量惰性氣體,比熱容較大,進入氣缸后吸收了較多熱量,使得溫度上升變緩;隨著EGR率的增加,越來越多的廢氣替代了新鮮空氣,廢氣吸收了氣缸內更多的熱量,使得CA 10和CA 50推后,缸內平均溫度和壓力降低,同時高溫區(qū)域大幅減少(見圖12)。

    由于方案A和方案B本身預噴柴油放熱較緩,引入EGR后,第1瞬時放熱率峰值幾乎消失。對于方案C,隨著EGR率的增加,缸內溫度降低,預噴柴油的放熱變緩,第1瞬時放熱率峰值降低。同時,EGR率的增加使得燃燒放熱變緩,3種方案第2瞬時放熱率峰值總體呈下降趨勢。

    2.2.2 排放特性分析

    圖13為不同預噴策略在不同EGR率下的排放特性圖;圖14為溫度峰值時刻NOx質量濃度切片圖;圖15為100(°)CA ATDC時CH4質量濃度切片圖。

    由圖13(a)和圖13(b)可知,3種方案的NOx排放隨著EGR率的升高而降低,在EGR率為25%時3種方案的NOx排放接近且都降至較低水平,而Soot排放呈相反趨勢;當EGR率為15%時,方案B、方案C的NOx與Soot排放均低于單次噴射。這是因為隨著EGR率的升高,缸內燃燒放熱變緩,高溫區(qū)域減少(見圖12),故NOx生成區(qū)域減?。ㄒ妶D14),最終NOx排放減少。而氧含量的減少、燃燒溫度的提高都使Soot生成量大于氧化量,故Soot排放量增多。

    圖12 缸內溫度切片圖(峰值溫度時刻)

    圖14 NOx質量濃度(峰值溫度時刻)

    由圖13(c)、圖13(d)可知:3種方案的CH4、HC排放都隨EGR率的升高而升高,但均低于單次噴射;在EGR率為25%時,3種方案的CH4、HC排放都接近單次噴射。這是因為廢氣的增加對燃燒產(chǎn)生抑制作用,燃燒速率減緩,較多燃料未被燃燒,故CH4、HC排放增加。如圖15所示,氣缸壁面及壓縮余隙區(qū)域的未燃CH4增加較為明顯。

    圖15 100(°)CA ATDC時CH4質量濃度切片圖

    由圖13(e)可知,隨著EGR率的升高,CO排放總體呈升高趨勢,當EGR率為5%時,方案B、方案C的CO排放變化不明顯,EGR率超過5%時,兩種方案的CO排放迅速增加,在EGR率達到25%時兩種方案的CO排放值均超過了單次噴射。這是因為EGR率較小時,廢氣對氧濃度影響較小,CO排放變化不明顯。EGR率較大時,氧濃度大量降低,增加了天然氣混合氣的不完全燃燒,同時缸內燃燒溫度的降低不利于后期CO的氧化,故CO排放增加。

    圖13 EGR對排放特性的影響

    綜上所述,在預噴策略的基礎上引入EGR之后使得NOx排放顯著降低,但Soot、CH4、HC和CO排放升高。由圖可見,在EGR率為15%時,方案C的各項排放值均低于原機。因此,F(xiàn)DIT為-20(°)CA ATDC、FDIR為30%,EGR率為15%時,排放較優(yōu)。

    3 結論

    (1)FDIR不變時,隨著FDIT的提前,缸內平均壓力和溫度峰值上升,CA 50提前,第2放熱率峰值不斷升高。FDIT不變時,隨著FDIR的增多,平均缸壓與溫度峰值上升,CA10和CA 50均提前。當FDIT較提前時,較大的FDIR會使第2瞬時放熱率峰值較高。

    (2)加入預噴策略后,NOx排放均大于單次噴射,CH4、HC、CO、Soot排放總體呈下降趨勢。FDIR固定時,隨著FDIT的提前,NOx排放先升高后降低,較提前的FDIT可使CH4、HC、CO、Soot排放保持在較低水平。FDIT固定時,隨著FDIR的增大,NOx排放增加,較大的FDIR可使CH4、HC、CO、Soot排放保持在較低水平。

    (3)不同預噴策略在加入EGR后,CA 10和CA 50都呈延后趨勢,缸內平均壓力和溫度不斷降低。隨著EGR率增加,NOx排放均降低,Soot、CO、CH4、HC排放呈上升趨勢,但不同預噴策略下CH4、HC排放均低于單次噴射。

    (4)在小負荷高替代率下,F(xiàn)DIT為-20(°)CA ATDC、FDIR為30%、EGR率為15%時,各項主要排放物排放值均低于原機的單次噴射。

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