內(nèi)燃機(jī)不同燃燒模式能量及損失分析

劉道建，王?滸，鄭尊清，堯命發(fā)

劉道建，王?滸，鄭尊清，堯命發(fā)

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

為了滿足越來越嚴(yán)格的排放法規(guī)，內(nèi)燃機(jī)界提出了多種新型低溫燃燒模式，如均質(zhì)壓燃(homogene-ous charge compression ignition，HCCI)、反應(yīng)活性控制壓燃(reactivity-controlled compression ignition，RCCI)、部分預(yù)混壓燃(partially premixed combus-tion，PPC)等．內(nèi)燃機(jī)貢獻(xiàn)了約23%的二氧化碳(CO2)和14%的其他溫室氣體的排放[1]，是溫室氣體最重要的排放來源之一．近些年，研究者們將更多的目光聚焦到提高內(nèi)燃機(jī)熱效率和降低CO2的排放上.

1?試驗(yàn)臺架及計(jì)算方法

1.1?試驗(yàn)裝置和燃燒分析

發(fā)動(dòng)機(jī)臺架試驗(yàn)在一臺由六缸柴油機(jī)改造的單缸發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行．將該多缸機(jī)中的第六缸改為具有獨(dú)立進(jìn)排氣、燃油、控制和測試分析系統(tǒng)的單缸機(jī)，以消除多缸機(jī)的不均勻性．其他五缸保持原機(jī)所有系統(tǒng)不變，在運(yùn)行時(shí)用于保證第六缸轉(zhuǎn)速固定不變．該單缸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺架的示意圖如圖1所示，主要由單缸發(fā)動(dòng)機(jī)、燃油系統(tǒng)、電動(dòng)模擬進(jìn)氣增壓系統(tǒng)、進(jìn)氣溫控系統(tǒng)、外部中冷EGR系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集及燃燒分析系統(tǒng)、排放測試分析系統(tǒng)以及轉(zhuǎn)速測控系統(tǒng)等部分構(gòu)成．單缸發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示．發(fā)動(dòng)機(jī)臺架及試驗(yàn)所采用的儀器設(shè)備詳細(xì)說明可以參見文獻(xiàn)[11]．

圖1?改造的單缸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺架示意

表1?試驗(yàn)單缸發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

Tab.1?Specifications of single-cylinder engine used in test

表觀放熱率d/d和缸內(nèi)平均溫度采用熱力學(xué)單區(qū)模型來計(jì)算，假設(shè)燃燒室內(nèi)溫度、壓力和組分均空間均勻，其主要計(jì)算式分別如式(2)和(3)所示[12]．

式中：氣缸壓力采用單個(gè)循環(huán)分辨率為0.5°CA的100個(gè)連續(xù)循環(huán)低通濾波后的平均值；混合物比熱比和焓的值采用NASA多項(xiàng)式和氣體體積分?jǐn)?shù)實(shí)時(shí)更新；f為燃料顯焓；混合物摩爾質(zhì)量依據(jù)氣體體積分?jǐn)?shù)實(shí)時(shí)更新；為氣缸容積；為曲軸轉(zhuǎn)角；為氣缸內(nèi)混合物質(zhì)量；為氣體常數(shù)．計(jì)算過程中已燃?xì)怏w質(zhì)量分?jǐn)?shù)為累積放熱量與燃料總能量之比.已燃?xì)怏w由燃料/空氣混合氣完全燃燒產(chǎn)物組成．計(jì)算在IVC時(shí)刻到EVO時(shí)刻區(qū)間內(nèi)進(jìn)行，IVC時(shí)刻的缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)和氣體平均溫度采用Truedsson等[13]提出的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行估算．

燃燒起點(diǎn)(CA10)、燃燒相位(CA50)和燃燒終點(diǎn)(CA90)分別采用燃料累積表觀總放熱量的10%、50%和90%對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角來表征．燃燒持續(xù)期為從燃燒起點(diǎn)(CA10)到終點(diǎn)(CA90)經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角．

1.2?能量和平衡分析方法

總指示熱效率(i，g)由試驗(yàn)缸壓對氣缸容積積分，并通過式(4)精確計(jì)算得到，

燃燒損失根據(jù)試驗(yàn)排放分析得到的CO和HC排放量通過式(6)計(jì)算得到，

忽略換氣過程的傳熱損失，總傳熱損失利用對流傳熱關(guān)系式(8)來計(jì)算．

排氣損失根據(jù)進(jìn)、排氣的凈顯焓差值來確定，如式(10)所示

1.3?熱力學(xué)效率損失分析

式中：表觀放熱率(AHRR)由實(shí)際放熱率(dr/d)和壁面?zhèn)鳠崧?dw/d)組成，實(shí)際放熱率采用多Wiebe函數(shù)來擬合燃燒分析獲得的實(shí)際放熱率形狀[11]，如式(14)和(15)所示．

式中：和是第一和第二個(gè)子Wiebe函數(shù)的權(quán)值；是效率因子，本文中取6.908；是形狀因子；0是燃燒起始時(shí)刻；Δ是燃燒持續(xù)期．對于除效率因子之外的11個(gè)未知參數(shù)，本文采用非線性最小二乘法擬合試驗(yàn)燃燒分析獲得的歸一化的放熱率曲線來確定．壁面?zhèn)鳠崧什捎肳oschni傳熱公式[15]計(jì)算得到，其修正系數(shù)采用Jeremie等[16]的兩步方法調(diào)整到與發(fā)動(dòng)機(jī)平臺和運(yùn)行工況相匹配的值．

熱力學(xué)效率損失分析包括多個(gè)步驟的假設(shè)前提下的發(fā)動(dòng)機(jī)理想工作過程仿真，并將每個(gè)步驟下的熱效率降低值(以百分比為單位)作為效率損失．具體步驟如下．

2?研究方案

圖2?不同燃燒模式噴射策略示意

表2?試驗(yàn)用柴油和汽油理化特性

Tab.2 Physical and chemical properties of tested diesel and gasoline

表3?不同燃燒模式的燃燒試驗(yàn)工況

Tab.3 Experimental conditions in different combustion modes

3?結(jié)果與分析

3.1?汽油PPC模式與HCCI模式對比

相比于HCCI模式，兩種噴油策略的PPC模式由于采用主噴噴射方式，可以實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)混合氣空間濃度分層．大量的基礎(chǔ)燃燒以及發(fā)動(dòng)機(jī)光學(xué)診斷研究已經(jīng)表明，汽油PPC模式由于比較明顯的濃度分層，缸內(nèi)燃燒會存在自燃和火焰前鋒傳播兩種燃燒模式，而火焰前鋒傳播模式的火焰前鋒面?zhèn)鞑ニ俣让黠@低于自燃前鋒傳播速度，因而可以有效降低壓力升高率．圖3給出了汽油HCCI模式與兩種噴油策略的PPC模式在不同CA50工況下的缸壓和放熱率曲線．從圖中可以看出，噴油策略決定了汽油PPC燃燒模式的放熱規(guī)律．PFI＋DI和DI模式在主放熱峰后都有一段表現(xiàn)為較低放熱率的緩慢放熱階段，且該階段的比例隨燃燒相位的推遲而顯著增加，放熱率峰值也明顯降低．

圖3 汽油HCCI、汽油PFI(60%)＋DI和DI模式在不同CA50工況下缸壓和放熱率曲線

圖4 汽油HCCI、汽油PFI(60%)＋DI和DI模式能量和分布

圖5為汽油HCCI模式與兩種噴油策略的PPC模式NO排放隨峰值壓力升高率的變化關(guān)系．相對HCCI模式，PFI＋DI PPC模式能夠有效降低峰值壓升率；相對于DI模式，PFI＋DI PPC模式能夠有效降低NO排放．綜上結(jié)果表明，PFI＋DI模式雖然在降低壓升率和NO排放方面具有優(yōu)勢，但其熱效率要低于HCCI和單次直噴PPC方式．

圖5 汽油HCCI與兩種噴油策略PPC模式NOx排放隨峰值壓升率的變化

圖6 汽油HCCI與兩種噴油策略PPC模式在不同CA50工況下理想熱效率和效率損失

3.2?汽油PPC模式與RCCI模式對比

采用多次噴射且提高主噴比例可以實(shí)現(xiàn)熱效率和壓升率之間的最佳折中．因此，中高負(fù)荷下汽油PPC采用兩次直噴(DI＋DI)方式，且主噴比例為50%，與汽油/柴油RCCI模式進(jìn)行對比．這兩種燃燒模式均可以實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)混合氣空間濃度分層，同時(shí)RCCI燃燒模式還可以實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)混合氣活性分層．圖8為PPC模式和RCCI模式燃燒過程的缸壓和放熱率曲線，可見PPC模式在主放熱峰后，仍然具有較低放熱率的緩慢放熱階段，而RCCI模式放熱率曲線出現(xiàn)兩個(gè)峰值，表現(xiàn)為明顯的兩階段燃燒放熱特征．

為進(jìn)一步分析汽油PPC和汽油/柴油RCCI燃燒模式熱效率潛力以及導(dǎo)致其熱效率損失的原因，圖10給出了兩種燃燒模式在①完全燃燒、②絕熱+完全燃燒、③絕熱+定容+完全燃燒、④絕熱+上止點(diǎn)定容+完全燃燒4種理想條件下的熱效率以及對應(yīng)的熱效率損失．從圖中可以看出，由實(shí)際指示熱效率到絕熱+上止點(diǎn)定容+完全燃燒條件下理想極限熱效率之間，兩種燃燒模式的理想熱效率損失仍然是由燃料的不完全燃燒和氣缸壁面?zhèn)鳠釋?dǎo)致．其中，汽油/柴油RCCI模式的不完全燃燒效率損失高于汽油PPC模式．汽油PPC模式較高的傳熱損失導(dǎo)致了單次直噴PPC模式10%以上的熱效率損失．RCCI模式兩階段燃燒過程的分離減小了燃燒過程定容度，因此，燃燒持續(xù)期效率損失的影響較?。S著燃燒相位的推遲，燃燒相位效率損失增大．

圖9 汽油兩次直噴PPC模式與RCCI模式的能量和分布

圖10 汽油PPC(DI＋DI)模式與汽油/柴油RCCI模式在不同CA50工況下理想熱效率和效率損失

圖11 汽油兩次直噴PPC模式與RCCI模式在不同理想條件下的不可逆損失

3.3?不同燃燒模式的余熱能利用潛力

圖12 汽油HCCI和PPC模式與RCCI模式排氣與排氣能量之比

4?結(jié)?論

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Energy and Exergy Loss Analysis of IC Engine in Different Combustion Modes

Liu Daojian，Wang Hu，Zheng Zunqing，Yao Mingfa

(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Homogeneous charge compression ignition (HCCI)，reactivity-controlled compression ignition (RCCI)，and partially premixed combustion (PPC) are the most potential high-efficient and clean combustion modes of internal combustion (IC) engines. Combined with the experimental results，the effects of three combustion modes of HCCI，RCCI and PPC were analyzed based on the theory of energy and exergy balance. Results show that the effects of different combustion modes on the thermal efficiency and irreversible exergy loss are mainly controlled by the combustion efficiency and heat transfer losses. The heat release characteristics in different combustion modes have no obvious influence on the irreversible exergy loss. In addition，both the thermal efficiency and the ratio of exhaust exergy to exhaust energy in RCCI mode are higher than those in gasoline PPC mode.

internal combustion(IC) engine；combustion mode；exergy analysis；thermal efficiency；irreversi-ble exergy loss

TK421

A

1006-8740(2021)05-0529-10

10.11715/rskxjs.R202103012

2021-03-12．

國家自然科學(xué)基金重大研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(91541205).

劉道建（1990—??），男，博士，DJLiu2016@tju.edu.cn.

堯命發(fā)，男，博士，教授，y_mingfa@tju.edu.cn．

(責(zé)任編輯：武立有)