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    大負荷工況下柴油機低溫燃燒的模擬與優(yōu)化*

    2012-09-04 14:19:46張志強趙福全李理光
    汽車工程 2012年9期
    關(guān)鍵詞:噴油缸內(nèi)熱效率

    張志強,趙福全,,鄧 俊,李理光,沈 源

    (1.同濟大學(xué)汽車學(xué)院,上海 200092;2.浙江吉利汽車研究院有限公司,杭州 311201)

    前言

    憑借在動力性、經(jīng)濟性和可靠性等方面的優(yōu)勢,柴油機在商用車和乘用車得到廣泛的使用。但傳統(tǒng)的柴油機為擴散燃燒方式,其燃燒過程中形成的高溫過濃區(qū)和高溫火焰區(qū)分別會形成大量的碳煙和NOx排放。理論研究證明傳統(tǒng)的柴油機存在著碳煙和NOx排放的最低極限[1]。為突破排放極限和提高熱效率,近年來國內(nèi)外廣泛開展新型燃燒方式的研究,其中最典型的是均質(zhì)混合氣壓縮著火燃燒方式(homogeneous charge compression ignition,HCCI)和基于EGR稀釋的低溫燃燒(low temperature combustion,LTC)方式[2-4]。

    LTC燃燒方式能夠在保持低排放的同時,具有工況范圍較寬的優(yōu)勢。因此該技術(shù)獲得高度重視,學(xué)術(shù)界對此已經(jīng)展開大量的研究。

    文獻[5]中的研究結(jié)果表明,隨著 EGR的增加,碳煙前驅(qū)體呈現(xiàn)二次曲線變化趨勢。文獻[6]中對生物柴油和柴油進行低溫燃燒試驗研究也得到類似結(jié)果。文獻[7]中利用激光成像診斷技術(shù)進行低溫燃燒過程研究,發(fā)現(xiàn)與傳統(tǒng)燃燒相比,NOx生成不局限在油束周圍的稀薄火焰區(qū),而是貫穿生成于油束橫截面的大量區(qū)域;碳煙的生成集中在油束頭部區(qū)域。文獻[8]~文獻[12]中進行渦流比、進氣溫度、噴油時刻、進氣增壓度、EGR率和噴油壓力等參數(shù)對低溫燃燒影響的研究,并獲得最佳的參數(shù)和低溫燃燒效果。

    縱觀目前的研究現(xiàn)狀,低溫燃燒的研究主要集中在中低負荷,向大負荷拓展仍有較多問題有待解決,并且研究相對較少。為此本文中首先通過仿真,分析大負荷工況下不同EGR率對燃油霧化過程、燃燒過程、排放歷程和發(fā)動機熱效率與經(jīng)濟性的影響;然后利用噴油定時和后噴手段實現(xiàn)低溫燃燒過程的優(yōu)化。

    1 計算模型、工況條件和模型驗證

    1.1 計算模型簡介

    1.1.1 湍流模型

    基于Durbin 橢圓松弛概念[13-14]的 k-ζ-f模型用來模擬缸內(nèi)氣流的湍流運動。該模型以速度尺度比ζ替代傳統(tǒng)k-ε模型中的速度尺度,同時運用基于準線性壓力-應(yīng)變模型的壁面邊界條件橢圓方程f[15-16],因而比 k-ε 模型具有更好的計算穩(wěn)定性和對計算網(wǎng)格的適應(yīng)性[17]。

    1.1.2 燃油霧化和壁面油膜形成模型

    燃油的霧化過程采用WAVE模型來模擬,并假設(shè)噴射的初始油滴尺寸與噴孔出口直徑相同[18]。

    采用Wallfilm模型計算燃油噴射碰壁后形成的油膜。該模型基于文獻[19]和文獻[20]中的試驗成果而建立,其中影響油膜形成的關(guān)鍵因素有壁面溫度、燃油的黏度和表面張力等[21]。在該模型中通過K值來判斷是否形成油膜,K值的計算公式為

    式中:Oh為歐尼索格數(shù),反映表面張力和黏性力的綜合作用;Re為雷諾數(shù),反映慣性力與黏性力之比;ρ為燃油密度;d為油滴直徑;un為燃油沿壁面法向速度;μ和σ分別為燃油的黏度和表面張力。

    當K<57.7時,碰壁后燃油將全部粘附在壁面,沒有任何反彈或破碎;當K>57.7時,碰壁后的燃油將發(fā)生破碎和反彈,并隨著K值的增大,燃油破碎得更加充分,油滴直徑變得更小。

    1.1.3 燃燒和排放模型

    燃燒過程采用Extended Coherent Flame-3Z(簡稱為ECFM-3Z)模型進行模擬。

    NOx的生成采用擴展的Zeldovich模型進行模擬;碳煙形成和氧化過程采用Kennedy_Hiroyasu_Magnussen模型[22-23]來模擬,該模型將燃燒過程的化學(xué)反應(yīng)率和物理反應(yīng)率的方程進行結(jié)合,可以模擬出碳煙的成核、表面生長和氧化過程。

    1.2 網(wǎng)格的劃分和研究工況條件

    由于柴油機燃燒室具有軸對稱特點,為節(jié)省計算時間,計算區(qū)域根據(jù)噴油器噴孔數(shù)(8孔),取為燃燒室的1/8,計算過程從進氣門關(guān)閉時刻(213°CA)到排氣門打開時刻(499°CA)。圖1給出位于上止點時刻的燃燒室網(wǎng)格,其側(cè)壁邊緣凸起部分是燃燒室補償容積,該補償容積能夠保證在不同曲軸轉(zhuǎn)角下壓縮比的一致性[24],整個燃燒室網(wǎng)格數(shù)為24127個。

    本文中研究對象為高壓共軌、增壓中冷、高速輕型柴油機,其主要參數(shù)如表1所示。

    表1 柴油機基本參數(shù)

    為了研究大負荷工況下低溫燃燒對柴油機性能的影響,故選擇中間轉(zhuǎn)速(2200r/min)下,平均指示有效壓力為1.5MPa的工況點(每循環(huán)噴油量為55mg),其他工況參數(shù)如表2所示。

    表2 模擬研究工況參數(shù)

    1.3 模型的驗證

    圖2和圖3為模擬得到的缸壓、NOx和碳煙排放數(shù)據(jù)與試驗結(jié)果的對比,二者基本一致,說明所建模型是合理的,并能應(yīng)用于后續(xù)的模擬研究。

    2 不同EGR率下低溫燃燒研究與分析

    由于研究中工況為大負荷工況,為避免大EGR率導(dǎo)致燃燒過于惡化,所以采用的最大EGR率為20%;同時研究中的EGR均為經(jīng)充分冷卻后的廢氣(溫度均為45℃),以保持各個研究工況下的初始溫度相同;為簡化研究,噴油模式為單次噴射,噴油定時和原機一樣,固定為4°CA BTDC。

    2.1 缸內(nèi)霧化過程分析

    圖4和圖5分別為不同EGR率(0、5%、10%、15%、20%)下蒸發(fā)燃油、碰壁燃油和壁面形成的油膜的質(zhì)量分數(shù)(質(zhì)量分數(shù)為對應(yīng)質(zhì)量占噴油量的分數(shù);壁面統(tǒng)指燃燒室表面、缸壁面和缸蓋底面等計算域內(nèi)部壁面)。

    隨著EGR率的增大,缸內(nèi)的溫度(如圖6所示)和壁面溫度(如圖5所示)隨之降低,導(dǎo)致燃油蒸發(fā)速度變緩和更多的燃油噴射碰壁,并形成較多的油膜。為此采用EGR后,將導(dǎo)致發(fā)動機的熱效率降低和油耗增加。另外形成較多的油膜將會增加對缸壁機油的侵蝕[25],并導(dǎo)致碳氫排放的增加。

    2.2 缸內(nèi)燃燒過程分析

    圖6~圖9分別為不同EGR率下缸內(nèi)溫度、壓力、放熱率、累計放熱量、滯燃期和燃燒持續(xù)期的對比(滯燃期定義為自噴油開始至累計放熱量達10%時的曲軸轉(zhuǎn)角;燃燒持續(xù)期為累計放熱量達10%至90%之間的曲軸轉(zhuǎn)角)。

    隨著EGR率的增大,缸內(nèi)氣體的比熱容隨之增大,缸內(nèi)溫度降低。如圖6所示,在360°CA(即壓縮上止點),EGR=20%與EGR=0時相比,缸內(nèi)溫度降低近20K;缸內(nèi)溫度的峰值也降低150K。采用EGR后,較低的缸內(nèi)溫度和缸內(nèi)壓力(如圖7所示)導(dǎo)致滯燃期的增大,如圖8所示,EGR率從0增大到20%,滯燃期從8.4°CA增大到9°CA,燃燒持續(xù)期從44.3°CA增大到47.7°CA,整個燃燒過程遠離TDC,導(dǎo)致燃燒定容度和燃燒效率下降;同時如圖9所示,放熱率峰值和累計放熱量下降,這也解釋了采用EGR后熱效率的降低和油耗的增加。

    圖10為不同EGR率下發(fā)動機的指示熱效率ηi和指示燃油消耗率bi的對比。隨著EGR率的增大,燃燒定容度下降,并且形成較多油膜,導(dǎo)致燃燒效率的降低,最終導(dǎo)致發(fā)動機熱效率下降,同時指示燃油消耗率大幅增加。

    2.3 缸內(nèi)排放物生成歷程分析

    研究表明,導(dǎo)致NOx排放急劇增加的條件是局部當量比小于0.9和溫度超過2200K(將滿足該條件的區(qū)域稱為高溫稀區(qū))[25-26]。減少高溫稀區(qū)的存在將有效減少NOx的生成,這也正是采用低溫燃燒能夠大幅降低NOx排放的主要原因。而碳煙主要在高溫濃區(qū)(局部當量比大于1.5和溫度高于1500K的區(qū)域)內(nèi)生成[27]。為結(jié)合 NOx和碳煙的生成關(guān)鍵區(qū)域(分別指高溫稀區(qū)和高溫濃區(qū))來研究不同EGR率下NOx和碳煙排放歷程,編寫程序耦合到FIRE軟件中,以輸出不同曲軸轉(zhuǎn)角下NOx和碳煙生成關(guān)鍵區(qū)域的占總計算區(qū)域的體積分數(shù)。

    圖11為不同EGR率下NOx生成歷程和高溫稀區(qū)體積分數(shù)的對比。從365°CA附近開始,伴隨著燃燒過程的進行,高溫稀區(qū)體積分數(shù)開始急劇增大,與此同時NOx迅速生成;隨著EGR率從0增大到20%,高溫稀區(qū)的出現(xiàn)時刻變晚和維持時間變短,同時其最大體積分數(shù)迅速減小(從0.15減至0.03),NOx生成量也迅速減小(從1kg燃油排放44.4g減至1.3g)。由此證明基于EGR實現(xiàn)低溫燃燒能夠有效地將NOx排放降低至極低的范圍。

    不同EGR率下碳煙生成歷程和高溫濃區(qū)體積分數(shù)的對比如圖12所示。從365°CA到380°CA,高溫濃區(qū)體積分數(shù)大幅增加至最大,與此同時碳煙迅速生成,同樣在380°CA達到最大;隨著EGR率的增大,缸內(nèi)空燃比變小,所以高溫濃區(qū)體積分數(shù)增大,同時碳煙生成量也在增加;從380°CA往后,燃燒趨于結(jié)束,缸內(nèi)的溫度開始降低,燃油逐漸消耗,所以高溫濃區(qū)體積逐漸減少,與此同時,主要受氧化作用影響,碳煙逐漸減小。

    從上述分析可知,隨著EGR率的增大,NOx排放顯著減少,實現(xiàn)低溫燃燒降低NOx排放的目標;但過大的EGR率將導(dǎo)致碳煙排放惡化和熱效率降低及油耗激增。在此折中地選擇EGR率為10%,后面將基于此EGR率進行低溫燃燒的優(yōu)化研究。

    3 低溫燃燒的優(yōu)化研究

    采用EGR后,滯燃期增加,燃燒過程遠離TDC,燃燒定容度下降,影響發(fā)動機的熱效率和經(jīng)濟性,為此須對噴油定時進行優(yōu)化研究,以改善燃燒和提高發(fā)動機的性能。同時采用EGR后,碳煙排放大幅增加,為此通過后噴來實現(xiàn)對碳煙排放的降低。

    3.1 噴油定時優(yōu)化研究

    圖13~圖17分別為不同噴油定時(start of injection,SOI)下缸壓、缸內(nèi)溫度、放熱率、累計放熱量、滯燃期及燃燒持續(xù)期、指示熱效率和指示燃油消耗率的對比結(jié)果。

    SOI從 4°CA BTDC 提前到 10°CA BTDC,滯燃期從8.7°CA增加到9.1°CA,這主要是由于在較早的噴油時刻下缸內(nèi)的壓力和溫度較低,燃油無法立即開始燃燒,導(dǎo)致滯燃期較長。同時滯燃期越長,在滯燃期內(nèi)噴射的燃油越多,導(dǎo)致放熱率峰值越高,且燃燒持續(xù)期縮短(如圖15所示),同時缸內(nèi)壓力和溫度也將隨之增高(如圖13和圖14所示)。其中SOI為8和10°CA BTDC時,缸壓峰值大于16MPa,超過發(fā)動機缸蓋的承受極限。另外缸內(nèi)溫度的升高將導(dǎo)致NOx排放的增大。

    提前噴油會使得燃燒過程靠近TDC,作功能力得到提高,燃燒等容度加大[28],所以如圖17所示,隨著 SOI從4°CA BTDC 提前到 10°CA BTDC,發(fā)動機指示熱效率增加,同時指示燃油消耗率減少。

    圖18為不同SOI下,NOx和碳煙排放的對比。SOI從 4°CA BTDC 提前到 10°CA BTDC,1kg燃油NOx排放從9.1增大到24.3g,其主要原因是隨著噴油提前,缸內(nèi)燃燒溫度大幅升高所致;而碳煙排放基本維持0.025g左右,變化幅度較小,這主要是因為噴油時刻的改變不會改變空燃比。

    綜合發(fā)動機的缸壓承受極限、發(fā)動機熱效率、經(jīng)濟性和排放的考慮,SOI優(yōu)化后選定其為6°CA BTDC,優(yōu)化前后各項性能對比如表3所示,其中優(yōu)化后的熱效率和經(jīng)濟性較優(yōu)化前得到了改善;碳煙排放在優(yōu)化前后差別不大;而1kg燃油NOx排放從優(yōu)化前的9.1g提高到優(yōu)化后的12.5g,有近37%的提高,但是相對于原始工況(1kg燃油 NOx排放為44.4g)仍處于較低水平。

    表3 SOI優(yōu)化前后各項性能對比

    3.2 后噴對發(fā)動機排放性能的影響研究

    采用EGR后,NOx排放大幅的減少,但碳煙排放卻大量增加。利用后噴射引起缸內(nèi)的湍流擾動和后燃放熱可以加速碳煙的氧化,降低碳煙排放[29-30]。

    后噴方案的命名方式為“Po主后噴間隔-后噴量”,如“Po15-3.75”表示主后噴間隔為 15°CA,后噴量為3.75mg。

    分別將主后噴間隔固定為15°CA和后噴量固定為3.75mg,對比放熱率和碳煙的排放。

    在主后噴間隔固定為15°CA,后噴量分別為3、3.75和4.5mg的后噴方案對比如圖19所示,不同后噴量下,放熱率曲線在主噴階段均與不帶后噴相似,但隨著后噴量增加,主噴油量相應(yīng)減少,主噴階段放熱率峰值下降;在392°CA開始出現(xiàn)后噴放熱,其放熱率峰值隨后噴量的增加而略有增大。不同后噴量下碳煙生成歷程在主噴階段均與不帶后噴相似,而隨后噴量的增加,主噴階段碳煙排放略有降低;在392°CA開始由于后噴射的擾動和加熱作用,碳煙氧化速度加快,碳煙排放明顯降低;但當后噴量為4.5mg時,由于后噴量過大,未能充分氧化和燃燒,導(dǎo)致碳煙排放比后噴量為3和3.75mg的要多。

    后噴量固定為3.75mg時,不同主后噴間隔下的對比如圖20所示。在主后噴間隔為10°CA時,后燃的放熱率峰值較小,這是因為后噴過早時油束缺乏氧氣補給[31],導(dǎo)致燃燒不充分,放熱不多,同時也導(dǎo)致碳煙排放較高。在主后噴間隔為20°CA下后燃過程過于拖后,促進碳煙的氧化效果不如主后噴間隔為15°CA的方案。

    所有的后噴方案下的NOx和碳煙生成量對比如圖21和圖22所示。不同后噴方案下NOx排放相比不帶后噴時有一定的降低,并顯現(xiàn)出隨著后噴量增大而減小的趨勢,這主要是由于總噴油量不變,后噴油量的增加導(dǎo)致主噴油量的減少,進而主燃燒階段放熱量和高溫稀區(qū)體積分數(shù)減少,最終導(dǎo)致NOx排放減少。碳煙排放在較小后噴量方案(3和3.75mg)下較低;在最大的后噴量方案(4.5mg)下,碳煙排放相比不帶后噴降低不多,在主后噴間隔為10°CA時甚至比不帶后噴時大。

    綜合所有后噴方案,Po15-3.75方案的碳煙排放相比不帶后噴時降幅最大(為12.2%),選為最優(yōu)后噴方案。

    3.3 低溫燃燒優(yōu)化后排放與原機的對比

    圖23和圖24為在380°CA和400°CA時原始工況(EGR=0)和低溫燃燒優(yōu)化后的缸內(nèi)NOx和碳煙質(zhì)量分數(shù)的對比。相比EGR=0,低溫燃燒優(yōu)化后,NOx排放得到極大的降低,NOx質(zhì)量分數(shù)和分布區(qū)域均大幅減少。通過低溫燃燒優(yōu)化后的碳煙排放相比EGR=0時變化不大,在380°CA時碳煙質(zhì)量分數(shù)和分布區(qū)域相似;但在400°CA時,由于少量后噴燃油噴入燃燒室唇口部位,所以相比EGR=0,在該區(qū)域出現(xiàn)少量碳煙。

    圖25為從EGR=0到低溫燃燒及優(yōu)化后的排放物變化路徑,可以發(fā)現(xiàn)經(jīng)低溫燃燒及優(yōu)化后,在保持碳煙排放基本不變的前提下,實現(xiàn)了NOx排放的大幅降低(從原始工況下的1kg燃油排放44.4g降低到11g),降幅為75.2%。

    4 結(jié)論

    (1)隨著EGR率的增大,缸內(nèi)溫度和壁面溫度下降,導(dǎo)致燃油霧化效果變差,形成的壁面油膜增加,發(fā)動機的指示熱效率降低和指示燃油消耗率增加,NOx排放大幅降低,而碳煙排放也有一定增加。

    (2)對噴油定時優(yōu)化后(相比原機噴油定時提前2°CA),發(fā)動機的熱效率和經(jīng)濟性得到改善。

    (3)經(jīng)后噴優(yōu)化(優(yōu)化方案為Po15-3.75),碳煙排放降低,并和原機的碳煙排放相近。

    (4)經(jīng)低溫燃燒及優(yōu)化后,在保證熱效率、經(jīng)濟性和碳煙排放與原機相近前提下,實現(xiàn)NOx排放的大幅降低(從原始工況的1kg燃油排放44.4g降低到11g),降幅為75.2%。

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