有效利用2次噴油預(yù)混合壓縮著火的高效率清潔柴油機(jī)燃燒
——第2次噴油降低排放和噪聲的機(jī)理分析

【日】 冬頭孝之 植田玲子 服部義昭 瀧昌弘 葛山裕史 梅原努

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工作過(guò)程

有效利用2次噴油預(yù)混合壓縮著火的高效率清潔柴油機(jī)燃燒
——第2次噴油降低排放和噪聲的機(jī)理分析

【日】 冬頭孝之 植田玲子 服部義昭 瀧昌弘 葛山裕史 梅原努

已報(bào)道過(guò)采用多次噴油的預(yù)混合壓縮著火技術(shù)降低排放、噪聲和燃油耗的柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)。這一燃燒系統(tǒng)的關(guān)鍵是第2次噴油的噴油定時(shí)和噴油量。運(yùn)用光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)可視化和數(shù)值模擬技術(shù)發(fā)現(xiàn)，濃混合氣區(qū)域的火焰氧化加速，通過(guò)設(shè)定最佳的第2次噴油定時(shí)，以及適當(dāng)?shù)膰娚溟g隔，可以抑制噴嘴附近區(qū)域碳粒的形成。燃燒噪聲頻譜分析發(fā)現(xiàn)，在2個(gè)壓力升高率峰值之間，燃燒噪聲得以降低。

柴油機(jī) 預(yù)混合壓縮著火 燃燒分析 多次噴油 排放 噪聲

0 前言

柴油機(jī)因熱效率高而深受期待，但世界各國(guó)制定的相關(guān)排放法規(guī)也越來(lái)越嚴(yán)格。在柴油車(chē)上增加柴油機(jī)顆粒捕集器、氮氧化物(NOx)吸附還原催化轉(zhuǎn)化器，以及尿素選擇性催化還原轉(zhuǎn)化器等后處理裝置會(huì)增加制造成本。所以，為了在不采用高成本后處理裝置的前提下，通過(guò)改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒來(lái)降低排放，現(xiàn)已發(fā)表過(guò)多篇采用預(yù)混合壓縮著火(PCCI)燃燒概念的研究報(bào)告。

在單次噴油的PCCI燃燒中，如提前噴油，會(huì)造成未燃碳?xì)浠衔?HC)和CO等排放的增加；而延遲噴油則會(huì)造成放熱率急劇升高，燃燒噪聲和NOx排放增加。因此，研究人員應(yīng)用多次噴油技術(shù)，并優(yōu)化噴油定時(shí)和噴油率等參數(shù)，在較大的運(yùn)轉(zhuǎn)范圍內(nèi)降低了排放和燃燒噪聲，即加速氧化的柴油機(jī)交錯(cuò)預(yù)混合壓縮著火(D-SPIA)燃燒概念(圖1)。這一燃燒概念的特征是第1次噴油的預(yù)混合燃燒與第2次噴油促進(jìn)氧化的功能相結(jié)合，不僅可以降低單次噴油PCCI燃燒中未燃HC和CO的排放，還能降低放熱率峰值和燃燒噪聲。

圖1 D-SPIA燃燒概念示意圖

D-SPIA燃燒概念的關(guān)鍵是控制噴油定時(shí)(噴射間隔)和噴油量。圖2為以第2次噴油定時(shí)為參數(shù)的排放試驗(yàn)結(jié)果。通過(guò)設(shè)定適當(dāng)?shù)牡?次噴油定時(shí)，實(shí)現(xiàn)降低排放和燃燒噪聲的目標(biāo)。但是，如第2次噴油定時(shí)相比最佳值提前或延遲，就會(huì)造成煙度、CO排放和燃燒噪聲的急劇升高。這意味著，必須針對(duì)降低排放和噪聲的機(jī)理作進(jìn)一步的研究。

圖2 第2次噴油定時(shí)對(duì)碳煙、CO和燃燒噪聲的影響

本研究應(yīng)用缸內(nèi)可視化攝影和雙色法分析技術(shù)，對(duì)第2次噴射產(chǎn)生的濃混合氣火焰動(dòng)態(tài)及碳粒的生成和氧化進(jìn)行可視化研究和數(shù)值模擬分析，通過(guò)定量分析當(dāng)量比、溫度，以及CO的形成過(guò)程，了解第2次噴油定時(shí)對(duì)煙度及CO排放的影響。并且，著眼于2次放熱率峰值之間燃燒壓力波的干擾，應(yīng)用燃燒噪聲頻譜分析降低噪聲的機(jī)理。

1 分析方法

1.1 缸內(nèi)可視化技術(shù)

采用帶加長(zhǎng)活塞的光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)，從活塞凹坑下方進(jìn)行觀察，燃燒室的形狀如圖3所示。光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)采用圓盤(pán)形的燃燒室，其凹坑直徑及深度都盡量接近實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的尺寸。

圖3 燃燒室形狀

采用Photron公司制造的SA1.1型高速攝像機(jī)，以每秒2萬(wàn)幀的拍攝速度，用平行光線拍攝入射的噴霧陰影，采用直接拍攝方法，拍攝著火后的發(fā)光火焰。為模擬廢氣再循環(huán)(EGR)，在新鮮空氣中混入N2和CO2氣體，以模擬實(shí)機(jī)試驗(yàn)中的氧濃度。進(jìn)行20個(gè)循環(huán)的噴油試驗(yàn)，為了消除殘余氣體的影響，每4個(gè)循環(huán)進(jìn)行1次噴油。

1.2 數(shù)值模擬

使用AVL公司的FIRE v2009模擬編碼，進(jìn)行缸內(nèi)噴霧燃燒計(jì)算。為了提高噴霧混合氣分布及噴霧貫穿度等參數(shù)的計(jì)算精度，首先計(jì)算考慮了氣穴作用的噴嘴內(nèi)部流動(dòng)，將噴嘴出口的物理量作為缸內(nèi)噴霧及燃燒計(jì)算的邊界條件。為了計(jì)算燃燒中CO的氧化過(guò)程，選用發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型ECFM-3Z。燃燒室的形狀與實(shí)際試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的相同。

1.3 燃燒噪聲頻譜分析

采用AVL公司的450型噪聲儀，并輸入缸內(nèi)壓力，測(cè)定燃燒噪聲。燃燒噪聲頻譜也基于缸內(nèi)壓力計(jì)算得出。對(duì)以時(shí)間為軸線的缸內(nèi)壓力波形進(jìn)行傅里葉變換，得到噪聲頻譜的頻率空間波形。針對(duì)這一頻譜波形，結(jié)合模擬發(fā)動(dòng)機(jī)聲音衰減特性的結(jié)構(gòu)阻尼濾波作用，以及人類聽(tīng)覺(jué)的A濾波特性，得出發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)出的燃燒噪聲頻譜波形。

1.4 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)條件列于表1。試驗(yàn)所用光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的缸徑均為86mm，光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)的活塞行程加長(zhǎng)10mm，因此其行程容積也增加10%。為此，略微增加光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)第1次噴射的噴油量。如圖2中灰色縱線所示，選擇3種不同的第2次噴油定時(shí)，分別是最佳噴油定時(shí)2°CA ATDC，以及排放和噪聲性能均發(fā)生惡化的上止點(diǎn)噴油(提前)和5°CA ATDC噴油(延遲)。圖4示出了實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)與光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)壓力和放熱率隨時(shí)間的變化過(guò)程。由于盡量縮小了無(wú)用容積，并維持了壓縮比，作為分析對(duì)象的第2次噴油燃燒時(shí)的放熱率變化被真實(shí)地再現(xiàn)于光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)中。

表1 試驗(yàn)條件

圖4 實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)與光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)壓力和放熱率對(duì)比

2 影響煙度和CO排放的機(jī)理

2.1 提前第2次噴油定時(shí)對(duì)煙度和CO排放的影響2.1.1 利用數(shù)值計(jì)算比較濃混合氣火焰和CO排放

如提前第2次噴油定時(shí)，就會(huì)縮短第1次噴射與第2次噴射之間的時(shí)間間隔，如圖2所示，煙度和CO排放就會(huì)增加。即使在間隔時(shí)間為0(即單次噴射)的情況下，煙度和CO排放與在上止點(diǎn)噴油時(shí)基本相同(圖2中的“○”符號(hào))。由于煙度和CO排放增加，由下文的當(dāng)量比-溫度(φ-T)脈譜圖推定，濃混合氣區(qū)域火焰的混合及氧化不夠充分。

圖5(a)為CO在φ-T圖中的變化。在壓力、溫度T和當(dāng)量比φ均固定的均質(zhì)反應(yīng)容器內(nèi)模擬燃燒過(guò)程，并對(duì)其反應(yīng)模型進(jìn)行計(jì)算，用由白至黑的灰階圖表征計(jì)算開(kāi)始后1ms時(shí)的CO生成量。斜線區(qū)域表示這一CO生成量在φ-T圖上的積炭區(qū)域和NOx生成區(qū)域。圖5(a)中央的閉合曲線表示燃燒后半段典型的火焰分布。圖5(a)中虛線框?yàn)镃O氧化區(qū)域(φ<1，T>1500K)。圖5(b)是在φ-T圖上繪出2°CA ATDC噴油時(shí)15°CA ATDC的CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)，以及當(dāng)量比和溫度分布的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，以灰度的深淺區(qū)分不同的CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)。在燃燒后半段，CO氧化區(qū)域的氧化得到促進(jìn)，CO分布區(qū)域被分為2處。因溫度過(guò)低而導(dǎo)致氧化中止的CO被稱為“低溫CO”；高溫但因濃混合氣區(qū)域缺氧造成氧化中止的CO被稱為“濃CO”。由圖5(b)可知，在本燃燒概念中，燃燒后半段生成的大部分CO為濃CO。與濃CO相同，煙度中的主要成分碳粒也是在燃燒后半段圖5(a)中閉合曲線內(nèi)φ>1的范圍內(nèi)中止氧化的狀態(tài)下存在的。這一濃混合氣火焰與周?chē)鷼埓娴难趸旌?，并向?1的區(qū)域發(fā)展，就會(huì)促進(jìn)CO及碳粒的氧化，但若混合不充分，氧化就會(huì)受到抑制。

圖5 CO生成量的φ-T圖

根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，用“φ>1的單元質(zhì)量之和/全部單元的質(zhì)量之和”計(jì)算得出的濃混合氣火焰隨時(shí)間變化的質(zhì)量分?jǐn)?shù)比率示于圖6(a)。在提前第2次噴油定時(shí)(上止點(diǎn)噴油)的情況下，15°CA ATDC之后的濃混合氣火焰呈減少趨勢(shì)。圖6(b)為濃CO與全部CO的質(zhì)量隨時(shí)間的變化。由于CO的氧化反應(yīng)延遲，即使進(jìn)入氧化區(qū)域，也會(huì)以CO的形態(tài)短期殘存，因此，φ>0.8的濃混合氣區(qū)域存在的CO被作為濃CO計(jì)算在內(nèi)。在圖6(b)所示2種條件下，15°CA ATDC之后的大部分CO為濃CO，在上止點(diǎn)噴油的情況下，CO的氧化受到抑制。如上所述，經(jīng)由數(shù)值計(jì)算后的結(jié)果顯示，在上止點(diǎn)噴油會(huì)導(dǎo)致濃混合氣火焰及CO的混合受到抑制，同樣，煙度也會(huì)因碳粒氧化受阻而增加。

圖6 濃混合氣火焰及CO的數(shù)值計(jì)算結(jié)果

2.1.2 用缸內(nèi)可視化技術(shù)分析濃混合氣火焰動(dòng)態(tài)

接著，分析濃混合氣火焰的混合受到抑制的原因。這里，著眼于對(duì)碳粒的分析，但不采用數(shù)值計(jì)算得出的碳粒生成量，而是采用可靠性更高的缸內(nèi)火焰(發(fā)光火焰)直接攝影圖像，以及用雙色法得到的火焰溫度和KL值(相當(dāng)于碳粒濃度)進(jìn)行分析。結(jié)果如圖7所示，圖7中的圖像是將20個(gè)循環(huán)相同時(shí)刻的圖像平均化后得到的結(jié)果。

圖7 直接攝影圖像，以及用雙色法得到的火焰溫度和KL值

在2°CA ATDC噴油的情況下，由發(fā)光火焰的形態(tài)變化可知，由第2次噴油產(chǎn)生的濃混合氣火焰利用了活塞凹坑中央的空氣。10.1°CA ATDC時(shí)，三角形的發(fā)光火焰與空氣混合，在發(fā)光火焰噴霧根部附近發(fā)生氧化并熄滅。由雙色法的結(jié)果可知，這一形態(tài)變化并未隨著發(fā)光火焰的噴射方向移動(dòng)，而是促進(jìn)了氧化。從10.1～14.0°CA ATDC，發(fā)光火焰區(qū)域的溫度呈上升趨勢(shì)，加快了碳粒的氧化速度，直至17.9°CA ATDC附近，KL值逐步降低。

另一方面，如提前第2次噴油定時(shí)，第2次噴射的燃油在到達(dá)凹坑壁面附近時(shí)與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，因此沒(méi)有充分利用凹坑中央的空氣。由圖4(a)中也可看到，第2次噴射的燃油與第1次噴射的燃油一起燃燒后的放熱率峰值幾乎重疊在一起。利用雙色法也能得出同樣的結(jié)果。從10.1～14.0°CA ATDC，溫度未升高，反而呈降低趨勢(shì)，碳粒的氧化速度變緩，KL值分布幾乎沒(méi)有變化。

如上所述，在提前第2次噴油定時(shí)(間隔偏小)的情況下，造成煙度和CO排放增加的原因在于第2次噴射的燃油在到達(dá)凹坑壁面時(shí)與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，從而未能充分利用凹坑中央的空氣，使?jié)饣旌蠚饣鹧娴幕旌鲜艿揭种啤?/p>

2.2 延遲第2次噴油后煙度增加的主要原因

2.2.1 濃混合氣火焰的動(dòng)態(tài)分析

如果第1次噴射與第2次噴射之間的時(shí)間間隔多于最佳值(2°CA ATDC噴油)，如圖2所示，煙度會(huì)增加。另外，雖然第2次噴油定時(shí)延遲至5°CA ATDC后，CO排放未見(jiàn)增加，但如繼續(xù)延遲噴油，則CO排放會(huì)逐步增加。為此，分析第2次噴油定時(shí)延遲至5°CA ATDC時(shí)煙度增加的主要原因。

與提前第2次噴油定時(shí)的研究一樣，首先對(duì)濃混合氣火焰的質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化進(jìn)行比較(圖6(a))。由于噴射時(shí)間延遲，第2次噴油后濃混合氣火焰的形成和氧化也延遲了，在20°CA ATDC以后，濃混合氣火焰以與2°CA ATDC噴油時(shí)同樣的速度呈減少趨勢(shì)。雖然從這一濃混合氣火焰的質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化中沒(méi)有發(fā)現(xiàn)像提前噴油那樣明顯的不同，從濃混合氣火焰的整體動(dòng)態(tài)來(lái)看，尚無(wú)法確定煙度增加的主要原因。所以，著眼于第2次噴油產(chǎn)生的火焰局部差異來(lái)加以分析。

2.2.2 噴嘴附近生成碳粒的比較

圖8為陰影攝影圖像。由圖8可知，在4.3°CA ATDC，第1次噴射的燃油著火后在凹坑壁面附近開(kāi)始形成發(fā)光火焰。在第2次噴油定時(shí)為最佳值(2°CA ATDC噴油)的情況下，第1次噴射的燃油著火的時(shí)間也就是第2次噴油開(kāi)始的時(shí)間。從第2次噴射結(jié)束后8.2°CA ATDC的畫(huà)面中可以看到，噴霧根部的混合加劇，表現(xiàn)為黑色陰影的濃混合氣逐漸擴(kuò)散。發(fā)光火焰在第2次噴油形成的混合氣中擴(kuò)散，但由于在12.1°CA ATDC，噴嘴附近的濃混合氣已經(jīng)擴(kuò)散，所以，發(fā)光火焰未能到達(dá)噴嘴附近，而是在那之前就停止了擴(kuò)散。另一方面，在5°CA ATDC進(jìn)行第2次噴油的情況下，第1次噴射的燃油著火形成發(fā)光火焰之后才開(kāi)始第2次噴油，從圖8中，也能發(fā)現(xiàn)8.2°CA ATDC時(shí)被發(fā)光火焰照亮的第2次噴射的燃油液柱。在10.1°CA ATDC時(shí)，第2次噴油結(jié)束，噴嘴附近存在濃混合氣(黑色陰影)，之后，直至14.0°CA ATDC，發(fā)光火焰一直擴(kuò)散至噴嘴附近的濃混合氣處。

圖8 陰影攝影圖像(20個(gè)循環(huán)的平均值)

其次，用數(shù)值計(jì)算定量分析噴霧根部的狀態(tài)。圖9用上下對(duì)列的方式比較了第2次噴油開(kāi)始后相同時(shí)刻的數(shù)值計(jì)算結(jié)果。在φ-T圖中，繪出了各單元的CO濃度，圖上方和下方的三維圖用不同灰度來(lái)表示當(dāng)量比φ=2等值面上的溫度。在第2次噴油定時(shí)為最佳值的情況下，噴射后5°CA(即7°CA ATDC時(shí))，噴霧根部存在φ>2的濃混合氣，但因溫度較低而未被火焰包圍。之后，火焰雖向噴霧根部擴(kuò)散，但φ>2的濃混合氣在被火焰包圍前就與周?chē)諝饣旌?、擴(kuò)散并消失。相反，如將第2次噴油定時(shí)延遲至5°CA ATDC，火焰會(huì)擴(kuò)散至φ>2的濃混合氣處，并在φ-T圖上的碳粒生成區(qū)域燃燒。如上所述，火焰擴(kuò)散至第2次噴射所形成的噴霧根部濃混合氣處，增加了碳粒的生成量，這就是延遲第2次噴油導(dǎo)致煙度增加的主要原因。

圖9 靠近噴嘴區(qū)域現(xiàn)象的比較(數(shù)值模擬結(jié)果)

2.3 第2次噴油定時(shí)影響煙度和CO排放的機(jī)理

圖10歸納了第2次噴油定時(shí)(噴射間隔)影響煙度和CO排放的機(jī)理。在噴射間隔為0或極短的情況下，第2次噴射的燃油在到達(dá)凹坑壁面后與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，形成濃混合氣火焰。這一濃混合氣火焰未能與凹坑中央的空氣混合，氧化反應(yīng)受到抑制，導(dǎo)致生成碳粒和CO。當(dāng)噴射間隔延長(zhǎng)至最佳值，第2次噴油形成的濃混合氣火焰很好地利用了凹坑中央的空氣，并促進(jìn)了混合，使碳粒和CO得以氧化，從而實(shí)現(xiàn)了低煙度和低CO排放的目標(biāo)。而如果噴射間隔過(guò)大，就會(huì)在第1次噴射的燃油著火并形成濃混合氣火焰之后才開(kāi)始第2次噴油，火焰會(huì)擴(kuò)散至噴霧根部的濃混合氣處，從而造成碳粒生成量增加，煙度值升高。

圖10 噴油間隔與排放性能之間的關(guān)系(概念圖)

3 影響燃燒噪聲的機(jī)理

3.1 缸內(nèi)壓力升高率的比較

眾所周知，發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒噪聲與缸內(nèi)壓力升高率的峰值(dp/dθ)max具有相關(guān)性。尤其在PCCI燃燒中，兩者有著極為明顯的相關(guān)性，已有多個(gè)研究報(bào)告指出，通過(guò)調(diào)整噴射模式、增壓率和EGR率，可以降低(dp/dθ)max，從而降低燃燒噪聲。在本燃燒概念最初的研究中，也曾試圖通過(guò)降低(dp/dθ)max來(lái)降低燃燒噪聲，但如圖11所示，在實(shí)際的發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)中比較dp/dθ曲線后發(fā)現(xiàn)，雖然(dp/dθ)max在第2次噴油定時(shí)為2°CA ATDC或5°CA ATDC時(shí)大致相等，但2°CA ATDC噴油的實(shí)際燃燒噪聲卻要低2dB，這一點(diǎn)與以往得出的結(jié)論不一致。

圖11 1300r/min時(shí)dp/dθ隨時(shí)間的變化

在低轉(zhuǎn)速區(qū)域(900r/min)進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)，同樣得到與以往結(jié)論不同的結(jié)果(圖12)。即使將第2次噴油定時(shí)改在7.2°CA ATDC或10°CA ATDC，(dp/dθ)max也變化不大，但噴射間隔更短的7.2°CA ATDC噴油的燃燒噪聲卻更低。由此推測(cè)，這可能是受到2次放熱率峰值之間燃燒壓力波干擾的影響，為此，對(duì)2種不同運(yùn)轉(zhuǎn)條件下的燃燒噪聲頻譜進(jìn)行分析。

圖12 900r/min時(shí)dp/dθ隨時(shí)間的變化

3.2 燃燒噪聲頻譜分析

圖13和圖14分別示出2種運(yùn)轉(zhuǎn)條件下的燃燒噪聲頻譜，圖中橫軸為噪聲頻率，縱軸是用“dB值”表征的聲壓。頻譜波形在頻率方向的積分值為總體燃燒噪聲；dB值以對(duì)數(shù)形式表示，因此，總體燃燒噪聲受頻譜波形最大值的影響。

圖13 1300r/min時(shí)噪聲頻譜的比較

圖14 900r/min時(shí)噪聲頻譜的比較

如圖13所示，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1300r/min時(shí)，當(dāng)?shù)?次噴油定時(shí)為上止點(diǎn)或5°CA ATDC時(shí)，總體燃燒噪聲較大，并在燃燒噪聲頻率約為1.11kHz時(shí)達(dá)到67dB最大值。相反，在2°CA ATDC噴油的情況下，以1.11kHz頻率為中心，形成局部下降的頻譜波形低谷，燃燒噪聲頻譜的最大值也隨之降低。其結(jié)果是，總體燃燒噪聲降低約2dB。如圖14所示，在發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速時(shí)也呈現(xiàn)同樣的趨勢(shì)，在7.2°CA ATDC噴油的情況下，形成以1.05kHz為中心的波形低谷，燃燒噪聲頻譜的最大值降低，總體燃燒噪聲亦隨之降低。

著眼于2次dp/dθ峰值之間的時(shí)間間隔，分析上述燃燒噪聲頻譜中波形低谷的形成機(jī)理，首先對(duì)波形低谷更為明顯的低轉(zhuǎn)速條件進(jìn)行分析。在第2次噴油定時(shí)為7.2°CA ATDC的情況下，低谷中心波長(zhǎng)1.05kHz的延續(xù)時(shí)間約為0.95ms，dp/dθ的峰值間隔2.5°CA以時(shí)間表示約為0.47ms,兩者呈2∶1的關(guān)系。圖15(a)示出因燃燒壓力波的干擾產(chǎn)生的燃燒噪聲降低機(jī)理。由于第1次噴射的燃油燃燒產(chǎn)生的dp/dθ峰值頻率成分與第2次噴射的燃油燃燒產(chǎn)生的同一dp/dθ峰值頻率成分相差1/2周期相位并形成干擾，因此這一頻率成分的燃燒噪聲被相互抵消，這在圖15中用公式表示為“τn(n=0)”。

圖15 噪聲抵消或放大的示意圖

將噴射間隔延長(zhǎng)至10°CA ATDC噴油時(shí)的結(jié)果更令人感興趣。此時(shí)，dp/dθ的峰值間隔約為4.5°CA，時(shí)間約為0.83ms。根據(jù)圖15(a)所顯示的關(guān)系，以周期約為峰值間隔2倍(1.67ms)的0.6kHz為中心，頻率波形呈降低趨勢(shì)，并且在此基礎(chǔ)上，周期約為峰值間隔2/3倍的1.8kHz處也形成另一個(gè)頻率波形低谷。這一關(guān)系由圖15(b)及圖中公式“τn(n=1)”表征。但是，雖然0.6kHz和1.8kHz的頻率波形是下降的，但如圖15(c)所示，其中間的1.2kHz頻率波形周期與dp/dθ峰值間隔一致，這對(duì)頻率波形起到了增幅作用，故其最大值沒(méi)有降低。這一關(guān)系用圖15中公式“τ’n(n=1)”來(lái)表征。雖然推測(cè)在總體燃燒噪聲較低的7.2°CA ATDC噴油的情況下，在頻率波形周期與dp/dθ峰值間隔一致的2.1kHz處，噪聲頻率也會(huì)增幅，但由于其比燃燒噪聲頻譜中1kHz左右的最大值更低，因此對(duì)總體燃燒噪聲的影響可忽略不計(jì)。

在1300r/min條件下得出的噪聲頻譜中，低谷趨勢(shì)并不太明顯，而900r/min條件下得到的結(jié)果也基本相似。在延長(zhǎng)噴射間隔的5°CA ATDC噴油的

情況下，峰值間隔為5.5°CA，0.7kHz和2.0kHz附近的頻率波形下降，但1.3kHz附近的頻率波形反而呈增幅趨勢(shì)。在第2次噴油定時(shí)為最佳值(2°CA ATDC噴油)的情況下，峰值間隔為3.5°CA，時(shí)間為0.45ms，以周期0.9ms的1.11kHz為中心，形成燃燒噪聲頻譜中的低谷區(qū)域，最大值也隨之降低。

在本燃燒概念中，通過(guò)多次噴油降低dp/dθ峰值，同時(shí)為了降低煙度和CO排放，設(shè)定適當(dāng)?shù)膰娚溟g隔，在燃燒噪聲頻譜中，頻率最大值在dp/dθ峰值之間被相互抵消，總體燃燒噪聲得到進(jìn)一步降低。

4 結(jié)語(yǔ)

運(yùn)用缸內(nèi)可視化、數(shù)值模擬和燃燒噪聲頻譜分析等手段，分析多次噴油的PCCI燃燒中第2次噴油定時(shí)(噴射間隔)對(duì)煙度、CO排放和燃燒噪聲產(chǎn)生影響的機(jī)理，得到以下結(jié)論。

(1) 在噴射時(shí)間間隔過(guò)短的情況下，第2次噴射的燃油在活塞凹坑壁面附近與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，濃混合氣火焰未能與凹坑中央的空氣混合，抑制了氧化，導(dǎo)致生成碳粒和CO。如將噴射間隔延長(zhǎng)至第2次噴油定時(shí)最佳值(2°CA ATDC噴油)，則第2次噴射的燃油形成的濃混合氣火焰能很好地利用凹坑中央的空氣，促進(jìn)其混合和氧化反應(yīng)，從而實(shí)現(xiàn)降低煙度和CO排放的目標(biāo)。如果噴射間隔過(guò)長(zhǎng)，第1次噴射的燃油著火形成火焰后才開(kāi)始第2次噴油，火焰擴(kuò)散至噴霧根部的濃混合氣處，導(dǎo)致生成碳粒，并且煙度值升高。

(2) 在最佳的噴射間隔情況下，燃燒噪聲頻譜中的頻率最大值在2次dp/dθ峰值之間被相互抵消，使總體燃燒噪聲得以降低。

作為本次研究的后續(xù)研究，研究人員正在考慮利用放熱率峰值(脈沖)的干擾降低燃燒噪聲的方法，這被稱為“消聲脈沖燃燒”。在傳統(tǒng)的PCCI燃燒中，隨著噴油量的增加，(dp/dθ)max升高，燃燒噪聲也會(huì)隨之增加，這阻礙了發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)轉(zhuǎn)向高負(fù)荷區(qū)域擴(kuò)展，而消聲脈沖燃燒或?qū)⒂兄跀U(kuò)大PCCI燃燒的運(yùn)轉(zhuǎn)區(qū)域。

2014-11-21)