多次噴油策略下噴油間隔對(duì)雙對(duì)置發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的數(shù)值分析*

張 磊， 蘇鐵熊,， 馮云鵬， 馬富康， 張艷崗， 王 子

(1. 中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 山西 太原 030051； 2. 中北大學(xué) 能源動(dòng)力學(xué)院， 山西 太原 030051； 3. 北京特種車輛研究所， 北京 100072； 4. 中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所， 山西 大同 037000)

隨著能源危機(jī)和環(huán)境污染的日益嚴(yán)重， 雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)由于其高效、高功率密度、高平衡性、低排放等優(yōu)點(diǎn)， 引起了眾多研究者的關(guān)注. 國(guó)內(nèi)外針對(duì)雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)的研究工作已經(jīng)廣泛展開[1-3].

雙對(duì)置二沖程柴油發(fā)動(dòng)機(jī)采用對(duì)置活塞、對(duì)置氣缸二沖程的結(jié)構(gòu). 由于其活塞相對(duì)運(yùn)動(dòng)， 采用側(cè)面噴油結(jié)構(gòu)——兩個(gè)噴油器沿氣缸徑向方向成180°夾角布置在氣缸壁上[4]. 對(duì)于雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)， 缸內(nèi)渦流運(yùn)動(dòng)直接作用在側(cè)面噴油嘴上， 容易引起噴霧軌跡偏差， 進(jìn)而導(dǎo)致油滴在氣缸內(nèi)的運(yùn)動(dòng)、混合方式與傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)相比存在較大的差別. 同時(shí)由于氣缸壁附近渦流比較大， 造成噴孔附近氣流速度快、空氣密度大， 不利于缸內(nèi)油氣混合. 再者， 與傳統(tǒng)四沖程柴油機(jī)相比， 雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)的活塞相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度是其2倍， 導(dǎo)致油氣混合條件更加嚴(yán)苛[5,6]. 因此， 改善缸內(nèi)油氣混合是提高雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)性能的重要途徑之一. D’Ambrosio[7]等指出預(yù)噴策略可以通過(guò)提高缸內(nèi)溫度來(lái)促進(jìn)缸內(nèi)油氣混合過(guò)程. Park[8]等研究發(fā)現(xiàn)噴油間隔對(duì)柴油機(jī)性能有顯著的影響. 李向榮[9,10]等指出減小噴油間隔以有效的提高缸內(nèi)空間和缸內(nèi)熱氛圍的利用率， 提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能， 同時(shí)降低soot排放， 但導(dǎo)致NOx排放升高. Cung[11]等研究表明： 恰當(dāng)?shù)膰娪烷g隔可以有效地促進(jìn)主噴燃油噴射距離和燃油蒸發(fā)， 促進(jìn)混合氣的形成， 降低缸內(nèi)污染物排放. 目前， 預(yù)噴策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過(guò)程的影響多以傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)為主， 而對(duì)于預(yù)噴策略在雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)的研究與應(yīng)用中鮮有報(bào)道.

綜上所述， 本文通過(guò)仿真分析噴油間隔對(duì)雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)混合及燃燒過(guò)程的影響， 得到噴油間隔對(duì)燃燒過(guò)程的影響規(guī)律.

1 仿真方案設(shè)計(jì)

1.1 研究對(duì)象及計(jì)算模型

圖 1 OPOC柴油機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Concept of opposed-piston, opposed-cylinder (OPOC) diesel engine

試驗(yàn)用機(jī)為雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)， 布置在發(fā)動(dòng)機(jī)中間的曲軸通過(guò)相應(yīng)的曲柄連桿機(jī)構(gòu)控制氣缸內(nèi)的一對(duì)活塞運(yùn)動(dòng)(見(jiàn)圖 1)， 柴油機(jī)缸徑為110 mm， 兩個(gè)活塞的幾何行程為160 mm， 有效壓縮比為21， 活塞運(yùn)動(dòng)過(guò)程中氣缸容積最小時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角稱為內(nèi)容積止點(diǎn)(180°CA， TDC)， 氣缸容積最大時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角稱為外容積止點(diǎn)(BDC). OPOC樣機(jī)采用2個(gè)噴油器呈180°分布側(cè)向布置在氣缸壁上， 每個(gè)噴油器上有3個(gè)噴孔呈扇形分布， 噴孔直徑為0.22 mm， 如圖 2 所示. 噴油提前角為15 deg ATDC， 噴油持續(xù)期20 deg曲軸轉(zhuǎn)角， 2個(gè)噴油器噴油分配比例為1∶1， 單缸循環(huán)總噴油量為90 mg， 噴油壓力為140 MPa. 發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定工況轉(zhuǎn)速為3 600 r/min.

圖 2 OPOC燃燒室與噴嘴位置示意圖Fig.2 OPOC diesel engine combustion and chamber and injector postion

圖 3 CFD網(wǎng)格模型Fig.3 Computational domain of the simulation

利用AVL-FIRE建立了雙對(duì)置二沖程柴油機(jī)右側(cè)氣缸的工作過(guò)程的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(Computational fluid dynamics, CFD)仿真模型如圖 3 所示. 為了更精確計(jì)算， 模型考慮了整個(gè)換氣過(guò)程， 計(jì)算從掃氣口開啟開始至掃氣口再次開啟結(jié)束. 進(jìn)、排氣道、氣缸網(wǎng)格分別為52,936; 56,65; 357,404如圖 3 所示. 湍流模型采用k-ε模型， 液滴破碎模型采用KH-RT模型， 液滴碰壁模型采用Walljet1模型， 燃油蒸發(fā)模型為Dukowicz模型， 燃燒模型采用shell自燃模型和三區(qū)擬序擴(kuò)展火焰(ECFM-3Z)模型. 通過(guò)thermal NO和prompt NO原理預(yù)測(cè)NOx排放， 通過(guò)Hiroyasu model 預(yù)測(cè)碳煙排放.

1.2 計(jì)算模型的驗(yàn)證

圖 4 為轉(zhuǎn)速2 500 r/min， 80%負(fù)荷工況下仿真計(jì)算的缸內(nèi)壓力和放熱率與試驗(yàn)值的對(duì)比. 從圖 4 中可以看出仿真值與試驗(yàn)值能夠較好地吻合， 其中缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力最大誤差不大于5%. 因此， 所建仿真模型可以進(jìn)行高原環(huán)境下的OPOC柴油機(jī)燃燒過(guò)程仿真計(jì)算.

圖 4 缸內(nèi)壓力和放熱率與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比曲線Fig.4 Comparison of calculated and measured in-cylinder pressure and heat release rate

1.3 預(yù)噴策略方案設(shè)置

圖 5 為預(yù)噴策略示意圖， 其中預(yù)噴正時(shí)和主噴正時(shí)分別指預(yù)噴和主噴開啟電信號(hào)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角；mp是預(yù)噴燃油質(zhì)量，mm是主噴燃油質(zhì)量， 且mp

圖 5 多次噴油策略示意圖Fig.5 Multiply injection strategy

方案噴油量/mg4.2mg+79.8mg噴油正時(shí)/(deg)ATDC-65deg+ATDC-15degATDC-55deg+ATDC-15degATDC-45deg+ATDC-15degATDC-35deg+ATDC-15degATDC-25deg+ATDC-15deg

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 噴油間隔對(duì)湍流混合速度和速度場(chǎng)的影響

圖 6 噴油間隔對(duì)湍流混合速率的影響Fig.6 The effect of injection interval on the turbulence mixing rate

油氣混合過(guò)程對(duì)缸內(nèi)燃燒和發(fā)動(dòng)機(jī)性能有著重要的影響. 因此， 本文引入湍流混合速率表示缸內(nèi)油氣混合過(guò)程， 湍流混合速率為同一曲軸轉(zhuǎn)角下， 平均湍流動(dòng)能耗散率與平均湍流動(dòng)能之比[5]. 圖 6 和圖 7 分別為不同預(yù)噴量對(duì)缸內(nèi)湍流混合速率， 及速度場(chǎng)的影響. 圖 6 為不同噴油正時(shí)對(duì)缸內(nèi)湍流混合速率的影響. 如圖 6 所示， 噴油間隔對(duì)預(yù)噴燃油的混合速率影響不明顯； 隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化， 噴油間隔10 deg 噴油策略的缸內(nèi)湍流混合速率逐漸增大， 混合速率超過(guò)其他4種噴油策略， 這是因?yàn)轭A(yù)噴正時(shí)滯后， 導(dǎo)致預(yù)噴燃油在噴嘴附近燃燒， 噴嘴附近溫度升高， 促進(jìn)主噴燃油油滴運(yùn)動(dòng)、霧化及蒸發(fā). 噴油間隔增大， 預(yù)噴正時(shí)提前， 使預(yù)噴燃油遠(yuǎn)離噴嘴， 對(duì)主噴的促進(jìn)作用逐漸減小， 因此缸內(nèi)油氣混合速率的變化呈現(xiàn)先快后慢的趨勢(shì)， 其中噴油間隔大于30 deg的預(yù)噴策略缸內(nèi)油氣混合速率基本一致； 噴油間隔減小， 導(dǎo)致主噴階段初期噴嘴附近燃油濃度過(guò)高， 抑制燃油混合速率， 但隨著曲軸變化， 噴嘴附近溫度升高， 缸內(nèi)油氣混合速率呈現(xiàn)出先慢后快的趨勢(shì). 圖 7 為曲軸轉(zhuǎn)角為-6 deg ATDC ， 不同噴油間隔對(duì)缸內(nèi)速度場(chǎng)的影響， 如圖 7 所示， 小噴油間隔可以有效促進(jìn)湍流和渦流的形成.

圖 7 噴油間隔對(duì)速度場(chǎng)的影響Fig.7 The effect of injection interval on velocity fields

2.2 預(yù)噴正時(shí)對(duì)缸內(nèi)壓力、溫度及放熱率的影響

圖 8 不同噴油間隔策略對(duì)缸內(nèi)平均壓力的影響Fig.8 The effect of injection interval on the in-cylinder pressure

圖 8 為不同噴油間隔對(duì)缸內(nèi)平均壓力的影響. 噴油間隔為10 deg的缸內(nèi)平均最大壓力為18.3 MPa. 噴油間隔為20 deg的缸內(nèi)平均最大壓力為19.1 MPa. 噴油間隔為30 deg的內(nèi)平均最大壓力為18.9 MPa. 噴油間隔為40 deg的缸內(nèi)平均最大壓力為19 MPa. 噴油間隔為50 deg的缸內(nèi)平均最大壓力為19.05 MPa. 研究表明： 不同噴油間隔影響缸內(nèi)壓力的變化， 其中噴油間隔為20 deg的預(yù)噴策略缸內(nèi)最高平均壓力最大.

不同噴油間隔對(duì)放熱率的影響如圖 9 所示： 隨著噴油間隔的減小， 預(yù)噴燃油的預(yù)混燃燒峰值向右移動(dòng)， 且預(yù)噴燃油的擴(kuò)散燃燒逐漸減小， 甚至當(dāng)噴油間隔為10 deg時(shí)， 預(yù)噴燃油的預(yù)混燃燒消失. 隨著曲軸轉(zhuǎn)角變化， 噴油間隔對(duì)主噴燃油放熱率的影響為： 噴油間隔為10 deg的預(yù)混燃燒峰值為86.4 J/deg， 出現(xiàn)在-7.6 deg； 噴油間隔為20 deg的預(yù)混燃燒峰值為205.6 J/deg， 出現(xiàn)在-5.5 deg； 噴油間隔為30 deg的預(yù)混燃燒峰值為384.5 J/deg， 出現(xiàn)在-3.4 deg； 噴油間隔為40 deg的預(yù)混燃燒峰值為468 J/deg， 出現(xiàn)在-3 deg； 噴油間隔為50 deg的預(yù)混燃燒峰值為502 J/deg， 出現(xiàn)在-2.3 deg. 研究表明噴油間隔不僅影響預(yù)混燃燒， 同時(shí)也影響預(yù)混燃燒峰值對(duì)應(yīng)的時(shí)刻增加， 其中噴油間隔50 deg主噴預(yù)混燃燒放熱率最大.

不同噴油間隔對(duì)溫度的影響如圖 10 所示： 各噴油間隔的預(yù)噴策略缸內(nèi)平均溫度的總體趨勢(shì)一致. 但從曲軸轉(zhuǎn)角-10 deg到-2 deg缸內(nèi)溫度隨著噴油間隔變化有所不同， 其中噴油間隔為10 deg的缸內(nèi)平均溫度呈現(xiàn)先增后減的趨勢(shì)， 如圖 10 所示.

圖 9 不同預(yù)噴量策略對(duì)放熱率的影響Fig.9 The effect of injection interval on the heat release rate

圖 10 不同噴油間隔對(duì)溫度的影響Fig.10 The effect of injection interval on the in-cylinder temperature

2.3 預(yù)噴正時(shí)對(duì)燃燒過(guò)程的影響

為了研究噴油間隔對(duì)燃燒過(guò)程的影響， 本文引入滯燃期、燃燒持續(xù)期以及燃燒重心C50(累積放熱量達(dá)到總放熱量50%的時(shí)刻) 3 個(gè)參數(shù). 其中點(diǎn)火延遲為主噴燃油開啟到燃燒始點(diǎn)C5(累積放熱量達(dá)到總放熱量5%的時(shí)刻)之間的曲軸轉(zhuǎn)角， 燃燒持續(xù)期為燃燒終點(diǎn)C90(累積放熱量達(dá)到總放熱量90%的時(shí)刻)到燃燒始點(diǎn)之間的時(shí)間. 不同噴油間隔對(duì)點(diǎn)火延遲和燃燒持續(xù)期的影響如圖 11 所示： 隨著噴油間隔增加， 點(diǎn)火延遲增長(zhǎng)， 但燃燒持續(xù)期縮短， 這是因?yàn)榇髧娪烷g隔策略對(duì)主噴燃油促進(jìn)作用較小， 導(dǎo)致點(diǎn)火延遲增長(zhǎng)， 較長(zhǎng)的主噴燃油預(yù)混階段， 形成較多燃混合氣， 導(dǎo)致預(yù)混燃燒放熱率峰值升高， 同時(shí)擴(kuò)散燃燒階段縮短如圖9所示， 因此燃燒持續(xù)期縮短， 燃燒重心C50提前， 如表 2 所示.

表 2 不同噴油間隔對(duì)燃燒重心的影響

圖 11 不同噴油間隔對(duì)滯燃期和燃燒持續(xù)期的影響Fig.11 The effect of injection interval on the ignite delay and combustion duration

圖 12 不同噴油間隔對(duì)NOx和Soot排放的影響Fig.12 The effect of injection interval on the emission of NOx and soot

2.4 預(yù)噴正時(shí)對(duì)排放的影響

不同噴油間隔對(duì)NOx和Soot排放的影響如圖 12 所示： 隨著間隔增加， 缸內(nèi)NOx排放量呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)， 而Soot排放量與之相反. 這是因?yàn)殡S著噴油間隔減小， 預(yù)噴燃油對(duì)主噴燃油的促進(jìn)作用增強(qiáng)， 然而噴油間隔過(guò)小導(dǎo)致油氣混合惡化， 缸內(nèi)燃燒惡化， 導(dǎo)致Soot排放增高， NOx排放減少;噴油間隔過(guò)大， 預(yù)噴燃油對(duì)主噴燃油促進(jìn)作用消失， 導(dǎo)致缸內(nèi)油氣混合質(zhì)量較差， soot排放增加， 與此同時(shí)， 預(yù)噴燃油燃燒消耗了部分氧氣， 生成少量水和CO2， 導(dǎo)致缸內(nèi)熱容升高， 抑制了NOx的生成.

3 結(jié) 論

1) 不同噴油間隔對(duì)主噴燃油油氣混合速率影響不同， 小噴油間隔更有利于提高缸內(nèi)油氣混合速率.

2) 不同噴油間隔對(duì)OPOC發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力和平均溫度影響不同， 隨著噴油間隔增大缸內(nèi)壓力和缸內(nèi)平均溫度都升高.

3) 噴油間隔對(duì)OPOC發(fā)動(dòng)機(jī)排放有明顯影響， 隨著噴油間隔的增大， NOx呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)， Soot呈現(xiàn)先減小后增大大的趨勢(shì).

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