噴水溫度對缸內(nèi)噴水柴油機燃燒及性能影響的試驗研究

康 哲， 江 浪， 鄧 俊， 吳志軍

(1. 重慶大學(xué) 汽車工程學(xué)院， 重慶 400044； 2. 同濟大學(xué) 汽車學(xué)院， 上海 201804)

隨著汽車工業(yè)的蓬勃發(fā)展，我國汽車保有量持續(xù)增加[1]，對我國能源與環(huán)境施加了極大壓力.2017年我國進口原油接近4.2億噸，對外依存度升至67.4%[2].與此同時，汽車作為主要排放源之一，會產(chǎn)生顆粒物和氮氧化物等有害物質(zhì).我國政府制定了詳細的機動車油耗與排放標準，對汽車的能源消耗與排放進行控制[3-4].目前車用動力系統(tǒng)主要有汽油機和柴油機兩類.與汽油機相比，柴油機具有更高的熱效率和更好的低速大轉(zhuǎn)矩，在商用車與工程機械領(lǐng)域占據(jù)主導(dǎo)地位.柴油機雖然擁有上述諸多優(yōu)點，但是采用的擴散燃燒工作在稀混合氣工況，導(dǎo)致氮氧化物排放較高；與此同時，在由油霧霧化蒸發(fā)所帶來的高溫缺氧區(qū)域，產(chǎn)生了較為嚴重的顆粒物排放，因此需要進一步研究在不犧牲熱效率的同時解決上述排放污染的技術(shù).

燃燒摻水技術(shù)最初被應(yīng)用在航空發(fā)動機中以解決爆震問題，并增加戰(zhàn)機的機動性與續(xù)航能力[5].隨著計算燃燒學(xué)與化學(xué)動力學(xué)的進步，噴水技術(shù)在內(nèi)燃機中的應(yīng)用逐漸得到深入認識.Nicholls等[6]發(fā)現(xiàn)摻水燃燒可以減少氮氧化物的排放.Dryer[7]總結(jié)了燃燒摻水技術(shù)的發(fā)展，得出了摻水燃燒可同時降低柴油機氮氧化物與顆粒物排放的結(jié)論.燃燒摻水技術(shù)降低氮氧化物的機理是通過水蒸發(fā)吸熱來降低缸內(nèi)燃燒溫度[8]，實現(xiàn)顆粒物排放降低的原因在于水霧分解產(chǎn)生的OH基團與顆粒物反應(yīng)[9].

燃燒摻水技術(shù)主要有以下三種實現(xiàn)方式：① 燃料乳化；② 進氣道噴水；③ 缸內(nèi)噴水.燃料乳化技術(shù)在燃料噴射前使用乳化劑將固定比例的柴油和水充分混合，通過燃油噴嘴直接噴入燃燒室內(nèi).燃料乳化技術(shù)促進燃燒過程主要利用“微爆”理論[10].Abu-Zaid和Sajith等[11-12]發(fā)現(xiàn)乳化柴油可以有效提高功率.Basha等[13]使用乳化柴油提高了柴油機效率約6.7%.Ahmad等[14]研究了不同摻混比的燃燒排放特性，表明在各摻混比例下氮氧化物及顆粒物都有所降低.燃料乳化技術(shù)雖然具有上述諸多優(yōu)點，但是摻混比固定，無法實現(xiàn)動態(tài)水油比調(diào)整，導(dǎo)致應(yīng)用工況單一.進氣道噴水將噴水與噴油過程分離，實現(xiàn)水油比動態(tài)實時調(diào)整.Kohketsu等[15]發(fā)現(xiàn)，進氣道噴水可同時實現(xiàn)氮氧化物與顆粒物排放的大幅降低.Kegl等[16]對比了進氣道噴水、燃料乳化與廢氣再循環(huán)對油耗與排放的控制效果，表明進氣道噴水可通過水油比調(diào)節(jié)來實現(xiàn)油耗與排放優(yōu)化.Udayakumar等[17]驗證了進氣道噴水技術(shù)對柴油機氮氧化物排放的控制效果.隨著缸內(nèi)噴射技術(shù)的成熟，缸內(nèi)噴水技術(shù)得以實現(xiàn)，與進氣道噴水相比，缸內(nèi)噴水不僅可以實現(xiàn)水油比實時調(diào)節(jié)，還可以通過燃燒室內(nèi)噴水實現(xiàn)高溫高壓蒸汽制備，提升做功工質(zhì)質(zhì)量，以實現(xiàn)熱效率與性能的提升.Stanglmaier等[18]設(shè)計了一種雙油道缸內(nèi)噴油器，可在同一噴嘴中進行燃料和水的協(xié)同噴射，并驗證了協(xié)同噴射降低氮氧化物、顆粒物、一氧化碳和未燃碳氫的可行性.Jiang等[19]通過缸內(nèi)噴水器實現(xiàn)缸內(nèi)噴水，研究了以效率優(yōu)化為目標的缸內(nèi)噴水最優(yōu)時刻.Wu等[20]和Kang等[21-24]對純氧燃燒壓燃式內(nèi)燃機開展研究，驗證了缸內(nèi)噴水優(yōu)化循環(huán)效率的效果.本研究主要針對上述文獻中未能考慮的缸內(nèi)高溫水噴射對柴油機燃燒過程與性能的影響開展相關(guān)試驗研究，著重進行不同噴水溫度下柴油機循環(huán)性能分析，探究在使用廢氣能量回收系統(tǒng)基礎(chǔ)上的最優(yōu)噴水溫度，為缸內(nèi)噴水技術(shù)在柴油機中的產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用提供參考.

1 試驗臺架與方案

采用的缸內(nèi)噴水柴油機是由一臺機械泵直列雙缸自然吸氣柴油機改造而成，針對臺架試驗的使用需求，對該雙缸柴油機的第一缸進行改造，主要包括獨立的電控高壓燃油共軌系統(tǒng)、缸內(nèi)高溫高壓水噴射系統(tǒng)等.完成上述系統(tǒng)的設(shè)計和開發(fā)后，可以實現(xiàn)獨立的缸內(nèi)燃油/水供應(yīng)及噴油/噴水策略.所使用的試驗發(fā)動機參數(shù)如表1所示，所建立的缸內(nèi)噴水柴油機試驗系統(tǒng)如圖1所示.

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

1.電子節(jié)氣門；2.進氣道噴水噴嘴;3.高溫高壓水缸內(nèi)直噴噴嘴；4.缸內(nèi)直噴燃油噴嘴；5.缸壓傳感器；6.電荷放大器；7.排氣傳感器；8.溫度傳感器；9.光電編碼器；10.聯(lián)軸器；11.水箱；12.高壓水泵；13.水壓表；14.水壓調(diào)節(jié)器；15.油壓調(diào)節(jié)器;16.油壓表；17.高壓油泵；18.油箱

圖1 內(nèi)燃蘭金循環(huán)發(fā)動機試驗臺架系統(tǒng)示意圖

Fig.1 Schematic diagram of internal combustion Rankine cycle (ICRC) engine test bench

所搭建的缸內(nèi)噴水柴油機試驗系統(tǒng)由基于可重構(gòu)門陣列(FPGA)技術(shù)的內(nèi)燃機控制器實現(xiàn)試驗參數(shù)的調(diào)整與控制.該內(nèi)燃機控制器自行開發(fā)與實現(xiàn)，通過LabVIEW軟件進行實時控制器與FPGA程序編寫，實現(xiàn)噴油量、噴油時刻、噴水量、噴水時刻在內(nèi)的柴油機工作參數(shù)調(diào)節(jié)，并通過連接在曲軸上的光電編碼器對柴油機工作過程中的相位信息進行采集.與此同時，該控制器可通過讀取進排氣門壓力、溫度等信息對柴油機所處的工作狀態(tài)進行實時反映.在試驗過程中，為精確采集缸內(nèi)壓力的變化，采用Kistler 6052C壓力傳感器和5064B11電荷放大器對缸內(nèi)壓力進行采集，并使用NI PCI6250信號采集卡結(jié)合自行開發(fā)的信號采集系統(tǒng)對試驗過程中所獲取的缸內(nèi)壓力及柴油機相關(guān)工作參數(shù)進行采集.

試驗過程中所采用的缸內(nèi)高溫高壓水噴射系統(tǒng)自行開發(fā)，主要由噴水噴嘴、高壓水加熱共軌管、氣液增壓泵三部分組成.采用耐壓45 MPa的共軌管來存儲加壓后的高壓水，并且在該共軌管中加入電加熱棒，通過安裝在共軌出口和共軌管內(nèi)部的熱電偶來控制加熱棒表面與共軌管內(nèi)的高壓水溫度，以實現(xiàn)對尾氣能量回收的模擬，在柴油機穩(wěn)定工作的情況下實現(xiàn)最高160 ℃的噴水溫度.高壓水的制備通過氣液增壓泵實現(xiàn)，該氣液增壓泵的增壓比為60∶1，可以通過外部輸入約0.58 MPa的高壓空氣將水箱中的常壓水加壓至35 MPa.所設(shè)計的缸內(nèi)高溫高壓水噴射系統(tǒng)如圖2所示，缸內(nèi)噴油器與噴水器的布局三維關(guān)系示意圖如圖3所示.試驗中涉及的試驗工況范圍如表2所示.

1.空氣壓縮機；2.水箱；3.氣液增壓泵；4.壓力表；5.高溫水共軌及加熱裝置；6.數(shù)字溫度顯示儀；7.噴水噴嘴

圖3 噴水器和噴油器等布局三維示意圖

參數(shù)參數(shù)值轉(zhuǎn)速/(r·min-1)1000IMEP/MPa1循環(huán)噴水量/mg30噴水壓力/MPa35噴水溫度/℃25、60、80、100、120、160噴水時刻/(°)CA355

試驗過程中主要通過設(shè)置高壓加熱共軌中的軌內(nèi)溫度閉環(huán)控制器，在柴油機穩(wěn)定工作的情況下，實現(xiàn)噴水溫度從25 ℃到最高160 ℃的逐漸變化，并通過控制器將循環(huán)噴水量、循環(huán)噴水時刻固定為30 mg與355° CA，實現(xiàn)噴水溫度對柴油機燃燒過程及性能參數(shù)的單一變量分析.柴油機的工作負荷通過循環(huán)噴油量和循環(huán)噴油時刻調(diào)節(jié)進行控制，試驗過程中，工作負荷表征參數(shù)——指示平均有效壓力(IMEP)穩(wěn)定在1 MPa，柴油機轉(zhuǎn)速通過測功機穩(wěn)定在1 000 r·min-1.

為定量描述不同工況下的燃燒過程，基于熱力學(xué)第一定律，計算缸內(nèi)燃燒瞬時放熱率與累積放熱量，如下所示：

式中:Q為綜合放熱量；Qcum為累積放熱量；θ為曲軸轉(zhuǎn)角；κ為比熱比；V為氣缸容積;p為缸內(nèi)壓力.

計算過程中沒有排除噴水過程對缸內(nèi)做功工質(zhì)增加的影響，故噴水工況的放熱計算曲線可看作是缸內(nèi)的“綜合放熱”，即燃料燃燒放熱和高溫水汽化膨脹對缸內(nèi)壓力變化的影響，在簡化計算過程的同時可以衡量不同工況下燃燒循環(huán)熱效率的優(yōu)劣.“綜合放熱”的變化反映了缸內(nèi)燃燒工質(zhì)總放熱量的變化，在每循環(huán)供油量不變的前提下可以更為直觀地分析噴水過程對缸內(nèi)燃燒的影響.

采用未噴水循環(huán)與噴水循環(huán)的燃燒循環(huán)波動率差值ΔαCoV來表征缸內(nèi)噴水對燃燒循環(huán)波動的影響，如下所示：

式中：σIMEP表示IMEP的標準差;μIMEP表示IMEP的平均值;下標1表示未噴水循環(huán)，下標2表示噴水循環(huán).當ΔαCoV為正值時表示噴水循環(huán)的波動更小.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 噴水溫度對缸內(nèi)壓力的影響

圖4為不同噴水溫度下噴水循環(huán)與未噴水循環(huán)的缸內(nèi)壓力對比.從圖4可以看到，在試驗所設(shè)定的噴水策略下，與未噴水循環(huán)相比，噴水循環(huán)在膨脹行程中的缸內(nèi)壓力得到明顯改善，表明柴油機循環(huán)做功能力的提升.從不同噴水溫度策略下膨脹行程缸內(nèi)壓力提升幅度來看，隨著噴水溫度的增加，膨脹行程中的缸內(nèi)壓力提升幅度逐漸增大.在噴水溫度為25 ℃的情況下，375° CA時缸內(nèi)壓力提升幅度為0.115 MPa；當噴水溫度提升至80 ℃時，該提升幅度增加至0.171 MPa；當噴水溫度增加至更高的160 ℃時，375° CA時缸內(nèi)壓力提升幅度達到0.285 MPa.上述結(jié)果表明，噴水溫度的提高可以有效提升缸內(nèi)噴水對柴油機循環(huán)做功量的優(yōu)化效果.造成上述現(xiàn)象的根本原因在于：一方面，在燃燒過程中進行缸內(nèi)噴水，噴入缸內(nèi)的水吸收燃料燃燒放熱，實現(xiàn)缸內(nèi)高溫高壓蒸汽制備，形成的高溫高壓蒸汽與燃燒產(chǎn)生的高溫廢氣共同推動活塞做功，相當于在封閉系統(tǒng)工作過程中加入額外做功工質(zhì)，通過增加做功工質(zhì)的質(zhì)量實現(xiàn)循環(huán)做功能力優(yōu)化；另一方面，提高噴水溫度可以有效降低缸內(nèi)水霧的蒸發(fā)潛熱，促進缸內(nèi)水的蒸發(fā)速率，加快缸內(nèi)高溫高壓蒸汽的制備，優(yōu)化高溫高壓蒸汽推動活塞的做功能力，這一點可以從不同噴水溫度下噴水循環(huán)的缸內(nèi)壓力峰值相位逐漸前移(25 ℃, 368° CA; 160 ℃, 367° CA)與不斷提高的最大爆發(fā)壓力(25 ℃, 9.52 MPa; 160 ℃, 9.75 MPa)得到佐證.

a 25 ℃

b 60 ℃

c 80 ℃

d 160 ℃

對膨脹行程的缸內(nèi)壓力隨缸內(nèi)體積的變化進行積分，即可得到當前工況下的膨脹功.不同缸內(nèi)噴水溫度下的膨脹功增量及指示熱效率的變化如圖5所示.從圖5可以看出，隨著噴水溫度的升高，膨脹功提升幅度隨之增加.當噴水溫度為25 ℃時，膨脹功提高了35.2 J.當噴水溫度上升到160 ℃時，膨脹功提高了84.7 J，相比噴水溫度為25 ℃時增加49.5 J.將同樣噴水量從25 ℃升高至160 ℃時消耗能量5.7 J，低于增加的膨脹功49.5 J，即提高噴水溫度可以對循環(huán)效率實現(xiàn)正收益.從上述試驗數(shù)據(jù)可見，噴水溫度的升高對膨脹功的影響十分明顯.與此同時，當噴水溫度從25 ℃提高至160 ℃后， 柴油機指示熱效率從42.5%提高至45.9%，提高幅度為8%.提高噴水溫度有利于增加膨脹過程的做功量，進而提高柴油機性能與熱效率.

圖5 噴水溫度對膨脹功增量與指示熱效率的影響

Fig.5 Effect of water injection temperature on expansion work increment and indicated thermal efficiency

2.2 噴水溫度對放熱過程的影響

圖6展示了不同噴水溫度下的柴油機缸內(nèi)燃燒放熱過程變化.從圖6可以看到，在試驗所設(shè)定的噴水策略下，與未噴水循環(huán)相比，噴水循環(huán)的放熱率推遲，但燃燒持續(xù)期末端的放熱率增加.與此同時，在不同噴水溫度下噴水循環(huán)的累積放熱量均得到了有效提高，表征了缸內(nèi)噴水對循環(huán)效率的優(yōu)化作用.不僅如此，從噴水循環(huán)與未噴水循環(huán)的累積放熱量對比數(shù)據(jù)來看，隨著噴水溫度的提高，所帶來的累積放熱量增量逐漸提高.采用25 ℃噴水溫度時，累積放熱量增加了36 J;噴水溫度提高至160 ℃時，累積放熱量增加了85 J.分析認為，產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因在于缸內(nèi)燃燒過程放熱率的計算方法.從放熱率計算公式來看，試驗過程中計算得到的瞬時放熱率是缸內(nèi)混合氣整體的放熱率，即同時考慮了燃料自身放熱與高溫高壓蒸汽做功兩個方面.正如前文中噴水溫度對缸內(nèi)壓力影響闡述的那樣，噴入缸內(nèi)的水先吸收燃料放熱而汽化蒸發(fā)，導(dǎo)致噴水循環(huán)下燃料燃燒放熱前期呈現(xiàn)負面影響.隨著缸內(nèi)燃燒過程和高溫高壓蒸汽的逐漸形成，所產(chǎn)生的高溫高壓蒸汽對缸內(nèi)壓力起到了改善作用，使得計算得到的瞬時放熱率出現(xiàn)增加，導(dǎo)致燃燒過程后期缸內(nèi)累積放熱量的提高.

表3是噴水溫度為60 ℃與160 ℃時噴水循環(huán)與未噴水循環(huán)下的燃燒過程特征參數(shù)對比.其中，CA10、CA50、CA90分別表示燃料燃燒過程中10%、50%、90%累積放熱量時所處的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為CA10到CA90之間的曲軸轉(zhuǎn)角差值.從表3可以看到，在試驗選定的噴水策略下，噴水循環(huán)的燃燒持續(xù)期反而短于未噴水循環(huán).研究表明，這可能是由于水在高溫高壓下分解產(chǎn)生OH基團，加速了燃燒反應(yīng)過程，因此燃燒持續(xù)期縮短[25].也有研究認為，水會和燃料中的碳發(fā)生水煤氣反應(yīng)，加速反應(yīng)過程，導(dǎo)致燃燒持續(xù)期縮短[26].CA10隨噴水溫度的變化并不明顯，噴水循環(huán)CA10晚于未噴水循環(huán)約0.2°～0.3° CA.此外，隨著噴水溫度的上升，CA90的變化較為明顯.隨著噴水溫度由60 ℃提高到160 ℃，CA90由399.3° CA提前至397.5° CA，提前了1.8° CA，這說明噴水溫度的提高使CA90出現(xiàn)顯著變化.結(jié)合噴水溫度對CA10的影響可知，隨著噴水溫度的上升，燃燒持續(xù)期縮短.分析認為，這是由于噴水溫度上升導(dǎo)致了缸內(nèi)高溫高壓蒸汽形成速率的提高，進而使得所形成的高溫高壓蒸氣更快地參與到燃料燃燒的化學(xué)反應(yīng)中，對燃燒的化學(xué)影響更為顯著，加速燃燒反應(yīng)的進行，燃燒持續(xù)期進一步縮短.

a 25 ℃

b 60 ℃

c 80 ℃

d 160 ℃

表3 噴水與未噴水工況燃燒過程特征參數(shù)對比

Tab.3 Comparison of combustion process characteristics between cycle with and without water injection

工況CA10/(°)CACA50/(°)CACA90/(°)CA燃燒持續(xù)期/(°)CA未噴水357.7364.5402.044.3噴水/(60℃)358.0365.3399.341.3噴水/(160℃)357.9364.8397.539.6

2.3 噴水溫度對IMEP增量及燃燒循環(huán)波動的影響

噴水溫度對IMEP增量及循環(huán)波動差值的影響如圖7所示.隨著噴水溫度由25 ℃上升至160 ℃，IMEP增量逐漸增大.當噴水溫度為25 ℃時，相比未噴水循環(huán)IMEP提高2.43%；當噴水溫度升高到160 ℃時，比未噴水循環(huán)IMEP提高了5.35%.這證明了提高噴水溫度可以有效提升缸內(nèi)噴水過程對柴油機循環(huán)做功量與熱效率的優(yōu)化作用.因此，在采用缸內(nèi)噴水技術(shù)的柴油機中，應(yīng)盡可能地增加噴水溫度，以確保獲得最優(yōu)化的柴油機性能及效率.

從圖7可以看到，噴水溫度對燃燒循環(huán)波動存在一定程度的影響.當噴水溫度低于100 ℃時，燃燒循環(huán)波動率差值在-0.4%～0%之間波動，表征該情況下缸內(nèi)噴水會對燃燒循環(huán)波動造成輕微的劣化；當噴水溫度高于100 ℃后，隨著噴水溫度的上升，燃燒循環(huán)波動率差值從負值逐漸變化為正值，表征缸內(nèi)噴水后燃燒循環(huán)波動明顯下降.當噴水溫度為160 ℃時，噴水工況的循環(huán)波動率比未噴水工況的循環(huán)波動率下降了0.66%.這是由于噴水溫度的提高降低了噴水過程對缸內(nèi)燃料燃燒放熱的影響，進而維持了更為穩(wěn)定的循環(huán)工作過程.這一結(jié)論進一步說明，在采用缸內(nèi)噴水技術(shù)的柴油機中使用更高的噴水溫度可以在提升性能與效率的基礎(chǔ)上改善柴油機工作過程的循環(huán)波動.

圖7 噴水溫度對IMEP增量及循環(huán)波動差值的影響

Fig.7 Effect of water injection temperature on IMEP increment and differential value of cyclic variation

3 結(jié)論

(1) 缸內(nèi)噴水技術(shù)可以通過在柴油機燃燒過程中加入額外的高溫高壓蒸汽來提升循環(huán)做功工質(zhì)質(zhì)量，使得柴油機在膨脹行程的缸內(nèi)壓力得到顯著提高，從而有效改善柴油機工作過程的性能及效率.在試驗所選定的不同噴水溫度下，375° CA的缸內(nèi)壓力分別提升了0.115 MPa(25 ℃)、0.171 MPa(80 ℃)、0.285 MPa(160 ℃).

(2) 提高噴水溫度可以有效改善缸內(nèi)噴水過程對燃料燃燒放熱的影響，并且可以促進缸內(nèi)高溫高壓蒸汽的生成速率，有利于膨脹行程缸內(nèi)壓力的提升.與噴水溫度25 ℃帶來的35.2 J膨脹功增量相比，噴水溫度為160 ℃時膨脹功增量提升至84.7 J.與此同時，隨著噴水溫度的提高，缸內(nèi)累積放熱量提升幅度隨之增大，從25 ℃噴水溫度下的36 J增加至160 ℃噴水溫度下的85 J.因此，在采用缸內(nèi)噴水技術(shù)的柴油機中應(yīng)盡可能地采用更高的噴水溫度來實現(xiàn)最優(yōu)化的性能及效率.

(3) 對于試驗所選定的工況，噴水循環(huán)工況下的柴油機燃燒持續(xù)期均短于未噴水循環(huán)工況.文獻調(diào)研認為，噴入缸內(nèi)的水可能在高溫高壓下分解產(chǎn)生OH基團或參與水煤氣反應(yīng)從而加速燃燒反應(yīng)過程，后續(xù)還需通過化學(xué)動力學(xué)分析對該狀況進行進一步研究.

(4) 提高缸內(nèi)噴水溫度可以改善缸內(nèi)噴水過程造成的燃燒循環(huán)波動劣化，當高于100 ℃的噴水溫度得到采用時，與未噴水循環(huán)相比，噴水循環(huán)的燃燒循環(huán)波動降低了0.66%.