預噴策略耦合EGR對DN雙燃料發(fā)動機工作過程的影響*

陳貴升，魏 峰，肖仁鑫，張敬賢，王震江，張 涵

（昆明理工大學，云南省內燃機重點實驗室，昆明650500）

前言

面對日益嚴格的排放法規(guī)以及石油資源的匱乏，人們不斷地去開發(fā)新的代用燃料［1-2］。在眾多代用燃料中，天然氣因其存儲量豐富、價格低廉、燃燒清潔而應用廣泛［3］。在柴油發(fā)動機中利用天然氣的最佳方法之一是使用雙燃料技術［4］。柴油/天然氣（diesel/nature?gas，DN）雙燃料發(fā)動機可產(chǎn)生比傳統(tǒng)柴油機更少的顆粒物與CO2排放。此外，天然氣層流火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷⒖扇冀缦迣?，利于減少NOx和擴展稀燃極限［5-7］。但在小負荷工況下，混合氣較為稀薄，著火穩(wěn)定性差，UHC和CO排放較高［8-9］。

針對小負荷下DN發(fā)動機的局限性，國內外學者展開了大量研究。Yousefi等［10-11］結合試驗和模擬的方法，研究了柴油噴射策略耦合噴油壓力的影響，指出較為提前的柴油單次噴射策略可獲得較低的CO和CH4排放；增加噴油壓力有利于降低未燃CH4。Poorghasemi等［12］通過試驗與數(shù)值模擬的方法研究了柴油兩次噴射策略、噴射壓力和噴油器噴射角的影響，研究發(fā)現(xiàn)提前首次噴油時刻、增加首次噴油比例、采用較低噴射壓力和較大的柴油噴射器噴射角可以在控制HC和CO排放的同時減少NOx排放。Park等［13］對比了有EGR（exhaust gas recycle）和無EGR時混合氣的形成情況，指出EGR的引入有助于低負荷下混合氣的形成，同時降低NOx排放。李偉峰等［14］通過試驗的方法研究了引燃柴油量和當量比的影響，研究表明隨著引燃柴油量的增加，在較低當量比時THC排放明顯降低。

對于DN發(fā)動機，在小負荷高替代率下，關于柴油預噴策略耦合EGR的研究較少。面對日益嚴苛的排放法規(guī)，小負荷下的NOx排放仍不可忽視。合理的柴油預噴策略有利于控制UHC、CO排放［15］，而在此基礎上引入EGR旨在控制NOx排放，但EGR對其他排放物的影響還有待深入研究。因此，本文中基于數(shù)值模擬的方法研究了不同預噴策略對DN發(fā)動機燃燒和排放性能的影響，并在預噴策略的基礎上引入了EGR改善其燃燒及排放特性，以期為小負荷下DN發(fā)動機的排放控制提供科學理論指導。

1 模型構建及驗證

1.1 發(fā)動機參數(shù)

本文中以一臺10.3 L排量的6缸高壓共軌柴油發(fā)動機加裝天然氣進氣系統(tǒng)改裝而成的DN發(fā)動機為模擬對象，其參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機技術參數(shù)

1.2 仿真模型的建立

根據(jù)相關參數(shù)在UG軟件中構建表面模型，如圖1所示。圖2為導入CONVERGE軟件后活塞處于下止點時的CFD計算模型。

圖1 UG軟件中表面模型

圖2 活塞處于下止點時全模型

全模型總網(wǎng)格數(shù)較大且涉及氣門運動，計算跨度大于720°，應在考慮精度的同時盡量減輕計算負荷。經(jīng)過網(wǎng)格驗證后，基礎網(wǎng)格設置為4 mm，缸內設置2 mm網(wǎng)格，進氣區(qū)域附近設置為1 mm，氣門倒角及閥座附近設置0.5 mm加密，同時基于速度、溫度進行自適應加密至0.5 mm，在保證預測精度的前提下提高計算效率。物理子模型的選取如表2所示，其中燃燒使用的SAGE模型需要詳細的化學動力學燃燒機理，本文中選用的是由Hockett等［16］于2016年開發(fā)的DN雙燃料機理。該機理涉及141種物質、709種反應，天然氣建模為甲烷，柴油的物理性質選用十四烷，化學性質建模為正庚烷。該機理整合了詳細的正庚烷、甲烷子機理并采用直接關系圖的方法進行簡化，提高了計算精度并降低了計算負荷。

表2 子模型選取

1.3 仿真模型的驗證

為驗證構建模型對天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機燃燒和排放特性的預測準確性，選取3個試驗工況進行驗證，各工況參數(shù)如表3所示。

表3 試驗工況參數(shù)

圖3為不同工況下缸壓、放熱率曲線模擬值與試驗值的對比。由圖3可見，不同工況下缸壓與放熱率曲線匹配良好。圖4為工況1主要排放物模擬值和試驗值對比，由于Soot排放較低，數(shù)值很小故未在圖中列出。由圖4可見，NOx試驗值與模擬值較為接近，CH4與HC排放值誤差率均為35%左右，CO排放值誤差率為25%，各排放物排放值均在一個數(shù)量級。綜上所述，構建的全模型可以較好的預測DN雙燃料發(fā)動機燃燒和排放特性。

圖3 缸壓與放熱率驗證

圖4 工況1排放物驗證

1.4 計算方案設計

工況選取參照表3中工況1。柴油預噴策略主要選取了3組預噴正時（first diesel injection timing，F(xiàn)DIT）及3組柴油預噴射量（first diesel injection ratio，F(xiàn)DIR）進行計算，如表4所示。預噴射量定義為柴油預噴油量與總循環(huán)油量的比值，預噴射量與主噴射量之和為100%。

表4 計算工況

2 結果分析

2.1 預噴策略對DN發(fā)動機燃燒和排放特性的影響

2.1.1 燃燒特性分析

圖5為不同預噴策略下的燃燒特性圖。其中，CA 10定義為燃燒始點，即放熱量為10%時對應的曲軸轉角；CA 50定義為燃燒質心，即放熱量為50%時對應的曲軸轉角。圖6、圖7為-6（°）CA ATDC時缸內溫度場與CH4消耗切片圖。

圖5 不同預噴策略對燃燒特性的影響

圖6 -6(°)CA ATDC時缸內溫度切片圖

圖7 -6(°)CA ATDC時缸內CH4消耗切片圖

如圖5所示，F(xiàn)DIR固定時，隨著FDIT的提前，缸內平均壓力和溫度峰值呈上升趨勢，CA 10先提前后延遲，CA 50不斷提前；預噴柴油燃燒引起的第1瞬時放熱率峰值降低，而主噴柴油燃燒引起的第2瞬時放熱率峰值呈上升趨勢。

當FDIT由-10提前至-20（°）CA ATDC時，此時缸內壓力和溫度的下降使得預噴柴油的霧化和蒸發(fā)性變差，滯燃期增加，形成的柴油-天然氣-空氣預混合氣總體當量比降低，預噴柴油放熱變緩，故第1瞬時放熱率峰值降低。但FDIT的提前使得預噴階段放熱持續(xù)時間更長，放熱總量增多，主噴著火前缸內活化熱氛圍較好［17］，使得主噴前缸內平均溫度升高（見圖6）、CA 10提前。同時，主噴柴油噴入后迅速霧化并發(fā)生燃燒引燃周圍混合氣，燃燒速率更快，故CA 50提前，缸內平均壓力和溫度峰值以及第2瞬時放熱率峰值升高。

當FDIT由-20提前至-30（°）CA ATDC時，柴油與天然氣混合氣混合時間更長，混合氣整體更加稀薄，主噴前只有極少預混合氣被壓燃（見圖7），CA 10推后。預噴階段放熱量的減少使得主噴前缸內平均溫度下降（見圖6），主噴柴油滯燃期延長，預混燃燒比例增加，大量預混合氣被引燃，故CA 50提前、缸內平均壓力和溫度峰值上升。同時，第2瞬時放熱率峰值也呈升高趨勢。

圖5同樣表征了FDIR對燃燒特性的影響。由圖5可見：FDIT固定時，隨著FDIR的增多，缸內平均壓力和溫度峰值上升，CA10和CA 50提前；FDIT固定時，第1瞬時放熱率峰值隨FDIR的增加而上升；FDIT較靠后時，F(xiàn)DIR對第2瞬時放熱率峰值影響不大；FDIT較靠前時，較多的FDIR使第2瞬時放熱率峰值較高。這主要是由于FDIT固定時，隨著FDIR的增多，更多預噴柴油與天然氣混合氣混合，引燃面積增大。因此，更多預混合氣在主噴柴油噴射前被消耗，預噴階段燃燒放熱更多，故CA 10提前，CA 50更加靠近上止點，缸內平均壓力和溫度峰值以及第1瞬時放熱率峰值都呈升高的趨勢。

當FDIT提前至-10（°）CA ATDC時，此時主預噴間隔較近，預噴柴油燃燒產(chǎn)生的熱量還未完全擴散，主噴前缸內平均溫度較低（見圖6），預噴柴油所起的引燃作用較小，F(xiàn)DIR的增加對第2瞬時放熱率峰值影響不大。當FDIT提前至-30（°）CA ATDC時，隨著FDIR的增加，產(chǎn)生了更多、更濃的預混合氣，燃燒放熱更多，第2瞬時放熱率峰值上升。

2.1.2 排放特性分析

圖8為不同預噴策略下的排放特性圖；圖9為NOx質量濃度分布圖（峰值濃度時刻）；圖10為-100（°）CA ATDC時CH4質量濃度切片圖。

圖8 不同預噴策略對排放特性的影響

圖9 NOx濃度分布圖（峰值濃度時刻）

圖10 100(°)CA ATDC時CH4質量濃度分布圖

由圖8（a）可見：加入預噴策略后，NOx排放大于單次噴射；FDIR固定時，隨著FDIT的提前，NOx先增加后減少。這是由于加入預噴策略后，缸內燃燒溫度上升，故NOx排放量大于單次噴射。FDIT提前至-20（°）CA ATDC時，缸內燃燒溫度大幅提高，NOx排放達到峰值（見圖9）。FDIT提前至-30（°）CA ATDC時，雖然缸內燃燒溫度略有提高，但高溫持續(xù)期縮短，最終NOx排放呈降低趨勢。

由圖8（b）可見，較靠前的FDIT可以使Soot排放保持在較低水平。這是由于當FDIT提前時，缸內過濃區(qū)域減少，平均溫度升高，導致Soot生成區(qū)域減少、后期氧化增強，故Soot排放降低。

由圖8（c）-圖8（e）可知，單次噴射所產(chǎn)生的CH4、HC、CO排放較高，加入預噴策略后，CH4、HC、CO排放總體呈下降的趨勢。這是由于隨著FDIT的提前，混合氣的燃燒速率加快，整體燃燒較完全，故CH4、HC、CO排放總體下降。由圖10可見，在FDIT相對靠后時，未燃的CH4較多且主要分布在氣缸壁及壓縮余隙區(qū)域附近。這是由于FDIT相對靠后時，預主噴間隔太短，燃料混合差，壓縮余隙附近缺乏引燃柴油。同時，氣缸壁面和壓縮余隙區(qū)域的低溫弱流動性限制了火焰?zhèn)鞑?。在活塞膨脹行程中，部分混合氣重新進入氣缸，但此時缸內溫度較低，無法點燃這部分混合氣。

FDIR對排放物的影響同樣如圖8所示。由圖8（a）可知，F(xiàn)DIT固定時，隨著FDIR的增加，NOx排放逐漸增多。這是由于隨著FDIR的增加，混合氣燃燒速率加快，燃燒溫度提高，故NOx排放增多。

由圖8（b）可見：當FDIT提 前至-10（°）CA ATDC時，F(xiàn)DIR的 變 化 對Soot排 放 影 響 不 大；當FDIT提前至-30（°）CA ATDC時，較多的FDIR可使Soot排放保持在較低水平。當FDIT提前至-10（°）CA ATDC時，缸內燃燒溫度相差不大，最終Soot排放接近。當FDIT提前至-30（°）CA ATDC時，F(xiàn)DIR的增多提高了缸內燃燒溫度，Soot的氧化增強。又因為FDIT較靠前，缸內過濃區(qū)域減少，故最終Soot排放較低。

由圖8（c）-圖8（e）可知，CH4、HC、CO的總體變化趨勢與Soot相同。較靠前的FDIT和較多的FDIR使得缸內分布更多的著火源，促進了缸內天然氣混合氣的燃燒，使得CH4、HC和CO排放降低。

綜 上 所 述，當FDIR為10%時，F(xiàn)DIT提 前 至-30（°）CA ATDC、當FDIR為20%時，F(xiàn)DIT提前至-30（°）CA ATDC、當FDIR為30%時，F(xiàn)DIT提前至-20（°）CA ATDC 3組預噴策略較優(yōu)。將3組預噴策略分別記為方案A、B、C，相比單次噴射，3種方案的混合氣燃燒速率較快，CH4、HC、CO、Soot排放都保持在較低水平，但NOx排放較高（相對國6排放法規(guī)）。

2.2 EGR對DN發(fā)動機燃燒和排放特性的影響

合理的預噴策略可以有效減少Soot、CH4、HC、CO的排放量，但NOx排放量顯著增加，故引入EGR來優(yōu)化NOx排放以實現(xiàn)高效潔凈排放。EGR率定義為進氣中CO2的體積分數(shù)與排氣中CO2的體積分數(shù)之比［18］。對上述3組方案分別添加5%、15%、25%的EGR率，記為A5、A15、A25，B5、B15、B25，C5、C15、C15。

2.2.1 燃燒特性分析

圖11為3種預噴策略在不同EGR率下的燃燒特性圖；圖12為缸內溫度切片圖。

由圖11可見：隨著EGR率的增加，各方案CA 10和CA 50都呈延后的趨勢，缸內平均壓力和溫度不斷降低；方案A和方案B的瞬時放熱率曲線呈現(xiàn)單峰，而方案C的瞬時放熱率曲線仍然呈現(xiàn)比較明顯的雙峰。

圖11 EGR對燃燒特性的影響

廢氣中含有大量惰性氣體，比熱容較大，進入氣缸后吸收了較多熱量，使得溫度上升變緩；隨著EGR率的增加，越來越多的廢氣替代了新鮮空氣，廢氣吸收了氣缸內更多的熱量，使得CA 10和CA 50推后，缸內平均溫度和壓力降低，同時高溫區(qū)域大幅減少（見圖12）。

由于方案A和方案B本身預噴柴油放熱較緩，引入EGR后，第1瞬時放熱率峰值幾乎消失。對于方案C，隨著EGR率的增加，缸內溫度降低，預噴柴油的放熱變緩，第1瞬時放熱率峰值降低。同時，EGR率的增加使得燃燒放熱變緩，3種方案第2瞬時放熱率峰值總體呈下降趨勢。

2.2.2 排放特性分析

圖13為不同預噴策略在不同EGR率下的排放特性圖；圖14為溫度峰值時刻NOx質量濃度切片圖；圖15為100（°）CA ATDC時CH4質量濃度切片圖。

由圖13（a）和圖13（b）可知，3種方案的NOx排放隨著EGR率的升高而降低，在EGR率為25%時3種方案的NOx排放接近且都降至較低水平，而Soot排放呈相反趨勢；當EGR率為15%時，方案B、方案C的NOx與Soot排放均低于單次噴射。這是因為隨著EGR率的升高，缸內燃燒放熱變緩，高溫區(qū)域減少（見圖12），故NOx生成區(qū)域減?。ㄒ妶D14），最終NOx排放減少。而氧含量的減少、燃燒溫度的提高都使Soot生成量大于氧化量，故Soot排放量增多。

圖12 缸內溫度切片圖（峰值溫度時刻）

圖14 NOx質量濃度（峰值溫度時刻）

由圖13（c）、圖13（d）可知：3種方案的CH4、HC排放都隨EGR率的升高而升高，但均低于單次噴射；在EGR率為25%時，3種方案的CH4、HC排放都接近單次噴射。這是因為廢氣的增加對燃燒產(chǎn)生抑制作用，燃燒速率減緩，較多燃料未被燃燒，故CH4、HC排放增加。如圖15所示，氣缸壁面及壓縮余隙區(qū)域的未燃CH4增加較為明顯。

圖15 100（°）CA ATDC時CH4質量濃度切片圖

由圖13（e）可知，隨著EGR率的升高，CO排放總體呈升高趨勢，當EGR率為5%時，方案B、方案C的CO排放變化不明顯，EGR率超過5%時，兩種方案的CO排放迅速增加，在EGR率達到25%時兩種方案的CO排放值均超過了單次噴射。這是因為EGR率較小時，廢氣對氧濃度影響較小，CO排放變化不明顯。EGR率較大時，氧濃度大量降低，增加了天然氣混合氣的不完全燃燒，同時缸內燃燒溫度的降低不利于后期CO的氧化，故CO排放增加。

圖13 EGR對排放特性的影響

綜上所述，在預噴策略的基礎上引入EGR之后使得NOx排放顯著降低，但Soot、CH4、HC和CO排放升高。由圖可見，在EGR率為15%時，方案C的各項排放值均低于原機。因此，F(xiàn)DIT為-20（°）CA ATDC、FDIR為30%，EGR率為15%時，排放較優(yōu)。

3 結論

（1）FDIR不變時，隨著FDIT的提前，缸內平均壓力和溫度峰值上升，CA 50提前，第2放熱率峰值不斷升高。FDIT不變時，隨著FDIR的增多，平均缸壓與溫度峰值上升，CA10和CA 50均提前。當FDIT較提前時，較大的FDIR會使第2瞬時放熱率峰值較高。

（2）加入預噴策略后，NOx排放均大于單次噴射，CH4、HC、CO、Soot排放總體呈下降趨勢。FDIR固定時，隨著FDIT的提前，NOx排放先升高后降低，較提前的FDIT可使CH4、HC、CO、Soot排放保持在較低水平。FDIT固定時，隨著FDIR的增大，NOx排放增加，較大的FDIR可使CH4、HC、CO、Soot排放保持在較低水平。

（3）不同預噴策略在加入EGR后，CA 10和CA 50都呈延后趨勢，缸內平均壓力和溫度不斷降低。隨著EGR率增加，NOx排放均降低，Soot、CO、CH4、HC排放呈上升趨勢，但不同預噴策略下CH4、HC排放均低于單次噴射。

（4）在小負荷高替代率下，F(xiàn)DIT為-20（°）CA ATDC、FDIR為30%、EGR率為15%時，各項主要排放物排放值均低于原機的單次噴射。