混合控制低溫燃燒策略對柴油機(jī)性能的影響

王鳳濱，于曉洋，廖清睿，車金濤

(1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)試驗(yàn)室，天津 300072；2.中國汽車技術(shù)研究中心有限公司，天津 300300)

內(nèi)燃機(jī)因其高效性和可靠性被大量應(yīng)用在汽車、船舶、工程機(jī)械、農(nóng)業(yè)機(jī)械和國防等行業(yè)，是當(dāng)今世界應(yīng)用最廣泛的動力機(jī)械。2016 年，內(nèi)燃機(jī)在全球范圍消耗了約 30億 t當(dāng)量標(biāo)準(zhǔn)油的能源，占全球能源消耗總量約25%，占石油總產(chǎn)量的70%，分擔(dān)了全球溫室氣體排放總量約15%。研究人員一直在為提高內(nèi)燃機(jī)燃燒效率、減少污染物排放和降低運(yùn)營成本等方面做出努力。低溫燃燒概念是降低柴油機(jī)污染物排放的有效手段之一，可以分為預(yù)混低溫燃燒和混合控制低溫燃燒，其中預(yù)混低溫燃燒包括PCCI(Premixed charge compression ignition)、PPC(Partially-premixed Compression Ignition)和化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)控制壓縮燃燒(Reactivity Controlled Compression Ignition，RCCI)，混合控制低溫燃燒可基于廢氣再循環(huán)(EGR)技術(shù)和可變氣門技術(shù)。

PCCI燃燒是將燃料在壓縮沖程噴入氣缸，以獲得足夠的混合時(shí)間形成稀且均勻的混合氣。但燃油貫穿度大容易造成“濕壁”現(xiàn)象，導(dǎo)致燃燒效率惡化，油耗增加，并引起“敲缸”。為避免“濕壁”和增強(qiáng)燃油混合進(jìn)行了眾多研究。Nakagome提出了PREDIC(Premixed Lean Diesel Combustion)燃燒系統(tǒng)，通過兩束噴油碰撞提高混合速率，可獲得極低的NO與炭煙排放，但運(yùn)行范圍只能覆蓋傳統(tǒng)柴油機(jī)運(yùn)行范圍的50%。Sun和Reitz采用不同的噴油錐角與活塞位置匹配以減少燃油的撞壁。但兩種方案均增加了發(fā)動機(jī)的成本和缸頭布置難度。Walter和Gatellier則提出了窄錐角直噴燃燒系統(tǒng)(Narrow Angle Direct Injection，NADI)，但高負(fù)荷時(shí)仍需切換至傳統(tǒng)柴油機(jī)燃燒模式。PPC燃燒主要目的在于克服HCCI著火控制難的問題和提高功率密度。Kalghatgi研究發(fā)現(xiàn)，PPC燃燒可以拓寬負(fù)荷，降低最大壓升率。豐田成功地將柴油PPC燃燒應(yīng)用于量產(chǎn)發(fā)動機(jī)，但被限制在50%負(fù)荷和2 750 r/min。Johansson研究發(fā)現(xiàn)，在0.8 MPa，1.2 MPa和1.5 MPa指示平均有效壓力下，低壓縮比、高EGR率和化學(xué)計(jì)量當(dāng)量比相結(jié)合，可以打破傳統(tǒng)的NO-Soot的 trade-off關(guān)系，但是會造成uHC和CO升高，導(dǎo)致燃油經(jīng)濟(jì)性下降。Reitz的RCCI采用較高的柴油比例(10%～35%)和較早的噴油定時(shí)，利用活性控制原理實(shí)現(xiàn)了天然氣中低負(fù)荷范圍的自燃著火，但會產(chǎn)生爆震和最大缸壓超限的問題，而且燃燒效率較低，大負(fù)荷仍需要切換到柴油引燃或者純柴油的燃燒模式。

混合控制低溫燃燒策略為克服預(yù)混低溫燃燒著火控制、負(fù)荷拓展和傳統(tǒng)擴(kuò)散燃燒排放高等問題提供了一種方式?；旌峡刂频蜏厝紵问绞加贏kihama提出的“smokeless rich diesel combustion”概念，通過大量的EGR抑制放熱速率，使燃燒溫度降低到炭煙生成溫度以下，從而實(shí)現(xiàn)在擴(kuò)散燃燒中降低炭煙排放。A.Maiboom的研究發(fā)現(xiàn)，在純擴(kuò)散燃燒中，當(dāng)空燃比保持不變，通過進(jìn)氣溫度或EGR率改變缸內(nèi)混合氣特性對放熱率影響并不大。在低負(fù)荷工況，當(dāng)進(jìn)氣壓力一定時(shí)，使用大EGR率降低氧濃度、減慢放熱速率可抑制缸內(nèi)局部燃燒溫度，實(shí)現(xiàn)極低的NO和炭煙排放，但缺點(diǎn)是uHC和CO排放增加，燃油消耗率增大。當(dāng)空燃比一定，在某些工況使用大EGR率可不增加油耗并同時(shí)降低NO和炭煙排放，但會受到增壓系統(tǒng)的限制。除了大EGR率外，可變壓縮比技術(shù)也是實(shí)現(xiàn)混合控制低溫燃燒策略的一種方式。J.Benajes在1 200 r/min，100%負(fù)荷和進(jìn)氣氧濃度為17.4%條件下，研究了進(jìn)氣門早關(guān)技術(shù)對擴(kuò)散燃燒過程的影響。研究發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣門早關(guān)會降低缸內(nèi)空氣密度、上止點(diǎn)壓縮溫度與壓縮壓力，延長滯燃期并減慢放熱速率，進(jìn)而降低燃燒溫度使NO排放減少，但氧化強(qiáng)度減弱會使CO和Soot排放升高。而在高負(fù)荷工況使用進(jìn)氣門早關(guān)技術(shù)，有效壓縮比的降低和燃燒持續(xù)期的延長會導(dǎo)致發(fā)動機(jī)效率降低。進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻推遲可延長滯燃期，減少缸內(nèi)局部濃區(qū)，進(jìn)而降低Soot排放。雖然混合時(shí)間增加和燃燒溫度降低易造成uHC和CO排放增加，但可優(yōu)化噴油定時(shí)，增強(qiáng)對缸內(nèi)氧的利用程度，進(jìn)而降低CO排放。J.Benajes利用低進(jìn)氣溫度、高空氣密度和EGR的組合同時(shí)降低了NO和炭煙排放，但由于低氧濃度使uHC和CO排放較高，所以發(fā)動機(jī)效率降低。以上研究顯示，大EGR率和可變氣門技術(shù)均可同時(shí)降低NO和Soot排放，并延長滯燃期，但高EGR率和低壓縮比均會導(dǎo)致缸內(nèi)空氣密度降低，造成充氣效率降低和Soot排放升高。

因此，本研究的主要目的是通過對燃燒過程、效率和排放的對比分析，評價(jià)混合控制低溫燃燒兩種策略在效率和排放方面的優(yōu)缺點(diǎn)，為進(jìn)一步提高效率提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)方案

試驗(yàn)用發(fā)動機(jī)是1臺經(jīng)過改裝的重型6缸發(fā)動機(jī)(見圖1)，具體參數(shù)如表1所示。發(fā)動機(jī)的第1缸作為測試缸，其他5缸作為驅(qū)動缸。測試缸配備了一個電控高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)，其噴油嘴有8個噴孔，孔徑為0.217 mm，噴油夾角為143°，共軌壓力為160 MPa。增壓壓力可通過外部模擬增壓系統(tǒng)進(jìn)行調(diào)節(jié)，其中包括進(jìn)氣中冷器、空氣過濾器、進(jìn)氣流量計(jì)、進(jìn)氣穩(wěn)壓罐和推遲進(jìn)氣門關(guān)閉定時(shí)執(zhí)行機(jī)構(gòu)。排氣系統(tǒng)配置了穩(wěn)壓罐以減少壓力波動，并用調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)背壓，EGR率通過調(diào)整調(diào)節(jié)閥來實(shí)現(xiàn)。

圖1 發(fā)動機(jī)系統(tǒng)

表1 發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

試驗(yàn)發(fā)動機(jī)最高燃燒壓力為16.5 MPa，高轉(zhuǎn)速高負(fù)荷工況缸內(nèi)燃燒壓力較高，在最高燃燒壓力下增壓壓力的調(diào)整范圍相對較小，而在低轉(zhuǎn)速中等負(fù)荷時(shí)缸內(nèi)壓力相對較低，可以在最高燃燒壓力下更大范圍地調(diào)整EGR率、增壓壓力和有效壓縮比。因此為了更加充分地討論兩種策略在不同條件下對缸內(nèi)燃燒、效率和排放的影響，將試驗(yàn)工況選擇為1 300 r/min，50%負(fù)荷，分別通過引入大量冷EGR和推遲進(jìn)氣門關(guān)閉角實(shí)現(xiàn)高EGR率和可變壓縮比，并提高進(jìn)氣壓力，保持當(dāng)量比不變。試驗(yàn)工況如表2和表3所示。

表2 大EGR率策略試驗(yàn)工況

表3 Miller循環(huán)策略試驗(yàn)工況

同時(shí)，為了更好地分析兩種策略對缸內(nèi)熱力學(xué)參數(shù)及燃燒過程的影響，進(jìn)而評價(jià)兩種策略的優(yōu)缺點(diǎn)，假設(shè)壓縮過程為絕熱過程，并根據(jù)氣體狀態(tài)方程可得式(1)～式(4)。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：為上止點(diǎn)時(shí)缸內(nèi)容積；為氣門關(guān)閉時(shí)刻的缸內(nèi)容積；和分別為上止點(diǎn)壓縮壓力和壓縮溫度；為上止點(diǎn)空氣密度；為理想氣體常數(shù)。

2 結(jié)果與討論

2.1 大EGR率策略

在1 300 r/min，指示平均有效壓力為1.0 MPa工況，當(dāng)量比保持在0.92不變，通過調(diào)節(jié)EGR率使氧濃度由15.59%降低到11.88%，為了避免排氣氧濃度降低減弱對Soot的氧化作用，保持排氣氧濃度不變。如圖2所示，進(jìn)氣壓力隨EGR率的增大而提高，缸內(nèi)充量密度升高，利于增大混合速率，但進(jìn)氣氧濃度降低對混合能力具有抑制作用，所以預(yù)混燃燒比例減小，放熱峰值降低。

圖3示出進(jìn)氣氧濃度相同時(shí)充量密度對燃燒過程氧氣消耗的影響。充量密度為36.11 kg/m時(shí)，燃燒結(jié)束后氧消耗了29.74%，當(dāng)充量密度為21.71 kg/m時(shí)，燃燒結(jié)束后氧消耗了44.57%，可見充量密度越低燃燒過程中氧消耗速率越快。隨著燃燒的進(jìn)行，高充量密度工況氧濃度逐漸接近低充量密度工況，此時(shí)充量密度對混合能力的增強(qiáng)作用占主導(dǎo)地位，所以圖2中擴(kuò)散燃燒峰值增加。

圖2 大EGR率策略中進(jìn)氣氧濃度對缸內(nèi)混合能力和燃燒過程的影響

圖3 充量密度對噴油結(jié)束時(shí)刻到燃燒結(jié)束時(shí)刻氧濃度的影響

圖4示出大EGR率策略對排放的影響。EGR率增大缸內(nèi)燃燒溫度降低，低溫缺氧狀態(tài)使NO生成速率降低，所以NO排放降低。Soot的最終排放是生成速率和氧化速率的共同作用結(jié)果，當(dāng)進(jìn)氣氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)由15.59%降到12.78%，缸內(nèi)燃燒溫度降低，但此時(shí)并沒有避開Soot的生成區(qū)，反而減弱了Soot的氧化能力，所以Soot排放升高，此時(shí)Soot的最終排放由氧化過程控制。當(dāng)進(jìn)氣氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于12.78%后，由于燃燒溫度繼續(xù)降低，避開了Soot的生成區(qū)，雖然氧化能力較弱，但此時(shí)Soot最終排放由生成過程控制，所以Soot排放大幅降低。CO排放主要取決于燃燒溫度，當(dāng)溫度低于1 400 K時(shí)，CO排放急劇上升。這是由于在此溫度下，OH活化基生成率低，而OH基的存在是CO氧化轉(zhuǎn)化成CO的必要條件。當(dāng)溫度范圍處于1 400～2 000 K時(shí)，可實(shí)現(xiàn)較低的CO排放，從而獲得高的燃燒效率。在后燃期，活塞下行使缸內(nèi)溫度不斷下降，化學(xué)動力學(xué)計(jì)算已經(jīng)確認(rèn)1 400 K是CO向CO轉(zhuǎn)化的臨界溫度，低于1 400 K時(shí)CO就不能向CO轉(zhuǎn)化。但是由于進(jìn)氣氧濃度的降低導(dǎo)致化學(xué)放熱量降低，留給CO等中間產(chǎn)物在溫度降至1 400 K臨界溫度前完成氧化反應(yīng)的時(shí)間有限，所以CO和HC排放升高。低燃燒溫度可降低傳熱損失(HL)，但也會增大排氣損失(EL)，并帶來高燃燒損失(CL)。所以如圖5所示，高壓循環(huán)效率(ITEg)先增加后降低，ITEg升高是因?yàn)楦變?nèi)燃燒溫度降低使HL和EL同時(shí)減小。當(dāng)進(jìn)氣氧濃度繼續(xù)降低，雖然HL和EL繼續(xù)降低，但HC和CO增大使CL迅速升高，導(dǎo)致ITEg降低，而且較高的CL并不利于ITEg的優(yōu)化。由以上分析可知，大EGR率策略可同時(shí)降低NO和Soot排放，但CL升高導(dǎo)致ITEg降低是其主要缺陷。

圖4 大EGR率策略對排放的影響

圖5 大EGR率策略對效率的影響

2.2 Miller循環(huán)策略

試驗(yàn)時(shí)有效壓縮比由16.5降低到5.4，當(dāng)量比和進(jìn)氣氧濃度保持不變，分別為0.92和15.59%。

與大EGR率相比，Miller循環(huán)對缸內(nèi)燃燒過程的影響具有不同的結(jié)果。由式(2)可知，當(dāng)進(jìn)氣溫度保持一致時(shí)，上止點(diǎn)壓縮溫度只與有效壓縮比有關(guān)，所以如圖6所示，有效壓縮比減小上止點(diǎn)壓縮溫度降低，燃燒溫度降低，化學(xué)反應(yīng)速率降低，滯燃期延長。

圖6 Miller循環(huán)策略有效壓縮比對缸內(nèi)混合能力和燃燒過程的影響

由于當(dāng)量比不變，進(jìn)氣壓力隨有效壓縮比的減小而升高，所以缸內(nèi)充量密度并未減小，同時(shí)進(jìn)氣氧濃度保持不變，所以缸內(nèi)混合能力并未因有效壓縮比的減小而減弱。因此，當(dāng)有效壓縮比降低使滯燃期延長時(shí)，預(yù)混燃燒放熱峰值升高，擴(kuò)散燃燒比例減小。相比于大EGR率策略，在缸內(nèi)充量密度保持不變的條件下降低有效壓縮比，缸內(nèi)燃燒溫度降低，但是降低程度并沒有大EGR率策略大，這是因?yàn)檩^快的燃燒速率對燃燒溫度具有促進(jìn)作用。分析有效壓縮比降低與進(jìn)氣壓力升高對燃燒溫度影響，當(dāng)有效壓縮比從16.5降低到6.8，降低了58%，進(jìn)氣壓力由0.190 MPa升高到0.268 MPa，增加了93%，而最高平均溫度降低了6.24%，因此有效壓縮比降低對缸內(nèi)燃燒溫度的抑制作用要大于進(jìn)氣壓力升高對燃燒溫度的促進(jìn)作用，所以溫度依然降低。值得注意的是，當(dāng)有效壓縮比由16.5降低到5.4時(shí)，降低了67%，進(jìn)氣壓力由0.190 MPa升高到0.391 MPa，增加了105%，此時(shí)最高平均溫度只降低了14 K，溫度降低程度減小，相比有效壓縮比為6.8時(shí)反而升高了5.97%。這說明隨著有效壓縮比的降低和進(jìn)氣壓力的繼續(xù)提高，進(jìn)氣壓力升高對溫度的促進(jìn)作用逐漸接近甚至高于有效壓縮比降低對溫度的抑制作用。

圖7示出Miller循環(huán)策略對排放的影響。如圖所示，有效壓縮比降低，缸內(nèi)燃燒溫度降低可抑制NO排放。但相比于大EGR率策略，燃燒速率的加快使燃燒溫度降低程度有限，所以NO降低幅度較小。由于混合能力并未減弱，而滯燃期延長使缸內(nèi)混合氣均質(zhì)程度增加，所以Soot排放隨有效壓縮比的減小而降低。同時(shí)，在混合控制的擴(kuò)散燃燒階段，混合速率不變使缸內(nèi)溫度降低后浮起長度內(nèi)的當(dāng)量比降低，減少了Soot前驅(qū)物的生成，所以Soot的生成速率降低。雖然燃燒溫度降低使氧化能力減弱，但此時(shí)Soot排放是由生成過程控制。

圖7 Miller循環(huán)策略對排放的影響

圖8示出Miller循環(huán)策略對效率的影響。有效壓縮比減小缸內(nèi)燃燒溫度降低，同時(shí)充量密度保持不變，所以ITEg因HL和EL的降低而升高。相比于大EGR率策略，Miller循環(huán)策略混合能力并未受影響，較快的燃燒速率使其具有較高的燃燒效率，所以NO和Soot同時(shí)降低，但I(xiàn)TEg并未減小。

圖8 Miller循環(huán)策略對效率的影響

2.3 大EGR率與Miller循環(huán)策略對低溫燃燒影響的對比分析

大EGR率與Miller循環(huán)策略的對比工況初始條件：有效壓縮比為16.5，當(dāng)量比為0.92，進(jìn)氣氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)為15.59%。分別將進(jìn)氣氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低到11.88%，有效壓縮比降低到6.8。圖9示出大EGR率與Miller循環(huán)策略對缸內(nèi)燃燒過程影響的對比。大EGR率策略進(jìn)氣氧濃度降低，滯燃期基本保持不變，而Miller循環(huán)策略由于上止點(diǎn)壓縮溫度的降低而使滯燃期顯著延長。同時(shí)大EGR率策略缸內(nèi)混合能力減弱，Miller循環(huán)策略混合能力不變，所以Miller循環(huán)策略放熱速率加快，燃燒后缸內(nèi)溫度較高。

圖9 大EGR率與Miller循環(huán)策略對缸內(nèi)燃燒過程影響的對比

圖10示出大EGR率與Miller循環(huán)策略的排放對比。大EGR率策略中，進(jìn)氣氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低到11.88%后，缸內(nèi)燃燒溫度大幅降低，低溫缺氧條件下NO排放降低。Miller循環(huán)中，缸內(nèi)燃燒溫度較高，所以NO排放較EGR策略要高，但總體而言兩種策略的NO排放均較低。對于Soot排放，大EGR率策略分為兩個階段。初始階段進(jìn)氣氧濃度和溫度同時(shí)降低，未避開Soot的生成區(qū)，但卻減弱了Soot氧化能力，此時(shí)Soot的最終排放是由氧化過程控制，所以Soot排放升高。第二階段進(jìn)氣氧濃度進(jìn)一步減小使溫度大幅降低，避開了Soot的生成區(qū)，生成速率的減慢是Soot排放降低的主要原因。Miler循環(huán)策略在混合能力并未減弱的條件下使滯燃期延長，增加了缸內(nèi)混合氣均質(zhì)程度，降低了Soot前驅(qū)物的生成。相比于大EGR率策略，Miller循環(huán)策略的缸內(nèi)燃燒溫度較高，放熱速率也更快，燃燒結(jié)束時(shí)刻提前，對Soot的氧化能力要高于大EGR率策略，所以Soot排放更低。

圖10 大EGR率與Miller循環(huán)策略的排放對比

大EGR率和Miller循環(huán)策略對ITEg的影響主要由燃燒效率決定。如圖11所示，Miller循環(huán)策略有效壓縮比減小而混合能力并未降低，所以燃燒效率基本保持不變，但大EGR率策略進(jìn)氣氧濃度降低，導(dǎo)致燃燒速率減慢，燃燒損失的增大使ITEg降低。

圖11 大EGR率與Miller循環(huán)策略對燃燒效率的影響

在不考慮機(jī)械效率的條件下，BTE由指示熱效率(ITE)決定，而ITE則由ITEg與泵氣損失(PL)共同決定。圖12示出大EGR率和Miller循環(huán)策略對ITE的影響對比。在大EGR率策略中，PL變化幅度不大，ITEg先因HL和EL的降低而升高，后因CL的升高而降低，所以大EGR率策略BTE是由ITEg和CL共同決定。在Miller循環(huán)策略中，ITEg因HL和EL的降低而升高，由于CL較小，所以ITEg并未如大EGR率策略出現(xiàn)降低的情況。但Miller循環(huán)策略ITE并未因此而增加，而是由于PL的升高而降低，因此Miller循環(huán)策略BTE由ITEg和PL共同決定。

圖12 大EGR率與Miller循環(huán)策略對指示熱效率的影響

綜合以上分析可知，Miller循環(huán)和大EGR率策略均能同時(shí)降低NO和Soot排放，Miller循環(huán)策略在Soot排放上更具有優(yōu)勢，NO排放略高。在BTE方面Miller循環(huán)更具有優(yōu)勢，但需要注意的是有效壓縮比并不是越小越好，過低的有效壓縮比要求更高的進(jìn)氣壓力，反而會造成燃燒溫度升高，同時(shí)還須考慮增壓系統(tǒng)能否提供足夠的進(jìn)氣壓力以補(bǔ)償缸內(nèi)減小的充量密度，避免PL過高造成BTE降低，因此存在一個最小的有效壓縮比。

3 結(jié)論

a)在大EGR率策略中，EGR率增大，進(jìn)氣氧濃度和缸內(nèi)燃燒溫度降低使NO排放降低，但混合速率減慢降低了Soot的氧化能力，所以Soot排放增加；當(dāng)進(jìn)氣氧濃度進(jìn)一步減小，NO和Soot排放同時(shí)降低，但燃燒損失大幅升高使ITE降低，此時(shí)有效熱效率由高壓循環(huán)效率和燃燒損失共同決定；

b)在Miller循環(huán)策略中，進(jìn)氣氧濃度不變，有效壓縮比降低，耦合高增壓壓力使缸內(nèi)混合能力并不受有效壓縮比降低的影響；缸內(nèi)燃燒溫度降低使NO和Soot排放同時(shí)降低，局部當(dāng)量比降低是Soot生成速率降低的主要原因；同時(shí)燃燒效率較高，所以有效熱效率由高壓循環(huán)效率和泵氣損失決定，優(yōu)化泵氣損失具有提高有效熱效率的潛力；

c)相比大EGR率策略，Miller循環(huán)策略在排放和有效熱效率方面均具有優(yōu)勢，但是存在一個有利于排放和有效熱效率的最小有效壓縮比，有效壓縮比過低對進(jìn)氣壓力的要求更高，但過高的進(jìn)氣壓力會造成燃燒溫度升高，反而會使排放增大；同時(shí)過高的進(jìn)氣壓力對增壓系統(tǒng)要求也增加，在滿足需要的進(jìn)氣壓力時(shí)需要考慮泵氣損失，否則會造成有效熱效率降低。