負氣門重疊對摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒特性的影響研究

李岳林, 楊得志, 張子涵, 張五龍

(1. 湖南省工程車輛安全性設(shè)計與可靠性技術(shù)重點實驗室,長沙 410114;2. 長沙理工大學 汽車與機械工程學院,長沙 410114)

隨著汽車產(chǎn)業(yè)的迅猛發(fā)展,石油資源日漸匱乏,溫室有害氣體排放愈發(fā)嚴重,面對越來越嚴格的排放法規(guī),尋求經(jīng)濟性和排放性俱佳的車用石油替代燃料和新型燃燒模式的開發(fā)已成為世界各國內(nèi)燃機領(lǐng)域?qū)W者的研究熱點。摻氫天然氣(HCNG)燃料綜合了天然氣儲備量大和氫氣燃燒清潔、燃燒速率快等優(yōu)點,被認為是比較有潛力且較為合適的發(fā)動機替代燃料。已有學者針對火花點火HCNG發(fā)動機進行了相關(guān)試驗與模擬研究,結(jié)果顯示由于氫氣不含碳基且淬熄距離較短,因此燃燒后CO2、HC排放得到抑制,且因氫氣加入而活性增強的O、OH基使排放中間產(chǎn)物CH2O被快速消耗。但與此同時,因混合燃燒速率增大,缸內(nèi)最高溫度有所提升,以致NOx的排放增高[1-4]。均質(zhì)充量壓縮著火方式(HCCI)擁有多點大面積同時著火及快速燃燒的特點,使發(fā)動機燃燒持續(xù)期和后燃縮短,具有很高的熱效率和良好的燃油經(jīng)濟性,可以降低NOx的排放,但過快的傳熱產(chǎn)生的較大壓力升高率,會引起發(fā)動機工作粗暴,甚至導致敲缸現(xiàn)象[5-7]。廢氣再循環(huán)(EGR)技術(shù)是目前有效控制HCCI燃燒的常用手段,國內(nèi)外眾多學者針對EGR對HCCI燃燒的影響已做了大量研究,證明了廢氣混合新鮮工質(zhì)可以提高進氣初始溫度,使工質(zhì)的低活化能反應(yīng)加速進行,且因廢氣多為H2O、CO2等比熱容較大的氣體,還能稀釋新鮮工質(zhì)、抑制放熱速率、降低缸內(nèi)燃燒溫度,從而緩解粗暴燃燒現(xiàn)象,拓展HCCI燃燒負荷上限,同時也有利于實現(xiàn)低溫燃燒,使燃燒室壁的傳熱損失降低,高溫廢氣內(nèi)殘余的活性基團對自燃著火還有一定的積極影響[8-11]。利用改變配氣相位形成的內(nèi)部EGR相比加裝控制閥的外部EGR更為簡便,通過排氣門提早關(guān)閉和進氣門延遲開啟形成負氣門重疊(NVO),可將廢氣截留在缸內(nèi),換氣過程中廢氣對新氣的加熱稀釋即可產(chǎn)生EGR效果。目前關(guān)于摻氫天然氣混合燃料在HCCI模式下結(jié)合改變配氣相位形成負氣門重疊對發(fā)動機燃燒、排放特性影響的研究報道還比較少。

本文以一臺加裝了電液氣門機構(gòu)的四沖程自然吸氣式水冷柴油發(fā)動機改裝而成的天然氣混氫發(fā)動機為研究對象,在GT-power和Chemkin軟件上進行了負氣門重疊對摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒與排放的數(shù)值模擬,分析了改變配氣正時對發(fā)動機缸內(nèi)燃燒與排放的影響,為摻氫天然氣HCCI發(fā)動機實際應(yīng)用中性能的改善提供一定的理論依據(jù)。

1 仿真模型的建立

考慮到GT-Power軟件能夠較好地仿真換氣過程,而CHEMKIN對于HCCI的燃燒過程模擬精度較高,故選用二者進行聯(lián)合仿真。應(yīng)用GT-power軟件對配氣機構(gòu)進行重新設(shè)計,改變進排氣門開啟關(guān)閉正時,可以實現(xiàn)負氣門重疊。圖1所示為GT-power搭建的HCNG發(fā)動機模型,由進排氣系統(tǒng)、氣缸、曲軸驅(qū)動裝置等構(gòu)成,根據(jù)結(jié)構(gòu)尺寸和主要參數(shù)對相應(yīng)模塊進行參數(shù)設(shè)置即可。運用Chemkin軟件對缸內(nèi)燃燒過程進行數(shù)值模擬,需要導入燃料的化學反應(yīng)機理和熱力學數(shù)據(jù),指定化學求解器所要求解的反應(yīng)方程,通過燃燒模型結(jié)合傳熱模型、氣缸幾何模型與EGR率的計算公式來求解零維單區(qū)模型的整套控制方程,得出燃燒放熱率、缸內(nèi)壓力變化、各類反應(yīng)產(chǎn)物濃度等表征燃燒過程特性的參數(shù)值。將GT-power仿真換氣過程的結(jié)果文件導入到Chemkin中,由Chemkin來完成燃燒過程的仿真,并將計算結(jié)果又導回到GT-power作為下一循環(huán)的初始數(shù)據(jù),由于不同循環(huán)之間換氣與燃燒膨脹兩過程存在交替影響效應(yīng),因此要結(jié)合試驗數(shù)據(jù)對影響燃燒模型的參數(shù)進行迭代收斂計算和模型參數(shù)的修正,以獲得更能表達真實情況的仿真結(jié)果。

圖1 HCNG發(fā)動機仿真模型Fig.1 Simulation model of hydrogen natural gas engine

1.1 反應(yīng)機理與物性參數(shù)

GRI Mech-3.0[12]是描述甲烷燃燒氧化反應(yīng)的化學動力學機理,包含53種物質(zhì)和325個基元反應(yīng),如C1～C2鏈反應(yīng)、N化學反應(yīng)和NOx生成反應(yīng)等,已經(jīng)大量試驗驗證并被廣泛用于碳氫燃料的模擬研究中。由于本文研究的是二元混合燃料在NVO策略下的均質(zhì)壓燃特性,對反應(yīng)前溫度和組分濃度有所側(cè)重,故對原機理進行簡化重整。在添加氫氣機理、改變物質(zhì)組分的基礎(chǔ)上,運用敏感性分析法[13]找出對于反應(yīng)初始溫度、濃度敏感性較高的若干基元反應(yīng)與物質(zhì),再使用反應(yīng)系數(shù)變異法[14]對影響化學反應(yīng)速率的Arrhenius方程[15]參數(shù)進行優(yōu)化

(1)

式中:k為反應(yīng)速率常數(shù);c0為指前因子;T為反應(yīng)溫度;α為溫度指數(shù);Ea為反應(yīng)活化能;R為通用氣體常數(shù)。

機理簡化完成后將其與熱力學數(shù)據(jù)導入燃燒模型中,模型中關(guān)于物質(zhì)組分的計算基于化學反應(yīng)動力學過程與燃料物性參數(shù)的定義

(2)

定義燃料中的氫氣摻入比例為體積比例

(3)

結(jié)合混合燃料各自的物性參數(shù)可以計算固定配比下混合燃料的摩爾質(zhì)量為

MF=16-4τH2

(4)

混合燃料的化學計量空燃比為

(5)

式中:λ0(H2)、λ0(CH4)為兩種燃料的化學計量空燃比。上述各式為物質(zhì)組分求解的基礎(chǔ)。

1.2 零維單區(qū)燃燒模型與傳熱模型

零維單區(qū)燃燒模型認為缸內(nèi)充量的溫度、壓力和組分均勻分布,符合HCCI燃燒的均質(zhì)預(yù)混合條件。該模型為反應(yīng)機理提供溫度輸入,從而計算出各種燃燒過程參數(shù)。假設(shè)混合氣為理想氣體,工質(zhì)處于密封無泄漏損失狀態(tài)。燃燒放熱率的求解基于熱力學第一定律能量守恒方程式

du+pdVm=h-δqw

(6)

式中:u為單位質(zhì)量的物質(zhì)的比熱力學能,即比熱力學能;Vm為單位質(zhì)量所占容積;h為比焓;qw為比熱損失量,由傳熱模型確定

qw=LSt(T-Tw)

(7)

式中:Tw為缸壁平均溫度;St為有效傳熱面積;L為傳熱系數(shù)。

傳熱子模型通過與能量方程耦合,提供計算溫度場的邊界條件,如缸壁溫度、缸內(nèi)溫度分布和熱流分布,反映工質(zhì)對燃燒室壁面的傳熱及熱量損失。對于均質(zhì)零維壓燃模型而言,L由廣泛認可的Woschni關(guān)聯(lián)式給出[16]

L=0.129 8D-0.2p0.8T-0.53v0.8

(8)

式中:D為發(fā)動機的缸徑;v為特征速度,表征缸內(nèi)物質(zhì)統(tǒng)計平均運動特性。

(9)

式中:vave為活塞平均速度;Vs為氣缸工作容積;下標帶b的量表示進氣門關(guān)閉時刻到燃燒始點之前工質(zhì)在任一時刻的狀態(tài);pmot為發(fā)動機反拖壓力。缸內(nèi)燃燒過程的溫度變化為

(10)

式中:MH為混合氣平均摩爾質(zhì)量;cv為定壓比熱容。

1.3 發(fā)動機氣缸幾何模型

由發(fā)動機氣缸幾何關(guān)系可以求出氣缸容積隨時間的變化規(guī)律

(11)

式中:VC為燃燒室容積;ε為壓縮比;s為連桿、曲柄的長度之比;θ為曲軸轉(zhuǎn)角。在仿真中還經(jīng)常采用掃氣容積變化率

(12)

1.4 內(nèi)部EGR率計算

每循環(huán)燃燒動力過程受該循環(huán)換氣過程影響,而EGR率是聯(lián)系兩過程的重要參數(shù)。常規(guī)計算EGR率的方法是測量壓縮行程與排氣行程結(jié)束后排氣管中CO2的濃度來確定的,并不適用于描述NVO策略下形成的內(nèi)部EGR效應(yīng)。根據(jù)燃燒反應(yīng)方程式及仿真所能獲取的數(shù)據(jù),對NVO下當量比為1時的EGR率進行理論推導,假設(shè)燃料完全燃燒,缸內(nèi)氣體混合均勻,氣門開閉不受配氣機構(gòu)響應(yīng)遲滯、缸內(nèi)外壓差的影響

(13)

式中:m0為進氣門關(guān)閉后充入氣缸的混合氣質(zhì)量;mE為排氣門關(guān)閉后缸內(nèi)殘余廢氣的質(zhì)量。很顯然mE是由上一循環(huán)動力過程和排氣門關(guān)閉時刻共同決定的

(14)

式中:ξO2為空氣中氧氣的體積分數(shù);y定義為混合燃料中氫原子與碳原子的摩爾數(shù)之比,與τH2有一定的相關(guān)性,下標帶EVC的量表示排氣門關(guān)閉時刻缸內(nèi)工質(zhì)狀態(tài)。mE與接續(xù)的進氣過程共同影響m0的值

(15)

式中:下標帶IVC的量表示進氣門關(guān)閉時刻缸內(nèi)工質(zhì)狀態(tài);MA為空氣的摩爾質(zhì)量值。

2 仿真模型的校驗

為了驗證仿真模型的準確性,利用試驗發(fā)動機實測的缸內(nèi)壓力與溫度與仿真數(shù)據(jù)進行了對比。發(fā)動機主要性能參數(shù)如表1所示。試驗在當量比為0.4、轉(zhuǎn)速為1 100 r/min、氫氣體積分數(shù)5%下進行,所用各種儀器的詳細介紹與測試精度已在之前的研究中給出[17]。仿真模型的初始溫度、壓力等數(shù)據(jù)由試驗值測取,模擬工況與試驗工況保持一致。

表1 試驗發(fā)動機主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of a test engine

發(fā)動機缸內(nèi)壓力與缸內(nèi)溫度的試驗值和模擬值的對比圖如圖2和圖3所示。

圖2 缸內(nèi)壓力驗證對比曲線Fig.2 Comparison curve of in-cylinder pressure verification

圖3 缸內(nèi)溫度驗證對比曲線Fig.3 Comparison curve of in-cylinder temperature verification

通過對比可以看出模擬所得數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)走勢一致,型線上吻合較好,缸內(nèi)壓力和溫度模擬值與試驗值誤差范圍均控制在5 %以內(nèi)。在動力過程的全部曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi),模擬所得數(shù)據(jù)的數(shù)量級和精度良好,綜合看來,所搭建的仿真模型可以較為可靠地反應(yīng)發(fā)動機的真實性能。

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 排氣門關(guān)閉時刻對燃燒排放的影響

圖4～圖10是在當量比為1,轉(zhuǎn)速為1 200 r/min,進氣溫度為350 K,進氣壓力0.13 MPa,摻氫比為5%,燃料質(zhì)量流率為6.2 g/s的初始條件下,模擬出的單獨改變排氣門關(guān)閉(EVC)時刻對發(fā)動機燃燒和排放特性的影響規(guī)律,此過程中應(yīng)維持排氣門開啟(EVO)、進氣門開啟(IVO)、進氣門關(guān)閉(IVC)和氣門升程不變。排氣門相較換氣過程上止點提前每隔15 °CA獲得一組氣門升程曲線,當前策略下所能形成的負氣門重疊角度為0～75 °CA。

圖4 排氣門早關(guān)對缸內(nèi)EGR率的影響Fig.4 Effect of early exhaust valve closure on in-cylinder EGR rate

由圖4和圖5可知,隨著EVC時刻的提前,廢氣再循環(huán)率上升,充氣效率下降。這是因為排氣門越早關(guān)閉,由排氣管排出的廢氣越少,截留在缸內(nèi)的廢氣越多,因此EGR率會升高。而隨著滯留在缸內(nèi)的廢氣量越多,進氣門開啟時缸內(nèi)與進氣門喉口的壓差相較不采用EGR的原機而言就越小,阻礙了新氣的充入。同時廢氣對新氣的加熱會造成進氣狀態(tài)空氣密度下降,實際吸入缸內(nèi)也略有減小。此外由于IVO時活塞仍處在上行階段,對自然吸氣式發(fā)動機來說,缸內(nèi)可能有一定程度的回火現(xiàn)象發(fā)生,EVC越提早廢氣回火越嚴重,這將進一步降低了充入缸內(nèi)的新氣量。自排氣門早關(guān)15 °CA到早關(guān)90 °CA,EGR率增長了18.36%,充氣效率的降幅為27.3 %。

圖5 排氣門早關(guān)對缸內(nèi)充氣效率的影響Fig.5 Effect of early exhaust valve closure on cylinder filling efficiency

由圖6～圖9可知,隨著EVC的提前,缸內(nèi)燃燒壓力和燃燒溫度降低,這是因為EVC越提早,增多的廢氣對新氣的稀釋程度也越大,缸內(nèi)燃燒做功動力輸出受損。從早關(guān)15°CA到90°CA,最高壓力下降了18.6%,最高溫度下降了16.8%,說明EVC提前程度對缸內(nèi)壓力和溫度在數(shù)值上的變化影響較大。缸內(nèi)達到最高壓力和最高溫度的時刻略有提前,表示提前關(guān)閉排氣門時,燃燒過程的等容度略有增加。從圖7和圖8可以看出,隨EVC時刻的提早,缸內(nèi)最大壓力升高率減小,放熱率逐漸降低。產(chǎn)生這一變化的主要原因是:EVC越提早,NVO角度越大,廢氣存留量越多,由于比熱容較高、含氧量較低的廢氣同時具有稀釋和燃燒溫降作用,使缸內(nèi)最高燃燒溫度下降,從而減緩了缸內(nèi)燃燒反應(yīng)速率,壓力升高率降低,燃燒更為柔和,有助于削弱HCCI發(fā)動機普遍具有的工作粗暴現(xiàn)象,減小爆震傾向和振動噪聲。

圖7 排氣門早關(guān)時刻對缸內(nèi)溫度的影響Fig.7 Effect of exhaust valve early closing moment on cylinder temperature

圖8 排氣門早關(guān)時刻對缸內(nèi)壓力升高率的影響Fig.8 Effect of exhaust valve early closing moment on the rate of pressure rise in the cylinder

圖10展示了NOx在排氣門早關(guān)方案下的變化情況,隨著EVC時刻提早,NOx排放相對減少。由前述分析可知,廢氣的稀釋使得充量系數(shù)下降,缸內(nèi)混合物中氧氣濃度降低,同時廢氣減緩了缸內(nèi)工質(zhì)燃燒放熱速率,降低了最高溫度。根據(jù)氮氧化物的生成機理,富氧和高溫是生成NOx的有利條件,因此由于氧濃度的降低和燃燒溫度的下降,NOx排放量降低,而后期缸內(nèi)溫度隨著活塞的下行降低,所以NOx生成總量不再上升而趨于穩(wěn)定。

圖10 排氣門關(guān)閉時刻對NOx排放的影響Fig.10 Effect of exhaust valve closing moment on NOx emission

3.2 進氣門開啟時刻對燃燒排放的影響

圖11～17為維持EVO、EVC、IVC和氣門升程不變時,單獨改變IVO時刻對發(fā)動機燃燒和排放的影響規(guī)律。進氣門相較換氣過程上止點推遲每隔15 °CA獲得一組氣門升程曲線,模擬的初始條件不變。因EVC保持在上止點后15 °CA。

圖11 進氣門晚開對缸內(nèi)EGR率的影響Fig.11 Effect of late opening of intake valve on in-cylinder EGR rate

由圖11和圖12可知,隨著IVO的推遲,EGR率上升,充氣效率呈下降趨勢。原因是雖然缸內(nèi)截留廢氣因EVC時刻不變而保持固定的量,但新氣量受活塞下行程度的影響,進氣門越晚開啟,實際進氣的持續(xù)時間就越短,進入氣缸內(nèi)的新氣量就越少。自進氣門晚開15 °CA到90 °CA,EGR率增長了11.35%,充氣效率降低了16.86%。

圖12 進氣門晚開對缸內(nèi)充氣效率的影響Fig.12 Effect of late opening of intake valve on cylinder filling efficiency

由圖13和圖14可知,隨著IVO延后,缸內(nèi)壓力、溫度的峰值逐漸降低,達到峰值的相位略有提前。從進氣門晚開15 °CA到90 °CA,缸內(nèi)最高壓力下降了9.7%,最高溫度下降了9.5%,與改變EVC方案相比,在相同的NVO角度下,單獨改變IVO時缸內(nèi)壓力、溫度峰值降低的幅度不大,這是因為EVC時刻的固定使得當前方案下缸內(nèi)所能截留到的廢氣量一定,進氣晚開的廢氣占比增加范圍相對更小,動力過程受損更少。從圖15和圖16可以看出,隨著IVO時刻延后,缸內(nèi)壓力升高率和燃燒放熱速率逐漸降低,但著火相位卻提前。這是由于廢氣對新氣的平均加熱程度因新氣量的減少而得以提高,如圖14所示燃燒放熱始點處的溫度隨著IVO的晚開有所提高,這有益于均質(zhì)壓燃的順利進行。在單獨改變EVC方案中,廢氣的加熱貢獻僅僅體現(xiàn)在了燃燒壓力和燃燒溫度峰值所對應(yīng)相位的提前上,由此可見改變IVO策略產(chǎn)生的影響主要體現(xiàn)在燃燒始點的改變上,且可以進一步判斷燃燒始點的主要影響因素是新氣量而非EGR率,這是因為單獨改變EVC時,進氣開啟時刻雖保持不變但早開于上止點,新氣的量普遍高于單獨改變IVO策略,新氣量越多即使廢氣量存留多但對新氣加熱的平均程度不足。而單獨改變IVO時雖然廢氣量因排氣晚關(guān)于上止點而減少,但新氣量也減少使得其被有限廢氣量的加熱更容易,著火提前的效果也更明顯。上述對比說明進氣加熱效果雖然和EGR率有關(guān),但對于新氣的量更為敏感。從前述關(guān)于EGR率的變化也可以看出,雖然單獨改變EVC比單獨改變IVO所能實現(xiàn)的EGR率范圍更大,但新氣量的增多使得即使在相近的廢氣占比情況下,廢氣加熱的難度仍然更大一些。

圖13 進氣門開啟時刻對缸內(nèi)壓力的影響Fig.13 Effect of intake valve opening moment on in-cylinder pressure

圖14 進氣門開啟時刻對缸內(nèi)溫度的影響Fig.14 Effect of intake valve opening moment on in-cylinder temperature

圖15 進氣門開啟時刻對缸內(nèi)壓力升高率的影響Fig.15 Effect of intake valve opening moment on in-cylinder pressure rise rate

圖17展示了NOx在進氣門晚關(guān)方案下的變化情況,隨著IVO時刻的推遲NOx排放減少。這是因為廢氣的稀釋作用使得缸內(nèi)氧濃度降低,同時廢氣減緩了燃燒放熱速率,降低了燃燒最高溫度,使得產(chǎn)生NOx的富氧高溫條件受到抑制。與單獨改變EVC時刻相比,由于排氣門維持原機晚開所以廢氣存留量不多,對EGR率的增長、缸內(nèi)燃燒溫壓的削減、缸內(nèi)燃燒放熱率的削減程度均不大,所以NOx的排放改善程度也不大。

圖17 進氣門開啟時刻對NOx排放的影響Fig.17 Effect of intake valve opening moment on NOx emission

3.3 進排氣門開閉時刻對燃燒排放的影響

單獨增大EVC提前角到一定程度,著火時刻受EGR加熱的效果不明顯,有可能導致HCCI無法正常實現(xiàn)。而單獨延遲IVO時刻,EGR率的變動不大,燃燒溫降和氮氧化物改善程度不明顯。若想改進著火提前效果,取得更為理想的廢氣再循環(huán)率,考慮結(jié)合兩種方案,同時改變進排氣門的開閉時刻。

圖18～圖24為保持EVO、IVC和氣門升程不變時,同時改變EVC和IVO對發(fā)動機燃燒和排放特性的影響。進排氣門相較換氣過程上止點分別延遲開啟和提早關(guān)閉,每隔15°CA獲得一組氣門升程曲線,其他初始條件不變,當前策略下形成的NVO角度為30 °CA～ 180 °CA,由于同時改變的角度間隔值是關(guān)于上止點對稱的,因此該策略也稱為對稱NVO策略。

圖18 對稱NVO對缸內(nèi)EGR率的影響Fig.18 Effect of symmetric NVO on in-cylinder EGR rate

由圖18～圖19所示,EGR率增長了45.87個百分點,充氣效率降低了51.43%,可見對稱NVO策略能夠產(chǎn)生更大的EGR率,這是因為排氣門越早關(guān)閉滯留廢氣量越多,而進氣門越晚開啟所進新鮮混合氣量就越少,充量系數(shù)的損失也比單獨改變EVC或IVO時要大。另外,單獨改變EVC時由排氣提早關(guān)閉所截留的廢氣形成的缸內(nèi)外壓差降,進而導致的回火現(xiàn)象,在本方案下因進氣也延遲開啟活塞處于下行被有效地避免。而相比單獨改變IVO策略,因排氣提早關(guān)閉廢氣量更多,所以對有限新氣平均加熱程度也得到了提高。

圖19 對稱NVO對缸內(nèi)充量系數(shù)的影響Fig.19 Effect of symmetric NVO on cylinder charge factor

由圖20～圖23可知,隨著對稱NVO角的加大,缸內(nèi)壓力和溫度下降,從NVO角度為30 °CA到180 °CA,缸內(nèi)最大壓力下降了27.6%,缸內(nèi)最高溫度下降了21.7%。動力的下降幅度大于單獨改變IVO或EVC方案。壓力升高率與燃燒放熱速率隨著對稱NVO角度的加大而明顯下降,因燃燒放熱速率主要受EGR率的變化影響,而對稱NVO所形成的EGR率范圍較大,所以燃燒反應(yīng)的緩和程度也很大,放熱的變慢也造成了壓力升高率的降低,這有利于減小發(fā)動機的轉(zhuǎn)速和扭矩變動,防止爆震的發(fā)生可能,使發(fā)動機工作狀況更加平順。同時改變進排氣門時刻對燃料著火時刻的影響顯著,NVO角越大燃料著火提前程度越大,且著火前溫度也相應(yīng)地受進氣加熱影響增高,這是因為隨著NVO角的增加,缸內(nèi)廢氣量增多而新氣量漸減,廢氣對新氣的加熱效果優(yōu)于在相同進氣晚開程度下廢氣量固定的變IVO策略,也優(yōu)于在相同排氣早關(guān)程度下新氣量更多的變EVC策略。但NVO角過大時,如排氣早關(guān)與進氣晚開角度大于75 °CA時,混合燃料被過度提前到上止點之前進行放熱,這使得缸內(nèi)工質(zhì)動力過程承受了一部分壓縮行程的負功損失,減小了等容加熱程度,因此應(yīng)當予以避免。

圖20 對稱NVO對缸內(nèi)壓力的影響Fig.20 Effect of symmetric NVO on cylinder pressure

圖21 對稱NVO對缸內(nèi)溫度的影響Fig.21 Effect of symmetric NVO on in-cylinder temperature

圖22 對稱NVO對缸內(nèi)壓力升高率的影響Fig.22 Effect of symmetric NVO on pressure rise rate in the cylinder

圖23 對稱NVO對缸內(nèi)放熱率的影響Fig.23 Effect of symmetric NVO on the exothermic rate in the cylinder

圖24為對稱NVO對NOx排放量影響的曲線。從圖中可知,隨著EVC提前和IVO延遲,缸內(nèi)NOx生成量顯著降低,由前述分析知影響NOx的最重要因素是缸內(nèi)最高溫度,由于對稱NVO策略下能夠達到較大的EGR率,而缸內(nèi)最高溫度隨EVC時刻的提前和IVO時刻的延遲而減小,因此對燃燒溫度的降低幅度也更大,同時對燃燒速度的降低也使得NOx生成速率也越慢,最終導致了缸內(nèi)NOx生成量的大幅削減。

圖24 對稱NVO對NOx排放的影響Fig.24 Effect of symmetric NVO on NOx emissions

4 結(jié)論

1) 摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒的動力過程會因負氣門重疊的影響呈現(xiàn)不同程度的下降。單獨改變EVC和同時改變EVC與IVO,廢氣截留量和EGR率隨負氣門重疊角度增大而增多,缸內(nèi)壓力最大下降幅度分別為18.6%和27.6%。單獨改變IVO的EGR率與充氣效率的變化范圍較小,缸內(nèi)壓力的損失最小,最大下降幅度僅為9.7%。

2) 分別單獨改變進排氣門開閉時刻,雖能形成相同的負氣門重疊角,但對缸內(nèi)放熱始點的影響程度不同。單獨改變IVO比單獨改變EVC對燃料的著火提前程度更大,表明放熱始點對新氣量更為敏感,主要受到缸內(nèi)工質(zhì)平均加熱程度的影響而不是EGR率變化范圍的影響。由于擁有更多的廢氣截留量和更好的廢氣加熱效果,采用對稱NVO策略能夠顯著影響燃料的自燃著火時刻,但當負氣門重疊角超過150 °CA時,著火時刻過度提前至上止點之前,降低了燃燒放熱過程的等容度。

3) 對稱NVO策略所能達到的EGR率最高,對缸內(nèi)燃燒放熱速率的緩和作用以及壓力升高率的降低效果也最大,這有利于改善HCCI發(fā)動機工作粗暴程度,防止爆震的發(fā)生,使得天然氣混氫燃料在實現(xiàn)HCCI燃燒時能夠具有更寬廣的負荷拓展范圍和更柔和的燃燒放熱過程。

4) 3種策略下缸內(nèi)最高溫度的最大降幅分別為16.8 %,9.5 %和21.7 %,是影響NOx排放量的主要因素,采用NVO策略所能實現(xiàn)的減排程度最大,采用單獨改變EVC策略的降低效果居中,而單獨改變IVO策略對缸內(nèi)最高溫度的削減幅度和放熱速率的緩和效果較小,所能實現(xiàn)的NOx降低效果也最小。