汽油機(jī)部分負(fù)荷應(yīng)用熱廢氣再循環(huán)實(shí)現(xiàn)臨界爆震的性能優(yōu)化

韓林沛,洪偉,王建軍,蘇巖,解方喜

(1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 130025, 長(zhǎng)春; 2.保定長(zhǎng)城內(nèi)燃機(jī)制造有限公司, 072650, 河北保定)

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汽油機(jī)部分負(fù)荷應(yīng)用熱廢氣再循環(huán)實(shí)現(xiàn)臨界爆震的性能優(yōu)化

韓林沛1,洪偉1,王建軍2,蘇巖1,解方喜1

(1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 130025, 長(zhǎng)春; 2.保定長(zhǎng)城內(nèi)燃機(jī)制造有限公司, 072650, 河北保定)

以某款1.4 L缸內(nèi)直噴汽油機(jī)為研究對(duì)象,結(jié)合其標(biāo)定參數(shù)和實(shí)驗(yàn)結(jié)果,利用三維仿真軟件Fire研究了熱廢氣再循環(huán)對(duì)汽油機(jī)部分負(fù)荷的影響規(guī)律。結(jié)果表明:當(dāng)進(jìn)氣壓力為68 kPa和24 kPa時(shí),在低于爆震限值的熱廢氣再循環(huán)率(ηhot)范圍內(nèi),隨著ηhot的增大,混合氣的爆震指數(shù)均呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì),且顯著低于相同進(jìn)氣溫度下的無(wú)廢氣再循環(huán)工況;熱廢氣能夠起到強(qiáng)化燃燒和降低進(jìn)氣泵氣損失的雙重效果,相比常溫進(jìn)氣工況,在進(jìn)氣壓力為68 kPa、ηhot=10%工況下的指示功增幅為4.6%,在進(jìn)氣壓力為24 kPa、ηhot=17.5%工況下的指示功增幅可達(dá)65.8%;進(jìn)氣壓力為24 kPa、ηhot=12.5%工況與常溫進(jìn)氣工況的火焰?zhèn)鞑ニ俣葞缀跸喈?dāng),缸壓峰值可提高約1/4,而且還能降低52%的CO排放量和78.3%的NO排放量;通過耦合進(jìn)氣加熱或者廢氣中冷,可以進(jìn)一步拓展熱廢氣再循環(huán)的應(yīng)用潛力,并且負(fù)荷越小耦合進(jìn)氣加熱以后的改善效果越顯著。

汽油機(jī);熱廢氣再循環(huán);強(qiáng)化燃燒;泵氣損失

汽油機(jī)部分負(fù)荷時(shí)的節(jié)流損失一直是制約其經(jīng)濟(jì)性進(jìn)一步提高的固有缺陷,雖然汽油直噴分層稀燃以及均質(zhì)充量壓燃兩種燃燒模式均可以取消節(jié)氣門實(shí)現(xiàn)柴油機(jī)式的無(wú)節(jié)流進(jìn)氣[1],但由于存在油品和稀燃NOx后處理器問題,因此分層稀燃并沒有引入到國(guó)內(nèi),而均質(zhì)充量壓燃也因其負(fù)荷擴(kuò)展困難至今沒有成熟的應(yīng)用機(jī)型。

廢氣再循環(huán)被認(rèn)為是能進(jìn)一步改善直噴汽油機(jī)經(jīng)濟(jì)性的有效技術(shù)手段[2],按廢氣是否經(jīng)過中冷器冷卻,可分為冷廢氣再循環(huán)和熱廢氣再循環(huán)兩種方式。在中小負(fù)荷引入廢氣,可以減小部分負(fù)荷時(shí)的泵氣損失;在大負(fù)荷引入廢氣,可以抑制爆震,提高循環(huán)熱效率。吉林大學(xué)解方喜等人利用甲醇燃料燃燒速度快、辛烷值高抗爆性好的優(yōu)點(diǎn)以柴油機(jī)為基礎(chǔ)開發(fā)了一款用廢氣量控制負(fù)荷的甲醇發(fā)動(dòng)機(jī),在不影響發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的情況下最大廢氣再循環(huán)率可達(dá)50%[3]。美國(guó)西南研究院Terry ALGER等人通過引入氫氣的方式提高了汽油機(jī)燃燒的廢氣容忍度,以缸內(nèi)燃燒壓力循環(huán)變動(dòng)量低于5%為限,引入質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1%的氫氣,廢氣容忍度可提高到48%[4]。雖然通過燃用含氧燃料和額外添加速燃成分能夠?qū)崿F(xiàn)高廢氣再循環(huán)率,但這并不是汽油機(jī)廢氣再循環(huán)的最終目的,汽油機(jī)部分負(fù)荷引入廢氣是為了填補(bǔ)本需要節(jié)氣門節(jié)流限制的燃燒室體積空間,降低進(jìn)氣泵氣損失[5]。因此,汽油機(jī)降低進(jìn)氣泵氣損失的根本是保持進(jìn)氣體積流量不被節(jié)流,而采用熱廢氣再循環(huán)可以充分利用廢氣的熱量加熱進(jìn)氣,增大進(jìn)氣的定質(zhì)量流量下的體積流量,即填補(bǔ)相同的進(jìn)氣節(jié)流體積,采用熱廢氣再循環(huán)方式可以降低引入廢氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù),減少?gòu)U氣對(duì)燃燒的惡化。

此外,熱廢氣再循環(huán)對(duì)進(jìn)氣溫度的提高還可以改善燃燒,提高循環(huán)熱效率。對(duì)于汽油機(jī)來說,最容易發(fā)生爆震的工況是大負(fù)荷,而小負(fù)荷由于燃燒放熱量少,點(diǎn)火以后壓力波對(duì)末端未燃混合氣的壓縮程度低,不會(huì)發(fā)生爆震。雖然爆震會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)工作的穩(wěn)定性和機(jī)械強(qiáng)度,但研究表明,臨界爆震對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)不但沒有危害,而且可以相對(duì)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性[6]。借用廢氣熱量加熱進(jìn)氣,可以提高部分負(fù)荷的爆震指數(shù),進(jìn)而控制燃燒過程達(dá)到或接近臨界爆震狀態(tài),以提高汽油機(jī)部分負(fù)荷的燃油經(jīng)濟(jì)性。然而,通過實(shí)驗(yàn)探索發(fā)動(dòng)機(jī)不同運(yùn)行工況的臨界爆震點(diǎn),往往需要發(fā)動(dòng)機(jī)工作在爆震或重度爆震狀態(tài),這對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的損害是非常大的[7]。針對(duì)上述問題,參照已有的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),本文利用商業(yè)軟件AVL-fire研究了熱廢氣再循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)部分負(fù)荷燃燒和排放性能的影響,并獲得了較優(yōu)的經(jīng)濟(jì)性改善效果,為課題進(jìn)一步的實(shí)驗(yàn)研究做出可行性指導(dǎo)。

1 計(jì)算平臺(tái)搭建及方案設(shè)計(jì)

1.1 計(jì)算平臺(tái)搭建

以一款1.4 L的增壓直噴汽油機(jī)為研究對(duì)象,建立了其動(dòng)態(tài)網(wǎng)格模型,汽油機(jī)原機(jī)的基本參數(shù)如表1所示。

表1 汽油機(jī)基本參數(shù)

幾何實(shí)體模型通過硅膠倒模逆向處理的方法獲得,本計(jì)算模型將排氣上止點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角記為0°,從進(jìn)氣門開啟時(shí)刻-28°到排氣門打開時(shí)刻516°劃分動(dòng)網(wǎng)格,全局最大網(wǎng)格尺寸為1 mm,最小網(wǎng)格尺寸為0.5 mm。計(jì)算模型缸內(nèi)初始?jí)毫?8 kPa,初始溫度為850 K,噴油參數(shù)和點(diǎn)火正時(shí)均按計(jì)算工況點(diǎn)對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)置。模型及邊界條件如圖1所示。

圖1 計(jì)算模型及邊界條件

1.2 計(jì)算方案

為說明熱廢氣再循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)爆震指數(shù)和泵氣損失的影響,計(jì)算轉(zhuǎn)速選擇了易發(fā)生爆震的最大扭矩點(diǎn)附近的較低轉(zhuǎn)速1 800 r/min,計(jì)算負(fù)荷選擇20 N·m和60 N·m部分負(fù)荷工況點(diǎn),其所對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行參數(shù)如表2所示。

表2 計(jì)算工況點(diǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)

參照表2兩個(gè)工況點(diǎn)的發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)對(duì)計(jì)算模型的初始條件進(jìn)行設(shè)置,以進(jìn)氣壓力68 kPa和24 kPa工況為基礎(chǔ)計(jì)算了相同進(jìn)氣壓力不同熱廢氣再循環(huán)率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響規(guī)律,熱廢氣再循環(huán)率ηhot的定義如下

(1)

式中:ηhot為熱廢氣再循環(huán)率;megr為再循環(huán)廢氣質(zhì)量;mmix為廢氣與新鮮空氣混合氣的質(zhì)量。Fire軟件中的再循環(huán)廢氣成分為質(zhì)量分?jǐn)?shù)19.53%的二氧化碳、質(zhì)量分?jǐn)?shù)71.98%的氮?dú)夂唾|(zhì)量分?jǐn)?shù)8.49%的水蒸氣,不同ηhot所對(duì)應(yīng)的混合氣溫度按下式計(jì)算得到

(2)

式中:mCO2、mH2O、mN2分別為廢氣成分中二氧化碳、氮?dú)?、水蒸氣的質(zhì)量;mair為新鮮空氣質(zhì)量;cCO2、cN2、cH2O、cair分別為CO2、N2、H2O和空氣的比定壓熱容;Δt為廢氣與新鮮空氣混合后的溫降;Δt′為新鮮空氣和廢氣混合后的溫升[8]。

發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速和負(fù)荷不同,排氣溫度也不同,圖2是實(shí)驗(yàn)測(cè)得的計(jì)算用樣機(jī)的排氣溫度萬(wàn)有特性曲線,可以看出,即使在低轉(zhuǎn)速小負(fù)荷工況汽油機(jī)的排溫也能達(dá)到較高的溫度值,采用不經(jīng)冷卻的廢氣直接引入到進(jìn)氣管,能夠最大程度地提高再循環(huán)廢氣與新鮮空氣的混合氣溫度。

根據(jù)式(2)和圖2的排溫?cái)?shù)據(jù),計(jì)算得到不同ηhot下的混合進(jìn)氣溫度,如表3所示。

1.3 計(jì)算模型驗(yàn)證

計(jì)算過程中的湍流模型選用k-zela-f模型,燃燒模型選用擴(kuò)展的相關(guān)火焰ECFM模型,噴霧模型

圖2 渦前排溫萬(wàn)有特性曲線

ηhot/%混合氣溫度/K進(jìn)氣24kPa進(jìn)氣68kPaηhot/%混合氣溫度/K(進(jìn)氣24kPa)2.5304.0307.015.0359.25.0315.0321.417.5369.87.5326.5335.420.0380.410.0337.5349.322.5390.912.5348.4363.0

選用離散液滴模型,爆震模型選用shell模型。為驗(yàn)證選用模型的準(zhǔn)確性,將實(shí)驗(yàn)測(cè)得的1 800 r/min、60 N·m工況下的缸壓曲線與相同計(jì)算參數(shù)下的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如圖3所示。

圖3 實(shí)驗(yàn)值和計(jì)算值的缸壓對(duì)比

從圖3中可以看出,驗(yàn)證工況計(jì)算得到的缸壓曲線與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的缸壓曲線具有較好的重合度,滿足示功圖誤差標(biāo)準(zhǔn),能夠證明計(jì)算過程的準(zhǔn)確性和合理性。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 熱廢氣再循環(huán)對(duì)爆震指數(shù)的影響

爆震現(xiàn)象一般認(rèn)為是由燃燒室末端未燃混合氣在火焰前鋒面未到達(dá)之前達(dá)到自燃溫度,出現(xiàn)一個(gè)或多個(gè)自發(fā)火焰中心發(fā)生自燃的非正常燃燒現(xiàn)象。計(jì)算使用的Firev2011版本還不能直接計(jì)算出爆震的發(fā)生,其爆震評(píng)估選用的是shell自燃模型。shell模型是在分枝鏈鎖反應(yīng)機(jī)理基礎(chǔ)上提出的8步鏈鎖反應(yīng),包括鏈引發(fā)、鏈傳播、線性鏈中斷、二次鏈中斷、退化支鏈等過程,在鏈傳播過程中用Q表示反應(yīng)過程的活性中間產(chǎn)物,Q的大小用于表征反應(yīng)的劇烈程度,而Fire輸出結(jié)果中的平均反應(yīng)率Rq即為Q的反應(yīng)生成速率,Rq越大,反應(yīng)越劇烈,發(fā)生爆震的可能性也就越大[9]。圖4為參照實(shí)驗(yàn)標(biāo)定數(shù)據(jù)計(jì)算得到的不同負(fù)荷在1 800r/min時(shí)的Rq值,可以看出:由于小負(fù)荷缸內(nèi)可燃空氣量少,燃燒壓力低,Rq較低;而大負(fù)荷的爆震指數(shù)明顯較高。圖4中各負(fù)荷所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火提前角θ為標(biāo)定實(shí)驗(yàn)獲得的最佳點(diǎn)火提前角,可以看出發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定過程采取了推遲點(diǎn)火降低爆震傾向的方式,計(jì)算工況中全負(fù)荷的Rq僅為0.02s-1,最大值出現(xiàn)在60%負(fù)荷,為0.08s-1,因此本文將0.08s-1作為不發(fā)生爆震的最大Rq限值。

圖4 1 800 r/min不同負(fù)荷的平均FQ反應(yīng)率

熱廢氣再循環(huán)通過提高進(jìn)氣溫度可以增大部分負(fù)荷時(shí)的爆震傾向,但同時(shí)廢氣作為惰性氣體,還能起到抑制爆震發(fā)生的作用[10-11]。為說明熱廢氣再循環(huán)對(duì)部分負(fù)荷爆震指數(shù)的影響,圖5和圖6分別給出了部分負(fù)荷進(jìn)氣壓力分別為68 kPa和24 kPa時(shí)不同ηhot工況和無(wú)廢氣再循環(huán)工況(與各ηhot工況點(diǎn)具有相同的進(jìn)氣溫度和空氣質(zhì)量)的Rq變化關(guān)系曲線?？梢钥闯?隨著ηhot增大,進(jìn)氣溫度升高,盡管新鮮空氣質(zhì)量減少,但Rq仍表現(xiàn)為逐漸升高的趨勢(shì),且有廢氣再循環(huán)工況Rq要明顯低于無(wú)廢氣再循環(huán)工況,ηhot越大這種降低作用也越明顯;在進(jìn)氣壓力為68 kPa工況下,當(dāng)ηhot增大到10%時(shí),混合后的進(jìn)氣溫度和Rq分別為349.3 K、0.054 s-1,比相同進(jìn)氣溫度和進(jìn)氣質(zhì)量無(wú)廢氣再循環(huán)工況的Rq降低了65.4%,同時(shí)也使該工況的Rq降低到0.08 s-1的限值以下;而在進(jìn)氣壓力為24 kPa工況下,ηhot為20%時(shí),混合氣溫度可升高到380.4 K,此時(shí)的Rq僅為0.000 79 s-1,即使對(duì)應(yīng)的無(wú)廢氣再循環(huán)工況,Rq也只為0.003 81 s-1,遠(yuǎn)低于0.08 s-1的限值,說明進(jìn)氣壓力越小,進(jìn)氣溫度容忍度越高,擁有更大的熱廢氣再循環(huán)應(yīng)用潛力。

圖5 進(jìn)氣壓力68 kPa工況下Rq隨ηhot的變化關(guān)系

圖6 進(jìn)氣壓力24 kPa工況下Rq隨ηhot的變化關(guān)系

2.2 指示功改善效果

圖7 進(jìn)氣壓力68 kPa下循環(huán)指示功隨ηhot的變化關(guān)系

為說明熱廢氣再循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響,將燃燒改善和泵氣損失改善兩部分分開來表示,如圖7所示。燃燒改善在圖中表示為燃燒改善指示功與正常進(jìn)氣指示功的差值;泵氣損失改善在圖中表示為熱廢氣再循環(huán)指示功與燃燒改善指示功的差值。圖中熱廢氣再循環(huán)曲線為進(jìn)氣壓力68 kPa、不同ηhot工況的指示功;正常進(jìn)氣曲線為與各ηhot工況點(diǎn)具有相同空氣量和噴油量、進(jìn)氣溫度293 K的無(wú)廢氣再循環(huán)工況指示功;燃燒改善曲線為正常進(jìn)氣指示功與熱廢氣再循環(huán)所帶來的燃燒改善功之和。對(duì)比正常進(jìn)氣和燃燒改善曲線可以看出:ηhot增大,燃燒改善作用越明顯;當(dāng)ηhot為10%時(shí),燃燒改善指示功可增大2.3%,主要因?yàn)榇藭r(shí)的進(jìn)氣溫度達(dá)到了335.4 K,一方面廢氣及其熱量增大了混合氣體積,提高了發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)的有效壓縮比,改善了循環(huán)熱效率;另一方面,高溫加快了火焰?zhèn)鞑ニ俣?提高了燃燒定容度。對(duì)比熱廢氣再循環(huán)和燃燒改善曲線可以看出:進(jìn)氣損失改善功隨著ηhot的增大而增大;當(dāng)ηhot為10%時(shí),泵氣損失功可以減少4.89 J。熱廢氣再循環(huán)對(duì)泵氣損失的改善效果也可以從兩方面分析,一是在空氣質(zhì)量保持恒定時(shí),ηhot越大,節(jié)氣門開度隨之增大使得泵氣損失減少;另一方面,較高的混合氣溫度增大了混合氣體積,可以進(jìn)一步降低節(jié)流損失[12]。從圖中指示功增幅曲線可以看出:隨著ηhot增大,熱廢氣再循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的改善效果呈一直增大的趨勢(shì);當(dāng)ηhot為10%時(shí),指示功增幅達(dá)到4.6%;雖然ηhot繼續(xù)增大到12.5%的,可比正常進(jìn)氣工況下的指示功增大5.9%,但ηhot=12.5%工況時(shí)的Rq超過了0.08 s-1的限值,有待進(jìn)一步優(yōu)化。

圖8 進(jìn)氣壓力24 kPa循環(huán)指示功隨ηhot的變化關(guān)系

圖8為進(jìn)氣壓力為24 kPa工況時(shí)指示功隨ηhot的變化曲線,圖中正常進(jìn)氣、燃燒改善和熱廢氣再循環(huán)曲線與圖7具有相同的物理意義。對(duì)比燃燒改善曲線和正常進(jìn)氣曲線可以看出,燃燒改善效果呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì),在ηhot為12.5%時(shí)達(dá)到最大,而繼續(xù)增大ηhot,熱廢氣再循環(huán)對(duì)燃燒的改善作用開始降低,當(dāng)ηhot為17.5%時(shí),燃燒改善指示功曲線已經(jīng)開始低于正常進(jìn)氣指示功曲線,說明ηhot增大到一定程度以后,廢氣對(duì)燃燒的惡化作用凸顯出來,燃燒開始受到負(fù)面影響。對(duì)比熱廢氣再循環(huán)和燃燒改善指示功曲線,雖然ηhot的增大會(huì)對(duì)燃燒產(chǎn)生不利影響,但泵氣損失改善功隨ηhot的增大卻是一直增大的,其改善只受廢氣引入量和混合氣溫度升高的影響,當(dāng)ηhot達(dá)到17.5%時(shí),泵氣損失功可降低2.34 J。在一定范圍內(nèi),指示功增幅隨著ηhot的增大而增大,并且ηhot越大增幅越顯著,當(dāng)ηhot為17.5%時(shí),熱廢氣再循環(huán)工況時(shí)的指示功增幅可達(dá)65.8%。

2.3 燃燒和排放特性

圖9給出了進(jìn)氣壓力為24 kPa、ηhot為12.5%時(shí)的燃燒效果最佳工況與無(wú)廢氣再循環(huán)時(shí)進(jìn)氣壓力為17.7 kPa常溫進(jìn)氣工況下缸內(nèi)壓力對(duì)比曲線,兩工況具有相同的空氣質(zhì)量和噴油量?？梢钥闯?熱廢氣再循環(huán)工況比常溫進(jìn)氣工況缸壓峰值高出很多,達(dá)到了429 kPa,而常溫進(jìn)氣工況下的缸壓峰值僅為340 kPa,相差約1/4,說明熱廢氣對(duì)部分負(fù)荷時(shí)的燃燒改善效果是非常顯著的。熱廢氣對(duì)燃燒的促進(jìn)作用主要?dú)w因于較高的混合氣溫度,雖然廢氣會(huì)稀釋混合氣中的氧分子和燃油分子,減小其接觸反應(yīng)概率,降低火焰?zhèn)鞑ニ俣?但熱廢氣帶來的缸內(nèi)高溫氛圍又強(qiáng)化了分子間的碰撞反應(yīng),促進(jìn)了火焰?zhèn)鞑?抵消了廢氣稀釋對(duì)燃燒的不利影響。還可看出,兩工況下缸壓峰值曲軸轉(zhuǎn)角僅相差2°,也再次說明了熱廢氣對(duì)燃燒的促進(jìn)作用。

圖9 缸壓曲線對(duì)比

為深入分析熱廢氣對(duì)部分負(fù)荷燃燒過程的影響,表4給出了熱廢氣再循環(huán)和常溫進(jìn)氣兩工況下點(diǎn)火后不同曲軸轉(zhuǎn)角的火焰表面密度切片圖?？梢钥闯?兩工況下的火焰?zhèn)鞑^(qū)域和距離幾乎一致,兩者有近乎相同的火焰?zhèn)鞑ニ俣?只是熱廢氣再循環(huán)工況的火焰表面密度更大。熱廢氣再循環(huán)工況正是憑借其較高的火焰面密度抵消了廢氣作為惰性氣體對(duì)火焰?zhèn)鞑サ囊种谱饔?使得兩者的火焰?zhèn)鞑ニ俣认喈?dāng)。

圖10為兩工況下CO質(zhì)量和NO質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系。圖中兩工況下CO的質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化均呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢(shì),并且常溫進(jìn)氣工況的CO生成量要高于熱廢氣再循環(huán)工況,在排氣門開啟時(shí)刻常溫進(jìn)氣工況的CO質(zhì)量比熱廢

表4 不同工況下火焰表面密度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況

氣再循環(huán)工況要高出1倍多。燃油分子周圍氧氣不足時(shí),分子中的C總是先生成CO,再隨著缸內(nèi)已燃和未燃?xì)怏w的交互混合逐漸被氧化生成CO2;而熱廢氣再循環(huán)引入缸內(nèi)的熱氛圍強(qiáng)化了火焰前鋒面的這種交互作用,使得生成的CO很快被氧化,表現(xiàn)出較低的CO生成量。不同于CO先升高后降低的變化趨勢(shì),兩工況在380°～420°的主燃期都表現(xiàn)出較快的NO生成速度,直到排氣門打開時(shí)刻N(yùn)O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)基本沒有變化。對(duì)比兩條NO生成曲線,熱廢氣再循環(huán)工況的NO生成量同樣要低于常溫進(jìn)氣工況,排氣門開啟時(shí)刻的NO質(zhì)量為0.077mg,比常溫進(jìn)氣時(shí)降低了78.3%。

圖10 不同工況下CO和NO單循環(huán)質(zhì)量排放量

2.4 耦合策略

雖然單獨(dú)采用熱廢氣再循環(huán)已能使發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒、排放及經(jīng)濟(jì)性取得較為顯著的改善,但對(duì)于某些熱廢氣引入工況的改善效果并未達(dá)到最優(yōu),比如,進(jìn)氣壓力為68kPa、ηhot為10%之前的工況和進(jìn)氣壓力為24kPa的全部工況,其Rq均未達(dá)到爆震限值的平均反應(yīng)生成率;進(jìn)氣壓力68kPa、ηhot為10%之后的工況雖然超過了爆震限值,但通過降溫仍有繼續(xù)改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能的潛力,進(jìn)氣加熱和廢氣冷卻可分別作為進(jìn)一步優(yōu)化的耦合策略。低于爆震限值的熱廢氣耦合進(jìn)氣加熱可進(jìn)一步提高混合氣溫度,有利于達(dá)到臨界爆震狀態(tài)以繼續(xù)強(qiáng)化燃燒和降低泵氣損失;而超過爆震限值的熱廢氣進(jìn)行適度冷卻可以降低混合氣溫度,進(jìn)一步提高廢氣再循環(huán)率。

圖11 進(jìn)氣壓力為68 kPa時(shí)不同模式燃油做功能力對(duì)比

圖12 進(jìn)氣壓力為24 kPa時(shí)不同模式燃油做功能力對(duì)比

圖11和圖12分別為進(jìn)氣壓力為68kPa和24kPa工況下分別采用熱廢氣再循環(huán)+耦合策略、熱廢氣再循環(huán)和常溫進(jìn)氣3種模式對(duì)不同燃油消耗量的做功能力對(duì)比曲線(均為化學(xué)計(jì)量空燃比燃燒)。表5為各工況結(jié)合耦合策略達(dá)到臨界爆震狀態(tài)的混合氣溫度及Rq值。按照進(jìn)氣壓力為68kPa工況時(shí)爆震限值所對(duì)應(yīng)的ηhot分界,ηhot達(dá)到10%之前采取耦合進(jìn)氣加熱策略,繼續(xù)增大爆震指數(shù);ηhot在10%之后采取冷卻再循環(huán)廢氣策略,防止過高的ηhot使燃燒發(fā)生爆震。從圖11可以看出,熱廢氣再循環(huán)耦合進(jìn)氣加熱與單獨(dú)熱廢氣再循環(huán)模式的燃油做功能力相當(dāng),兩條曲線近乎重合,但相比正常進(jìn)氣工況都有一定的優(yōu)勢(shì)。采取耦合策略維持臨界爆震狀態(tài),即使ηhot達(dá)到20%,仍可實(shí)現(xiàn)7.7%的指示功增幅,說明臨界爆震燃燒對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性具有顯著改善作用。由圖12可以看出,熱廢氣再循環(huán)耦合進(jìn)氣加熱相比單獨(dú)熱廢氣在循環(huán)和正常進(jìn)氣的優(yōu)勢(shì)較為明顯,ηhot為2.5%工況時(shí),耦合進(jìn)氣加熱實(shí)現(xiàn)臨界爆震的混合氣溫度達(dá)410 K,燃油消耗量為4.3 mg時(shí)可獲得30.94 J的指示功,比相同油耗量的熱廢氣再循環(huán)模式高出約1.5倍,比正常進(jìn)氣模式高出約2.3倍;并且在較低燃油消耗量的情況下仍能獲得正的指示功,擴(kuò)展了汽油機(jī)低油量運(yùn)行下限。與熱廢氣的作用相似,進(jìn)氣加熱可以繼續(xù)增大混合氣的溫度和體積,達(dá)到進(jìn)一步強(qiáng)化燃燒和減小泵氣損失的效果。此外,進(jìn)氣壓力為24 kPa的較小負(fù)荷工況擁有更高的混合氣溫度容忍度,混合氣溫度達(dá)到450 K仍不發(fā)生爆震,能夠更大程度地發(fā)揮出熱進(jìn)氣優(yōu)勢(shì)。總之,無(wú)論是單獨(dú)采用熱廢氣再循環(huán)或者結(jié)合耦合策略,能夠使發(fā)動(dòng)機(jī)全工況都達(dá)到一種臨界爆震或者亞爆震狀態(tài),可以最大程度地強(qiáng)化汽油機(jī)的燃燒效率和降低泵氣損失,實(shí)現(xiàn)汽油機(jī)節(jié)能的最大化。

表5 各工況臨界爆震狀態(tài)混合氣溫度

3 結(jié) 論

在爆震限值范圍內(nèi),利用再循環(huán)廢氣熱量加熱混合氣能夠起到提升爆震指數(shù)的效果,并且負(fù)荷越小爆震指數(shù)可提升空間就越大。相比常溫進(jìn)氣工況,熱廢氣再循環(huán)可以在強(qiáng)化燃燒和降低泵氣損失的雙重作用下增大發(fā)動(dòng)機(jī)的指示功輸出,但當(dāng)ηhot過高時(shí),燃燒改善效果會(huì)消失,而泵氣損失改善效果會(huì)持續(xù)增大。合適的ηhot能夠促進(jìn)火焰?zhèn)鞑?抵消廢氣稀釋對(duì)燃燒的不利影響,提高缸內(nèi)燃燒壓力,并且還能夠降低CO和NO的生成量。采用熱廢氣再循環(huán)耦合進(jìn)氣加熱或者廢氣冷卻策略實(shí)現(xiàn)臨界爆震燃燒,可以最大程度地降低燃油消耗,改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能。

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(編輯 劉楊 苗凌)

Performance Optimization of Partial Load of Gasoline Engine at Critical Knock Status Using Hot Exhaust Gas Recirculation

HAN Linpei1,HONG Wei1,Wang Jianjun2,SU Yan1,XIE Fangxi1

(1. State Key Laboratory of Automobile Simulation and Control, Jilin University, Changchun 130025, China;2. Baoding Changcheng Internal Combustion Engine Manufacturing Co., Ltd., Baoding, Hebei 072650, China)

Effects of hot exhaust gas recirculation (EGR) on partial load performance of a gasoline engine are studied using the software CFD Fire based on a 1.4 L gasoline direct injection (GDI) engine and its calibrated and experimental data. Results show that increasing hot EGR rate increases the knock index when the intake pressure are 68 kPa and 24 kPa within knock limit, but the knock index is significantly below that in same intake temperature conditions without EGR. Both enhancement of combustion and reduction of pumping loss can be acquired by introducing hot EGR. The indicated work increases by 4.6% when the intake pressure is 68 kPa andηhot=10%, and it increases by 65.8% when the intake pressure is 24 kPa andηhot=17.5%, compared with that in normal intake temperature condition. The flame propagation velocity is almost the same as the one under the normal intake condition whenηhotis 12.5% and the intake pressure is 24 kPa, and the peak cylinder pressure increases by about 1/4. Moreover, emissions of CO and NO are reduced by 52% and 78.3%, respectively. Great potential for further application of hot EGR exists by coupling heating intake air or cooling EGR, and more significant improvements can be obtained by coupling heating intake air with lower loads.

gasoline engine; hot exhaust gas recirculation; combustion intensification; pumping loss

2014-12-20。

韓林沛(1988—),男,博士生;解方喜(通信作者),男,講師。

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51206059,51276080);吉林省科技引導(dǎo)計(jì)劃青年科研基金資助項(xiàng)目(20140520128JH)。

時(shí)間:2015-07-23

10.7652/xjtuxb201510019

TN411.2

A

0253-987X(2015)10-0116-07

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http://www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150723.0922.012.html