射流溫度對高溫氣體射流控制壓縮著火的影響

祝佩，田華，孟相宇，崔靖晨，田江平，隆武強

(1.大連理工大學內(nèi)燃機研究所，遼寧大連，116024；2.大連理工大學化工機械與安全學院，遼寧大連，116024)

為了保持柴油機高熱效率的優(yōu)點，并同時降低NOx和soot排放，胡國棟[1]于1981年提出了“柴油機熱預(yù)混合燃燒”概念，即在壓縮著火前，將柴油全部噴入缸內(nèi)形成較為均勻的預(yù)混合氣以降低局部當量比，實現(xiàn)多點自燃和快速燃燒。國內(nèi)外研究者對柴油預(yù)混合壓燃進行了廣泛研究[2-6]。HASEGAWA 等[7-8]提出了UNIBUS燃燒系統(tǒng)，在缸內(nèi)進行2次噴射，保證第1次噴射的燃油僅發(fā)生低溫反應(yīng)，通過第2次主噴來控制著火相位。KIMURA等[9]提出了MK燃燒系統(tǒng)，通過晚噴結(jié)合高渦流比和高EGR 率的方式，將著火相位控制在上止點附近。WANG等[10-12]提出了反應(yīng)活性控制壓縮著火(reactivity controlled compression ignition,RCCI)燃燒方式，在進氣道或缸內(nèi)噴射高辛烷值燃料，利用缸內(nèi)早噴高十六烷值燃料引燃，并通過改變2種燃料比例調(diào)節(jié)混合氣活性，進而控制燃燒過程。然而，柴油預(yù)混合壓燃仍然存在著火相位難以控制、負荷拓展受限等諸多問題[13-15]。為了實現(xiàn)全工況下柴油預(yù)混合壓燃著火相位主動控制的目的，本文作者研究高溫氣體射流控制壓縮著火(jet controlled compression ignition, JCCI)的方法：采用進氣門早關(guān)或者晚關(guān)的方式，降低有效壓縮比，使預(yù)混合氣在壓縮終了時處于接近自燃而又不能自燃的臨界狀態(tài)。在上止點附近，射流噴入一定量的高溫氣體，觸發(fā)多點自燃，實現(xiàn)對著火相位的有效控制。利用三維CFD耦合簡化化學反應(yīng)機理的方法研究高溫氣體JCCI 方式的著火和燃燒過程，并分析射流溫度對其燃燒和排放特性的影響。

1 高溫氣體JCCI發(fā)動機工作原理

圖1 高溫氣體JCCI發(fā)動機工作原理Fig.1 Working principle of high temperature gas JCCI engine

高溫氣體JCCI 發(fā)動機工作原理如圖1所示。該發(fā)動機分為壓氣缸和動力缸2部分。其中，壓氣缸由動力缸驅(qū)動，只進行進氣與壓縮2個行程，用于制備高溫氣體。動力缸排出的部分廢氣由流量控制閥進入壓氣缸中，經(jīng)壓氣缸壓縮后變?yōu)楦邷馗邏簹怏w，儲存在壓縮氣罐中，并通過高溫高壓氣體控制閥和噴射器射流噴入動力缸。動力缸以高溫氣體JCCI 燃燒方式工作。其采用廢氣渦輪增壓或者自然吸氣的方式進氣。通過柴油早噴使其在燃燒前形成較為均勻的預(yù)混合氣，并采用進氣門早關(guān)或者晚關(guān)的方式降低有效壓縮比，使預(yù)混合氣在壓縮終了時處于將要被壓燃的臨界狀態(tài)。在上止點附近，將壓縮氣罐中的高溫氣體射流噴入到動力缸中，觸發(fā)預(yù)混合氣多點自燃，達到著火相位有效控制的目的。本文作者針對動力缸的高溫氣體JCCI方式的著火與燃燒過程進行研究。

2 計算對象與模型

2.1 計算對象

本研究以186F 柴油機為原型。為避免柴油被直接壓燃，將原機的幾何壓縮比由19 改為12。發(fā)動機的基本參數(shù)如表1所示。噴油器噴孔數(shù)為8個，噴孔夾角為105°。在原機的缸蓋上加裝1個單向閥，高溫氣體經(jīng)單向閥射流進入燃燒室內(nèi)，單向閥上端為高溫氣體入口。采用縮口淺盤形燃燒室。三維模型的剖面圖如圖2所示，單向閥入口直徑D1為3 mm，出口直徑D2為6 mm。計算網(wǎng)格如圖3所示，上止點時網(wǎng)格總數(shù)約為15 萬個。計算從進氣門關(guān)閉時刻開始至排氣門開啟時刻結(jié)束。

表1 發(fā)動機基本參數(shù)Table 1 Engine specifications

2.2 計算模型與模型驗證

圖2 三維模型剖面圖Fig.2 Longitudinal section of 3D model

圖3 計算網(wǎng)格Fig.3 Computational mesh

表2 計算模型Table 2 Computational models

采用AVL-Fire 程序耦合正庚烷簡化化學反應(yīng)機理進行模擬計算。該機理由29 個組分和52 步反應(yīng)組成[16]。計算過程中使用的模型如表2所示，其中NOx排放模型為Extendend Zeldovich 模型，soot 排放模型為Kennedy/Hiroyasu/Magnussen 模型。此外，本文中CO的排放結(jié)果則直接從正庚烷簡化化學反應(yīng)機理中獲得，計算參數(shù)如表3所示。為了研究射流溫度對缸內(nèi)燃燒與排放特性的影響，計算過程中保持高溫氣體射流正時、射流壓力和射流持續(xù)期不變。在700，800，900和1 000 K射流溫度下，射流氣體總質(zhì)量分別占缸內(nèi)工質(zhì)總質(zhì)量的12.1%，11.4%，10.8%和10.3%。計算中所涉及的模型的相關(guān)驗證如文獻[17]所述，通過LEE[18]所完成的PCCI 實驗數(shù)據(jù)對模型進行合理性驗證。該實驗中，采用8孔130°噴孔夾角的噴油器，150 MPa的噴油壓力。本文與該實驗的燃燒方式本質(zhì)上都為預(yù)混合壓燃。本文所采用的噴油器和噴霧參數(shù)與該實驗中所采用的參數(shù)完全一致，因此，可以通過該實驗數(shù)據(jù)驗證本文所涉及的相關(guān)模型。計算與實驗的對比結(jié)果表明，計算獲得的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線與實驗所得曲線相吻合。

表3 計算參數(shù)Table 3 Calculation parameters

3 計算結(jié)果與分析

3.1 缸內(nèi)正庚烷質(zhì)量分數(shù)和溫度分布對比

圖4所示為在不同射流溫度下，缸內(nèi)正庚烷質(zhì)量分數(shù)分布對比。計算中采用正庚烷簡化化學反應(yīng)機理來研究缸內(nèi)著火與燃燒過程，因此，通過正庚烷質(zhì)量分數(shù)的變化來分析射流溫度對缸內(nèi)混合氣濃度分布及變化的影響。從圖4可見：上止點后-10°即射流結(jié)束時，射流經(jīng)過區(qū)域由于射流氣體與缸內(nèi)原混合氣進行了混合，正庚烷質(zhì)量分數(shù)較低，而射流未經(jīng)區(qū)域受射流影響較小，正庚烷質(zhì)量分數(shù)較高；上止點后-5°時，正庚烷總體質(zhì)量分數(shù)大幅度下降。相對于其他射流溫度，700 K的反應(yīng)開始時間較晚，此時，參與反應(yīng)的正庚烷較少，因此，其總體質(zhì)量分數(shù)相對較高；上止點后2°時，在800，900和1 000 K射流溫度下，接近燃燒室中心位置的局部區(qū)域已開始燃燒，該區(qū)域的正庚烷質(zhì)量分數(shù)幾乎為零；當射流溫度越高時，燃燒區(qū)域越廣，參與燃燒的正庚烷越多，這說明較高的射流溫度能夠增加初期參與燃燒的混合氣量；在上止點后5°和700 K射流溫度下，正庚烷質(zhì)量分數(shù)僅在接近燃燒室中心位置的區(qū)域內(nèi)接近于零，其他區(qū)域仍分布著較多正庚烷。而在其他射流溫度下，燃燒已經(jīng)比較充分，僅存在極少量正庚烷。

圖5所示為在不同射流溫度下的缸內(nèi)溫度分布對比。從圖5可見：上止點后-10°即射流結(jié)束時，射流經(jīng)過區(qū)域由于射流氣體溫度高于缸內(nèi)溫度，混合后的溫度更高，形成了溫度梯度；當射流溫度越高時，溫度梯度越大；在上止點后-5°時，射流氣體與原混合氣逐漸混合均勻，此時，與射流溫度為700 K 相比，射流溫度為800，900和1 000 K時三者的缸內(nèi)溫度較高；在上止點后2°以及800，900和1 000 K射流溫度下，接近燃燒室中心位置的區(qū)域由于溫度較高，已經(jīng)發(fā)生燃燒。射流溫度越高時，缸內(nèi)燃燒溫度越高，產(chǎn)生的高溫區(qū)域也越廣；在上止點后5°和在700 K 射流溫度下，僅在接近燃燒室中心位置的區(qū)域內(nèi)發(fā)生燃燒，其他區(qū)域溫度較低。而在其他射流溫度下，缸內(nèi)大部分區(qū)域均已發(fā)生燃燒，整體溫度較高。

3.2 燃燒特性分析

圖6所示為在不同射流溫度下，缸內(nèi)壓力與放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化，同時也給出了無高溫氣體射流時的缸內(nèi)壓力與放熱率曲線作為參照。從圖6可以看出：無高溫氣體射流時，缸內(nèi)僅發(fā)生少量低溫反應(yīng)，可視為失火。

圖4 不同射流溫度下缸內(nèi)正庚烷質(zhì)量分數(shù)分布對比Fig.4 Comparison of n-heptane mass fraction distributions for different jet temperatures

圖5 不同射流溫度下缸內(nèi)溫度分布對比Fig.5 Comparison of in-cylinder temperature distributions for different jet temperatures

圖6 射流溫度對缸內(nèi)壓力和放熱率的影響Fig.6 Effects of jet temperature on in-cylinder pressure and heat release rate

從圖6(a)可見：上止點后-10°～-5°之間，射流溫度越高，缸內(nèi)壓力升高越快；而700 K時的壓力明顯低于其他射流溫度下的壓力，這是由于在800，900 和1 000 K 時三者缸內(nèi)均已發(fā)生了低溫反應(yīng)；隨著射流溫度提高，缸壓峰值升高，出現(xiàn)時間提早；與1 000 K 時相比，700 K 時的缸壓峰值減小了約0.8 MPa，出現(xiàn)時刻滯后約4.4°。這是由于射流溫度較高時，高溫反應(yīng)始點較早，燃燒速率較快，燃燒持續(xù)期較短，有利于缸內(nèi)壓力的升高。經(jīng)計算分析，射流溫度越高，最大壓力升高率越大。1 000 K 時的最大壓力升高率約為1.5 MPa/(°)。

從圖6(b)可見：在低溫反應(yīng)階段，隨著射流溫度提高；缸內(nèi)低溫反應(yīng)始點和放熱峰值出現(xiàn)時刻均提前。當射流溫度為700 K 時，與缸內(nèi)溫度相差較小，混合后缸內(nèi)平均溫度較低，因此，低溫反應(yīng)始點相對滯后；在高溫反應(yīng)階段，較高的射流溫度下，高溫反應(yīng)始點較早。這是由于射流溫度越高，混合后缸內(nèi)整體溫度也越高，能夠越早地達到自燃條件而著火燃燒。800，900和1 000 K三者的高溫反應(yīng)始點均位于上止點附近，相差不大，而在700 K的高溫反應(yīng)始點明顯滯后；800，900和1 000 K三者的放熱率曲線均有1個小的波峰，并且波峰峰值隨射流溫度的提高而逐漸升高；而在700 K射流溫度下，在上止點后6°附近放熱速度略降低。對比分析圖4和圖5中上止點后2°時的正庚烷質(zhì)量分數(shù)和溫度分布可知：在800，900和1 000 K 射流溫度下，在接近燃燒室中心位置的區(qū)域首先開始燃燒，而后高溫區(qū)域快速拓展至整個燃燒室，因此，放熱率有1 個小的波峰；而在700 K 射流溫度下，上止點后5°時存在局部區(qū)域先發(fā)生自燃的現(xiàn)象；隨著射流溫度提高，缸內(nèi)整體溫度也逐漸提高，使得燃燒初期滿足自燃條件而著火的區(qū)域更廣，參與燃燒的燃油量更多，因此，小的波峰峰值更高。同時，較高的射流溫度也使得高溫反應(yīng)放熱峰值升高，出現(xiàn)時刻提前。這是由于在較高的射流溫度下，缸內(nèi)溫度較高，燃燒速率較快。

本文將從高溫反應(yīng)始點至CA90(即累計放熱量達到90%時對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)所經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角定義為燃燒持續(xù)期。圖7所示為CA50(即累計放熱量達到50%時對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)與燃燒持續(xù)期曲軸轉(zhuǎn)角隨射流溫度的變化。從圖7可見：隨著射流溫度提高，CA50 提前，燃燒持續(xù)期縮短；相對于700 K，1 000 K 的CA50 提前了約3.8°，燃燒持續(xù)期縮短了約1.6°；當射流溫度較高時，射流氣體與缸內(nèi)混合氣混合后溫度也較高，使得高溫反應(yīng)始點提前，燃燒速率加快，因此，CA50 提前。而CA50 提前進一步提高了缸內(nèi)的溫度，加速了燃燒過程，縮短了燃燒持續(xù)期。

圖8所示為缸內(nèi)平均溫度隨射流溫度的變化。從圖8可見：上止點后-10°～-5°之間，700 K與其他射流溫度相比，缸內(nèi)平均溫度明顯較低。這是由于其低溫反應(yīng)始點滯后較多，缸內(nèi)壓力較低。隨著射流溫度提高，缸內(nèi)平均溫度峰值升高，出現(xiàn)時刻提前。當射流溫度較高時，一方面，射流氣體與缸內(nèi)混合氣混合后的溫度更高；另一方面，缸內(nèi)高溫反應(yīng)始點更早，燃燒速率更快，缸內(nèi)壓力更高，致使缸內(nèi)溫度升高更多。

圖7 射流溫度對CA50和燃燒持續(xù)期的影響Fig.7 Effects of jet temperature on CA50 and burning duration

圖8 射流溫度對缸內(nèi)平均溫度的影響Fig.8 Effect of jet temperature on in-cylinder mean temperature

圖9所示為指示熱效率隨射流溫度的變化。從圖9可見：在不同射流溫度下，指示熱效率比較接近；900 K的指示熱效率最高，約為51.5%；700 K的指示熱效率最低，約為51.2%；在700，800和900 K射流溫度下，指示熱效率逐漸提高，一方面，在較高的射流溫度下，活塞上行過程中缸內(nèi)壓力較高，壓縮負功增加，但由于僅發(fā)生了低溫反應(yīng)，因此，增加幅度不大；另一方面，當射流溫度較高時，燃燒速率較快，燃燒等容度較高，缸壓峰值也較高，活塞下行過程中所做的正功增加，且與壓縮負功相比，正功增加幅度更大，因此，熱效率更高。相對于900 K，1 000 K時的指示熱效率略有下降。盡管其燃燒速率更快，但缸內(nèi)溫度較高，傳熱損失較大，致使熱效率有所下降。

圖9 射流溫度對指示熱效率的影響Fig.9 Effect of jet temperature on indicated thermal efficiency

3.3 排放分析

圖10所示為CO，NOx和soot 排放量隨射流溫度的變化。從圖10可知：在不同射流溫度下，soot 排放量幾乎為零。這是由于噴油時間較早，噴油壓力較高，燃油與空氣混合時間較長，再加上高溫射流混合的影響，缸內(nèi)形成了較為均勻的混合氣，避免了局部過濃區(qū)。從圖8所示缸內(nèi)平均溫度可以看出：隨著射流溫度的提高，缸內(nèi)平均溫度也逐漸提高，有利于CO 的氧化，減少其排放量。NOx生成的主要原因是局部高溫富氧。由于缸內(nèi)不存在局部過濃區(qū)，因此，NOx排放主要受局部溫度的影響。依據(jù)圖5中上止點后5°時的溫度分布可知：在接近燃燒室中心位置的區(qū)域內(nèi)燃燒溫度較高，是NOx的主要生成區(qū)域；射流溫度較高時，缸內(nèi)燃燒速率較快，高溫區(qū)域較廣，因此，NOx排放增加。綜合此燃燒方式的性能和排放分析，由于熱效率相差不大，在保證射流壓燃的前提下，可通過降低射流溫度的方式來降低NOx排放。

圖10 射流溫度對CO，NOx和soot排放量的影響Fig.10 Effects of jet temperature on CO,NOx and soot emissions

4 結(jié)論

1)研究不同射流溫度對高溫氣體JCCI 方式的燃燒與排放特性的影響。在上止點附近，通過向缸內(nèi)射流噴入一定量的高溫氣體，提高混合氣的溫度，可觸發(fā)處于著火臨界狀態(tài)的預(yù)混合氣發(fā)生自燃，實現(xiàn)快速燃燒。

2) 隨射流溫度的提高，射流氣體與缸內(nèi)原混合氣混合后溫度更高，使得混合氣更早地自燃，進而高溫反應(yīng)始點前移，CA50 提前，放熱峰值升高。同時，燃燒持續(xù)期縮短，缸壓峰值升高。

3) 在700，800 和900 K 射流溫度下，指示熱效率逐漸提高。而在1 000 K 時，由于缸內(nèi)溫度過高，傳熱損失增加，熱效率有所下降。當射流溫度較高時，缸內(nèi)高溫區(qū)域較廣，NOx排放增加。而較高的缸內(nèi)溫度使得CO 排放減少。由于缸內(nèi)混合氣較為均勻，soot排放量接近于零。