王 健，禮 博，張 恒，姜龍龍，隆武強(qiáng)，田 華

(1.大連理工大學(xué)能源與動力學(xué)院，大連 116024；2.哈爾濱工程大學(xué)動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

能源安全與環(huán)境保護(hù)已經(jīng)成為當(dāng)今社會的熱點(diǎn)話題，針對生態(tài)環(huán)境的日益惡化，國內(nèi)外相繼頒布了多部較為嚴(yán)苛的排放法規(guī).而隨著排放限值的不斷降低，尾氣后處理裝置成本的逐步提高，優(yōu)化缸內(nèi)燃燒過程成為降低污染物排放的另一工作重點(diǎn).

傳統(tǒng)柴油機(jī)屬于擴(kuò)散燃燒模式，燃燒過程中會同時存在局部過濃區(qū)和局部高溫區(qū)，從而導(dǎo)致大量的碳煙和氮氧化物的產(chǎn)生.為了解決這一問題，胡國棟教授[1-2]正式提出了“柴油機(jī)熱預(yù)混合燃燒”的理念，指出“柴油機(jī)在混合氣形成和放熱規(guī)律方面汽油機(jī)化”，以此實現(xiàn)稀薄預(yù)混合氣的多點(diǎn)壓縮自燃，在減少污染物的同時提高熱效率.

為了進(jìn)一步提高柴油機(jī)預(yù)混合壓燃模式(premixed charge compression ignition，PCCI)的整體性能，國內(nèi)外研究者采用了多種技術(shù)手段，例如廢氣再循環(huán)技術(shù)(exhaust gas recirculation，EGR)[3]、可變氣門正時技術(shù)(variable valve timing，VVT)[4]、可變壓縮比技術(shù)(variable compression ratio，VCR)[5]、以及多次噴射[6-7]等.但是柴油的揮發(fā)性較差，黏度較高，很難制備高質(zhì)量的預(yù)混合氣，且柴油較高的十六烷值導(dǎo)致其面臨嚴(yán)峻的早燃問題，燃燒速率過快，限制了PCCI 模式的運(yùn)行范圍.為此，Inagaki 等[8]提出使用進(jìn)氣道噴射異辛烷，結(jié)合缸內(nèi)早噴柴油的雙燃料分層PCCI 模式，通過調(diào)整兩種燃料的比例，控制預(yù)混合氣的燃燒速率.Kokjohn 等[9]將這種性質(zhì)不同的雙燃料缸內(nèi)混合的燃燒模式稱為活性控制壓燃(reactivity controlled compression ignition，RCCI)模式.國內(nèi)外學(xué)者也相繼針對雙燃料預(yù)混合壓燃模式開展了大量的研究，并取得了一定的成果[10-11].但是，Wissink等[12]指出，這種進(jìn)氣道噴射制備預(yù)混合氣的方式THC 和CO 排放較高，且在達(dá)到滿負(fù)荷工況之前，缸內(nèi)直噴柴油所占的比例已經(jīng)降低至0，限制了負(fù)荷的進(jìn)一步拓展.Dec 等[13]指出，缸內(nèi)的分層作用對于控制放熱速率、降低壓力升高率起到關(guān)鍵作用.為了實現(xiàn)靈活可控的缸內(nèi)分層，雙燃料雙直噴策略受到了更多研究者的關(guān)注.

Wissink 等[14]通過缸內(nèi)早噴柴油，壓縮上止點(diǎn)附近噴射汽油，實現(xiàn)DDFS(direct dual fuel stratification)燃燒模式，該模式結(jié)合了RCCI 模式的高效率和PPC(partially premixed combustion)模式寬負(fù)荷范圍的優(yōu)勢，同時提高了燃燒穩(wěn)定性，降低了對EGR 的依賴.Li 等[15]采用數(shù)值模擬結(jié)合優(yōu)化算法，針對柴油-甲醇DDFS 模式開展了性能研究，結(jié)果表明，相比于RCCI 模式，在低負(fù)荷條件下DDFS 模式的熱效率更高，THC 和CO 排放量更低.Long 等[16-17]提出了缸內(nèi)早噴制備靈活可控的預(yù)混合氣，在壓縮上止點(diǎn)附近通過射流引燃預(yù)混合氣的理念，即射流控制壓縮著火(jet controlled compression ignition，JCCI)模式，并基于186FA 發(fā)動機(jī)平臺實現(xiàn)了雙直噴柴油JCCI 模式.臺架試驗結(jié)果表明，柴油射流正時可以有效控制預(yù)混合氣的著火相位，且JCCI 模式具備的兩階段高溫放熱過程，在拓寬發(fā)動機(jī)運(yùn)行范圍方面，展現(xiàn)出了極大的潛力.

前期臺架試驗驗證了雙直噴型柴油JCCI 模式在燃燒和排放方面的優(yōu)勢，并且得到了主要關(guān)于噴射參數(shù)的單一影響規(guī)律，但是多參數(shù)對于雙直噴柴油JCCI 模式的綜合影響尚不明確，并且臺架試驗研究效率較低且成本較高，因此以雙直噴柴油JCCI 模式為研究對象，通過三維數(shù)值模擬的方式，結(jié)合簡化化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，以及多參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化算法，分析雙直噴型柴油JCCI 模式的缸內(nèi)工作特點(diǎn)，全面優(yōu)化柴油JCCI 模式的性能.

1 計算方法

1.1 三維計算模型

本文計算模型的建立過程包括兩部分，首先，建立與臺架試驗一致的全燃燒室模型并完成計算模型驗證，根據(jù)雙直噴型柴油JCCI 模式臺架試驗[16]，建立包含余隙在內(nèi)的等比例扁平型燃燒室?guī)缀文Ｐ?，發(fā)動機(jī)主要參數(shù)如表1 所示.

表1 發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main parameters of the engine

計算過程從進(jìn)氣門關(guān)閉時刻(-135.5°CA)開始，至排氣門開啟時刻(124.5°CA)結(jié)束，所以計算中的幾何模型中不包括進(jìn)、排氣道.參考試驗中雙直噴噴油器的安裝位置、噴霧角度及噴油器參數(shù)[16]，設(shè)置模型中噴射參數(shù)，具體噴射參數(shù)如表2 所示，缸內(nèi)初始條件設(shè)置與試驗測量結(jié)果保持一致.缸內(nèi)構(gòu)造及雙直噴噴霧示意圖如圖1 所示，圖中左側(cè)所示為-60°CA ATDC 時預(yù)噴噴霧的剖面圖，右側(cè)所示為-17°CA ATDC 時射流噴噴霧的剖面圖.

圖1 缸內(nèi)構(gòu)造及雙直噴噴霧示意Fig.1 Schematic diagram of dual-direct injectors

表2 試驗用雙直噴噴油器參數(shù)Tab.2 Parameters of dual-direct injectors

參考Park 等[18]在缸徑為82 mm 發(fā)動機(jī)計算時的邊界條件設(shè)置壁面初始溫度設(shè)置如表3 所示.

表3 壁面溫度Tab.3 Wall temperature

使用RNG k-ε 模型計算缸內(nèi)湍流，使用KH-RT模型計算噴霧破碎過程，并以 Peng 等[19]在計算86 mm 發(fā)動機(jī)時所用參數(shù)為依據(jù)，對KH-RT 的模型進(jìn)行設(shè)置，油滴蒸發(fā)模型使用Frossling 模型，油滴碰撞模型使用NTC collision 模型.考慮到臺架試驗用所用到的燃料包含柴油和汽油兩種組分，因此使用Wang 等[20]的簡化化學(xué)反應(yīng)機(jī)理.在模擬燃燒時缸內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)時，以正庚烷 nC7H16代表柴油，以異辛烷 iC8H18代表汽油.使用Extended Zeldovich 模型預(yù)測缸內(nèi) NOx的生成過程，使用Hiroyasu 模型預(yù)測發(fā)動機(jī)燃燒過程中的碳煙排放，以Kong 等[21]的研究結(jié)果為依據(jù)對模型中的經(jīng)驗常數(shù)進(jìn)行設(shè)置.最后，本文以化學(xué)反應(yīng)機(jī)理計算的結(jié)果確定缸內(nèi)最終的THC 和CO 排放結(jié)果.

1.2 計算模型驗證

為了保證模擬的計算精度，本研究利用CONVERGE 軟件的自適應(yīng)網(wǎng)格加密(adaptive mesh refinement，AMR)功能對計算過程進(jìn)行自適應(yīng)加密.并且為了節(jié)省計算時間，提高計算效率，本研究設(shè)置初始計算網(wǎng)格尺寸為2 mm.為了確定建立模型的準(zhǔn)確性，分別選擇了Lee[22]的PCCI 模式試驗結(jié)果和前期的JCCI 模式試驗結(jié)果對燃燒與排放模型進(jìn)行驗證.圖2 所示分別為PCCI 模式與JCCI 模式的缸壓、放熱率以及排放性能等參數(shù)的計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比，對比結(jié)果顯示試驗值與計算值的最高燃燒壓力誤差低于2%，說明所建立的計算模型可以有效地預(yù)測發(fā)動機(jī)缸內(nèi)工作過程[23].

圖2 計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.2 mpaison between simulation results and experimental results

為了提高計算效率，采用與Lim 等[24]相同的三維模型簡化方法，即假設(shè)兩個噴油器的噴孔數(shù)量相同，均為6 孔.兩個噴油器都配置在氣缸的中心，兩種燃料(預(yù)噴射汽油和射流柴油)從相同位置的噴孔噴射，噴霧錐角分別與試驗參數(shù)保持一致.最后采用六分之一燃燒室模型進(jìn)行計算，圖3 所示為曲軸轉(zhuǎn)角處于-60°CA ATDC 時六分之一簡化模型預(yù)噴射噴霧與射流噴霧的位置示意圖.

圖3 六分之一簡化計算模型Fig.3 The one-sixth simplified simulation model

1.3 計算參數(shù)定義

由于本文所述發(fā)動機(jī)使用柴油和汽油兩種燃料，因此采用當(dāng)量燃油消耗率REISFC(equivalent indicated specific fuel consumption)來評價燃油經(jīng)濟(jì)性，其計算公式如下：

式中：md和 mg分別為柴油和汽油的質(zhì)量；QLHV,d和QLHV,g分別為柴油和汽油的低熱值；Ef為燃料總能量.

利用聲響強(qiáng)度 qRI(ringing intensity)量化壓縮點(diǎn)火燃燒中發(fā)動機(jī)的噪聲水平，其計算公式如下：

式中：γ為氣體熱容之比(cp/cv)；為基于時間的最大壓力升高率；pmax為缸內(nèi)最大壓力；R 為氣體常數(shù)；Tmax為循環(huán)過程中氣體的最大溫度.

文中出現(xiàn)的SOI(start of injection)表示燃油噴射正時，下標(biāo)pre 和jet 分別表示汽油預(yù)噴射和柴油射流噴射，預(yù)噴射能量比表示整個循環(huán)汽油所含能量與總能量的比值.

定義達(dá)到總放熱量的 10% 時的曲軸轉(zhuǎn)角為CA 10，表征燃燒起始時刻，達(dá)到總放熱量的50%時的曲軸轉(zhuǎn)角為CA 50，表征燃燒相位，達(dá)到總放熱量的90%時的曲軸轉(zhuǎn)角為CA 90，表征燃燒結(jié)束時刻.

1.4 優(yōu)化算法與計算條件

為了協(xié)調(diào)多參數(shù)對發(fā)動機(jī)性能的影響，全面提升發(fā)動機(jī)各方面的性能，本文引入CAESES 軟件中的NSGA-Ⅱ優(yōu)化算法，通過Python 腳本搭建三維數(shù)值計算和優(yōu)化算法二者的數(shù)據(jù)接口，實現(xiàn)雙向調(diào)用，建立基于多目標(biāo)優(yōu)化算法的三維數(shù)值模擬平臺，并用于本文的計算工作.本文使用的NSGA-Ⅱ算法中，設(shè)計了30 代，每一代包含28 個，因此共包含840 個設(shè)計算例.

設(shè)計算例限制值的設(shè)定如下：為了避免發(fā)動機(jī)敲缸以及降低發(fā)動機(jī)噪聲，缸內(nèi)最高壓力限制在12 MPa 以下，同時因此控制聲響強(qiáng)度在5 MW/m2以下；為了避免失火，缸內(nèi)最高溫度的最低值限制在1 100 K 以上；為了模擬EGR，缸內(nèi)初始O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)設(shè)置為 18%；此外，等效燃油消耗率上限設(shè)置在230 g/(kW·h)以消除熱效率過低的算例.在優(yōu)化過程中，超過任何一個限制值的個體的都會被舍棄.本次優(yōu)化中以NOx、EISFC 和碳煙為優(yōu)化目標(biāo)對設(shè)計算例進(jìn)行優(yōu)化，得出可以進(jìn)一步分析的有效解.

2 計算結(jié)果與分析

2.1 設(shè)計算例初始參數(shù)對燃燒過程的影響

設(shè)計算例中所有個體的分布情況如圖4 所示.從圖中可以看出，隨著種群的逐代進(jìn)化，3 個目標(biāo)值都逐漸得到了改善，直到最終取得符合限制條件的有效解，初步實現(xiàn)發(fā)動機(jī)的性能優(yōu)化.盡管圖4 中的A、B 兩組解具有較低的當(dāng)量燃油消耗率，但是不滿足其他限制條件而被舍棄，A 組的4 個點(diǎn)均具有較小的預(yù)噴射能量比、較低的初始溫度以及較高的初始壓力，因為最高燃燒壓力大于限制條件中的12 MPa而被舍棄；B 組則具有較大的預(yù)噴射能量比和較晚的預(yù)噴正時，但由于聲響強(qiáng)度高于限制條件中的5 MW/m2而被舍棄.

圖4 設(shè)計算例的所有個體Fig.4 All the calculation results in the optimization process

前期發(fā)動機(jī)臺架試驗研究結(jié)果表明，柴油射流正時與預(yù)噴正時對于雙直噴型柴油JCCI 模式的燃燒相位具有顯著影響，因此本節(jié)對二者與燃燒過程的具體關(guān)系進(jìn)行分析.圖5 所示為柴油射流正時對有效解CA 10、CA 50、CA 90 和燃燒持續(xù)期(CA 90-CA 10)的影響.可以看出，隨著柴油射流正時的推遲，CA 10和CA 50 呈現(xiàn)增加的趨勢，CA 90 無明顯的趨勢變化，進(jìn)一步驗證了柴油射流正時對JCCI 模式CA 10和CA 50 的有效控制作用.且隨著柴油射流正時的推遲，燃燒持續(xù)期明顯縮短，主要是因為推遲柴油射流正時，柴油與空氣的混合時間縮短，缸內(nèi)高活性柴油的局部當(dāng)量比增加，因此燃燒速率加快，燃燒持續(xù)期縮短，這與于超等[25]的研究結(jié)論一致.

圖5 有效解的射流正時對CA 10、CA 50、CA 90 和燃燒持續(xù)期的影響Fig.5 The effects of SOIjet on CA 10，CA 50，CA 90 and combustion duration for effective solutions

圖6 所示為預(yù)噴正時與燃燒過程中CA 50-CA 10 和CA 90-CA 50 的關(guān)系，由圖可知隨預(yù)噴正時的變化，CA 50-CA 10 變化較小，這是由于柴油射流正時對于著火相位CA 10 和燃燒相位CA 50 起較強(qiáng)的控制作用.而CA 90-CA 50 則隨預(yù)噴正時的變化有著明顯的下降趨勢，說明燃燒過程后期的燃燒速率加快，燃燒結(jié)束時刻提前.以上結(jié)果說明，預(yù)噴正時對于燃燒前期影響很小，而對于燃燒后期有著較大影響.

圖6 有效解的預(yù)噴正時對燃燒過程CA 50-CA 10 和CA 90-CA 50的影響Fig.6 The effects of SOIpre on CA 50-CA 10 and CA 90-CA 50 for effective solutions

2.2 設(shè)計算例的演變過程

在圖4 所示的有效解的基礎(chǔ)上，根據(jù)國Ⅵ排放法規(guī)，對算例進(jìn)行進(jìn)一步的篩選，過濾掉不滿足國Ⅵ排放標(biāo)準(zhǔn)的算例，剩余的算例則構(gòu)成最終的優(yōu)化解集合，用于后文的研究討論，在經(jīng)過國Ⅵ排放標(biāo)準(zhǔn)的二次篩選之后，有效解的大部分結(jié)果可以排除，剩余的部分稱為第一優(yōu)化解.

圖7 所示為第一優(yōu)化解的REISFC與THC＋CO的關(guān)系，該集合的REISFC主要與THC＋CO 的總體排放量成正相關(guān)，且表現(xiàn)為線性關(guān)系，這是由于柴油機(jī)運(yùn)行過程中燃料的損失與熱效率的降低主要來自未反應(yīng)燃料THC 和燃料沒有充分燃燒產(chǎn)生的CO，因此對THC＋CO 的約束可以近似轉(zhuǎn)化為對燃油消耗率的限制.將REISFC小于210 g/(kW·h)的算例定義為經(jīng)濟(jì)性較好的算例，即第二優(yōu)化解，并在圖中用實心圖標(biāo)標(biāo)識.得到的結(jié)果如圖8 至圖11 所示.

圖7 第一優(yōu)化解的REISFC 與THC＋CO的關(guān)系Fig.7 The relationship between REISFC and THC ＋CO for the first optimized solutions

圖8 第一優(yōu)化解的初始參數(shù)分布情況Fig.8 The distribution of initial parameters for the first optimized solutions

圖10 第一優(yōu)化解的CA 50與射流正時的關(guān)系Fig.10 The relationship between CA 50 and SOIjet for the first optimized solutions

圖11 第一優(yōu)化解的射流正時與REISFC、NOx、碳煙的關(guān)系Fig.11 The relationship between REISFC，NOx，碳煙and SOIjet for the first optimized solutions

圖8 所示為第一優(yōu)化解的初始參數(shù)分布情況，可以看出在整個射流正時區(qū)間內(nèi)，只有當(dāng)射流正時早于18.9°CA ATDC 時，才能實現(xiàn)較高的燃油經(jīng)濟(jì)性，即圖中開始出現(xiàn)第二優(yōu)化解.這主要是因為一方面，射流正時過晚導(dǎo)致較為滯后的燃燒相位，活塞下行速度加快，因此燃燒過程的做功能力下降；另一方面，當(dāng)射流正時過晚，充足的時間導(dǎo)致部分預(yù)混合氣在缸內(nèi)擴(kuò)散至活塞與缸壁間的細(xì)小縫隙中，無法參與缸內(nèi)燃燒過程，未燃燃油會隨著廢氣排出發(fā)動機(jī)，從而導(dǎo)致燃油損失以及排放物中THC 的增加.

隨著射流正時的推遲，初始壓力的分布較為分散，即初始壓力與射流正時在整體上沒有顯著關(guān)聯(lián)，說明初始壓力對于設(shè)計算例中燃油經(jīng)濟(jì)性的影響較小.此外，第二優(yōu)化解的初始溫度均在380～405 K之間，隨著射流正時的推遲，初始溫度整體表現(xiàn)出下降的趨勢.圖中的預(yù)噴射能量比和射流正時的關(guān)系與初始溫度類似，預(yù)噴射能量比在圖中分布更為緊湊，最優(yōu)算例僅出現(xiàn)在預(yù)噴射能量比處于77%～88%之間，說明該溫度范圍和預(yù)噴射能量比區(qū)間是本文所述模式下的最佳選擇.

由圖8 可以看出，初始溫度與預(yù)噴射能量比的整體趨勢和分布情況類似，因此，將二者的關(guān)系進(jìn)一步分析，得到如圖9 所示的結(jié)果.第一優(yōu)化解的初始溫度與預(yù)噴射能量比成正比，即隨預(yù)噴射能量比的增大，初始溫度需求相應(yīng)增加.這是由于汽油的活性低于柴油，當(dāng)預(yù)噴射能量比增大，即燃料中的汽油占比增加時，需要提高初始溫度來保證發(fā)動機(jī)運(yùn)行在合適的燃燒相位時刻，以避免由于燃燒時刻推遲所導(dǎo)致的經(jīng)濟(jì)性損失.當(dāng)預(yù)噴射能量比在84%附近時，第二優(yōu)化解的初始溫度在圖中表現(xiàn)較為分散，這是由于這些點(diǎn)對應(yīng)的初始壓力、預(yù)噴正時以及射流正時存在差異，同樣保證了合適的燃燒相位.

圖10 所示為第一優(yōu)化解的CA 50 與射流正時的關(guān)系，可以看出，隨著射流正時的改變，CA 50 在圖中的分布基本不變，近似處于5～9 °CA ATDC 之間，說明燃燒相位在該區(qū)間范圍內(nèi)，可以得到較優(yōu)秀的發(fā)動機(jī)性能.圖中的1、2 兩點(diǎn)位于這一區(qū)間之外，且偏離較為嚴(yán)重.這是由于雖然1 點(diǎn)與2 點(diǎn)射流正時幾乎一樣，但是在包括初始壓力、初始溫度和預(yù)噴射能量比在內(nèi)的其他初始參數(shù)影響下二者在CA 50上有了顯著差異.不過，1 點(diǎn)EISFC 雖然有所增加，但是NOx遠(yuǎn)低于0.4 g/(kW·h)；2 點(diǎn)NOx雖然接近閾值，但是REISFC較為優(yōu)秀，所以二者依舊屬于第二優(yōu)化解集合.過高的現(xiàn)象，進(jìn)而導(dǎo)致缸內(nèi)局部溫度較高，因此NOx就無法達(dá)到更低的水平.

圖12 所示為第一優(yōu)化解的射流正時與預(yù)噴正時的關(guān)系，可以看出，射流正時與預(yù)噴正時的關(guān)系較為復(fù)雜，根據(jù)兩個參數(shù)的數(shù)值分布情況，可以將所有的有效解分為多種類型.其中當(dāng)射流正時與預(yù)噴正時分別為早早、早晚和晚晚時均存在較為優(yōu)秀的有效解，僅在射流正時較晚而預(yù)噴正時較早時不存在有效解，這是因為相比較于前三者，此時射流與預(yù)噴射之間的間隔較長，燃料在缸內(nèi)過于稀薄，大大降低了過程的熱效率，導(dǎo)致此時的REISFC無法滿足有效解要求.同時，根據(jù)上文分析及前期試驗結(jié)論，射流正時以及預(yù)噴正時對JCCI 模式性能的影響最為顯著，為了進(jìn)行更進(jìn)一步的對比研究，分別選擇射流正時與預(yù)噴正時均為早期和均為晚期的兩個算例作為典型算例，即圖中所示的算例A、算例B 兩點(diǎn).

圖12 第一優(yōu)化解的射流正時與預(yù)噴正時的關(guān)系Fig.12 The relationship between SOIpre and SOIjet for the first optimized solutions

2.3 典型算例對比

根據(jù)上文分析選擇圖12 中的兩個典型算例即算例A 和算例B，二者均可以滿足國Ⅵ標(biāo)準(zhǔn)，并且具有較高的燃油經(jīng)濟(jì)性.為了研究兩個典型算例的具體差別，本小節(jié)將對二者進(jìn)行分析.兩個算例的運(yùn)行參數(shù)如表4 所示.

表4 典型算例的參數(shù)Tab.4 The operating parameters of typical cases

為了更加直觀地展示兩算例的運(yùn)行參數(shù)和性能參數(shù)的區(qū)別，采用雷達(dá)圖的方法進(jìn)行分析.圖13 展示的分別是兩個典型算例的運(yùn)行參數(shù)和性能參數(shù)目標(biāo)值在雷達(dá)圖中的分布.圖中，每一個多邊形都代表著一個典型算例.可以看出兩個算例的燃燒相位接近，但是REISFC和NOx排放存在明顯的“trade-off”關(guān)系.射流正時與預(yù)噴正時均較為提前的算例A 的NOx排放較低，但燃油經(jīng)濟(jì)性較差.因此，為了進(jìn)一步分析兩個算例在REISFC上所表現(xiàn)出的差異的原因，對算例A 與算例B 的氣缸壓力和放熱率進(jìn)行對比.

圖13 兩典型算例對比Fig.13 The comparison of two typical cases

圖14 所示為兩個算例的缸內(nèi)壓力與放熱率曲線，由于算例B 的初始壓力較高、初始溫度較低，因此算例B 的初始缸內(nèi)介質(zhì)密度較大，并且具有更高的壓縮終點(diǎn)壓力和溫度.且B 的射流正時較晚，局部較濃的高活性燃料在高溫高壓條件下更易發(fā)生自燃，因此導(dǎo)致即使算例B 的射流正時較晚，但是著火時刻CA 10 早于算例A.同時可以看出，預(yù)噴正時和射流正時均較早的算例A 具備單階段高溫放熱特性，接近于較為均質(zhì)的PCCI 模式，而預(yù)噴正時和射流正時均較晚的算例B 呈現(xiàn)兩階段高溫放熱特性，且初始放熱速率和最高放熱速率均高于算例A，即算例B的燃燒速度更快，其燃燒持續(xù)期相對算例A 縮短了3.96 °CA，做功能力增強(qiáng)，因此算例B 的REISFC比算例A 降低了6.80 g/(kW·h).

圖14 兩個典型算例的缸壓與放熱率曲線Fig.14 In-cylinder pressure and heat release rate of two typical cases

圖15 為兩個算例不同曲軸轉(zhuǎn)角下的缸內(nèi)溫度分布，灰色部分為射流柴油噴霧.由于兩個算例各自的噴射時刻不同，因此采用射流噴射后角度進(jìn)行計時.可以看出，算例B 中的局部高溫區(qū)域明顯大于算例A，這主要是因為，一方面，算例B 的壓縮終點(diǎn)溫度和壓力較高，導(dǎo)致其著火延遲縮短；另一方面，算例B 的預(yù)噴正時和射流正時相對較晚，因此算例B的氣相燃油與空氣的混合時間明顯縮短，導(dǎo)致缸內(nèi)存在局部濃區(qū)，濃區(qū)內(nèi)的燃燒產(chǎn)生大面積高溫區(qū)域，最終導(dǎo)致算例 B 的 NOx排放相較于算例A 增加0.22 g/(kW·h).

圖15 兩個典型算例不同曲軸轉(zhuǎn)角下的缸內(nèi)溫度及噴霧分布Fig.15 The in-cylinder temperature and jet-injection diesel spray particles distribution of two typical cases under different crank angles

3 結(jié)論

本文以雙直噴型柴油JCCI 模式為研究對象，利用三維數(shù)值模擬結(jié)合遺傳優(yōu)化算法，研究了預(yù)噴正時、射流正時、初始溫度、初始壓力和預(yù)噴射能量比等多種初始參數(shù)對發(fā)動機(jī)燃燒和排放性能的影響，得出以下結(jié)論：

(1) 雙直噴柴油 JCCI 模式中，射流正時對CA 10 和CA 50 起到有效的控制作用，預(yù)噴正時的推遲可以明顯縮短CA 90-CA 50.

(2) 燃燒相位CA 50 位于5～9°CA ATDC、預(yù)噴射能量比在77%～88%之間可以實現(xiàn)較高的發(fā)動機(jī)性能，且增加預(yù)噴射能量比的同時需提高初始溫度.

(3) 預(yù)噴正時和射流正時均較早(算例A)時，燃燒呈現(xiàn)單階段高溫放熱過程；相比于算例A，預(yù)噴正時和射流正時均較晚(算例B)時，燃燒呈現(xiàn)兩階段高溫放熱過程，整體燃耗速率加快，因此REISFC降低6.80 g/(kW·h)，但是局部濃區(qū)燃燒產(chǎn)生的高溫區(qū)域?qū)е翹Ox排放升高0.22 g/(kW·h).