劉增斌，甄旭東，耿 杰，劉大明

噴油正時(shí)對(duì)正丁醇缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響分析

劉增斌，甄旭東，耿 杰，劉大明

（天津職業(yè)技術(shù)師范大學(xué)，天津 300222）

為解決正丁醇燃料應(yīng)用于缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)易造成混合氣質(zhì)量差的問題，以某款缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)為例，基于發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過程，采用三維計(jì)算流體力學(xué)（CFD）軟件搭建了缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的單缸物理模型，分析不同噴油正時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。研究結(jié)果表明，相對(duì)于推遲噴油，提前噴油提供了更多空氣與燃料的混合時(shí)間，能夠獲得更好的混合氣質(zhì)量，從而能夠達(dá)到較高的缸內(nèi)壓力，并能減少CO、soot和HC的排放，但NOX的排放增加。

正丁醇；缸內(nèi)直噴；噴油正時(shí)；燃燒；排放

為滿足日益增長(zhǎng)的能源需求、提高國(guó)家能源安全以及實(shí)現(xiàn)“雙碳”戰(zhàn)略，開發(fā)清潔高效的可再生燃料迫在眉睫。正丁醇因?yàn)榫哂休^高的能量密度和可再生的特點(diǎn)受到了越來越多科研人員的重視[1-2]。近年來，正丁醇的發(fā)酵方法取得了重大突破，極大地降低了其制取成本。但由于正丁醇較低的霧化性能和揮發(fā)性能，使得其應(yīng)用于缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)中容易造成混合氣質(zhì)量差，進(jìn)而導(dǎo)致燃燒性能惡化和排放污染物增加[3]。噴油正時(shí)對(duì)混合氣形成至關(guān)重要，噴油正時(shí)過早或過晚都不利于良好混合氣的形成[4-5]。內(nèi)燃機(jī)中的噴霧和燃燒過程是多物理場(chǎng)間復(fù)雜的相互作用，而通過發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架實(shí)驗(yàn)的方法不能觀察到具體的混合氣形成和燃燒過程，采用數(shù)值模擬的方法能夠獲得完整的物理和化學(xué)反應(yīng)過程[6-7]。本文利用一維和三維仿真平臺(tái)，基于搭建的發(fā)動(dòng)機(jī)單缸模型，采用詳細(xì)的正丁醇化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理，在一臺(tái)缸內(nèi)直噴火花點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)中研究了噴油正時(shí)對(duì)純正丁醇燃料燃燒和排放性能的影響，旨在探索正丁醇燃料應(yīng)用于發(fā)動(dòng)機(jī)中的最佳噴油正時(shí)。

1 模型建立及驗(yàn)證

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)模型

一臺(tái)直列四缸缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)被用于研究，發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣方式為廢氣渦輪增壓。發(fā)動(dòng)機(jī)的三維模型計(jì)算區(qū)域如圖1所示。三維發(fā)動(dòng)機(jī)模型的計(jì)算區(qū)域包括進(jìn)氣道、排氣道和燃燒室。噴油器安裝在進(jìn)氣側(cè)，噴油器與缸壁之間的夾角為45°，每個(gè)噴孔的直徑為158 μm?；鸹ㄈ惭b在汽缸蓋的中心位置。活塞頂?shù)男螤顬榘夹?，混合氣的形成方式為壁面引?dǎo)。發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)及初始和邊界條件如表1所示。定義0°CA為壓縮行程上止點(diǎn)。三維發(fā)動(dòng)機(jī)模型的初始和邊界條件來自一維發(fā)動(dòng)機(jī)模型，一維發(fā)動(dòng)機(jī)模型已經(jīng)與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行過標(biāo)定。

1.2 數(shù)值模型

三維計(jì)算流體力學(xué)仿真平臺(tái)被用于模擬缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)、噴霧和化學(xué)反應(yīng)過程。RNG k-ε模型被用于模擬缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)。Bai-Gosman模型被用于模擬液滴和壁面的碰撞反應(yīng)[8]。使用KH-RT模型模擬噴霧液滴的破碎過程。SAGE詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型被用于模擬缸內(nèi)整體的化學(xué)反應(yīng)過程。正丁醇的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理使用了Black等[9]的研究結(jié)果。該反應(yīng)機(jī)理共包含234個(gè)組分和1 399個(gè)化學(xué)反應(yīng)，能夠準(zhǔn)確地模擬正丁醇燃燒的化學(xué)反應(yīng)過程。所建立的三維模型的基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為1 mm，在上止點(diǎn)附近的網(wǎng)格數(shù)為20萬，在計(jì)算過程中的最大網(wǎng)格數(shù)為150萬。

1.3 模型驗(yàn)證

為了確保模型能夠準(zhǔn)確模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際工作過程，在仿真之前需要對(duì)所建立的模型進(jìn)行準(zhǔn)確性標(biāo)定。在本研究中，正丁醇噴霧和燃燒缸內(nèi)壓力與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了標(biāo)定。噴霧實(shí)驗(yàn)在高壓氣動(dòng)噴霧試驗(yàn)臺(tái)中進(jìn)行。噴霧標(biāo)定實(shí)驗(yàn)和仿真均噴射到定容彈中，實(shí)驗(yàn)臺(tái)中的定容彈配置了加溫和加壓裝置。圖2(a)可以觀察到實(shí)驗(yàn)與仿真的貫穿距擬合較好，表明建立的噴霧模型能夠準(zhǔn)確模擬正丁醇的噴射過程。燃燒模型與Li等[10]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了標(biāo)定。圖2(b)表明實(shí)驗(yàn)與仿真之間的缸內(nèi)燃燒壓力曲線誤差較小，因此該模型能夠滿足仿真要求。在建模過程中對(duì)網(wǎng)格敏感性進(jìn)行了分析，如圖2(c)所示，不同網(wǎng)格尺寸下的計(jì)算結(jié)果基本相同，表明所選擇的基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸能夠達(dá)到仿真精度。

2 結(jié)果與分析

本文中，發(fā)動(dòng)機(jī)的節(jié)氣門處于全開狀態(tài)，在進(jìn)氣沖程進(jìn)行燃油噴射。燃燒模式為均質(zhì)燃燒，缸內(nèi)整體當(dāng)量比設(shè)置為1。發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速設(shè)置為1 500 r/min。噴油正時(shí)設(shè)置為-320°、-300°、-280°和-260°CA。燃油噴射壓力為18 MPa，噴射質(zhì)量為54.9 mg，噴油持續(xù)期為30.2°CA。發(fā)動(dòng)機(jī)的主要運(yùn)行條件如表2所示。

表2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 噴射正時(shí)對(duì)混合氣形成的影響

圖3為不同噴油正時(shí)下噴油之后30°CA的缸內(nèi)速度場(chǎng)剖面圖，箭頭的方向?yàn)榱鲌?chǎng)的方向?？梢杂^察到，由進(jìn)氣形成的流場(chǎng)方向?yàn)轫槙r(shí)針方向。在噴油正時(shí)為-320°CA噴射時(shí)，噴霧羽束對(duì)進(jìn)氣流場(chǎng)的發(fā)展阻礙作用最大。而隨著噴油正時(shí)的推遲，噴霧羽束方向與進(jìn)氣流場(chǎng)方向相同的趨勢(shì)增加，噴霧羽束對(duì)進(jìn)氣流場(chǎng)的發(fā)展阻礙作用減小。

圖3 不同噴油正時(shí)下噴油之后30°CA的缸內(nèi)速度場(chǎng)剖面圖

圖4(a)為不同噴油正時(shí)下的缸內(nèi)滾流比。本文設(shè)定由進(jìn)氣形成的缸內(nèi)滾流為正向滾流。隨著噴油正時(shí)的提前，缸內(nèi)滾流比逐漸減小，通過聯(lián)系圖3可以觀察到發(fā)現(xiàn)，隨著噴油正時(shí)的提前，燃油噴射對(duì)進(jìn)氣滾流的阻礙作用增大。尤其是在-320°CA噴油，燃油噴射對(duì)缸內(nèi)滾流的阻礙作用最大，在缸內(nèi)形成了明顯的負(fù)滾流，直到點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)滾流比仍然較小。在噴油正時(shí)為-260°CA時(shí)，缸內(nèi)滾流比與未噴油時(shí)的滾流比大致相同，甚至有略微增加的趨勢(shì)，表明此時(shí)噴霧羽束方向與進(jìn)氣流場(chǎng)方向大致接近。

圖4(b)為不同噴油正時(shí)下的液膜質(zhì)量。從圖中可以觀察到，除噴油正時(shí)為-260°CA外，隨著噴油正時(shí)的推遲，液膜質(zhì)量逐漸減少。這是因?yàn)殡S著噴油正時(shí)的推遲，噴油器與缸壁之間的距離增大，噴霧羽束的貫穿距離增加使得更多的正丁醇在到達(dá)壁面之前就已經(jīng)蒸發(fā)，從而減少了正丁醇附壁的質(zhì)量。而在噴油正時(shí)為-260°CA時(shí)，由于進(jìn)氣流場(chǎng)方向與噴霧羽束方向基本相同，流場(chǎng)攜帶著更多的液滴碰撞到了壁面從而提高了液膜質(zhì)量。但在所有噴油正時(shí)下的液膜在-100°CA前均已完全蒸發(fā)，而且噴油正時(shí)越早，液膜開始蒸發(fā)的時(shí)間提前，蒸發(fā)完成的時(shí)間越早。

圖4 噴油正時(shí)對(duì)滾流比、液膜質(zhì)量、蒸發(fā)速度和混合氣不均勻性的影響

圖4(c)為正丁醇的蒸發(fā)速度曲線。隨著噴油正時(shí)的推遲，正丁醇蒸發(fā)完成的時(shí)刻推遲。噴油正時(shí)從-320°CA到-260°CA 95%的正丁醇從液態(tài)蒸發(fā)成氣態(tài)的時(shí)刻分別為-214.5°CA、-174.4°CA、-123.6°CA和-116.7°CA。由此可見在低發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下，正丁醇的蒸發(fā)速度受蒸發(fā)時(shí)間的影響更大。即隨著噴油正時(shí)的推遲，正丁醇的蒸發(fā)時(shí)間推遲，因此蒸發(fā)完成的時(shí)刻也相應(yīng)推遲。

圖4(d)為不同噴油正時(shí)下的混合氣不均勻性指數(shù)?；旌蠚獠痪鶆蛐灾笖?shù)根據(jù)網(wǎng)格的當(dāng)量比標(biāo)準(zhǔn)差計(jì)算所得，數(shù)值越小表示混合氣越均勻。從圖中可以觀察到，除噴油正時(shí)為-320°CA外，隨著噴油正時(shí)的推遲，點(diǎn)火時(shí)刻混合氣的均勻性越低。這是因?yàn)殡S著噴油正時(shí)的推遲，燃料隨流場(chǎng)擴(kuò)散的時(shí)間縮短，因此混合氣的均勻性降低。而在-320°CA噴油時(shí)的混合氣均勻性低于噴油正時(shí)為-300°CA，這是由于噴油正時(shí)為-320°CA時(shí)，燃油噴射極大的減小了缸內(nèi)滾流比，因此降低了缸內(nèi)流場(chǎng)強(qiáng)度，使得濃混合氣隨流場(chǎng)擴(kuò)散的趨勢(shì)降低，從而抵消了早噴具有更長(zhǎng)混合時(shí)間帶來的優(yōu)勢(shì)。

2.2 噴射正時(shí)對(duì)燃燒的影響

圖5(a)為不同噴油正時(shí)下的燃燒相位圖。CA10、CA50和CA90分別表示缸內(nèi)10%、50%和90%的正丁醇燃燒所需要的時(shí)間?？梢杂^察到CA90與點(diǎn)火時(shí)刻的混合氣不均勻性指數(shù)有一定的聯(lián)系，即混合氣不均勻性指數(shù)越高，CA90的時(shí)間越長(zhǎng)。噴油正時(shí)為-300°CA時(shí)的CA50和CA90明顯短于其他噴油正時(shí)。這歸因于噴油正時(shí)為-300°CA時(shí)，混合氣均勻性高，因此火焰?zhèn)鞑ニ俣容^快，加速了燃料的燃燒，縮短了CA50和CA90。隨著噴油正時(shí)的推遲，混合氣的均勻性降低，因此火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档蛷亩娱L(zhǎng)了CA90。噴油正時(shí)為-260°CA時(shí)，雖然混合氣均勻性較低，但其CA10和CA50也相對(duì)較短，這是由于該工況缸內(nèi)流場(chǎng)速度較快，加速了初始火核的形成從而縮短了CA10和CA50。

圖5 不同噴油正時(shí)下的燃燒相位、缸內(nèi)壓力和缸內(nèi)溫度

圖5(b)為不同噴油正時(shí)下的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線?？梢杂^察到在噴油正時(shí)為-320°CA時(shí)，因?yàn)榛旌蠚饩鶆蛐暂^低，因此缸壓峰值低于噴油正時(shí)為-300°CA。噴油正時(shí)為-300°CA的缸內(nèi)壓力峰值達(dá)到了8.3 MPa。這是因?yàn)樵谠摴r時(shí)燃燒相位CA90最短，大部分的燃料都在上止點(diǎn)附近燃燒，容積效率高因此具有較高的缸壓峰值。而隨著噴油正時(shí)的推遲，燃燒相位CA90延長(zhǎng)，燃燒放熱時(shí)間相對(duì)靠后并逐漸遠(yuǎn)離上止點(diǎn)，降低了容積效率從而使得缸壓峰值下降。從放熱率曲線也可以觀察到，噴油正時(shí)為-300°CA時(shí)，燃燒速度最快，放熱相位最靠前且峰值較高，而噴油正時(shí)為-260°CA時(shí)的燃燒速度較慢，放熱率峰值最低且放熱持續(xù)期長(zhǎng)。

圖5(c)為不同噴油正時(shí)下的缸內(nèi)溫度曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，在噴油正時(shí)為-300°CA時(shí)，由于大部分燃料都在上止點(diǎn)附近燃燒，而且此時(shí)容積效率較高，使得缸內(nèi)溫度峰值較高。而噴油正時(shí)為-260°CA時(shí)，燃燒相位靠后，而且此時(shí)容積效率較低，導(dǎo)致缸內(nèi)溫度較低。

2.3 噴射正時(shí)對(duì)排放的影響

圖6(a)為不同噴油正時(shí)下的soot和NOX的排放。可以觀察到soot與NOX的排放量有著相反的趨勢(shì)。除噴油正時(shí)為-320°CA外，隨著噴油正時(shí)的推遲，soot的排放逐漸升高，而NOX的排放量逐漸降低。這是因?yàn)殡S著噴油正時(shí)的推遲，混合氣均勻性降低，因此增加了soot的生成。但由于隨著噴油正時(shí)的推遲，燃燒緩慢導(dǎo)致燃燒溫度下降，因此NOX的生成量降低。

圖6 不同噴油正時(shí)下的CO、NOX、soot和HC排放

圖6(b)為不同噴油正時(shí)下的CO和HC的排放?？梢园l(fā)現(xiàn)CO和HC有著相同的排放趨勢(shì)。這主要是因?yàn)镃O和HC都容易在燃燒不完全的情況下生成。當(dāng)混合氣不均勻時(shí)，存在局部過濃和過稀的混合氣，導(dǎo)致部分區(qū)域的燃料燃燒不完全從而增加了CO和HC的排放。尤其是噴油正時(shí)為-280°CA和-260°CA時(shí)，混合氣質(zhì)量相對(duì)較差，因此CO和HC的排放量較高。

3 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬的方法研究了噴油正時(shí)對(duì)燃用純正丁醇燃料的缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)混合氣形成過程、燃燒和排放特性的影響。

1）對(duì)于正丁醇這種低揮發(fā)性和霧化性能的燃料，相對(duì)于推遲噴油，在-300°CA時(shí)噴油提供了更多空氣與燃料混合的時(shí)間，從而能夠獲得更高的混合氣均勻性，而過早地噴油也會(huì)降低混合氣均勻性。

2）噴油正時(shí)為-300°CA時(shí)由于具有更高的混合氣質(zhì)量，從而能夠達(dá)到較高的缸內(nèi)壓力，并減少CO、soot和HC的排放，但NOX的排放增加。而提前或者推遲噴油都會(huì)造成燃燒壓力下降。尤其是推遲噴油，缸內(nèi)壓力下降明顯。

[1] 陸大旺,姜莉,唐浩哲,等.生物燃料丁醇作為發(fā)動(dòng)機(jī)燃料的研究進(jìn)展[J].交通節(jié)能與環(huán)保,2019,15(4):8- 11.

[2] ZHEN X,WANG Y,LIU D.Bio-butanol as a New Gen- eration of Clean Alternative Fuel for SI(Spark Igni- tion)and CI(Compression Ignition)Engines[J].Renew- able Energy,2020,147:2494-2521.

[3] 崔世科.二次噴射對(duì)正丁醇發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒及排放的影響研究[D].長(zhǎng)春:吉林大學(xué),2022.

[4] SAKET S,PARMOD K,ATUL D.Effect of Injection Timing on Combustion, Performance and Emissions Characteristics of Methanol Fuelled DISI Engine:A Numerical Study[J].Fuel,2022,322(5):1-12.

[5] LEE Z,KIM T,PARK S.Influences of Exhaust Load and Injection Timing on Particle Number Emissions in a Gasoline Direct Injection Engine[J].Fuel,2020, 268:117344.

[6] 田智.缸內(nèi)直噴汽油機(jī)燃用生物丁醇燃料的燃燒和排放特性研究[D].天津:天津職業(yè)技術(shù)師范大學(xué), 2020.

[7] 張際洲,顏伏伍,陳子逸,等.正丁醇/柴油發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒排放特性及噴油、燃燒室形狀影響[J].內(nèi)燃機(jī)工程, 2021,42(2):23-30.

[8] PATTERSON M A,REITZ R D.Modeling the Effects of Fuel Spray Characteristics on Diesel Engine Com- bustion and Emission[J].SAE Transactions,1998,12:27-43.

[9] BLACK G,CURRAN H J,PICHON S,et al.Biobut- anol:Combustion Properties and Detailed Chemical Kinetic Model[J].Combustion and Flame,2010,157(2): 363-373.

[10] LI L,WANG T,DUAN J,et al.Impact of Butanol Iso- mers and EGR on the Combustion Characteristics and Emissions of a SIDI Engine at Various Injection Timings[J].Applied Thermal Engineering,2019,151: 417-430.

Analysis of the Impact of Injection Timing on the Performance of an N-Butanol Direct Injection Engine

LIU Zengbin, ZHEN Xudong, GENG Jie, LIU Daming

( Tianjin University of Technology and Education, Tianjin 300222, China )

To improve the suboptimal air-fuel mixture quality found when using n-Butanol fuel in direct injection engines, this study uses a specific engine model as an example and establishes a single-cylinder physical model with 3D computational fluid dynamics (CFD) software, based on the engine’s operational process. The study aims to analyze how various injection timings influence engine performance. The investigation reveals that advancing the injection timing, compared to delayed injection, provides more time for the air and fuel to mix, resulting in a better air-fuel mixture quality. Improved mixture quality leads to increased in-cylinder pressure and decreased emissions of CO, soot, and HC. However, it is imperative to note that this adjustment engenders an increment in the emission of NOX.

N-Butanol; In-cylinder direct injection; Injection timing; Combustion; Emission

TK421

A

1671-7988(2023)21-48-06

10.16638/j.cnki.1671-7988.2023.021.010

劉增斌（1997－），男，碩士研究生，研究方向?yàn)樘娲剂习l(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能，E-mail:1843847684@ qq.com。