乙醇DI对汽油PI发动机性能与爆震的影响

迟 昊, 庄 远, 马永飞

(合肥工业大学 汽车与交通工程学院,安徽 合肥 230009)

0 引 言

近年来,能源与环境问题越来越受到全世界的重视,汽油机为了降低燃油消耗率和排放,提出了增大压缩比、提高热效率、发动机小型化等措施。目前,随着小型化增压直喷汽油机的发展,爆震成为了限制性能进一步提升的重要因素。爆震是缸内燃料高速爆燃的一种不正常燃烧现象,能产生高频压力震荡,造成较大的声响,甚至损伤发动机。爆震使得汽油机不能实现优化的燃烧相位和更高的压缩比,限制了热效率的提高[1]。

在点燃式发动机抑制爆震的措施中,除了推迟火花正时[2]、提高燃油辛烷值[3]和废气再循环[4]外,一些学者利用代用燃料的特性,对双燃料发动机做了较多的研究。文献[5]研究了在小尺寸汽油直喷发动机中固定当量比的情况下,喷射25%、50%、75%比例的甲醇/水作为爆震抑制剂的影响;结果表明,低浓度的甲醇/水可以更有效地抑制爆震的产生,能在不爆震的情况下使用更大的火花提前角,产生更高的平均指示有效压力(indicated mean effective pressure,IMEP),提高了燃烧热效率。文献[6]在单缸点燃汽油发动机中使用双喷射策略分别研究了甲醇、乙醇作为爆震抑制剂的影响;结果表明,甲醇和乙醇的汽化潜热极大缓解了爆震,在7.5的IMEP下,甲醇、乙醇体积分数分别为41%、43%,相对纯汽油喷射分别提前了11°CA、12°CA的点火提前角,燃烧持续时间均降低了5°CA,热效率均达到37.6%,比纯汽油高了2.3%,在8.5的IMEP下,喷射乙醇后的热效率为38.3%,比喷射甲醇高1%,比纯汽油高2.8%。文献[7]通过台架实验使用了多种复合喷射乙醇比例,研究了乙醇DI/汽油PI发动机性能与排放特性;结果表明,随着直喷乙醇比例增加,在乙醇燃烧速率和缸内冷却效果的综合影响下,着火滞燃期和燃烧持续期先缩短后延长,循环波动系数降低,常规气体排放物降低,纯乙醇直喷的最大爆发压力比纯汽油直喷约大1.3 MPa,复合喷射乙醇比例超过20%可消除爆震,使发动机热效率提高。

乙醇作为替代燃料,与传统汽油相比,具有更高的辛烷值、更快的火焰传播速度以及更大的汽化潜热值,可以有效地抑制爆震的产生[8-11]。当前采用的乙醇汽油燃料是按照固定的乙醇/汽油比例掺混的方式,无法在不同的发动机工况下最大化地利用乙醇抑制爆震能力来进一步提高发动机的整体性能。一些学者最新提出了主动燃料设计方式,采用双喷嘴在发动机中喷射理化特性各异的燃料,通过喷射管理进行燃烧模式优化,对缸内混合气形成和燃烧放热过程进行精细控制,实现全工况范围内燃烧相位、放热速率和形态的调制,达到发动机高效低排的目的。

乙醇燃料缸内直喷(ethanol direct injection,EDI)+汽油进气道喷射(gasoline port injection,GPI)的双燃料复合喷射技术可以灵活调节不同工况下乙醇燃料喷射参数,以得到合理的缸内燃料分布和较低的缸内温度,优化燃烧相位,从而使发动机的性能得到提升。乙醇具有较高的汽化潜热,有研究表明,直喷乙醇可以使最高燃烧温度降低约200 ℃,这对于减少自燃、抑制爆震非常有利。乙醇燃料燃烧时具有较快的火焰传播速度,能够防止火焰前锋到达前末端混合气自燃,因此具有提高燃料辛烷值的功能,有些情况下可使混合气的有效辛烷值提高约18个单位。

乙醇燃料的高汽化潜热、高辛烷值、高火焰传播速度特点都有利于抑制自燃、减少爆震,但是这些因素的最佳使用方式以及各自对抑制爆震的贡献度尚不明确,不能最大化地发挥乙醇直喷来抑制爆震作用。鉴于此,本文运用三维流体动力学模拟软件AVL Fire建立了双燃料复合喷射(EDI+GPI)发动机仿真模型,分析了不同喷油正时、点火时刻、进气温度下,乙醇的喷入对发动机缸内混合和燃烧的影响,量化多种因素的抑制爆震贡献率。

1 模型的建立与验证

1.1 发动机参数

汽油机爆震现象常发生在低转速大负荷工况下,主要是由传播火焰前端的末端混合气自燃引起的压力震荡。因此本文以1台汽油缸内直喷发动机为研究对象,在该发动机2 000 r/min、节气门开度100%、乙醇热值占总燃料热值46%的工况下,建立数值模拟模型,进行双燃料复合喷射的研究。

该发动机主要参数见表1所列,其中：BTDC表示上止点前；ABDC表示下止点后；BBDC表示下止点前；ATDC表示上止点后。

双喷射结构示意图如图1所示。

表1 发动机参数

图1 双喷射结构示意图

1.2 计算网格

为降低模型复杂性、减少计算时间,不考虑对发动机燃烧过程影响较小的排气过程,仅模拟从进气门开启至燃烧结束排气门开启的部分,并在排、进气门关闭后去掉排气管道、进气管道和部分气门,计算网格如图2所示。

网格的基本尺寸为1.5 mm,为了提高网格质量,在进排气阀、阀座、火花塞等位置进行了网格细化。

图2 计算网格

1.3 边界和初始条件

汽油机爆震现象常发生在低转速大负荷的工况下,由传播火焰前端的末端混合气自燃引起压力震荡,因此本文使用GT-Power软件模拟该发动机2 000 r/min、全负荷工况,得到边界和初始条件,见表2所列。

表2 边界和初始条件

1.4 模型的选用和验证

计算中湍流模型选用k-ξ-f模型,燃油破碎模型选用Wave模型,燃油蒸发模型选用Multi-component模型,燃油碰壁模型选用Walljet1模型,燃烧模型选用ECFM-3Z模型,点火模型选用Spherical模型,排放模型选用Zeldovich模型。模型的选取能够模拟计算乙醇/汽油分别喷射的燃料蒸发雾化以及燃烧过程。模拟计算中动量方程和连续性方程采用中心差分法，能量方程、湍流控制方程以及线性求解方程采用一阶迎风法进行控制，流动控制方程使用控制体积法进行离散化,边界值计算采用外推差值法。模拟计算过程采用88-CPU集群系统,运行环境为Windows7 64位操作系统,CFD软件为AVL Fire,采用MPI模式并行计算。

为了验证喷雾模拟的准确性,在软件中模拟喷雾发展过程并用定容弹喷雾试验对喷雾模型进行标定。喷雾、缸压和放热率试验结果与模拟的对比如图3所示。其中：所用的喷油器为6孔；喷孔直径为0.15 mm；单注油束的锥角为10°；喷油压力为10 MPa；燃油温度为298 K。

图3a所示为不同时刻喷雾形态的试验与模拟结果对比,图3b所示为持续2 ms的喷射贯穿距的试验与模拟结果对比。从图3a、图3b可以看出,不同喷油时刻的喷雾形状和贯穿距的试验结果与模拟结果较为吻合,说明喷射模型可以良好地反应喷嘴的喷雾特性,可以为缸内喷雾模拟提供依据。

从图3c可以看出,在发动机2 000 r/min、节气门开度100%的工况下,试验和模拟的缸内压力曲线和放热率曲线吻合度较高。这说明该燃烧模型能反映发动机的工作过程,可以用数值模拟的形式对发动机双燃料复合喷射过程做深入调研。

图3 喷雾、缸压和放热率的试验与模拟对比

2 模拟结果与分析

2.1 乙醇喷射正时对缸内混合气的影响

因为汽油是在进气道较早时喷射,汽油液滴有较长的蒸发时间,可以在缸内形成较为均匀的汽油组分分布,所以乙醇的喷射正时会更大地影响缸内整体的当量燃空比的分布。乙醇直喷压力为10 MPa,在缸内有较大的贯穿距,且乙醇高汽化潜热会导致蒸发速度较低,使喷出的乙醇液滴更易撞击在活塞顶面或者汽缸壁面上,湿壁量过多会导致乙醇蒸发情况进一步恶化,影响缸内的乙醇分布和当量燃空比分布,进而影响点火和燃烧过程。合理的乙醇喷射正时可以优化乙醇的蒸发情况,使点火后火花塞附近的可燃混合气更易形成火核,缩短滞燃期使火焰快速传播。因此在2 000 r/min、全负荷工况下,固定汽油进气道喷射正时,选择多种不同的乙醇喷射时刻进行混合气形成以及缸内燃烧过程的分析。

燃油喷射参数见表3所列。其中:IT300为排气门刚关闭不久,进气门开度逐渐开至最大,活塞下行了一段距离的时刻;IT150为进气门接近关闭,活塞上行了一段距离的时刻。其间以50°CA为分度值,划分出4个乙醇开始喷射时刻。

表3 燃油喷射参数

缸内当量比和乙醇组分分布如图4所示。在不同乙醇喷射时刻,选取气缸中心处进行切片处理,在火花点火时刻对缸内混合气的当量燃空比分布(左侧)和乙醇组分分布(右侧)进行模拟。

从图4的IT300工况可以看出,点火时刻乙醇在缸内切面右侧形成了燃料浓区,使得缸内整体的当量燃空比分布不均,右侧部分位置接近1.5,火花塞位置只接近0.8。这表明过早的喷射乙醇,乙醇液滴大量撞击在活塞顶部,严重影响蒸发速度,导致在压缩过程乙醇富集在一侧,形成很高的燃料浓区。

从图4的IT250工况可以看出,点火时刻乙醇分布较为均匀,没有明显的燃料浓区,缸内整体的当量燃空比除右下角处稍浓,其余各处较为均匀,火花塞位置约为1.0。这表明合适的乙醇喷射时刻,可以合理地控制乙醇的喷射蒸发的过程,使乙醇的分布更为均匀,进而使得缸内当量燃空比分布更为合理。

从图4的IT200工况和IT150工况可以看出,2个工况区别较小,乙醇富集在缸内右侧形成燃料浓区,且火花塞处乙醇浓度较低,缸内整体的当量燃空比依然分布不均,右侧部分达到1.3,火花塞位置约为0.75。这表明较晚喷射乙醇,乙醇液滴没有足够的时间去蒸发雾化,随缸内气流运动后富集在一侧,形成一定的燃料浓区,且没有足够的乙醇组分分布在火花塞附近,使得火花塞处当量燃空比较低,影响点火后的火核形成。

图4 缸内当量比和乙醇组分分布

乙醇的喷射正时会直接影响缸内混合气的形成过程:过早地喷射乙醇,缸内温度较低,乙醇蒸发速度较慢,容易使喷雾撞击活塞顶面或者汽缸壁面,造成混合气局部过浓;过晚地喷射乙醇,即使缸内温度可使乙醇快速蒸发,但是混合时间较短,仍会造成混合气局部过浓,影响正常的火焰传播。只有合理地控制乙醇喷射正时,才可以使缸内的混合气接近理想的状态,实现高效地点火和快速充分地燃烧。

2.2 乙醇喷射正时对燃烧过程的影响

为了分析不同乙醇喷射正时对缸内燃烧过程的影响,在各自形成不同均匀程度的可燃混合气后于720°CA时点火燃烧。

不同乙醇喷射时刻对缸内平均压力曲线的影响如图5a所示。从图5a可以看出:IT300和IT250工况缸压上升速率高于IT200和IT150工况;且由于IT300工况初始有最高的峰值火焰面密度,缸压在前期相对较高,后期由于左侧当量燃空比较低,火焰锋面传播速度变慢,IT250工况缸压反超之后达到4组工况中峰值缸压最高;IT200和IT150工况由于当量燃空比不均,燃烧不充分,使缸压上升速率和峰值均低于前两者。

在不同乙醇喷射时刻工况,选取气缸中心处进行切片处理,在火花点火5°CA、10°CA、15°CA、20°CA时刻,缸内火焰面密度的模拟结果如图5b所示。

从图5b的725°CA时刻可以看出:点火之后5°CA火核已经开始扩散,IT300和IT250工况已燃面积较大,火焰锋面左右均匀呈球形,火花塞侧电极的左侧有明显已燃区;IT200和IT150工况已燃面积较小,火焰锋面向右侧偏出,火花塞侧电极的左侧没有已燃区。这表明IT300和IT250工况的火花塞处较高的当量空燃比分布可以促使火核更好地形成和传播。730°CA时刻,点火之后10°CA燃烧进行中,IT300和IT250工况的左侧已燃面积大大超过IT200和IT150工况,且IT250工况的火花塞处燃烧过程即将结束。735°CA时刻,火焰进一步传播,IT250工况的已燃区更大且左右对称,其余工况由于左侧燃油分布较低,燃烧锋面速度明显较慢。740°CA时刻,燃烧接近尾声,由于IT250工况更优的当量燃空比分布,已燃区和燃烧结束区面积最大,燃烧速度最快,燃烧更加充分。

图5 乙醇喷射正时对缸压和火焰面密度的影响

2.3 点火时刻对燃烧过程的影响

为了提高发动机的热效率,可以在不超过发动机机体承受强度的情况下,适当加大点火提前角,使燃烧相位提前、有效做功增加。在不同的乙醇喷射正时工况下,采用不同点火正时对缸内最大爆发压力的影响如图6所示。

从图6可以看出,随着点火正时的提前,滞燃期缩短,燃烧速度加快,燃烧持续期变短,缸内最大爆发压力提升。在IT250的10°CA BTDC工况下,平均爆发压力达到了13.5 MPa,已经超过了发动机机体承受强度(10.0 MPa),在-2°CA BTDC工况下,燃烧滞后导致压力较低。为了更好地分析乙醇缸内直喷对发动机爆震的抑制作用,本文在不超过发动机机体承受强度的情况下,选取IT250中的4°CA BTDC工况作为分析工况。

图6 点火时刻对缸内最大爆发压力的影响

2.4 乙醇对爆震的抑制作用分析

为了分析乙醇缸内直喷的爆震抑制作用,本文运用仿真模拟方式,在保证进气量相同(使用控制进气质量流量的方式)、喷入燃料总热值相同的基础上使用了3种工况:GPI工况使用汽油进气道喷射;GPI+EDI工况为双燃料复合喷射;GPI+EDI+进气加热工况是在GPI+EDI工况基础上提高进气温度20 K(由空气量和汽油、乙醇汽化潜热计算得出)。3种工况在火花点火前166° CA～66° CA(170°CA BTDC～70°CA BTDC)之间缸内平均温度的对比如图7所示。

图7 进气加热对缸内温度的影响

从图7可以看出,GPI工况和EDI+GPI+进气加热工况的缸内温度大致相同,而EDI+GPI工况相比于前两者低了约16 K。这是由于通过进气加热的方式抵消掉了乙醇较大的汽化潜热在缸内蒸发时对缸内的降温效果,使得在GPI工况与GPI+EDI+进气加热工况对比中可以排除掉乙醇的高汽化潜热对缸内燃烧的影响,只有高火焰传播速度继续对缸内燃烧起着影响作用。

在发动机的爆震工况中,缸内边缘混合气自动点火之后,爆震位置OH自由基浓度会升高[12-13],因此可以将OH自由基浓度作为衡量爆震概率的标准。自由基浓区面积越大,浓度越高,发生爆震的概率就越大。

3种工况在火花点火后20°CA时刻,缸内温度为800 K的等温面和OH自由基浓区在气缸边缘的分布情况如图8所示。

图8 缸内800 K等温面和OH自由基浓区分布

在图8的GPI工况中,等温面包裹的体积最小,而OH自由基覆盖面积最大,且浓度最高,这表明汽油的火焰传播速度较慢,边缘的可燃混合气有更长的时间积累OH自由基的浓度,更有可能引起边缘自动点火产生爆震。在GPI+EDI工况中,等温面包裹的体积较大,说明汽油乙醇混合气燃烧的火焰传播速度快于纯汽油混合气,且OH自由基覆盖面积最小浓度最低,有最小的爆震发生概率。在GPI+EDI+进气加热工况中,等温面包裹的体积最大,说明进气加热对缸内温度的增加导致汽油乙醇混合气有最快的火焰传播速度,但是更高的缸内温度也导致边缘位置OH自由基覆盖面积增大、浓度增高,反而会造成爆震概率的增高。

为了量化乙醇高汽化潜热和高火焰传播速度对抑制爆震的贡献率,采用点火之后相同时刻边缘位置OH自由基浓点处最浓比例作为爆震发生概率的标准。3种工况在点火后20°CA时刻：OH自由基浓区处最大浓度值分别为GPI工况0.098%,EDI+GPI工况0.047%,EDI+GPI+进气加热工况0.059%；乙醇高汽化潜热和高火焰传播速度对抑制OH自由基的贡献率分别为23.5%、76.5%。

3 结 论

本文用数值模拟方法建立EDI+GPI发动机模型,研究了EDI+GPI发动机在2 000 r/min、节气门开度为100%、乙醇热值占比46%的低速大负荷状态下EDI喷油时刻、点火时刻和进气温度对缸内可燃气形成和发动机性能的影响。研究结果表明:

(1) 对于EDI+GPI发动机,乙醇喷射时刻会影响缸内乙醇分布和缸内整体当量比分布。在合适的时刻进行乙醇喷射(IT250),可在缸内形成较为均匀的混合气,点火时刻火花塞处当量比为1,可以形成完整的火核,并在火焰传播过程中速度更快,燃烧更均匀,达到更高的缸内压力。

(2) 在选择优化的乙醇喷射时刻后,火花点火时刻在4°CA BTDC时,可以在不损伤发动机的前提下达到最大缸内爆发压力,热效率增加的同时会增加爆震的概率。

(3) 通过进气加热抵消乙醇蒸发造成的缸内降温效果后,根据边缘OH自由基浓区的最大浓度值计算,得出乙醇高汽化潜热和高火焰传播速度对抑制OH自由基的贡献率分别为23.5%、76.5%。