正丁醇/柴油发动机燃烧排放特性及喷油、燃烧室形状影响

2021-04-17张际洲颜伏伍陈子逸

内燃机工程 2021年2期

张际洲，颜伏伍，陈子逸，王宇

(1.武汉理工大学现代汽车零部件技术湖北省重点实验室，武汉 430070;2.武汉理工大学汽车零部件技术湖北省协同创新中心,武汉 430070)

0 概述

与汽油机相比，柴油机因其高输出功率、高热效率、高耐用性和低油耗等特点被广泛应用于农业、工业和交通运输等领域，但柴油机也存在碳烟(soot)、氮氧化物(nitrogen oxides，NOx)排放较高的缺点。醇类燃料作为含氧化合物是减少污染物排放的良好替代燃料或燃料添加剂，而柴油机喷油策略和燃烧室形状直接影响缸内油气混合、燃烧、排放的过程，因此研究醇类掺混比例、掺混时喷油策略、燃烧室形状对柴油机燃烧和排放的综合影响是有效优化缸内燃烧过程及降低污染物排放的途径之一。

目前，已有学者研究了正丁醇掺混对柴油机燃烧排放的影响。文献[1]中通过对比研究纯柴油、掺混40%(体积比)正丁醇、掺混40%(体积比)2,5-二甲基呋喃3种燃料燃烧排放特性发现：掺混40%正丁醇时，滞燃期、燃烧速率、最大压力升高率相比纯柴油均增加，碳烟排放量减少；文献[2]中通过丁醇柴油混合燃料台架试验发现，掺混丁醇后缸内最高压力变化不大，燃烧起始点略有推迟，燃烧速率加快，燃烧持续期稍缩短，烟度明显降低，部分工况NOx排放有小幅度增加。同时也有学者研究了喷油策略、燃烧室形状对纯柴油发动机的影响，如：文献[3]中研究了预喷及多次喷油对重型直喷柴油机排放的影响，发现预喷可以增加碳烟氧化时间，降低NOx及碳烟排放，但CO排放会增加；文献[4]研究了燃烧室凹坑形状对中型直喷柴油机性能、燃烧、排放的影响，对比了4种燃烧室形状的仿真结果发现，增加涡流的燃烧室几何形状可以改善油气混合及燃烧情况，进而降低NOx及碳烟排放。

在前人研究基础之上，本文中使用数值模拟的方法研究了正丁醇掺混比例对柴油机燃烧排放的影响；为进一步优化燃烧及降低排放，对正丁醇掺混时喷油策略、燃烧室几何形状的综合影响也进行了研究。本文中不仅分析了正丁醇掺混、喷油策略、燃烧室形状3个因素对柴油机的单独影响，而且分析了三者相互结合时的综合效应，为提高柴油机燃烧效率和降低污染物排放提供了一定的理论基础。

1 数值模拟基础

本文针对某型号直喷柴油机进行研究，柴油机基本参数如表1所示，其三维几何模型如图1所示。使用三维计算流体力学(computational fluid dynamics，CFD)软件CONVERGE进行模拟仿真，仿真过程中使用了多种物理、化学和燃烧模型。喷雾模型中使用离散液滴模型模拟燃料注入的过程，使用混合KH-RT模型模拟喷雾雾化和破碎过程[5-6]，使用离散多组分汽化模型模拟汽化过程[7]。湍流模型使用RNGk-ε模型[8]。燃烧模型使用CONVERGE自带的SAGE模型模拟燃烧过程，该模型包含质量守恒、能量守恒控制方程，可以针对给定的计算单元在每个时间步长内进行求解。在文献[9]中开发的正丁醇-柴油反应机理基础上进行数值分析计算，该机理包含76种物质和349个反应。污染物生成过程使用Extended Zeldovich NOx模型及Hiroyasu碳烟模型进行模拟计算[10-11]。

表1 柴油机基本参数表

模拟从进气门开启时刻(上止点前385°)开始，至排气门开启时刻(上止点后120°)结束。使用基础尺寸为4 mm的笛卡尔结构网格，并且使用了自适应网格(adaptive mesh refinement，AMR)功能，该功能可以根据温度、速度、物质浓度等关键因素自适应调节网格的大小。同时对活塞、喷油嘴等关键部件设置了网格加密，最高加密级数为3级。表面网格及加密情况如图1(d)所示。

图1 柴油机三维几何模型、表面网格及加密

2 模拟方案设置

本文研究的正丁醇掺混质量占比为0、15%、30%,代号分别为Bu00、Bu15、Bu30。喷油策略如表2所示，喷油总量、喷油总持续期、喷油起始时间均保持不变，策略A为单次喷射，策略B增加预喷，喷油策略C增加预喷(压缩上止点前)及后喷(压缩上止点后)。本文中用曲轴转角正值表示压缩上止点后，负值表示压缩上止点前。活塞顶面凹坑具体形状参数及对比如表3及图2所示，活塞顶面凹坑容积及压缩比保持不变。表3中，R1～R5为图2所示结构的圆弧半径，L0～L2为图2所示结构的长度。

图2 活塞顶面凹坑几何结构

表2 喷油策略

表3 活塞顶面凹坑几何参数

3 仿真计算结果分析

3.1 仿真模型验证

为了验证仿真模型的准确性，首先对纯柴油(Bu00)、两次喷油(喷油策略B)下的转矩和功率进行试验与仿真，结果如表4所示。对比可知，该工况下试验与仿真的功率、转矩相差较小，误差均在3%以内，可认定本次仿真计算所选取的数学模型及边界条件是准确的，仿真模型是可靠的。

表4 试验与仿真结果对比

3.2 不同正丁醇掺混比例对燃烧排放的影响

柴油和正丁醇主要性质对比如表5所示。由表5可知，柴油中掺混正丁醇后混合燃料的物理性质有一定变化，其中密度、十六烷值、热值、理论空燃比均降低，而汽化潜热和氧含量增加。这些性质的改变影响了缸内喷雾燃烧过程，从而对柴油机燃烧排放特性产生影响。

表5 柴油及正丁醇主要性质对比

在喷油策略A、燃烧室几何形状活塞B方案下，3种正丁醇掺混比例的燃料(Bu00、Bu15、Bu30)的缸压曲线如图3所示，其峰值缸压分别为8.22、8.50、8.45 MPa。由仿真结果可知Bu00、Bu15、Bu30的燃烧相位(CA10，即燃烧放热量达到10%时对应的曲轴转角)分别为-4.79°、-4.60°、-4.59°。由于掺混后的燃料的十六烷值比纯柴油低，使得滞燃期较长，进而形成了更好的预混燃烧模式，因此正丁醇掺混后燃烧始点略有推迟，峰值缸压略有增加[12]。

图3 采用喷油策略A、活塞B方案下燃用Bu00、Bu15、Bu30时的缸压曲线

图4为采用喷油策略A、活塞B方案下不同曲轴转角时3种正丁醇掺混比例方案缸内温度空间分布情况。对比发现Bu00、Bu15开始燃烧位置为右侧喷雾附近，而Bu30为左右两侧喷雾附近。由于Bu30混合燃料有较高的蒸发热和较低的十六烷值，使得滞燃期较长，为喷雾雾化渗透提供了更长的时间。此外在相同喷油压力下，Bu30混合燃料密度较低，因此喷射速度高于Bu00、Bu15。上述两种因素均使得Bu30混合燃料喷射贯穿距更长，喷雾雾化情况更好，为缸内燃烧提供了更优的初始燃烧条件。

图4 燃用Bu00、Bu15、Bu30时不同曲轴转角下缸内温度空间分布

随着喷油和燃烧的继续进行，3种正丁醇掺混比例方案具有相似的燃烧发展过程，但相比Bu00，Bu15和Bu30在同一曲轴转角时燃烧区域更广且缸内平均温度更高，由仿真结果可知Bu00、Bu15、Bu30的燃烧重心(CA50，即50%燃烧放热量对应的曲轴转角)分别为10.10°、9.22°、8.81°。由于正丁醇掺混后氧元素含量增加，十六烷值降低，使得燃烧速度随着正丁醇掺混量的提高而增大，从而影响了燃烧区域及缸内温度。由以上分析可知正丁醇的掺混促进了整体燃烧过程。

碳烟排放量由碳烟形成(soot formation)和碳烟氧化(soot oxidation)两个过程综合决定，温度、当量比和燃料分子结构会对上述过程产生很大的影响[13]。图5为燃用Bu00、Bu15、Bu30时不同曲轴转角下缸内碳烟总质量，对比可知随着正丁醇掺混量的提高，碳烟开始产生的时间推迟，碳烟净生成速率逐渐降低，碳烟排放总量也逐渐降低。不同曲轴转角下碳烟空间分布情况如图6所示，由图6可以发现3种正丁醇掺混比例方案在不同曲轴转角时碳烟分布区域是类似的，而碳烟浓度和碳烟分布范围由大到小排序为Bu00、Bu15、Bu30。由图4及前文分析可知，随着正丁醇掺混比例的提升，在相同曲轴转角时火焰温度和缸内高温区域均逐渐增加，温度增加会同时提高碳烟形成速率和氧化速率，因此正丁醇掺混后碳烟排放量降低的主要原因在于当量比和燃料分子结构的变化。图7为3种正丁醇掺混比例方案不同曲轴转角下的缸内当量比空间分布情况。随着正丁醇掺混量上升，当量比逐渐减小，当量比空间分布均匀程度逐渐增加，由仿真结果得到燃用Bu00、Bu15、Bu30时的缸内平均当量比分别为1.12、1.07、1.03。另一方面，高负荷时每个循环燃料喷射量较大，喷射时间较长，导致缸内容易形成燃料富集区域，而掺混正丁醇后氧原子可进入燃料富集区域通过形成羟基自由基而消耗碳烟前驱物，进而减少碳烟的形成。混合燃料更低的C/H比也减少了碳烟的形成[14]。此外，正丁醇较高的蒸发潜热使得混合燃料着火前燃料喷雾附近环境温度较低，增加了与燃料混合的空气量。掺混正丁醇后混合燃料黏度更低，挥发性更好，进而产生更好的喷雾雾化效果，同时较长的滞燃期也提供了更长的燃料空气混合时间。以上因素综合影响了碳烟的生成和氧化过程，最终减少了碳烟的整体排放量[15]。

图5 燃用Bu00、Bu15、Bu30时缸内碳烟总质量

图6 燃用Bu00、Bu15、Bu30时不同曲轴转角下的缸内碳烟空间分布

图7 燃用Bu00、Bu15、Bu30时不同曲轴转角下的缸内当量比空间分布

燃用Bu00、Bu15、Bu30时缸内CO含量如图8所示，不同曲轴转角下缸内CO空间分布情况如图9所示。由图8可知，在燃烧早期3种燃料的CO排放量十分接近，随着燃烧持续进行，缸内CO量下降，且由图9可知燃用3种燃料时缸内CO浓度及分布范围排序由大到小依次为Bu00、Bu15、Bu30。由于正丁醇中的氧元素使得混合燃料及燃料空气混合物中氧含量更高，加剧了CO的氧化并促使其燃烧更完全，正如前文所分析，掺混正丁醇后缸内高温燃烧区域更广，更高的温度也促进了CO转化为CO2的过程，使得CO排放量减少。

图8 燃用Bu00、Bu15、Bu30时缸内CO总质量

图9 燃用Bu00、Bu15、Bu30时不同曲轴转角下缸内CO空间分布

图10为3种正丁醇掺混方案缸内NOx含量。对比图中曲线可以发现，NOx排放规律与碳烟和CO均不相同，正丁醇掺混后NOx生成速率及排放量均高于纯柴油。图11为不同曲轴转角下缸内NOx空间分布情况。结合图11与图4可以发现，NOx高浓度区域与缸内高温区域基本相同，因此可以认为掺混正丁醇后缸内温度更高、高温区域范围更广、高温持续时间更长是造成NOx排放量上升的主要原因。

图10 燃用Bu00、Bu15、Bu30时缸内NOx总质量

图11 燃用Bu00、Bu15、Bu30时不同曲轴转角下缸内NOx空间分布

综上所述，3种正丁醇掺混方案中Bu30燃烧情况最好，碳烟及CO排放量最少，但NOx排放量有所增加。为了进一步改善柴油机燃烧情况并降低污染物排放量，接下来研究了高正丁醇掺混比例(Bu30)时喷油策略、燃烧室几何形状对掺混后柴油机燃烧排放的综合影响。

3.3 高正丁醇掺混比例时喷油策略、燃烧室几何形状对掺混后燃烧排放的综合影响

同一燃烧室几何形状不同喷油策略下的缸压曲线如图12所示，其中燃烧室形状相同时喷油策略A、B、C峰值缸压呈递增趋势，峰值缸压对应曲轴转角呈递减趋势，由此可知多次喷油的策略加快了燃烧速度，提前了燃烧相位，优化了缸内燃烧[16]。

图12 同一燃烧室形状不同喷油策略下的缸压曲线

图13为同一燃烧室几何形状不同喷油策略下缸内碳烟排放情况。由图13可知，同一燃烧室几何形状时喷油策略A、B、C下缸内碳烟排放量依次递减。采用活塞B时3种喷油策略下缸内碳烟空间分布情况如图14所示。由图14可知，同一曲轴转角时喷油策略A、B、C的缸内碳烟分布区域范围依次递增，各个区域碳烟浓度依次递减，说明多次喷油使得碳烟在更多的区域生成，更容易被氧化。单次喷射时燃烧后期生成的碳烟由于燃烧临近结束而氧化时间不足及做功阶段温度迅速下降的原因难以被氧化，多次喷油可改善该状态，增加碳烟的氧化量。采用活塞B时3种喷油策略下缸内温度分布如图15所示。由图15可知，多次喷油使得缸内高温区域更广且局部温度更高，因此后注入的燃油处于前期燃烧形成的高温区域内，提升了燃油燃烧的效率和速度，减少了碳烟的生成量。采用燃烧室活塞B时3种喷油策略下缸内当量比空间分布情况见图16，缸内湍动能空间分布情况见图17。由图16和图17可知，多次喷油使得缸内当量比分布更加均匀，高当量比区域更少，明显增加了缸内湍动能强度，因此缸内油气混合更加均匀，燃烧更加充分，碳烟生成量更少。综上所述，多次喷油的策略减少了碳烟生成量并增加了碳烟氧化量，最终降低了碳烟的总排放量[17]。此外，对比图13(b)与图13(d)可知掺混正丁醇结合多次喷油策略时，碳烟排放量下降更为明显。同时，掺混正丁醇能够有效简化喷油策略，如Bu00活塞B的3次喷油碳烟排放量与Bu30单次喷油碳烟排放量相近。

图13 同一燃烧室形状不同喷油策略下缸内碳烟总质量

图14 采用活塞B时3种喷油策略下缸内碳烟分布

图15 采用活塞B时3种喷油策略下缸内温度分布

图16 采用活塞B时3种喷油策略下缸内当量比分布

图17 采用活塞B时3种喷油策略下缸内湍动能分布

图18为同一喷油策略不同燃烧室几何形状下缸内碳烟总质量。由图18可知同一喷油策略时缸内碳烟总质量由高至低为活塞A、活塞C、活塞B，且活塞B缸内碳烟排放量明显低于其他方案。各个燃烧室几何形状方案缸压曲线如图19所示。其中活塞B峰值缸压最高，其几何形状可能有助于缸内燃料、空气更好地混合，从而提高了缸内峰值压力。图20为采用喷油策略B时3种燃烧室形状下缸内湍动能分布。对比图20可知，活塞A及活塞C高湍动能区域基本集中于右侧，而活塞B高湍动能区域分布较为平均且分布范围更广，较高的湍动能强度及更均匀的湍动能分布有效改善了活塞B燃料与空气的混合及燃烧情况。图21为采用喷油策略B时3种燃烧室形状下缸内当量比。由图21可知，在同一曲轴转角下，活塞B缸内当量比分布明显比其他两个方案更均匀，高当量比区域明显较少。以上因素均有效减少了活塞B的碳烟排放量。此外对比图18(b)、图18(d)掺混与未掺混正丁醇时3种燃烧室形状碳烟总质量可知，未掺混时活塞B的碳烟排放量下降更为明显。由前文分析可知掺混正丁醇后碳烟生成量及氧化量均有大幅下降，因此弱化了活塞B对缸内碳烟排放量的影响。