多次喷射策略对正戊醇-柴油混合燃料燃烧及有害排放影响的模拟研究

钟玉伟，魏 超，潘明章

（1.广西玉柴机器股份有限公司，玉林 537000；2.广西大学 机械工程学院，南宁 545004）

0 概述

柴油发动机以其优异的动力性、经济性、可靠性及相对成熟稳定的技术储备被广泛应用于许多行业［1］。然而，随着全球温室气体排放、环境污染等问题的日益严重，柴油机必须进一步提高热效率，减少污染物排放，以满足更严苛的二氧化碳（carbon dioxide，CO2）和有害物排放法规要求［2］。随着发动机技术的创新，开发可再生清洁替代燃料及探索先进的燃油喷射策略是解决这一问题的有效途径［3］。

醇类燃料来源广泛，可以由生物质或可再生能源制备，并且醇类燃料具有热值高、汽化潜热大、蒸发温度低及含氧等特点，一直受到内燃机学术界和工业界的关注［4］。文献［5］中研究了甲醇进气道喷射的柴油甲醇二元燃料发动机在不同海拔条件下的燃烧和排放特性，结果发现：当甲醇替代率达到50% 时各海拔下的热效率相比纯柴油提高了0.64%～1.82%，碳烟排放降低了26.94%～74.05%。文献［6］中以柴油、乙醇混合物为燃料，研究了车用柴油机燃用混合燃料时的颗粒排放特性，结果表明：在部分负荷时混合燃料的颗粒排放质量分数相比于柴油降低了74.7%；此外，混合燃料颗粒物的几何平均直径在各个工况下均小于柴油，且随掺醇比的增加而下降。低碳醇能够有效降低柴油机颗粒物的排放，然而低碳醇燃料十六烷值低，与柴油的互溶性和稳定性差，限制了其作为替代燃料在柴油机上的广泛使用［7］。

与低碳醇相比，以正戊醇为代表的高碳醇在柴油机使用上更有优势，其具有甲醇、乙醇的优点，另外由于其亲水性差而能够与柴油高比例混合，同时也更容易存储和运输［8］。正戊醇的低热值和十六烷值也比甲醇和乙醇高，可以提高混合燃料的能量密度和着火性能［9］。正戊醇的低挥发性减少了掺混燃料的蒸发损失，且不容易产生气阻。此外，正戊醇的毒性也比甲醇小，更加安全［10］。关于正戊醇-柴油混合燃料的掺混燃烧，文献［11］中研究发现，随着混合燃料中正戊醇比例的增加，CO2和碳烟排放减少；文献［12］中研究发现，随着正戊醇体积掺混比的增加，碳烟前驱物多环芳香烃（PAH）持续降低。可见，正戊醇与柴油燃料掺混可以替代部分柴油，是降低柴油机碳烟排放的有效途径，有极广的应用前景。

针对含氧燃料混合燃料，缸内燃烧过程的优化与控制是充分发挥其在提高热效率和降低有效排放潜力的最有效的技术途径。如以电控高压共轨喷射系统为基础的柴油机多次喷射策略，其能够在一个燃烧循环中实现包括预喷射、主喷射和后喷射等多次燃油喷射［13］，并能实现对多次喷油正时和喷油量的精确控制，从而优化缸内燃烧，在保证柴油机高热效率前提下达到降低污染物排放的目的［14］。

柴油机多次喷油策略是一项较为成熟的技术。含氧混合燃料具有不同的理化特性，影响燃烧中间产物的生成、迁移和演化过程，进而最终决定污染物的生成过程。此外，不同的喷油策略也将影响缸内当量比和温度的变化历程，从而对放热规律和有害排放产生影响。然而，目前大部分文献主要报道含氧混合燃料与喷油策略耦合对燃烧、性能和排放宏观参数的影响，对其燃烧及有害排放物生成机理的研究报道不多，尤其是正戊醇与柴油混合燃料与喷油策略的耦合更鲜见报道。因此，有必要应用数值模拟方法，对其燃烧和污染物生成和演化过程机理进行深入研究，为喷射策略耦合含氧燃料的燃烧过程优化奠定理论基础。

本文中基于CONVERGE 软件平台，搭建正戊醇柴油混合燃料燃烧过程的三维数值模型，通过耦合化学反应动力学机理，结合发动机台架试验数据进行了仿真研究，揭示了混合燃料与不同喷射策略耦合对燃烧和有害排放的影响机制，进而提出了正戊醇柴油混合燃料实现高效低排放燃烧技术路线。这一研究揭示了含氧燃料耦合喷射策略的协同调控机制，可为降低柴油机的排放提供理论依据。

1 仿真模型的构建

1.1 试验发动机

本试验所用的柴油机为直列4 缸增压中冷电控高压共轨直喷式柴油机，型号为YC4Y22-15050。表1 为试验用柴油机的基本参数。

表1 YC4Y22—15050 柴油机的基本参数

1.2 测试燃油

正戊醇的热值比柴油低，高比例的正戊醇掺混会造成发动机燃油经济性下降［15］。同时，正戊醇的十六烷值为20，而纯柴油为54，高比例的正戊醇掺混会降低混合燃料的自燃性能［16］。然而，文献［17］中研究发现，随着正戊醇体积掺混比从20% 增加到40%，碳烟排放持续降低。结合文献［15-17］报道结果，本次研究中采用两种燃料，分别是纯柴油（D100）、体积掺混比40% 的正戊醇与体积掺混比60% 的纯柴油的混合物（PD40）。本次试验所用的燃料的性质见表2。

表2 测试燃油性质

1.3 发动机运行工况

在试验过程中，发动机转速为1 400 r/min，负荷（平均有效压力）为0.6 MPa，进气压力为0.16 MPa，进气温度为（30.0±0.2）℃，喷油压力为120 MPa，喷油正时为上止点前9°。

1.4 三维模型搭建

本文采用CONVEGE 2.4 软件进行模拟计算，由于计算模型对称，为提高计算效率，采用sector 计算模型按照喷油孔数（8 孔）选择气缸的1/8 模型。仿真模型的基础网格为2.0 mm。图1 为本研究所建立的仿真模型的网格图。此外，对喷油器、气缸、活塞进行嵌入式固定加密，并采用自适应加密技术对速度及温度进行加密。

图1 发动机仿真模型的网格图

在模拟过程中，选择的湍流模型是RNGk-ɛ模型，通过O’Rouke 模型来描述连续相中湍流对油滴运动的影响。油滴蒸发使用Frossling 多组分蒸发模型来模拟。液滴的破碎机制选用KH-RT 模型来描述，KH 模型模拟因气动阻力而失稳的一次破碎，而RT 模型用来模拟减速不稳定造成的二次破碎。利用Wall-film 壁面油膜撞壁模型来模拟液滴与固体表面的相互作用。缸内燃烧模型为SAGE 详细化学动力学模型。反应机理采用文献［18］中构建的柴油-正戊醇简化机理。

为了更清晰地观察缸内燃烧变量及中间产物的分布，利用Ensight 后处理软件将模拟结果的云图切片进行对称处理。

1.5 模型验证

图2 是在单次喷射策略下缸压和放热率的仿真结果与试验数据的对比图。从图2 可以看出，仿真的缸压与试验的缸压一致性较高，而仿真的放热率与试验的放热率出现偏差，但放热开始时刻基本一致。图3 是试验与仿真的排放数据的对比，包括CO、总碳氢化合物（total hydrocarbons，THC）、NOx和碳烟。从图3 可以看出，仿真的排放值比试验值低，这是由仿真计算所使用的简化机理及物理模型的误差引起的，但仿真的有害排放变化趋势与试验结果一致，即正戊醇柴油混合燃料NOx排放比柴油高而CO、THC 和碳烟排放比柴油低。综上，所建立的仿真模型能够较准确地表征添加正戊醇对柴油机燃烧和排放的影响。

图2 单次喷射策略下试验与仿真的缸压及放热率对比

图3 单次喷射下试验与仿真的排放数据对比

1.6 模拟案例工况设计

为了探究正戊醇-柴油混合燃料与多次喷射策略耦合对柴油机燃烧性能和排放特性的影响。本文中研究了单次喷射、预-主喷射、主-后喷射及预-主-后喷等不同的喷射方式，本所采用的所有模拟仿真工况见表3。

表3 模拟仿真工况

2 模拟结果分析

2.1 燃烧性能分析

图4 为纯柴油与PD40 混合物在工况1 和工况2 时的缸压和放热率曲线。图5 为两种燃料在-2°曲轴转角时缸内的当量比、OH 自由基分布及温度分布。从图4 可以看出，PD40 燃料的缸压和最高放热率均高于纯柴油。这是由于PD40 燃料的十六烷值较低，从而延长了燃烧滞燃期，燃料与空气混合更充分，缸内当量比分布更均匀（见图5（a）与图5（d）），从而改善了燃烧过程。此外，正戊醇的含氧特性能够促进燃烧过程，增加缸内OH浓度（见图5（b）与图5（e）），使缸 内温度升高（见图5（c）与图5（f）），使缸内压力峰值和放热率峰值升高。

图4 两种燃料在工况1 和工况2 下的缸压及放热率对比

图5 两种燃料在-2°时缸内当量比、OH 及温度分布图

图6 为不同喷油策略下燃用PD40 时缸内压力及放热率曲线。图7 为PD40 燃料在工况1～工况3下曲轴转角为-5°时缸内的当量比、OH 自由基质量分数及温度的分布。从图6（a）可以看出，与单次喷射相比，采用预喷射策略缸内最高燃烧压力升高，但主喷放热率峰值降低。这是由于本研究所采用的预喷射比例高，大量的预喷射燃油使着火时刻提前，导致缸内最高燃烧压力升高，而主喷射燃油量少使主喷射放热率降低，并且预喷射燃油使放热提前也提高了缸内温度（见图7（c）、图7（f）与图7（i））。此外，预喷燃油释放的热量及自由基促进主喷燃油的自燃，使主喷燃油燃烧相位提前。

图6 不同喷油策略下燃用PD40 时缸内压力及放热率曲线

从图6（a）中还可以看出，在较小的预喷间隔下峰值缸压和峰值放热率较高。这是由于在较小的预喷射间隔下缸内形成了大量的可燃混合气，并且OH 浓度较高（见图7（b）、图7（e）与图7（h）），因此峰值缸压和峰值放热率较高。随着预喷间隔的增大，油气混合时间延长，缸内当量比分布均匀，部分混合气过稀反而不利于燃烧放热，导致峰值降低（见图7（a）、图7（d）与图7（g）），使得缸压峰值和放热率峰值有所降低。采用后喷射策略时主喷放热率峰值和缸压峰值降低，这主要是由两次喷射策略下主喷燃油量减少所造成的。

图7 PD40 燃料在-5°时缸内当量比、OH 及温度分布

从图6（b）可以看出，3 次喷射策略下的最高燃烧压力和放热率峰值均略低于单次喷油策略。这是由于一方面预喷射使燃烧放热提前有利于提高缸内压力；另一方面采用3 次喷油时主喷油燃油仅是单次喷油的50%，导致放热最高峰值明显低于单次喷油，从而使缸内最高燃烧压力降低。上述两方面原因共同作用，使燃烧呈现出如前所述的变化规律。值得注意的是，采用3 次喷油放热率呈现出明显的3 个阶段，这不利于提高发动机热效率，但有利于降低最大压力升高率和降低碳烟、NOx排放。

为了分析不同喷油策略对发动机性能的影响，图8 展示了不同燃料在不同喷油策略下的平均指示压力（indicated mean effective pressure，IMEP）的变化。可以看到，混合燃料的IMEP 明显比纯柴油高。这是由于混合燃料的低黏度特性改善了雾化过程，低十六烷值特性会延长滞燃期，改善油气混合过程，高含氧量特性促进燃烧反应，三者综合作用提升了发动机性能。

图8 不同工况下的平均指示压力变化

另外，与单次喷射相比，预喷射策略能够提高发动机输出功，在小预喷间隔下IMEP 达到最大值，燃用D100 燃料的IMEP 最大值为0.512 MPa，而燃用PD40 燃料的IMEP 为0.527 MPa。但随着预喷间隔的增大，发动机IMEP 降低。这是由于预喷射策略能够促进主喷燃烧过程，但较大的预喷间隔下油气混合时间过长，预喷混合气过稀，导致发动机整体性能下降。从图8 中还可以看出，后喷策略降低了发动机的IMEP，并且IMEP 随着后喷间隔的增大而持续下降。这是由于在后喷策略下主喷燃料的减少降低了缸内压力（见图6（a）），从而导致发动机性能下降。此外，增大主后喷间隔导致后燃严重，降低了发动机输出性能。而对于3 次喷射策略，则呈现出预喷策略与后喷策略的综合效果。

2.2 排放特性分析

CO 是燃烧的中间产物，燃烧温度和当量比对CO 排放有重要影响［19］。而THC 是不完全燃烧的产物，混合物过浓（或过稀）和低温会增加THC 排放量［20］。

图9 展示了所有模拟工况下的CO 及THC 排放。图10 展示了PD40 燃料在工况1～工况3 下曲轴转角为30°时的缸内CO 和THC 的分布情况。从图9 可以看出，正戊醇的加入能够显著降低CO 及THC 排放。这是由于正戊醇的含氧特性能够提高缸内的OH 自由基含量（见图5（b）与图5（e）），从而通过CO+OH→CO2+H 反应增强氧化过程［21］。此外，正戊醇的低黏度特性能够改善雾化过程，低十六烷值特性能够改善混合过程，提高燃烧温度，促进燃料的氧化，降低THC 排放。

图9 不同工况下的CO、THC 排放

图10 PD40 燃料在30°时的CO、THC 分布

与单次喷射相比，预喷射策略增大了CO 及THC 的排放，并且随着预喷间隔的增大，排放明显恶化。这是由于在预喷射策略下油气的混合时间更长，使得更多的燃料扩散到气缸壁附近，这部分燃料形成了THC 及CO 排放，这可以从图10 得到验证。从图10 可以看出，与单次喷射相比，预喷策略下的缸内缝隙内生成了大量了CO 及THC，且生成量随着预喷间隔的增大而持续增加，且这部分THC 及CO 很难被氧化。

在后喷射策略下，CO 及THC 排放与单次喷射基本相同，这主要是由于后喷燃烧对CO 的氧化及后喷燃料湿壁造成未燃CO 和THC 的增多的综合竞争作用造成的。此外，综合所有工况可以发现，采用主-后两次喷射策略时，能够在THC 排放微小增幅下降低CO 排放。与单次喷射相比，D100 燃料的CO 排放在小后喷间隔下降低了5.51%，PD40 的则降低了5.83%。

NOx生成的条件是高温、富氧及高温持续时间［22］。图11 展示了所有模拟工况下的NOx排放及缸内峰值温度的变化。图12 展示了曲轴转角为10°时，发动机燃用两种燃料的缸内OH 自由基质量分数、温度及NOx质量分数的变化云图。从图11 可以看出，混合燃料的NOx排放显著高于纯柴油。这是由于在柴油中加入正戊醇会增大OH 浓度（见图12（a）与图12（d）），从而通过N+OH→NO+H反应促进NO 生成。并且，正戊醇的低黏度特性改善了雾化过程，而低十六烷值特性会延长滞燃期，改善油气混合过程，提高了预混合燃烧比例，使缸内燃烧温度升高（见图12（b）与图12（e）），导致NOx生成量增加（见图12（c）与图12（f））。

图11 不同工况下的NOx排放及缸内峰值温度变化

图12 两种燃料在10°时的OH、温度及NOx分布云图

与单次喷射相比，小预喷间隔会造成NOx排放大幅升高，但随着预喷间隔的增加，NOx排放降低。这是由于在小预喷间隔下，预喷燃油有利于促进主喷燃油的着火，从而提高了缸内温度峰值，导致NOx排放升高；而随着预喷间隔的增大，油气混合时间延长，缸内当量比分布均匀，部分混合气过稀反而不利于燃烧放热，导致缸内温度峰值降低，从而使得NOx排放有所降低。

此外，后喷策略的使用能够显著降低NOx的排放。这主要是由于将一次喷油分成主-后两次喷射时降低了缸内的峰值温度（见图11），从而降低了NOx排放。

另外，从图11 中可以获知，在所有工况下，仅采用大后喷间隔策略能够获得最小的NOx排放。与单次喷射相比，仅采用大后喷间隔策略下D100 燃料的NOx排放降低了50.9%，PD40 燃料的NOx排放降低了48.4%。

图13 展示了所有模拟工况下的碳烟排放。图14 展示了PD40 燃料在不同预喷间隔下，曲轴转角为-6°时的喷雾、O2质量分数及温度场的变化云图。图15 展示了PD40 燃料在不同后喷间隔下的碳烟前驱物A4的变化。从图13 可以看出，正戊醇的加入能够显著降低碳烟排放。这是由于正戊醇的十六烷值较低，使得PD40 燃料在着火前有比纯柴油更长的混合时间，缸内混合气更加均匀，抑制了碳烟前驱物的生成。此外，正戊醇结构中的OH 能够通过C（S）+OH→CO+H 的反应促进碳烟的氧化［23］。

图13 不同工况下的碳烟排放变化

图14 不同预喷间隔下-6°时PD40燃料的喷雾、O2及温度场

与单次喷射相比，在小预喷间隔下，碳烟排放较高。这是由于预喷燃油燃烧需要消耗缸内的氧气，而在小预喷间隔下主喷射燃油油束进入大量缺氧区域（见图14（a）与图14（c））。并且，小预喷间隔对于提升缸内温度的作用更显著（见图14（b）与图14（d）），因此当预喷间隔较小时，主喷燃油进入高温缺氧区域，造成碳烟排放增加。而在大预喷间隔下，由于油气拥有更长的预混时间，有利于降低碳烟排放。

在较小的后喷间隔下，碳烟排放减少。这是由于两次喷射策略能够减小主喷燃油量，从而降低了主喷产生的碳烟前驱物A4含量（见图15（a）、图15（d）与图15（g））。并且，后喷策略能够增强对主喷及后喷燃烧产生的碳烟及其前驱物的氧化，从而降低了碳烟排放（见图15（b）、图15（e）与图15（h））。然而，当后喷与主预喷间隔较大时，由于后喷时缸内湍流强度低，一方面不利于后喷燃油与空气的混合，使后喷燃油生成的碳烟量增多；另一方面也不利于前期燃烧生成的碳烟卷吸进入后喷燃烧区，导致前期大量碳烟及其前驱物无法被氧化（见图15（c）、图15（f）与图15（i）），从而增加了碳烟排放。

图15 PD40 燃料在不同后喷间隔下的碳烟前驱物A4分布

综合所有工况可以看出，在3 次喷射策略下，尤其选择大预喷间隔小后喷间隔时，碳烟排放最低。与单次喷射相比，在最优化的3 次喷射策略工况下D100 燃料的碳烟排放降低了3.44%，PD40 燃料的碳烟排放降低了19.42%。

3 结论

（1）大比例预喷射策略能加速内燃机主喷燃烧过程，提高缸压峰值。随着预喷间隔增大，缸压峰值降低。后喷射策略降低了缸压峰值及主喷放热率峰值。

（2）柴油中添加正戊醇能够显著提高发动机IMEP；与单次喷射相比，预喷射策略使IMEP 提高，但随着预喷间隔的增加，IMEP 有所下降；后喷策略降低了IMEP，并且随着后喷间隔的增大，IMEP 持续降低。使用小预喷间隔策略时，发动机IMEP 达到最大，其中D100 最大IMEP 为0.521 MPa，PD40的为0.527 MPa。

（3）添加正戊醇使CO 及THC 排放降低。预喷射策略导致CO 及THC 的排放增加，且随着预喷间隔的增大，排放增加更加显著。采用主-后两次喷射策略时，THC 排放略有增加，CO 排放显著减少。

（4）掺混正戊醇使NOx排放升高，预喷策略使NOx排放升高，后喷策略可降低NOx排放。在大后喷间隔下NOx排放最低，与单次喷射相比，D100 燃料NOx排放降低了50.9%，PD40 的降低了48.4%。

（5）正戊醇掺混降低了碳烟排放。小预喷间隔下碳烟排放升高；大预喷间隔下碳烟排放显著降低。小后喷间隔策略可降低碳烟排放，而大后喷间隔下碳烟排放增大。采用大预喷间隔小后喷间隔的3 次喷油策略时，碳烟排放最低。与单次喷射相比，D100 的碳烟排放降低了3.44%，PD40 的碳烟排放降低了19.42%。