混合控制低温燃烧策略对柴油机性能的影响

王凤滨，于晓洋，廖清睿，车金涛

(1.天津大学内燃机燃烧学国家重点试验室，天津 300072；2.中国汽车技术研究中心有限公司，天津 300300)

内燃机因其高效性和可靠性被大量应用在汽车、船舶、工程机械、农业机械和国防等行业，是当今世界应用最广泛的动力机械。2016 年，内燃机在全球范围消耗了约 30亿 t当量标准油的能源，占全球能源消耗总量约25%，占石油总产量的70%，分担了全球温室气体排放总量约15%。研究人员一直在为提高内燃机燃烧效率、减少污染物排放和降低运营成本等方面做出努力。低温燃烧概念是降低柴油机污染物排放的有效手段之一，可以分为预混低温燃烧和混合控制低温燃烧，其中预混低温燃烧包括PCCI(Premixed charge compression ignition)、PPC(Partially-premixed Compression Ignition)和化学反应动力学控制压缩燃烧(Reactivity Controlled Compression Ignition，RCCI)，混合控制低温燃烧可基于废气再循环(EGR)技术和可变气门技术。

PCCI燃烧是将燃料在压缩冲程喷入气缸，以获得足够的混合时间形成稀且均匀的混合气。但燃油贯穿度大容易造成“湿壁”现象，导致燃烧效率恶化，油耗增加，并引起“敲缸”。为避免“湿壁”和增强燃油混合进行了众多研究。Nakagome提出了PREDIC(Premixed Lean Diesel Combustion)燃烧系统，通过两束喷油碰撞提高混合速率，可获得极低的NO与炭烟排放，但运行范围只能覆盖传统柴油机运行范围的50%。Sun和Reitz采用不同的喷油锥角与活塞位置匹配以减少燃油的撞壁。但两种方案均增加了发动机的成本和缸头布置难度。Walter和Gatellier则提出了窄锥角直喷燃烧系统(Narrow Angle Direct Injection，NADI)，但高负荷时仍需切换至传统柴油机燃烧模式。PPC燃烧主要目的在于克服HCCI着火控制难的问题和提高功率密度。Kalghatgi研究发现，PPC燃烧可以拓宽负荷，降低最大压升率。丰田成功地将柴油PPC燃烧应用于量产发动机，但被限制在50%负荷和2 750 r/min。Johansson研究发现，在0.8 MPa，1.2 MPa和1.5 MPa指示平均有效压力下，低压缩比、高EGR率和化学计量当量比相结合，可以打破传统的NO-Soot的 trade-off关系，但是会造成uHC和CO升高，导致燃油经济性下降。Reitz的RCCI采用较高的柴油比例(10%～35%)和较早的喷油定时，利用活性控制原理实现了天然气中低负荷范围的自燃着火，但会产生爆震和最大缸压超限的问题，而且燃烧效率较低，大负荷仍需要切换到柴油引燃或者纯柴油的燃烧模式。

混合控制低温燃烧策略为克服预混低温燃烧着火控制、负荷拓展和传统扩散燃烧排放高等问题提供了一种方式。混合控制低温燃烧形式始于Akihama提出的“smokeless rich diesel combustion”概念，通过大量的EGR抑制放热速率，使燃烧温度降低到炭烟生成温度以下，从而实现在扩散燃烧中降低炭烟排放。A.Maiboom的研究发现，在纯扩散燃烧中，当空燃比保持不变，通过进气温度或EGR率改变缸内混合气特性对放热率影响并不大。在低负荷工况，当进气压力一定时，使用大EGR率降低氧浓度、减慢放热速率可抑制缸内局部燃烧温度，实现极低的NO和炭烟排放，但缺点是uHC和CO排放增加，燃油消耗率增大。当空燃比一定，在某些工况使用大EGR率可不增加油耗并同时降低NO和炭烟排放，但会受到增压系统的限制。除了大EGR率外，可变压缩比技术也是实现混合控制低温燃烧策略的一种方式。J.Benajes在1 200 r/min，100%负荷和进气氧浓度为17.4%条件下，研究了进气门早关技术对扩散燃烧过程的影响。研究发现，进气门早关会降低缸内空气密度、上止点压缩温度与压缩压力，延长滞燃期并减慢放热速率，进而降低燃烧温度使NO排放减少，但氧化强度减弱会使CO和Soot排放升高。而在高负荷工况使用进气门早关技术，有效压缩比的降低和燃烧持续期的延长会导致发动机效率降低。进气门关闭时刻推迟可延长滞燃期，减少缸内局部浓区，进而降低Soot排放。虽然混合时间增加和燃烧温度降低易造成uHC和CO排放增加，但可优化喷油定时，增强对缸内氧的利用程度，进而降低CO排放。J.Benajes利用低进气温度、高空气密度和EGR的组合同时降低了NO和炭烟排放，但由于低氧浓度使uHC和CO排放较高，所以发动机效率降低。以上研究显示，大EGR率和可变气门技术均可同时降低NO和Soot排放，并延长滞燃期，但高EGR率和低压缩比均会导致缸内空气密度降低，造成充气效率降低和Soot排放升高。

因此，本研究的主要目的是通过对燃烧过程、效率和排放的对比分析，评价混合控制低温燃烧两种策略在效率和排放方面的优缺点，为进一步提高效率提供依据。

1 试验装置和试验方案

试验用发动机是1台经过改装的重型6缸发动机(见图1)，具体参数如表1所示。发动机的第1缸作为测试缸，其他5缸作为驱动缸。测试缸配备了一个电控高压共轨燃油喷射系统，其喷油嘴有8个喷孔，孔径为0.217 mm，喷油夹角为143°，共轨压力为160 MPa。增压压力可通过外部模拟增压系统进行调节，其中包括进气中冷器、空气过滤器、进气流量计、进气稳压罐和推迟进气门关闭定时执行机构。排气系统配置了稳压罐以减少压力波动，并用调节阀调节背压，EGR率通过调整调节阀来实现。

图1 发动机系统

表1 发动机主要技术参数

试验发动机最高燃烧压力为16.5 MPa，高转速高负荷工况缸内燃烧压力较高，在最高燃烧压力下增压压力的调整范围相对较小，而在低转速中等负荷时缸内压力相对较低，可以在最高燃烧压力下更大范围地调整EGR率、增压压力和有效压缩比。因此为了更加充分地讨论两种策略在不同条件下对缸内燃烧、效率和排放的影响，将试验工况选择为1 300 r/min，50%负荷，分别通过引入大量冷EGR和推迟进气门关闭角实现高EGR率和可变压缩比，并提高进气压力，保持当量比不变。试验工况如表2和表3所示。

表2 大EGR率策略试验工况

表3 Miller循环策略试验工况

同时，为了更好地分析两种策略对缸内热力学参数及燃烧过程的影响，进而评价两种策略的优缺点，假设压缩过程为绝热过程，并根据气体状态方程可得式(1)～式(4)。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：为上止点时缸内容积；为气门关闭时刻的缸内容积；和分别为上止点压缩压力和压缩温度；为上止点空气密度；为理想气体常数。

2 结果与讨论

2.1 大EGR率策略

在1 300 r/min，指示平均有效压力为1.0 MPa工况，当量比保持在0.92不变，通过调节EGR率使氧浓度由15.59%降低到11.88%，为了避免排气氧浓度降低减弱对Soot的氧化作用，保持排气氧浓度不变。如图2所示，进气压力随EGR率的增大而提高，缸内充量密度升高，利于增大混合速率，但进气氧浓度降低对混合能力具有抑制作用，所以预混燃烧比例减小，放热峰值降低。

图3示出进气氧浓度相同时充量密度对燃烧过程氧气消耗的影响。充量密度为36.11 kg/m时，燃烧结束后氧消耗了29.74%，当充量密度为21.71 kg/m时，燃烧结束后氧消耗了44.57%，可见充量密度越低燃烧过程中氧消耗速率越快。随着燃烧的进行，高充量密度工况氧浓度逐渐接近低充量密度工况，此时充量密度对混合能力的增强作用占主导地位，所以图2中扩散燃烧峰值增加。

图2 大EGR率策略中进气氧浓度对缸内混合能力和燃烧过程的影响

图3 充量密度对喷油结束时刻到燃烧结束时刻氧浓度的影响

图4示出大EGR率策略对排放的影响。EGR率增大缸内燃烧温度降低，低温缺氧状态使NO生成速率降低，所以NO排放降低。Soot的最终排放是生成速率和氧化速率的共同作用结果，当进气氧质量分数由15.59%降到12.78%，缸内燃烧温度降低，但此时并没有避开Soot的生成区，反而减弱了Soot的氧化能力，所以Soot排放升高，此时Soot的最终排放由氧化过程控制。当进气氧质量分数低于12.78%后，由于燃烧温度继续降低，避开了Soot的生成区，虽然氧化能力较弱，但此时Soot最终排放由生成过程控制，所以Soot排放大幅降低。CO排放主要取决于燃烧温度，当温度低于1 400 K时，CO排放急剧上升。这是由于在此温度下，OH活化基生成率低，而OH基的存在是CO氧化转化成CO的必要条件。当温度范围处于1 400～2 000 K时，可实现较低的CO排放，从而获得高的燃烧效率。在后燃期，活塞下行使缸内温度不断下降，化学动力学计算已经确认1 400 K是CO向CO转化的临界温度，低于1 400 K时CO就不能向CO转化。但是由于进气氧浓度的降低导致化学放热量降低，留给CO等中间产物在温度降至1 400 K临界温度前完成氧化反应的时间有限，所以CO和HC排放升高。低燃烧温度可降低传热损失(HL)，但也会增大排气损失(EL)，并带来高燃烧损失(CL)。所以如图5所示，高压循环效率(ITEg)先增加后降低，ITEg升高是因为缸内燃烧温度降低使HL和EL同时减小。当进气氧浓度继续降低，虽然HL和EL继续降低，但HC和CO增大使CL迅速升高，导致ITEg降低，而且较高的CL并不利于ITEg的优化。由以上分析可知，大EGR率策略可同时降低NO和Soot排放，但CL升高导致ITEg降低是其主要缺陷。

图4 大EGR率策略对排放的影响

图5 大EGR率策略对效率的影响

2.2 Miller循环策略

试验时有效压缩比由16.5降低到5.4，当量比和进气氧浓度保持不变，分别为0.92和15.59%。

与大EGR率相比，Miller循环对缸内燃烧过程的影响具有不同的结果。由式(2)可知，当进气温度保持一致时，上止点压缩温度只与有效压缩比有关，所以如图6所示，有效压缩比减小上止点压缩温度降低，燃烧温度降低，化学反应速率降低，滞燃期延长。

图6 Miller循环策略有效压缩比对缸内混合能力和燃烧过程的影响

由于当量比不变，进气压力随有效压缩比的减小而升高，所以缸内充量密度并未减小，同时进气氧浓度保持不变，所以缸内混合能力并未因有效压缩比的减小而减弱。因此，当有效压缩比降低使滞燃期延长时，预混燃烧放热峰值升高，扩散燃烧比例减小。相比于大EGR率策略，在缸内充量密度保持不变的条件下降低有效压缩比，缸内燃烧温度降低，但是降低程度并没有大EGR率策略大，这是因为较快的燃烧速率对燃烧温度具有促进作用。分析有效压缩比降低与进气压力升高对燃烧温度影响，当有效压缩比从16.5降低到6.8，降低了58%，进气压力由0.190 MPa升高到0.268 MPa，增加了93%，而最高平均温度降低了6.24%，因此有效压缩比降低对缸内燃烧温度的抑制作用要大于进气压力升高对燃烧温度的促进作用，所以温度依然降低。值得注意的是，当有效压缩比由16.5降低到5.4时，降低了67%，进气压力由0.190 MPa升高到0.391 MPa，增加了105%，此时最高平均温度只降低了14 K，温度降低程度减小，相比有效压缩比为6.8时反而升高了5.97%。这说明随着有效压缩比的降低和进气压力的继续提高，进气压力升高对温度的促进作用逐渐接近甚至高于有效压缩比降低对温度的抑制作用。

图7示出Miller循环策略对排放的影响。如图所示，有效压缩比降低，缸内燃烧温度降低可抑制NO排放。但相比于大EGR率策略，燃烧速率的加快使燃烧温度降低程度有限，所以NO降低幅度较小。由于混合能力并未减弱，而滞燃期延长使缸内混合气均质程度增加，所以Soot排放随有效压缩比的减小而降低。同时，在混合控制的扩散燃烧阶段，混合速率不变使缸内温度降低后浮起长度内的当量比降低，减少了Soot前驱物的生成，所以Soot的生成速率降低。虽然燃烧温度降低使氧化能力减弱，但此时Soot排放是由生成过程控制。

图7 Miller循环策略对排放的影响

图8示出Miller循环策略对效率的影响。有效压缩比减小缸内燃烧温度降低，同时充量密度保持不变，所以ITEg因HL和EL的降低而升高。相比于大EGR率策略，Miller循环策略混合能力并未受影响，较快的燃烧速率使其具有较高的燃烧效率，所以NO和Soot同时降低，但ITEg并未减小。

图8 Miller循环策略对效率的影响

2.3 大EGR率与Miller循环策略对低温燃烧影响的对比分析

大EGR率与Miller循环策略的对比工况初始条件：有效压缩比为16.5，当量比为0.92，进气氧质量分数为15.59%。分别将进气氧质量分数降低到11.88%，有效压缩比降低到6.8。图9示出大EGR率与Miller循环策略对缸内燃烧过程影响的对比。大EGR率策略进气氧浓度降低，滞燃期基本保持不变，而Miller循环策略由于上止点压缩温度的降低而使滞燃期显著延长。同时大EGR率策略缸内混合能力减弱，Miller循环策略混合能力不变，所以Miller循环策略放热速率加快，燃烧后缸内温度较高。

图9 大EGR率与Miller循环策略对缸内燃烧过程影响的对比

图10示出大EGR率与Miller循环策略的排放对比。大EGR率策略中，进气氧质量分数降低到11.88%后，缸内燃烧温度大幅降低，低温缺氧条件下NO排放降低。Miller循环中，缸内燃烧温度较高，所以NO排放较EGR策略要高，但总体而言两种策略的NO排放均较低。对于Soot排放，大EGR率策略分为两个阶段。初始阶段进气氧浓度和温度同时降低，未避开Soot的生成区，但却减弱了Soot氧化能力，此时Soot的最终排放是由氧化过程控制，所以Soot排放升高。第二阶段进气氧浓度进一步减小使温度大幅降低，避开了Soot的生成区，生成速率的减慢是Soot排放降低的主要原因。Miler循环策略在混合能力并未减弱的条件下使滞燃期延长，增加了缸内混合气均质程度，降低了Soot前驱物的生成。相比于大EGR率策略，Miller循环策略的缸内燃烧温度较高，放热速率也更快，燃烧结束时刻提前，对Soot的氧化能力要高于大EGR率策略，所以Soot排放更低。

图10 大EGR率与Miller循环策略的排放对比

大EGR率和Miller循环策略对ITEg的影响主要由燃烧效率决定。如图11所示，Miller循环策略有效压缩比减小而混合能力并未降低，所以燃烧效率基本保持不变，但大EGR率策略进气氧浓度降低，导致燃烧速率减慢，燃烧损失的增大使ITEg降低。

图11 大EGR率与Miller循环策略对燃烧效率的影响

在不考虑机械效率的条件下，BTE由指示热效率(ITE)决定，而ITE则由ITEg与泵气损失(PL)共同决定。图12示出大EGR率和Miller循环策略对ITE的影响对比。在大EGR率策略中，PL变化幅度不大，ITEg先因HL和EL的降低而升高，后因CL的升高而降低，所以大EGR率策略BTE是由ITEg和CL共同决定。在Miller循环策略中，ITEg因HL和EL的降低而升高，由于CL较小，所以ITEg并未如大EGR率策略出现降低的情况。但Miller循环策略ITE并未因此而增加，而是由于PL的升高而降低，因此Miller循环策略BTE由ITEg和PL共同决定。

图12 大EGR率与Miller循环策略对指示热效率的影响

综合以上分析可知，Miller循环和大EGR率策略均能同时降低NO和Soot排放，Miller循环策略在Soot排放上更具有优势，NO排放略高。在BTE方面Miller循环更具有优势，但需要注意的是有效压缩比并不是越小越好，过低的有效压缩比要求更高的进气压力，反而会造成燃烧温度升高，同时还须考虑增压系统能否提供足够的进气压力以补偿缸内减小的充量密度，避免PL过高造成BTE降低，因此存在一个最小的有效压缩比。

3 结论

a)在大EGR率策略中，EGR率增大，进气氧浓度和缸内燃烧温度降低使NO排放降低，但混合速率减慢降低了Soot的氧化能力，所以Soot排放增加；当进气氧浓度进一步减小，NO和Soot排放同时降低，但燃烧损失大幅升高使ITE降低，此时有效热效率由高压循环效率和燃烧损失共同决定；

b)在Miller循环策略中，进气氧浓度不变，有效压缩比降低，耦合高增压压力使缸内混合能力并不受有效压缩比降低的影响；缸内燃烧温度降低使NO和Soot排放同时降低，局部当量比降低是Soot生成速率降低的主要原因；同时燃烧效率较高，所以有效热效率由高压循环效率和泵气损失决定，优化泵气损失具有提高有效热效率的潜力；

c)相比大EGR率策略，Miller循环策略在排放和有效热效率方面均具有优势，但是存在一个有利于排放和有效热效率的最小有效压缩比，有效压缩比过低对进气压力的要求更高，但过高的进气压力会造成燃烧温度升高，反而会使排放增大；同时过高的进气压力对增压系统要求也增加，在满足需要的进气压力时需要考虑泵气损失，否则会造成有效热效率降低。