壓縮天然氣缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴射方式對(duì)混合氣形成及燃燒特性影響的模擬

江 濤，林學(xué)東，李德剛，顧靜靜,2

(1.吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長(zhǎng)春 130022; 2.聯(lián)合汽車電子有限公司,上海201206)

0 引 言

天然氣燃料因其H/C比較高，燃燒后CO2排放量比汽油機(jī)低25%左右，而且CO、HC排放以及顆粒物排放等也較低，且儲(chǔ)量豐富，因而作為車用內(nèi)燃機(jī)替代燃料廣泛應(yīng)用[1]。但是天然氣采用進(jìn)氣道噴射時(shí)，由于其呈氣態(tài)進(jìn)入氣缸，且混合氣熱值降低，從而降低發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率，使天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)功率損失達(dá)10%以上[2]。為了解決這一問題，并適應(yīng)不斷嚴(yán)格的節(jié)能減排要求，天然氣缸內(nèi)直噴化已成為發(fā)展趨勢(shì)[3]。

對(duì)于點(diǎn)燃式壓縮天然氣(Compressed natural gas,CNG)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)直噴(Direct injection,DI)稀薄燃燒時(shí)，混合氣濃度場(chǎng)分布特性是否合理直接影響著火焰?zhèn)鞑ヌ匦裕瑥亩绊懴”∪紵€(wěn)定性和排放性能。因此，相對(duì)一定的點(diǎn)火方式能否以合理的噴射方式有效控制混合氣的形成及其濃度分布特性，對(duì)其燃燒過程具有決定性的作用。近年來，國(guó)內(nèi)、外就用柴油引燃天然氣時(shí)的燃燒特性[4]、以及缸內(nèi)氣流特性對(duì)天然氣燃燒過程的影響方面進(jìn)行了比較深入的研究[5-9]。但是關(guān)于缸內(nèi)直噴CNG燃料時(shí)的混合氣形成機(jī)理及其影響因素方面的研究報(bào)道甚少。

為此，本文基于缸內(nèi)直噴CNG光學(xué)試驗(yàn)樣機(jī)上進(jìn)行燃燒過程可視化試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，利用三維仿真軟件建模，仿真計(jì)算分析以不同噴射方式將CNG燃料向缸內(nèi)直噴時(shí)對(duì)缸內(nèi)氣流場(chǎng)、濃度場(chǎng)以及溫度場(chǎng)等微觀物理場(chǎng)的分布特性的影響，并以此為基礎(chǔ)分析CNG燃料缸內(nèi)直噴時(shí)的混合氣形成機(jī)理和稀薄燃燒特性以及NOx的生成規(guī)律。

1 仿真模型的建立及驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)樣機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示，試驗(yàn)用天然氣燃料的主要成分如下所示：CH4、C2H6、C3H8、C4H10、N2的體積分?jǐn)?shù)分別為85.45%、4.51%、3.39%、3.71%和2.94%。圖1為光學(xué)測(cè)試系統(tǒng)的示意圖，由進(jìn)氣系統(tǒng)、CNG噴射系統(tǒng)、變頻倒拖系統(tǒng)、點(diǎn)火控制系統(tǒng)、光學(xué)采集系統(tǒng)以及光學(xué)單缸試驗(yàn)機(jī)等組成。圖2為樣機(jī)燃燒室的橫剖圖，在缸蓋上布置兩個(gè)噴射器和兩個(gè)火花塞，噴射壓力約為5 MPa，可實(shí)現(xiàn)不同噴射方式和點(diǎn)火方式。通過CCD(Charge coupled device)高速攝像機(jī)以563幅/s的速度連續(xù)拍攝燃燒室內(nèi)的火焰?zhèn)鞑ミ^程，觀測(cè)不同噴射條件下的火焰?zhèn)鞑ヌ匦浴Ｈ紵业目梢暵蕿闅飧字睆降?7%，試驗(yàn)的同時(shí)繪制示功圖，以分析燃燒過程。試驗(yàn)數(shù)據(jù)是每種工況測(cè)量10次并進(jìn)行平均化處理。

表1 試驗(yàn)樣機(jī)技術(shù)參數(shù)Table 1 Technical parameters of experimental prototype

圖1 試驗(yàn)設(shè)備示意圖Fig.1 Schematic of experimental facilities

圖2 火花塞、噴射器安裝位置示意圖Fig.2 Schematic of position of spark plug and injector

表2為采用雙點(diǎn)點(diǎn)火、點(diǎn)火時(shí)刻為(θi1,θi2)=(356,357) °CA、當(dāng)量比φ為0.7時(shí)不同噴射時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的噴射終了時(shí)刻。此時(shí)噴射器的噴射持續(xù)期間為78 °CA曲軸轉(zhuǎn)角，從噴射終了時(shí)刻到點(diǎn)火時(shí)刻所經(jīng)歷的時(shí)間為Δt，Δt的大小可直接表示燃料在缸內(nèi)直噴后混合氣形成時(shí)間的長(zhǎng)短。

表2 不同試驗(yàn)條件下的噴射定時(shí)Table 2 Injection timing in different experimental conditions

1.2 模型建立

在FIRE軟件里利用拓?fù)銽opology中的Cylinder生成氣缸模型，并通過Topology自動(dòng)生成計(jì)算網(wǎng)格，為了減少計(jì)算量并保證不同層動(dòng)網(wǎng)格特性一致，根據(jù)活塞的運(yùn)動(dòng)特性把進(jìn)氣下止點(diǎn)到做功行程下止點(diǎn)期間，劃分成如圖3所示的4層不同的網(wǎng)格：從進(jìn)氣下止點(diǎn)的180～240 °CA和對(duì)應(yīng)的膨脹過程后期的480～540 °CA期間采用60層網(wǎng)格；壓縮過程中期的240 ～270 °CA和對(duì)應(yīng)的膨脹過程中期的450～480 °CA期間采用50層網(wǎng)格；壓縮過程后期的270 ～350 °CA和對(duì)應(yīng)的膨脹過程初期的370 ～450 °CA期間采用45層網(wǎng)格；壓縮上止點(diǎn)(360 °CA)附近350 ～370 °CA期間采用10層網(wǎng)格。由此在保證計(jì)算精度的前提下盡可能減小計(jì)算工作量。

圖3 計(jì)算網(wǎng)格Fig.3 Computational mesh

仿真計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)在噴油和燃燒階段采用0.5 °CA曲軸轉(zhuǎn)角，而膨脹階段采用1 °CA曲軸轉(zhuǎn)角；根據(jù)CNG氣體燃料的特點(diǎn)，仿真子模型湍流模型采用k-ζ-f模型；混合氣的燃燒模型采用擬序火焰拓展模型ECFM；湍流擴(kuò)散模型采用O′Rourke模型。

1.3 邊界條件及模型驗(yàn)證

作為計(jì)算邊界條件，采用樣機(jī)的實(shí)測(cè)值并令氣缸入口處氣流狀態(tài)為均勻，其平均壓力為9×104Pa，溫度為350 K；活塞頂面作為移動(dòng)邊界，其溫度為593 K，氣缸壁和氣缸蓋底面為固定邊界，令氣缸壁的溫度為403 K，氣缸蓋底面的溫度為593 K。

圖4和表3分別為當(dāng)量比φ=0.93、雙點(diǎn)點(diǎn)火時(shí)刻為(θi1,θi2)=(356,357) °CA、兩個(gè)噴射器同時(shí)噴射、噴射時(shí)刻為θinj=240 °CA時(shí)的放熱規(guī)律和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊膶?shí)測(cè)值與仿真計(jì)算值的對(duì)比。仿真計(jì)算的放熱規(guī)律曲線特性和火焰?zhèn)鞑ヌ匦耘c試驗(yàn)值吻合良好，說明所創(chuàng)建的數(shù)值仿真模型符合CNG燃料缸內(nèi)直噴時(shí)實(shí)際混合氣形成及火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律。

圖4 放熱規(guī)律對(duì)比Fig.4 Comparation of heat release rate

表3 火焰?zhèn)鞑ミ^程的仿真和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparation of simulation and experimental result during flame propagation process

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)湍流特性的影響

圖5為不同噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)平均湍流動(dòng)能動(dòng)態(tài)變化特性的影響。當(dāng)早期噴射時(shí)，因缸內(nèi)背壓低，因此湍流動(dòng)能隨噴射過程快速增加并達(dá)到最高峰值，噴射后期湍流動(dòng)能迅速衰減；隨噴射時(shí)刻的退后，缸內(nèi)壓力增大，隨噴射過程的進(jìn)行湍流動(dòng)能上升速率和峰值逐漸減小；在上止點(diǎn)附近點(diǎn)火后，由于火焰?zhèn)鞑ィ雇牧鲃?dòng)能有所增大，但火焰?zhèn)鞑ヒ鸬耐牧鲃?dòng)能變化量與噴射過程對(duì)湍流動(dòng)能的影響相比可忽略。

圖5 不同噴射時(shí)刻缸內(nèi)湍流動(dòng)能對(duì)比Fig.5 Comparation of TKE in cylinder in different injection timing

圖6 不同噴射時(shí)刻對(duì)速度場(chǎng)的影響Fig.6 Effect of different injection timing on velocity field

圖6為在壓縮上止點(diǎn)附近缸內(nèi)流場(chǎng)隨不同噴射時(shí)刻的變化特性。在橫截面A上由于進(jìn)氣渦流的導(dǎo)向作用不同噴射時(shí)刻缸內(nèi)氣流整體繞氣缸中心線順時(shí)針方向旋轉(zhuǎn),形成外強(qiáng)內(nèi)弱的氣流分布特性，且隨噴射時(shí)刻的不同，各瞬態(tài)氣流強(qiáng)度分布特性不同，峰值出現(xiàn)點(diǎn)也不一樣，根據(jù)火花塞點(diǎn)火位置和火焰?zhèn)鞑シ较颍@種氣流的分布特性直接影響火焰的傳播速度；而在縱截面B上，進(jìn)一步證實(shí)氣流強(qiáng)度除了具有外強(qiáng)內(nèi)弱的分布特性外，隨著噴射時(shí)刻的滯后，燃燒室頂部的氣流強(qiáng)度增強(qiáng)。特別是當(dāng)噴射時(shí)刻為270 °CA時(shí)，由于噴射期間活塞已快速向上止點(diǎn)移動(dòng)，因此噴射的氣柱在活塞頂部產(chǎn)生碰壁現(xiàn)象，導(dǎo)致縱向氣流比較活躍，在點(diǎn)火之前缸內(nèi)形成上、下及邊緣氣流強(qiáng)度大而中心氣流強(qiáng)度弱的分布特性。這種不同的速度場(chǎng)動(dòng)態(tài)分布特性決定缸內(nèi)混合氣濃度場(chǎng)的分布特性，因此點(diǎn)火后造成火焰?zhèn)鞑ニ俾什煌瑢?dǎo)致膨脹過程中形成如圖5所示的湍流特性。

2.2 噴射時(shí)刻對(duì)混合氣形成機(jī)理的影響

天然氣的主要成分為甲烷(CH4)，其相對(duì)空氣的密度約為0.6，因此其混合氣形成機(jī)理和混合氣濃度分布特性取決于天然氣和空氣的相對(duì)運(yùn)動(dòng)特性。圖7為不同噴射時(shí)刻對(duì)不同密度的兩種氣體的相對(duì)運(yùn)動(dòng)規(guī)律以及由此決定的混合氣濃度分布特性的影響。由此可知，在壓縮行程為250 °CA、噴射時(shí)刻為180 °CA BTDC時(shí)，噴射過程快要結(jié)束，噴氣動(dòng)能減弱，導(dǎo)致噴氣的貫穿能力也弱，同時(shí)天然氣的密度遠(yuǎn)比空氣小，所以隨活塞的上移大多數(shù)燃?xì)馀c空氣分離并浮上燃燒室頂部；當(dāng)噴射時(shí)刻推遲到240 °CA BTDC時(shí)，借助噴氣的動(dòng)能使噴氣貫穿到空氣層之中，減緩了壓縮過程中天然氣與空氣的分離現(xiàn)象，使缸內(nèi)縱向混合氣流分布趨于均勻；當(dāng)噴射時(shí)刻推遲到270 °CA BTDC時(shí)，在點(diǎn)火之前噴氣過程尚未結(jié)束，使噴注貫穿到活塞頂，從而在缸內(nèi)縱向氣流運(yùn)動(dòng)區(qū)域拓寬，湍流強(qiáng)度增大，同時(shí)有效地控制天然氣與空氣的分離速度。

圖7 不同噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)及濃度分布規(guī)律的影響Fig.7 Effect of different injection timing on flow field and concentration distribution law

圖8 不同噴射時(shí)刻對(duì)上止點(diǎn)附近濃度場(chǎng)演變規(guī)律的影響Fig.8 Effect of different injection timing on variation law of concentration field near TDC

圖9 不同噴氣正時(shí)的火焰?zhèn)鞑デ闆rFig.9 Flame propagation condition in different injection timing

圖10 噴射時(shí)刻對(duì)燃燒壓力及放熱規(guī)律的影響Fig.10 Effect of injection timing on combustion pressure and heat release rate

圖8為噴射時(shí)刻對(duì)上止點(diǎn)附近混合氣濃度場(chǎng)分布特性的影響。在火花塞布置的橫截面A上(見圖1)，噴射時(shí)刻越早，在點(diǎn)火時(shí)刻附近混合氣濃度橫向分布越均勻，推遲噴射時(shí)刻，火花塞附近混合氣濃度梯度增大；而在縱截面B上混合氣濃度分布特性則相反，噴射時(shí)刻過早，由于天然氣密度比空氣小，所以混合氣濃度呈上濃下稀的云彩狀分布，在火焰?zhèn)鞑テ陂g燃料與空氣分層明顯；當(dāng)推遲噴射時(shí)刻到240 °CA BTDC時(shí)，噴射時(shí)期噴氣動(dòng)能與缸內(nèi)空氣流匹配良好，使缸內(nèi)形成較均勻的混合氣；當(dāng)噴射時(shí)刻過晚(為270 °CA BTDC)時(shí)，因噴注與活塞頂相碰，造成混合氣上稀下濃的分布特性。

2.3 噴射定時(shí)對(duì)火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊?/h3>

當(dāng)平均當(dāng)量比φ=0.7、兩個(gè)噴油器同時(shí)噴射、雙點(diǎn)點(diǎn)火時(shí)刻為(356,357) °CA時(shí)，噴射時(shí)刻對(duì)火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊懭鐖D9所示。當(dāng)天然氣向缸內(nèi)直噴時(shí)，火焰?zhèn)鞑ニ俾嗜Q于混合氣的濃度分布特性及天然氣向空氣層的擴(kuò)散速度：①當(dāng)噴射時(shí)刻為180 °CA BTDC時(shí)，根據(jù)此時(shí)的混合氣濃度分布特性(見圖8)，在橫截面A上因混合氣形成時(shí)間較長(zhǎng)，混合氣濃度分布相對(duì)比較均勻，而在縱截面B上因天然氣密度比空氣小，難以向底層空氣層擴(kuò)散，因而形成上濃下稀的梯度分布(天然氣與空氣分層)，所以火焰?zhèn)鞑ニ俣染徛沟梅艧崴俾式档停艧崧史逯禍p小，燃燒期間相對(duì)遲后(見圖10)；②當(dāng)噴射時(shí)刻為240 °CA BTDC時(shí)，在橫截面上形成有一定梯度的混合氣濃度分布的同時(shí)，在縱截面上形成較均勻的混合氣，因此火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊玫礁纳疲岣吡巳紵艧崴俾剩艧崧史逯档玫教岣撸艧崧是€中心有所提前；③當(dāng)噴射時(shí)刻為270 °CA BTDC時(shí)，燃燒室橫截面上形成的混合氣濃度梯度最大，而在縱截面上形成下濃上稀的混合氣，密度小的天然氣易向上擴(kuò)散，有利于提高火焰?zhèn)鞑ニ俣龋虼巳紵艧崴俾始胺艧崧史逯得黠@提高，燃燒持續(xù)期明顯縮短(見圖10)，同時(shí)用平均指示壓力的平方差表示的循環(huán)變動(dòng)也明顯減小(見圖11)，表明稀薄燃燒過程更加趨于穩(wěn)定。

圖13 不同噴射時(shí)刻的NO生成速率Fig.13 NO formation rate in different injection timing

2.4 噴射定時(shí)對(duì)NO生成規(guī)律的影響

NO的生成條件是高溫、富氧，因此在燃燒過程中缸內(nèi)混合氣濃度場(chǎng)和溫度場(chǎng)及其動(dòng)態(tài)變化特性直接影響NO的生成規(guī)律。圖12為噴射時(shí)刻對(duì)NO開始生成期間缸內(nèi)溫度場(chǎng)分布特性的影響。由于燃燒后的高溫區(qū)生成于火焰?zhèn)鞑ズ蟮囊讶紖^(qū)，因此NO易生成于火焰帶之后的高溫區(qū)，而且其生成速率取決于當(dāng)時(shí)當(dāng)?shù)氐臏囟群蜐舛葪l件。

當(dāng)噴射時(shí)刻為180 °CA BTDC時(shí)，雖然混合氣濃度稀薄區(qū)較寬，但由于燃燒放熱速率緩慢，燃燒初期缸內(nèi)溫度普遍較低；當(dāng)噴射時(shí)刻為240 °CA BTDC時(shí)，缸內(nèi)混合氣濃度趨于均勻，燃燒放熱速率提高，高溫區(qū)迅速增大，不僅NO生成速率增加，而且NO快速生成的反應(yīng)區(qū)域面積增大，持續(xù)時(shí)間延長(zhǎng)(見圖13)，因此NO最終生成量最多(見圖14)；當(dāng)噴射時(shí)刻為270 °CA BTDC時(shí)，如前所述燃燒放熱速率最大，因此缸內(nèi)溫度迅速升高，同時(shí)高溫區(qū)也擴(kuò)大，但由于混合氣形成下濃上稀的分布特性，因此雖然某一時(shí)刻(圖13中372 °CA時(shí))，局部地區(qū)的NO生成速率最大，但NO生成的反應(yīng)區(qū)域面積較小(帶狀)，持續(xù)時(shí)間也較短，所以最終NO的生成量較少。

圖15表示在噴射時(shí)刻為240 °CA BTDC、曲軸轉(zhuǎn)角為376 °CA時(shí)，缸內(nèi)混合氣濃度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和NO反應(yīng)速率之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系。圖中用A、B、C1～C3分別表示不同NO反應(yīng)速率及其對(duì)應(yīng)的混合氣濃度范圍和溫度范圍，其中C1～C3表示NO反應(yīng)速率為較小的區(qū)域。

圖14 不同噴射時(shí)刻N(yùn)O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.14 NO mass fraction of different injection timing

圖15 NO的生成條件Fig.15 NO formation condition

表4為不同NO反應(yīng)速率及其對(duì)應(yīng)的混合氣濃度和溫度情況。結(jié)果表明：NO的生成速率是當(dāng)量比和溫度的共同函數(shù)，并非溫度(或氧濃度)越高NO反應(yīng)速率就越快，而是在一定的氧濃度和溫度下(如當(dāng)量比為0.81～0.86，溫度為2468～2536 K時(shí))NO生成速率最高，當(dāng)φ為0.86～0.9時(shí)，即使溫度提高到2655～2700 K，NO的生成速率明顯降低；當(dāng)φ為0.65～0.75時(shí)，溫度超過2000 K時(shí)，隨溫度的升高NO生成速率有所增大；但當(dāng)溫度低于2000 K時(shí)不管是否為富氧條件，NO生成速率幾乎為零。

表4 A、B、C1～C3處的當(dāng)量比和溫度范圍Table 4 Equivalence ratio and temperature scope in A、B、C1～C3

3 結(jié) 論

(1)由于天然氣燃料密度比空氣小，因此可通過噴射定時(shí)有效控制缸內(nèi)混合氣濃度的分布特性；當(dāng)壓縮行程早期噴射時(shí)，隨壓縮行程的進(jìn)行，缸內(nèi)噴入的天然氣逐漸與空氣分離形成上濃下稀的混合氣濃度分布；而當(dāng)壓縮行程后期噴射時(shí)，根據(jù)噴氣時(shí)天然氣噴束持有的動(dòng)能，缸內(nèi)形成下濃上稀的混合氣濃度分布，且隨壓縮行程的進(jìn)行天然氣自發(fā)向上擴(kuò)散，因而這種分布特性在點(diǎn)燃后有利于提高火焰的傳播速度。

(2)NO生成速率取決于濃度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的雙重作用；只有當(dāng)φ為0.80～0.86時(shí)，生成速率隨溫度的升高而增大，超出該濃度范圍時(shí)即使溫度再高，對(duì)NO生成速率的影響也不明顯；在富氧區(qū)，溫度低于2000 K時(shí)NO生成速率幾乎等于零；而NO的最終生成量取決于其生成速率、快速生成反應(yīng)區(qū)域面積的大小和生成反應(yīng)持續(xù)期間長(zhǎng)短的綜合影響，而這些因素與缸內(nèi)混合氣濃度的分布特性緊密相關(guān)。

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