基于egr的柴油機(jī)分區(qū)燃燒協(xié)同優(yōu)化控制研究

基于egr的柴油機(jī)分區(qū)燃燒協(xié)同優(yōu)化控制研究

混合過程控制通過對(duì)內(nèi)部燃燒過程中有害物質(zhì)的排放水平的優(yōu)化，我們可以控制外部物體的排放水平，滿足嚴(yán)格的排放法律法規(guī)。同時(shí)，減少或排除不必要的后繼系統(tǒng)使用數(shù)量（占發(fā)動(dòng)機(jī)總成本的40%70%），降低整個(gè)機(jī)器的成本。目前國(guó)內(nèi)外此領(lǐng)域研究主要集中在通過混合時(shí)間控制(準(zhǔn)均質(zhì)混合氣形成)及化學(xué)過程控制(燃燒反應(yīng)區(qū)氛圍控制)實(shí)現(xiàn)對(duì)燃燒路徑優(yōu)化,如基于HCCI燃燒概念的低溫均質(zhì)稀薄燃燒方式,主要包括MK、低溫稀擴(kuò)散燃燒等。本質(zhì)上均耦合高壓共軌噴射及EGR技術(shù),基于混合能量、混合氛圍主動(dòng)控制強(qiáng)化混合使燃燒過程不同時(shí)期下的混合氣時(shí)間-空間高離散度分布向低溫、均質(zhì)分布偏移,避開NOx及PM生成區(qū)域以實(shí)現(xiàn)超低排放。筆者通過在一臺(tái)電控高壓共軌重型柴油機(jī)上借助ETAS標(biāo)定系統(tǒng)及CFD模擬軟件、耦合EGR控制及油氣混合柔性噴油規(guī)律調(diào)制擬在探討EGR實(shí)現(xiàn)低溫燃燒(LTC)模式超低排放的可行性。1案例測(cè)量及模型建立CA6DL2-35E3增壓中冷電控燃油共軌柴油機(jī)參數(shù)如表1所示。測(cè)控裝置采用毫秒級(jí)A/D數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)配置高速傳感器構(gòu)建了實(shí)時(shí)(10~100ms)參數(shù)測(cè)量系統(tǒng),實(shí)現(xiàn)了發(fā)動(dòng)機(jī)性能、排放等參數(shù)的實(shí)時(shí)測(cè)量及記錄;利用角標(biāo)器和DS9100燃燒分析儀實(shí)現(xiàn)了單循環(huán)示功圖測(cè)量;基于ETAS共軌標(biāo)定系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了多段噴油模式噴油量、噴射時(shí)刻及軌壓等供油參數(shù)的獨(dú)立控制;利用自行開發(fā)的EGR閥控制單元可實(shí)現(xiàn)EGR率的獨(dú)立控制。模擬計(jì)算網(wǎng)格如圖1,采用了標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型、Huh噴霧模型、Reitz/Diwakar液滴破碎模型、Bai撞壁模型、shell點(diǎn)火模型、層流湍流時(shí)間尺度燃燒模型,并利用PISO算法進(jìn)行求解。邊界條件包括:初始?jí)毫Σ捎迷囼?yàn)示功圖獲取,并以保證進(jìn)氣量為原則計(jì)算得到初始溫度;模擬各工況所采用的渦流比均為1.1,在STAR-CD中采用渦流轉(zhuǎn)速Omega來體現(xiàn);壁面邊界按照絕熱條件來處理。圖1顯示了1650r/min、50%負(fù)荷工況試驗(yàn)與模擬計(jì)算得到的示功圖對(duì)比,可以認(rèn)為所選模型和計(jì)算方法基本合理。2r性能2.1燃燒放熱率隨egr率的變化利用原理性低壓EGR系統(tǒng)分析了EGR率對(duì)燃燒過程的影響規(guī)律,圖2為1650r/min不同負(fù)荷下(原機(jī)噴油帶預(yù)噴、預(yù)噴量為3mg/cyc)EGR率對(duì)燃燒過程影響的對(duì)比。從圖2可以看出,小負(fù)荷工況下隨著EGR率的增大,燃燒滯燃期增長(zhǎng),燃燒始點(diǎn)明顯后移,更有利于均質(zhì)混合氣的形成,特別是在超過12%EGR率后,燃燒放熱率峰值隨EGR的增大呈上升趨勢(shì)。原因是EGR使加長(zhǎng)的滯燃期內(nèi)燃油蒸發(fā)量增大,更有利于燃油與空氣的混合,燃燒初期放熱率大、峰值高,燃燒效率有所提高,碳煙排放變化幅度小。在中大負(fù)荷工況,燃燒放熱率峰值隨EGR率的增大呈下降趨勢(shì)。原因是中大負(fù)荷工況下缸內(nèi)過量空氣系數(shù)較低,隨著EGR率的增大,回流廢氣中的惰性氣體降低了氣缸內(nèi)氧氣濃度抑制了燃燒反應(yīng),燃燒速率減緩,使燃燒放熱率峰值降低并抑制了NOx排放,燃燒熱效率降低。綜上可以認(rèn)為,EGR具有促進(jìn)油氣混合、又具有燃燒速率控制的效能,是實(shí)現(xiàn)低溫燃燒的一項(xiàng)有效措施。2.2燃燒反應(yīng)基團(tuán)的分布為分析EGR降低NOx的生成機(jī)理,模型計(jì)算獲取了1650r/min、50%負(fù)荷加入EGR前后相同曲軸相位對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)燃燒反應(yīng)基團(tuán)(當(dāng)時(shí)正在進(jìn)行燃燒反應(yīng)的網(wǎng)格)在ue788-T圖中的分布,如圖3所示。從圖3中可以看出相同曲軸相位下,加入EGR后燃燒反應(yīng)基團(tuán)向低溫區(qū)域移動(dòng),原因即回流廢氣的高熱容性使得燃燒溫度降低,燃燒基團(tuán)遠(yuǎn)離了NOx生成區(qū)域;盡管EGR具有改善油氣混合的效能(滯燃期長(zhǎng)),但加入EGR后(25°CAATDC)的燃燒基團(tuán)更靠近碳煙生成區(qū)域,說明碳煙的生成取決于混合和燃燒的速度比,只有在燃燒滯后且高油氣混合速率的前提下才可能避開碳煙生成區(qū)。為此,研究擬通過提高噴油壓力、介入EGR探討實(shí)現(xiàn)低溫燃燒的可行性。2.3排放、熱力同時(shí)優(yōu)化的負(fù)荷區(qū)域燃燒模式在單段噴油模式、提高噴油壓力(未改變噴油正時(shí))的前提下,探討EGR實(shí)現(xiàn)低溫燃燒的可能性。圖4、圖5顯示了轉(zhuǎn)速1650r/min時(shí),將不同負(fù)荷工況原噴油壓力(75~90MPa)提升到100MPa,引入回流廢氣,并按照NOx排放率降低30%,煙度低于10%的原則進(jìn)行優(yōu)化后EGR對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能及燃燒過程的影響。從圖4中可以看出在負(fù)荷小于32%的工況區(qū)域內(nèi),隨EGR率增大NOx排放單調(diào)下降幅度均超過30%;消光煙度均未超過5%;燃油消耗率(be)變化小,燃油經(jīng)濟(jì)性保持較好水平。可見在此工況區(qū)域內(nèi)采用提高噴油壓力改善噴油霧化的基礎(chǔ)上,利用EGR作為燃燒過程組織的調(diào)控手段,可以實(shí)現(xiàn)具有NOx及PM排放低且熱效率較高的LTC燃燒模式。但是,圖5燃燒過程曲線表明:在能夠?qū)崿F(xiàn)排放、熱效率同時(shí)優(yōu)化的負(fù)荷區(qū)域其峰值放熱率均接近或超過300J/°CA,相應(yīng)地壓力升高率均大幅度增大,均大于常規(guī)燃燒模式下燃燒參數(shù)的極大值,難以直接運(yùn)用。因此,降低放熱率峰值及其所帶來的壓力升高率過大、燃燒噪聲過大的問題成為了以EGR為主要手段實(shí)現(xiàn)LTC燃燒模式的一個(gè)主要研究?jī)?nèi)容。針對(duì)上述問題,目前預(yù)噴是解決壓力升高率過高的常用手段,采用預(yù)噴調(diào)節(jié)缸內(nèi)主燃燒期的熱氛圍、化學(xué)氛圍可以縮短預(yù)混燃燒量從而降低壓升率和燃燒噪聲;而放熱率峰值取決于滯燃期長(zhǎng)短和已噴入缸內(nèi)的油量。若將總噴油量拆分為幾部分,利用噴油規(guī)律耦合EGR控制燃燒過程理論上可以成為實(shí)現(xiàn)低溫燃燒的一個(gè)有效手段。3燃燒模式優(yōu)化方法采取的多段噴射燃燒模式如圖6所示。在此燃燒模式下,主、后噴時(shí)刻耦合主、后噴油量直接決定了放熱率重心,而放熱率重心、燃燒持續(xù)期又決定著熱效率和缸內(nèi)燃燒反應(yīng)區(qū)分布情況,是該燃燒模式實(shí)現(xiàn)及優(yōu)化的關(guān)鍵調(diào)整參數(shù)。因此,研究在保持負(fù)荷工況優(yōu)化預(yù)噴參數(shù)不變的基礎(chǔ)上,維持總油量不變,討論后噴噴油參數(shù)(后噴油量從主噴中獲取)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)影響規(guī)律及耦合EGR實(shí)現(xiàn)多段噴射低溫燃燒的可行性。具體包括:采用預(yù)噴提升有效燃燒時(shí)缸內(nèi)熱氛圍,減小壓升率;降低主噴總油量,抑制放熱率峰值,降低NOx排放;高溫氛圍下組織后噴燃燒,偏離PM生成區(qū)域;高廢氣存在及較濃混合氣實(shí)現(xiàn)低NOx燃燒;優(yōu)化放熱重心,提升熱效率。3.1燃油消耗率變化圖7顯示了1650r/min、25%負(fù)荷、主后噴時(shí)間間隔為1.9ms后噴量對(duì)NOx、PM排放及放熱率的影響。從圖中可以看出,采用三段噴射模式后,隨著后噴比例的增加,NOx及碳煙呈單調(diào)下降趨勢(shì),而燃油消耗率增大,數(shù)據(jù)上顯示NOx及碳煙增降幅分別為48.2%和82.4%,燃油消耗率增幅為15.7%。分析其原因?yàn)楹髧娙加偷娜紵沟梦⒘：笃谘趸饔迷鰪?qiáng),排氣煙度下降;而總油量不變、后噴油量增加意味著主噴油量減少,預(yù)混合燃燒油量所占總油量的比重減少使得主噴燃燒放熱峰值被削減,NOx排放降低;雖然后噴油量增加使得后噴放熱峰值有所提升,但峰值相位靠后,做功能力變差,熱效率有所下降,be稍有增加。在不采用EGR、未充分提升噴油壓力的情況下,同樣按照煙度小于10%(或5%)、NOx排放率降低30%為界定條件進(jìn)行性能優(yōu)化如圖8所示。從圖8中可以看出中低轉(zhuǎn)速下的適用工況負(fù)荷可以擴(kuò)展到75%,而60%負(fù)荷下可以覆蓋全轉(zhuǎn)速。3.2三軸燃燒的關(guān)鍵參數(shù)和機(jī)理分析3.2.1高壓旋流噴射的流量在1330r/min、50%負(fù)荷工況,19.2%后噴油量、主后噴間隔5.5°CA條件下缸內(nèi)氧的體積分?jǐn)?shù)(主噴380.2°CA結(jié)束)如圖9所示,缸內(nèi)速度場(chǎng)示意如圖10所示。從圖9中可以看到,在油量一定的前提下,當(dāng)主噴燃油達(dá)到一定貫穿距離后,主噴末期的油束開始進(jìn)入到貧氧區(qū),隨著曲軸轉(zhuǎn)角增大,在噴油方向上低氧體積分?jǐn)?shù)區(qū)逐漸向前擴(kuò)散,油束周圍的氧氣不斷補(bǔ)充過來,噴油區(qū)域內(nèi)氧氣體積分?jǐn)?shù)增大。從圖10缸內(nèi)速度場(chǎng)可以看出,即使主噴早已結(jié)束,但其對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)的沖擊仍然十分明顯,具體表現(xiàn)在:噴油前端的噴射速度仍遠(yuǎn)高于渦流運(yùn)動(dòng)速度,噴射油束阻斷了渦流的運(yùn)動(dòng);在油束方向的根部位置,噴油速度已經(jīng)很弱,主噴帶動(dòng)形成繞氣缸軸線垂直方向旋轉(zhuǎn)的滾流占據(jù)了主導(dǎo)。如若僅為單次噴射,噴油末期大量的氧氣難以快速運(yùn)動(dòng)到油束噴射區(qū)域,而若將此部分燃油改成后噴策略進(jìn)行噴射,利用主后噴間隔間歇期,通過滾流引導(dǎo)油束周邊的氧氣進(jìn)入到油束區(qū)域內(nèi),可以改善噴油末期的油氣混合,而渦流作用較小。3.2.2后噴油量對(duì)燃油、碳煙與煙氣的擾動(dòng)作用在1330r/min、50%負(fù)荷工況、主后噴間隔4°CA條件下,不同后噴量下的平均湍動(dòng)能及速度場(chǎng)對(duì)比,如圖11~圖12。湍流動(dòng)能決定了各種物質(zhì)在缸內(nèi)的運(yùn)輸及其空間分布,對(duì)可燃混合氣的形成具有直接影響。STAR-CD中溫度高于1100K時(shí)是發(fā)生燃燒的必要條件,故在圖11中給出了不同后噴量下,T>1100K所有網(wǎng)格的質(zhì)量平均湍動(dòng)能對(duì)比。從圖11中可以看到,在410°CA前,后噴油量增量越大,特別是后噴油量達(dá)到一定量后(10%以上),湍流強(qiáng)度越顯著,其擾動(dòng)作用明顯加強(qiáng),直到410°CA后平均湍動(dòng)能趨于一致。圖12為后噴結(jié)束(386.7°CA)后不同后噴油量下缸內(nèi)速度場(chǎng)對(duì)比,可以看出由于后噴油量的增加對(duì)油氣擾動(dòng)作用的加強(qiáng),造成在噴油方向上燃油噴射速度明顯增大,卷吸作用加強(qiáng),進(jìn)而越有利于燃油、碳煙與氧氣混合,強(qiáng)化后噴燃燒,降低碳煙排放。綜上分析,增大主后噴間隔及后噴油量可以強(qiáng)化后噴油氣混合速率。然而,若主后噴間隔過大,主噴燃燒所放熱量向缸壁散熱及向低溫區(qū)域傳熱使得高溫區(qū)份額減少,后噴燃燒會(huì)類似于主噴階段燃燒,產(chǎn)生第二個(gè)碳煙峰值且很難在此氧化;若以總油量不變?yōu)榍疤?后噴油量的增大會(huì)導(dǎo)致主噴放熱峰值降低,且后噴燃燒功率提升能力有限,會(huì)綜合導(dǎo)致熱效率降低,燃油經(jīng)濟(jì)性變差(見圖7)。因此,基于三段噴射下協(xié)同優(yōu)化缸內(nèi)流動(dòng)特性、化學(xué)氛圍、熱氛圍這種燃燒模式可以認(rèn)為是一種時(shí)間意義上的分區(qū)燃燒,在噴油方向上保證氧氣充足的前提下,應(yīng)盡可能減小主后噴間隔、選取適量后噴油量以協(xié)調(diào)缸內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)與化學(xué)氛圍遷移,強(qiáng)化燃燒后期油氣擾動(dòng),從而實(shí)現(xiàn)對(duì)三段噴射燃燒模式的優(yōu)化。3.3時(shí)間分區(qū)燃燒模式的應(yīng)用效果圖13、圖14顯示了時(shí)間分區(qū)燃燒模式(1.9ms主后噴間隔時(shí)間、25%后噴量)、1650r/min、25%負(fù)荷工況加入EGR,并根據(jù)NOx排放率降低30%、煙度低于10%的策略進(jìn)行優(yōu)化后EGR對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能及燃燒過程影響規(guī)律。從圖13可知(左數(shù)第一點(diǎn)均為原機(jī)性能點(diǎn)),時(shí)間分區(qū)燃燒降低PM的潛在效能給EGR的介入提供了裕量。與原機(jī)數(shù)據(jù)比較,時(shí)間分區(qū)燃燒其消光煙度均降低至2.5%左右;加入EGR后10%EGR率范圍內(nèi)消光煙度均未超過10%,而對(duì)應(yīng)NOx排放率降幅均達(dá)35%以上,燃油消耗率最大增幅為10%,可以認(rèn)為時(shí)間分區(qū)燃燒實(shí)現(xiàn)了超低排放的要求,具有LTC燃燒模式的特征。從優(yōu)化EGR率時(shí)間分區(qū)燃燒過程曲線可以看出,與單段噴射LTC模式相比,放熱率峰值及對(duì)應(yīng)壓力升高率均有改善,最大峰值分別降至180J/°CA及0.06MPa/°CA,可以認(rèn)為時(shí)間分區(qū)燃燒模式能夠解決以EGR實(shí)現(xiàn)低溫燃燒所帶來的放熱率過高導(dǎo)致壓力升高率過大問題。然而,由于采用大比例后噴使燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)且重心(CA50)靠后,造成了熱效率有所下降。前期研究表明熱效率直接相關(guān)于放熱率重心的相位和燃燒持續(xù)期,提升軌壓可以同時(shí)縮短燃燒持續(xù)期并改變重心分布,調(diào)整主噴時(shí)刻可以整體平移燃燒重心。因此,時(shí)間分區(qū)燃燒模式需確定合適的軌壓、主噴相位,與熱效率和排放特性的協(xié)同優(yōu)化。4燃燒路徑探索圖15為1650r/min、25%負(fù)荷下采用各種缸內(nèi)燃燒手段降低PM、NOx排放的過程,研究結(jié)果均是在原機(jī)供油系統(tǒng)、進(jìn)氣系統(tǒng)下實(shí)現(xiàn)的(微粒排放率通過消光煙度與微粒質(zhì)量流量的轉(zhuǎn)換經(jīng)驗(yàn)公式獲取)。從圖中可以看出在特定的混合能力、混合氣氛圍下單靠改變?nèi)紵辔粺o法實(shí)現(xiàn)PM、NOx的同時(shí)控制。采用提高軌壓、引入后噴等強(qiáng)化混合手段可以使PM排放顯著降低而NOx排放會(huì)有所升高;采用引入回流廢氣等燃燒控制手段可以有效降低NOx排放,但PM排放會(huì)有所增加。經(jīng)過試驗(yàn)分析與計(jì)算模擬驗(yàn)證,研究基于三段噴射技術(shù)協(xié)同優(yōu)化缸內(nèi)流動(dòng)特性、配合化學(xué)氛圍能量遷移的時(shí)間意義分區(qū)燃燒與EGR耦合優(yōu)化燃燒路徑初步確立了超低排放的影響因素與控制策略、實(shí)現(xiàn)了LTC模式的超低排放。因此,可以認(rèn)為僅依靠缸內(nèi)燃燒過程組織燃燒超低排放是可行的。5時(shí)間意義分區(qū)燃燒模式(1