有效利用2次喷油预混合压缩着火的高效率清洁柴油机燃烧——第2次喷油降低排放和噪声的机理分析

【日】 冬頭孝之 植田玲子 服部義昭 瀧昌弘 葛山裕史 梅原努



工作过程

有效利用2次喷油预混合压缩着火的高效率清洁柴油机燃烧
——第2次喷油降低排放和噪声的机理分析

【日】 冬頭孝之 植田玲子 服部義昭 瀧昌弘 葛山裕史 梅原努

已报道过采用多次喷油的预混合压缩着火技术降低排放、噪声和燃油耗的柴油机燃烧系统。这一燃烧系统的关键是第2次喷油的喷油定时和喷油量。运用光学发动机的缸内可视化和数值模拟技术发现，浓混合气区域的火焰氧化加速，通过设定最佳的第2次喷油定时，以及适当的喷射间隔，可以抑制喷嘴附近区域碳粒的形成。燃烧噪声频谱分析发现，在2个压力升高率峰值之间，燃烧噪声得以降低。

柴油机 预混合压缩着火 燃烧分析 多次喷油 排放 噪声

0 前言

柴油机因热效率高而深受期待，但世界各国制定的相关排放法规也越来越严格。在柴油车上增加柴油机颗粒捕集器、氮氧化物(NOx)吸附还原催化转化器，以及尿素选择性催化还原转化器等后处理装置会增加制造成本。所以，为了在不采用高成本后处理装置的前提下，通过改善发动机燃烧来降低排放，现已发表过多篇采用预混合压缩着火(PCCI)燃烧概念的研究报告。

在单次喷油的PCCI燃烧中，如提前喷油，会造成未燃碳氢化合物(HC)和CO等排放的增加；而延迟喷油则会造成放热率急剧升高，燃烧噪声和NOx排放增加。因此，研究人员应用多次喷油技术，并优化喷油定时和喷油率等参数，在较大的运转范围内降低了排放和燃烧噪声，即加速氧化的柴油机交错预混合压缩着火(D-SPIA)燃烧概念(图1)。这一燃烧概念的特征是第1次喷油的预混合燃烧与第2次喷油促进氧化的功能相结合，不仅可以降低单次喷油PCCI燃烧中未燃HC和CO的排放，还能降低放热率峰值和燃烧噪声。

图1 D-SPIA燃烧概念示意图

D-SPIA燃烧概念的关键是控制喷油定时(喷射间隔)和喷油量。图2为以第2次喷油定时为参数的排放试验结果。通过设定适当的第2次喷油定时，实现降低排放和燃烧噪声的目标。但是，如第2次喷油定时相比最佳值提前或延迟，就会造成烟度、CO排放和燃烧噪声的急剧升高。这意味着，必须针对降低排放和噪声的机理作进一步的研究。

图2 第2次喷油定时对碳烟、CO和燃烧噪声的影响

本研究应用缸内可视化摄影和双色法分析技术，对第2次喷射产生的浓混合气火焰动态及碳粒的生成和氧化进行可视化研究和数值模拟分析，通过定量分析当量比、温度，以及CO的形成过程，了解第2次喷油定时对烟度及CO排放的影响。并且，着眼于2次放热率峰值之间燃烧压力波的干扰，应用燃烧噪声频谱分析降低噪声的机理。

1 分析方法

1.1 缸内可视化技术

采用带加长活塞的光学发动机，从活塞凹坑下方进行观察，燃烧室的形状如图3所示。光学发动机采用圆盘形的燃烧室，其凹坑直径及深度都尽量接近实际发动机的尺寸。

图3 燃烧室形状

采用Photron公司制造的SA1.1型高速摄像机，以每秒2万帧的拍摄速度，用平行光线拍摄入射的喷雾阴影，采用直接拍摄方法，拍摄着火后的发光火焰。为模拟废气再循环(EGR)，在新鲜空气中混入N2和CO2气体，以模拟实机试验中的氧浓度。进行20个循环的喷油试验，为了消除残余气体的影响，每4个循环进行1次喷油。

1.2 数值模拟

使用AVL公司的FIRE v2009模拟编码，进行缸内喷雾燃烧计算。为了提高喷雾混合气分布及喷雾贯穿度等参数的计算精度，首先计算考虑了气穴作用的喷嘴内部流动，将喷嘴出口的物理量作为缸内喷雾及燃烧计算的边界条件。为了计算燃烧中CO的氧化过程，选用发动机燃烧模型ECFM-3Z。燃烧室的形状与实际试验发动机的相同。

1.3 燃烧噪声频谱分析

采用AVL公司的450型噪声仪，并输入缸内压力，测定燃烧噪声。燃烧噪声频谱也基于缸内压力计算得出。对以时间为轴线的缸内压力波形进行傅里叶变换，得到噪声频谱的频率空间波形。针对这一频谱波形，结合模拟发动机声音衰减特性的结构阻尼滤波作用，以及人类听觉的A滤波特性，得出发动机发出的燃烧噪声频谱波形。

1.4 试验条件

试验条件列于表1。试验所用光学发动机与实际发动机的缸径均为86mm，光学发动机的活塞行程加长10mm，因此其行程容积也增加10%。为此，略微增加光学发动机第1次喷射的喷油量。如图2中灰色纵线所示，选择3种不同的第2次喷油定时，分别是最佳喷油定时2°CA ATDC，以及排放和噪声性能均发生恶化的上止点喷油(提前)和5°CA ATDC喷油(延迟)。图4示出了实际发动机与光学发动机的缸内压力和放热率随时间的变化过程。由于尽量缩小了无用容积，并维持了压缩比，作为分析对象的第2次喷油燃烧时的放热率变化被真实地再现于光学发动机中。

表1 试验条件

图4 实际发动机与光学发动机的缸内压力和放热率对比

2 影响烟度和CO排放的机理

2.1 提前第2次喷油定时对烟度和CO排放的影响2.1.1 利用数值计算比较浓混合气火焰和CO排放

如提前第2次喷油定时，就会缩短第1次喷射与第2次喷射之间的时间间隔，如图2所示，烟度和CO排放就会增加。即使在间隔时间为0(即单次喷射)的情况下，烟度和CO排放与在上止点喷油时基本相同(图2中的“○”符号)。由于烟度和CO排放增加，由下文的当量比-温度(φ-T)脉谱图推定，浓混合气区域火焰的混合及氧化不够充分。

图5(a)为CO在φ-T图中的变化。在压力、温度T和当量比φ均固定的均质反应容器内模拟燃烧过程，并对其反应模型进行计算，用由白至黑的灰阶图表征计算开始后1ms时的CO生成量。斜线区域表示这一CO生成量在φ-T图上的积炭区域和NOx生成区域。图5(a)中央的闭合曲线表示燃烧后半段典型的火焰分布。图5(a)中虚线框为CO氧化区域(φ<1，T>1500K)。图5(b)是在φ-T图上绘出2°CA ATDC喷油时15°CA ATDC的CO质量分数，以及当量比和温度分布的数值计算结果，以灰度的深浅区分不同的CO质量分数。在燃烧后半段，CO氧化区域的氧化得到促进，CO分布区域被分为2处。因温度过低而导致氧化中止的CO被称为“低温CO”；高温但因浓混合气区域缺氧造成氧化中止的CO被称为“浓CO”。由图5(b)可知，在本燃烧概念中，燃烧后半段生成的大部分CO为浓CO。与浓CO相同，烟度中的主要成分碳粒也是在燃烧后半段图5(a)中闭合曲线内φ>1的范围内中止氧化的状态下存在的。这一浓混合气火焰与周围残存的氧混合，并向φ<1的区域发展，就会促进CO及碳粒的氧化，但若混合不充分，氧化就会受到抑制。

图5 CO生成量的φ-T图

根据数值计算结果，用“φ>1的单元质量之和/全部单元的质量之和”计算得出的浓混合气火焰随时间变化的质量分数比率示于图6(a)。在提前第2次喷油定时(上止点喷油)的情况下，15°CA ATDC之后的浓混合气火焰呈减少趋势。图6(b)为浓CO与全部CO的质量随时间的变化。由于CO的氧化反应延迟，即使进入氧化区域，也会以CO的形态短期残存，因此，φ>0.8的浓混合气区域存在的CO被作为浓CO计算在内。在图6(b)所示2种条件下，15°CA ATDC之后的大部分CO为浓CO，在上止点喷油的情况下，CO的氧化受到抑制。如上所述，经由数值计算后的结果显示，在上止点喷油会导致浓混合气火焰及CO的混合受到抑制，同样，烟度也会因碳粒氧化受阻而增加。

图6 浓混合气火焰及CO的数值计算结果

2.1.2 用缸内可视化技术分析浓混合气火焰动态

接着，分析浓混合气火焰的混合受到抑制的原因。这里，着眼于对碳粒的分析，但不采用数值计算得出的碳粒生成量，而是采用可靠性更高的缸内火焰(发光火焰)直接摄影图像，以及用双色法得到的火焰温度和KL值(相当于碳粒浓度)进行分析。结果如图7所示，图7中的图像是将20个循环相同时刻的图像平均化后得到的结果。

图7 直接摄影图像，以及用双色法得到的火焰温度和KL值

在2°CA ATDC喷油的情况下，由发光火焰的形态变化可知，由第2次喷油产生的浓混合气火焰利用了活塞凹坑中央的空气。10.1°CA ATDC时，三角形的发光火焰与空气混合，在发光火焰喷雾根部附近发生氧化并熄灭。由双色法的结果可知，这一形态变化并未随着发光火焰的喷射方向移动，而是促进了氧化。从10.1～14.0°CA ATDC，发光火焰区域的温度呈上升趋势，加快了碳粒的氧化速度，直至17.9°CA ATDC附近，KL值逐步降低。

另一方面，如提前第2次喷油定时，第2次喷射的燃油在到达凹坑壁面附近时与第1次喷射的燃油合为一体并燃烧，因此没有充分利用凹坑中央的空气。由图4(a)中也可看到，第2次喷射的燃油与第1次喷射的燃油一起燃烧后的放热率峰值几乎重叠在一起。利用双色法也能得出同样的结果。从10.1～14.0°CA ATDC，温度未升高，反而呈降低趋势，碳粒的氧化速度变缓，KL值分布几乎没有变化。

如上所述，在提前第2次喷油定时(间隔偏小)的情况下，造成烟度和CO排放增加的原因在于第2次喷射的燃油在到达凹坑壁面时与第1次喷射的燃油合为一体并燃烧，从而未能充分利用凹坑中央的空气，使浓混合气火焰的混合受到抑制。

2.2 延迟第2次喷油后烟度增加的主要原因

2.2.1 浓混合气火焰的动态分析

如果第1次喷射与第2次喷射之间的时间间隔多于最佳值(2°CA ATDC喷油)，如图2所示，烟度会增加。另外，虽然第2次喷油定时延迟至5°CA ATDC后，CO排放未见增加，但如继续延迟喷油，则CO排放会逐步增加。为此，分析第2次喷油定时延迟至5°CA ATDC时烟度增加的主要原因。

与提前第2次喷油定时的研究一样，首先对浓混合气火焰的质量分数随时间的变化进行比较(图6(a))。由于喷射时间延迟，第2次喷油后浓混合气火焰的形成和氧化也延迟了，在20°CA ATDC以后，浓混合气火焰以与2°CA ATDC喷油时同样的速度呈减少趋势。虽然从这一浓混合气火焰的质量分数变化中没有发现像提前喷油那样明显的不同，从浓混合气火焰的整体动态来看，尚无法确定烟度增加的主要原因。所以，着眼于第2次喷油产生的火焰局部差异来加以分析。

2.2.2 喷嘴附近生成碳粒的比较

图8为阴影摄影图像。由图8可知，在4.3°CA ATDC，第1次喷射的燃油着火后在凹坑壁面附近开始形成发光火焰。在第2次喷油定时为最佳值(2°CA ATDC喷油)的情况下，第1次喷射的燃油着火的时间也就是第2次喷油开始的时间。从第2次喷射结束后8.2°CA ATDC的画面中可以看到，喷雾根部的混合加剧，表现为黑色阴影的浓混合气逐渐扩散。发光火焰在第2次喷油形成的混合气中扩散，但由于在12.1°CA ATDC，喷嘴附近的浓混合气已经扩散，所以，发光火焰未能到达喷嘴附近，而是在那之前就停止了扩散。另一方面，在5°CA ATDC进行第2次喷油的情况下，第1次喷射的燃油着火形成发光火焰之后才开始第2次喷油，从图8中，也能发现8.2°CA ATDC时被发光火焰照亮的第2次喷射的燃油液柱。在10.1°CA ATDC时，第2次喷油结束，喷嘴附近存在浓混合气(黑色阴影)，之后，直至14.0°CA ATDC，发光火焰一直扩散至喷嘴附近的浓混合气处。

图8 阴影摄影图像(20个循环的平均值)

其次，用数值计算定量分析喷雾根部的状态。图9用上下对列的方式比较了第2次喷油开始后相同时刻的数值计算结果。在φ-T图中，绘出了各单元的CO浓度，图上方和下方的三维图用不同灰度来表示当量比φ=2等值面上的温度。在第2次喷油定时为最佳值的情况下，喷射后5°CA(即7°CA ATDC时)，喷雾根部存在φ>2的浓混合气，但因温度较低而未被火焰包围。之后，火焰虽向喷雾根部扩散，但φ>2的浓混合气在被火焰包围前就与周围空气混合、扩散并消失。相反，如将第2次喷油定时延迟至5°CA ATDC，火焰会扩散至φ>2的浓混合气处，并在φ-T图上的碳粒生成区域燃烧。如上所述，火焰扩散至第2次喷射所形成的喷雾根部浓混合气处，增加了碳粒的生成量，这就是延迟第2次喷油导致烟度增加的主要原因。

图9 靠近喷嘴区域现象的比较(数值模拟结果)

2.3 第2次喷油定时影响烟度和CO排放的机理

图10归纳了第2次喷油定时(喷射间隔)影响烟度和CO排放的机理。在喷射间隔为0或极短的情况下，第2次喷射的燃油在到达凹坑壁面后与第1次喷射的燃油合为一体并燃烧，形成浓混合气火焰。这一浓混合气火焰未能与凹坑中央的空气混合，氧化反应受到抑制，导致生成碳粒和CO。当喷射间隔延长至最佳值，第2次喷油形成的浓混合气火焰很好地利用了凹坑中央的空气，并促进了混合，使碳粒和CO得以氧化，从而实现了低烟度和低CO排放的目标。而如果喷射间隔过大，就会在第1次喷射的燃油着火并形成浓混合气火焰之后才开始第2次喷油，火焰会扩散至喷雾根部的浓混合气处，从而造成碳粒生成量增加，烟度值升高。

图10 喷油间隔与排放性能之间的关系(概念图)

3 影响燃烧噪声的机理

3.1 缸内压力升高率的比较

众所周知，发动机的燃烧噪声与缸内压力升高率的峰值(dp/dθ)max具有相关性。尤其在PCCI燃烧中，两者有着极为明显的相关性，已有多个研究报告指出，通过调整喷射模式、增压率和EGR率，可以降低(dp/dθ)max，从而降低燃烧噪声。在本燃烧概念最初的研究中，也曾试图通过降低(dp/dθ)max来降低燃烧噪声，但如图11所示，在实际的发动机试验中比较dp/dθ曲线后发现，虽然(dp/dθ)max在第2次喷油定时为2°CA ATDC或5°CA ATDC时大致相等，但2°CA ATDC喷油的实际燃烧噪声却要低2dB，这一点与以往得出的结论不一致。

图11 1300r/min时dp/dθ随时间的变化

在低转速区域(900r/min)进行发动机试验，同样得到与以往结论不同的结果(图12)。即使将第2次喷油定时改在7.2°CA ATDC或10°CA ATDC，(dp/dθ)max也变化不大，但喷射间隔更短的7.2°CA ATDC喷油的燃烧噪声却更低。由此推测，这可能是受到2次放热率峰值之间燃烧压力波干扰的影响，为此，对2种不同运转条件下的燃烧噪声频谱进行分析。

图12 900r/min时dp/dθ随时间的变化

3.2 燃烧噪声频谱分析

图13和图14分别示出2种运转条件下的燃烧噪声频谱，图中横轴为噪声频率，纵轴是用“dB值”表征的声压。频谱波形在频率方向的积分值为总体燃烧噪声；dB值以对数形式表示，因此，总体燃烧噪声受频谱波形最大值的影响。

图13 1300r/min时噪声频谱的比较

图14 900r/min时噪声频谱的比较

如图13所示，在发动机转速1300r/min时，当第2次喷油定时为上止点或5°CA ATDC时，总体燃烧噪声较大，并在燃烧噪声频率约为1.11kHz时达到67dB最大值。相反，在2°CA ATDC喷油的情况下，以1.11kHz频率为中心，形成局部下降的频谱波形低谷，燃烧噪声频谱的最大值也随之降低。其结果是，总体燃烧噪声降低约2dB。如图14所示，在发动机低转速时也呈现同样的趋势，在7.2°CA ATDC喷油的情况下，形成以1.05kHz为中心的波形低谷，燃烧噪声频谱的最大值降低，总体燃烧噪声亦随之降低。

着眼于2次dp/dθ峰值之间的时间间隔，分析上述燃烧噪声频谱中波形低谷的形成机理，首先对波形低谷更为明显的低转速条件进行分析。在第2次喷油定时为7.2°CA ATDC的情况下，低谷中心波长1.05kHz的延续时间约为0.95ms，dp/dθ的峰值间隔2.5°CA以时间表示约为0.47ms,两者呈2∶1的关系。图15(a)示出因燃烧压力波的干扰产生的燃烧噪声降低机理。由于第1次喷射的燃油燃烧产生的dp/dθ峰值频率成分与第2次喷射的燃油燃烧产生的同一dp/dθ峰值频率成分相差1/2周期相位并形成干扰，因此这一频率成分的燃烧噪声被相互抵消，这在图15中用公式表示为“τn(n=0)”。

图15 噪声抵消或放大的示意图

将喷射间隔延长至10°CA ATDC喷油时的结果更令人感兴趣。此时，dp/dθ的峰值间隔约为4.5°CA，时间约为0.83ms。根据图15(a)所显示的关系，以周期约为峰值间隔2倍(1.67ms)的0.6kHz为中心，频率波形呈降低趋势，并且在此基础上，周期约为峰值间隔2/3倍的1.8kHz处也形成另一个频率波形低谷。这一关系由图15(b)及图中公式“τn(n=1)”表征。但是，虽然0.6kHz和1.8kHz的频率波形是下降的，但如图15(c)所示，其中间的1.2kHz频率波形周期与dp/dθ峰值间隔一致，这对频率波形起到了增幅作用，故其最大值没有降低。这一关系用图15中公式“τ’n(n=1)”来表征。虽然推测在总体燃烧噪声较低的7.2°CA ATDC喷油的情况下，在频率波形周期与dp/dθ峰值间隔一致的2.1kHz处，噪声频率也会增幅，但由于其比燃烧噪声频谱中1kHz左右的最大值更低，因此对总体燃烧噪声的影响可忽略不计。

在1300r/min条件下得出的噪声频谱中，低谷趋势并不太明显，而900r/min条件下得到的结果也基本相似。在延长喷射间隔的5°CA ATDC喷油的

情况下，峰值间隔为5.5°CA，0.7kHz和2.0kHz附近的频率波形下降，但1.3kHz附近的频率波形反而呈增幅趋势。在第2次喷油定时为最佳值(2°CA ATDC喷油)的情况下，峰值间隔为3.5°CA，时间为0.45ms，以周期0.9ms的1.11kHz为中心，形成燃烧噪声频谱中的低谷区域，最大值也随之降低。

在本燃烧概念中，通过多次喷油降低dp/dθ峰值，同时为了降低烟度和CO排放，设定适当的喷射间隔，在燃烧噪声频谱中，频率最大值在dp/dθ峰值之间被相互抵消，总体燃烧噪声得到进一步降低。

4 结语

运用缸内可视化、数值模拟和燃烧噪声频谱分析等手段，分析多次喷油的PCCI燃烧中第2次喷油定时(喷射间隔)对烟度、CO排放和燃烧噪声产生影响的机理，得到以下结论。

(1) 在喷射时间间隔过短的情况下，第2次喷射的燃油在活塞凹坑壁面附近与第1次喷射的燃油合为一体并燃烧，浓混合气火焰未能与凹坑中央的空气混合，抑制了氧化，导致生成碳粒和CO。如将喷射间隔延长至第2次喷油定时最佳值(2°CA ATDC喷油)，则第2次喷射的燃油形成的浓混合气火焰能很好地利用凹坑中央的空气，促进其混合和氧化反应，从而实现降低烟度和CO排放的目标。如果喷射间隔过长，第1次喷射的燃油着火形成火焰后才开始第2次喷油，火焰扩散至喷雾根部的浓混合气处，导致生成碳粒，并且烟度值升高。

(2) 在最佳的喷射间隔情况下，燃烧噪声频谱中的频率最大值在2次dp/dθ峰值之间被相互抵消，使总体燃烧噪声得以降低。

作为本次研究的后续研究，研究人员正在考虑利用放热率峰值(脉冲)的干扰降低燃烧噪声的方法，这被称为“消声脉冲燃烧”。在传统的PCCI燃烧中，随着喷油量的增加，(dp/dθ)max升高，燃烧噪声也会随之增加，这阻碍了发动机的运转向高负荷区域扩展，而消声脉冲燃烧或将有助于扩大PCCI燃烧的运转区域。

2014-11-21)