充量分层对双燃料高预混压燃燃烧过程影响的数值模拟

孟庆鹏，尧命发，陈 勇，赵远远，王 浒

(天津大学先进内燃动力全国重点实验室，天津 300072)

严苛的排放法规对重型车辆动力与经济性提出了进一步要求，使得发动机燃烧过程组织变得更为关键.基于充量分层理论的双燃料高比例预混燃烧(highly premixed charge combustion，HPCC)模式有助于改善混合气浓度与温度历程，在污染物排放与热效率等方面优势显著[1].

HPCC 模式通常利用缸内直喷高活性燃料引燃较低活性的预混合气，通过控制参数调整满足不同工况对缸内整体活性水平与混合气分层程度的要求，对燃烧相位和燃烧速率能有效控制.然而在大负荷时受发动机工作强度限制，压力升高率和最高爆发压力容易超出限值，此时也对边界条件比较敏感，成为燃烧进一步优化的挑战[2-3].

有研究表明，浓度与活性分层是控制着火时刻与燃烧速率最主要的两个因素[4].物理特性影响喷雾发展与浓度分层状态，朱文曼与Wissink 等研究了挥发性对燃烧的影响，发现提高挥发性能促进混合，缸内不易撞壁形成油膜，允许喷油范围更宽，改善碳烟与CO 排放[5-6].十六烷值水平能影响活性分层与引燃作用，Wang 等[7]发现在相同燃烧相位下，提高燃油十六烷值能降低压力升高率.喷油策略能直接有效控制充量分层，Benajes 等[8]与Molina 等[9]的研究发现在大负荷下为了避免大量汽油预混合气集中燃烧导致压升率过高，需采用低汽油预混比例与柴油单次晚喷，但碳烟与NOx排放不可避免上升.

笔者课题组进一步利用燃料特性优化，通过单次晚喷大比例聚甲氧基二甲醚(polyoxymethylene dimethyl ethers，PODEn)拓展了大负荷高效清洁燃烧范围[10].PODEn通式为CH3O(CH2O)nCH3，n 代表聚合度，具备高含氧、十六烷值高、挥发性较好等特点，有利于降低碳烟与CO 排放.低热值约为柴油一半，喷射相同热值燃料需要更长的喷油持续期，这种低能量速率特点在晚喷高比例燃油时优势显著，且滞燃期也较短，能加强对着火时刻与燃烧相位的控制[11].

综上所述，浓度与活性分层以及能量喷射速率变化形成的着火能量分层对燃烧过程有不同程度的影响，单次晚喷少量热值燃油结合一定程度稀燃在降低碳烟排放、提高燃烧定容度等方面优势显著，但容易造成最大爆发压力与压力升高率超出限值.为此，本文在CONVERGE 平台利用汽/柴油、汽油/PODE 两种组合，在大负荷下通过燃料特性与喷油策略协同优化，针对不同分层方式对燃烧与排放影响进行解耦分析，研究充量分层对HPCC 放热影响机制和规律，为拓展HPCC 高效燃烧运行工况提供参考.

1 数值计算模型与研究方法

1.1 模型设置

本研究利用台架试验数据建立了三维数值模型，发动机技术参数如表1 所示.发动机直喷采用8 孔喷油器，由于油束沿气缸轴线对称分布，选取1/8 燃烧室作为计算域.在兼顾准确性与计算效率下，网格划分时选取基础网格尺寸2 mm，采用3 级自适应与固定区域加密，最终整体模型最小网格尺寸为0.25 mm，计算中最大网格数约为50 万.在上止点时模型与中心切片网格示意如图1 所示.

图1 上止点时模型与计算网格示意Fig.1 Schematic of model and computational grid at TDC

表1 发动机主要技术参数Tab.1 Engine specifications

模拟采用的主要物理模型包括：RNG k-ε 湍流模型、拉格朗日喷雾模型、KH-RT 破碎模型[12]、O’Rourke 液滴碰撞模型[13]、Extended Zeldovich NOx模型和 Hiroyasu-NSC 碳烟模型.燃烧模型采用SAGE 化学动力学模型[14]，其中汽/柴油物理特性替代物分别选择异辛烷/正十四烷，化学机理分别用异辛烷/正庚烷代替，选择Wang 等构建的PRF 简化机理[15].PODEn采用PODE3化学机理，选择Ren 等[16]发展的PRF-PODE3简化机理，物理特性替代物为正十烷.

1.2 模型验证

用于标定的试验数据来自HPCC 模式大负荷工况，对应初始条件如表2 所示，在模型中进行一致设置.其中循环油量是换算成当量柴油质量计算的，汽油预混比例是根据热值占比计算.另外发动机最大爆发压力与压力升高率限值分别为 16 MPa、1.5 MPa/°CA.

表2 模拟标定初始条件设置Tab.2 Operating conditions of simulations

图2 所示为模拟计算所得气缸压力与放热率的变化与试验的对比，表3 展示了性能参数对比.可见气缸压力与放热率的变化趋势及关键性能参数一致性较好，构建的模型能准确预测两种燃料组合燃烧过程，可用于后续研究分析.

图2 试验与模拟气缸压力与放热率对比Fig.2 Comparison of in-cylinder pressure and HRR between simulation and experiment

表3 试验与模拟性能参数对比Tab.3 Comparison of performance between simulation and experiment

1.3 研究方法

计算时进气温度与喷油压力参照汽油/PODE 试验统一设置，每循环油量选择75 mg，选择基础算例：过量空气系数 1.3，EGR 率为 45%，喷油时刻-9°CAATDC，直喷10%热值正庚烷.利用理化特性与喷射策略优化改变充量分层状态，在研究单一分层作用时尽量控制其他因素分层不变.假定喷射燃料十六烷值根据质量分数加权所得，能量喷射速率为直喷燃料总热值与喷油持续期比值.

研究引入“虚拟组分”概念：在热力学与机理文件中加入该组分，该组分与直喷燃油物理特性一致但不参与反应，经掺混后喷入缸内用作降低能量喷射速率.另外通过自动化程序与Cantera 结合，以OH 基浓度达到峰值所需时间为标准，计算得到每个网格着火延迟，用于分析缸内不同区域活性水平与放热速率相互作用.

2 结果与分析

2.1 浓度分层对燃烧过程的影响

燃油物性会影响混合气制备与浓度分层状态，本节设置对比方案如表4 所示，从上至下黏度与表面张力逐渐减小，挥发性提高，并增加了保持喷油持续期不变、提高喷油压力的对比算例，用于研究喷油器结构参数变化的影响.

表4 浓度分层对比方案Tab.4 Concentration stratification comparison schemes

图3 所示为不同方案喷雾气/液相贯穿距变化，其中气相贯穿距为网格内燃油气相体积分数达到0.1%处对应距离，液相贯穿距为网格内液滴质量达到97%渗透率处对应距离.随着挥发性增强，气/液相贯穿距均有不同程度下降，意味着燃油更快地破碎蒸发，向周围扩散.提高喷油压力使液相贯穿距更长，也使燃油更快地破碎雾化，但液相贯穿距下降时刻比正庚烷靠后.

图3 喷雾气/液相贯穿距变化Fig.3 Change of spray gas/liquid phase penetration distance

图4 展示了在1°CA ATDC 时刻下不同当量比区域占据整缸体积比例情况，可见挥发性改善与提高喷油压力都能降低高当量比区域体积分数，降低了浓度分层程度，使高活性燃油与预混合气接触面积增加，有利于将早期放热集中在更低当量比，减少碳烟生成，其中以提高喷油压力方案的影响最大.

图4 不同当量比区域占据缸内体积比例Fig.4 Area volume of different equivalent ratio

图5 展示了不同浓度分层方案对应气缸压力、放热率与性能参数的情况.分析发现挥发性改善使燃烧过程提前，大幅降低碳烟排放并提高了热效率，但压力升高率有所上升.由于采用较高比例EGR，NOx排放均较低.另外，提高喷油压力可显著促进燃烧.

图5 浓度分层方案缸压、放热率与性能参数Fig.5 Cylinder pressure，HRR and performance of concentration stratification schemes

2.2 活性分层对燃烧过程的影响

燃油活性对着火引燃起关键作用，本节设置了表5 所示3 种对比方案，从上至下十六烷值逐渐降低，活性分层程度减弱.为保持浓度梯度一致性，降低物性变化对分层影响，模拟中保持相同物性.

表5 活性分层对比方案Tab.5 Reactivity stratification comparison schemes

图6 展示了不同PRF 燃料在基础及优化的喷射时刻(SOI)下气缸压力与放热率的变化，表6 为对应的性能参数，适当提前喷油起始时刻可以研究在相近爆压或压力升高率水平下，燃油活性与喷射时刻协同优化对性能的影响.分析发现在基础喷射时刻下，PRF50 能够稳定引燃，燃烧过程变缓，压力升高率降低.随着喷射时刻提前，燃烧效率与碳烟排放等得到改善.PRF75 由于活性水平过低不能稳定引燃，且喷射时刻提前对促进燃烧作用也有限，引燃能力对缸内热力学状态有一定要求.直到提前至-20°CA ATDC附近才能达到较高的指示平均有效压力水平，但HC排放多、燃烧效率低，不适宜用作该模式的引燃燃油.

图6 不同PRF燃料缸压与放热率对比Fig.6 Cylinder pressure and HRR of different PRF fuels

表6 不同PRF燃料性能参数对比Tab.6 Performance parameters of different PRF fuels

进一步分析缸内活性水平与放热率对应关系，考虑涡流等因素导致燃烧时火焰偏离中心切片位置，选择图7 所示四分之一切片位置进行分析，并在切片位置处，以150°锥角方向为轴线，取6°锥角的锥形分析区域.以距离喷射点的长度为横坐标，取前后0.5 mm内数据做统计，求得平均着火延迟(根据质量加权所得)与总放热率，分析区域示意如图7 所示.

图7 切片位置与分析区域示意Fig.7 Schematic of section position and analysis area

图8 展示了基础算例与PRF50 在喷射时刻优化前后缸内温度与着火延迟的分布.由于PRF0 活性高，即使靠后喷出燃油仍有较低着火延迟，低着火延迟相应范围更广，高温区域更多.PRF50 燃料着火首先发生在靠近缩口位置处，此处对应燃油喷出时间最久，准备着火时间长，但由于整体活性变低使放热缓慢，缸内着火延迟普遍更高，偏红颜色区域更多.当PRF50 喷射时刻提前时，燃烧过程提前，相同时刻下高温区域变多、低着火延迟区域变广，但率先着火位置并未发生变化.

图8 不同PRF燃料缸内温度与着火延迟分布Fig.8 Distribution of in-cylinder temperature and IDT for different PRF fuels

图9 展示了在0°CA ATDC 时刻下锥形分析区域内随着距离喷射点长度改变着火延迟与放热率变化.PRF0 活性高、燃烧发展快，在全部位置处着火延迟最短.在相对靠前位置，PRF0 活性更高，着火延迟短，有最高的放热率.随着距离喷射点长度变长，PRF50 对应放热率会更高，尽管平均着火延迟高，但前期准备过程中释放热量少，未燃能量的积累与集中放热导致此时放热率更高.随着PRF50 喷射时刻提前，相同位置对应着火延迟变短，前面位置开始出现放热，后面位置随着燃烧进行剩余能量变少，放热率出现下降.另外，所有组合的末尾位置处由于高活性燃油大量减少，汽油占据很高比例，放热率出现急剧下降.分析PRF50 着火延迟倒数与放热率斜率相互关系，两者有良好的对应关系.随着着火延迟变短，预示剩余未燃能量将在更短时间内燃尽，放热率变化斜率通常会变高；着火延迟变大时，通常放热率增长会变缓或出现下降.因此着火延迟作为衡量分析区域内活性水平、着火能力的变量，能够反映放热速率的变化率情况.

图9 PRF燃料在分析区域内着火延迟与放热率变化Fig.9 Change of IDT and HRR of PRF fuels in the analysis region

对锥形区域重新划分使每个网格具备相似体积，绘制了图10 所示在0°CA ATDC 时刻放热率在不同着火延迟与温度下的分布，图中颜色越深、面积越大代表放热率越大.分析发现，PRF0 放热分布的温度区间更广，高温区间对应放热强.PRF50 在1 200 K左右放热非常集中，对应靠近缩口的位置，证明了靠后位置放热率更高的现象.并且，两个组合在低温与高着火延迟区域放热率极少.

图10 PRF燃料放热率在着火延迟与温度下的分布Fig.10 Distribution of HRR of PRF fuels at IDT and temperature

2.3 着火能量分层对燃烧过程的影响

本节引入虚拟组分，与正庚烷按照0.4∶0.6 的质量比掺混形成混合燃料，记为D＋F，研究降低能量喷射速率造成的着火能量分层变化对燃烧过程的影响.图11 展示了D＋F 在喷射时刻优化前后缸压与放热率的变化，可见降低能量喷射速率使引燃能力降低，着火过程推迟，放热峰值与压升率降低.

图11 低能量喷射速率方案缸压与放热率变化Fig.11 Cylinder pressure and HRR in low energy injection rate schemes

图12 展示了低能量喷射速率方案缸内温度与着火延迟分布.由于注入燃料平均活性更低，着火延迟长，着火发生位置离缩口处更近.随着时间推后，由于喷入高活性燃油总体活性水平与热值没有降低，在经历一定时间准备后依旧能很快着火，燃烧过程发展变快，高温区域面积大量增加.随着喷射时刻提前，低着火延迟区域更广，意味着相应区域放热更快速.

图12 低能量喷射速率方案缸内温度与着火延迟分布Fig.12 Distribution of in-cylinder temperature and IDT for low energy injection rate scheme

图13 展示了0°CA ATDC 时刻低能量喷射速率方案着火延迟与放热率变化情况.着火延迟下降到一定程度时对应位置开始出现较多放热，放热依旧集中在靠后位置处.在24～28 mm 长度区域，着火延迟有所上升，对应放热率增长率也下降或变为负值.随着喷射时刻提前，所有位置对应着火延迟缩短，相同时刻下着火出现在更前面位置.在28 mm 位置附近，由于燃烧进行时间久、温度升高等因素，着火延迟出现较大降低，但由于未燃能量减少，放热率有所下降.

图13 低能量喷射速率方案着火延迟与放热率变化Fig.13 Change of IDT and HRR of low energy injection rate schemes

2.4 PODE引入对燃烧过程的影响

进一步探究PODE 低能量喷射速率与降低碳烟排放的潜力，利用PODE 与汽油按照0.65∶0.35 质量比掺混形成混合燃料(喷射燃油平均十六烷值与PRF0 一致)，记为P＋G.图14 展示了P＋G 在喷油时刻优化前后气缸压力与放热率的变化，由于能量喷射速率降低、高活性燃油整体活性与总热值降低，燃烧过程得到最大程度推迟，放热峰值、压力升高率与最大爆发压力大幅降低，喷油时刻也可以最大程度提前，放热率呈现为更平滑的单峰放热.优化喷油时刻下碳烟排放相比基础算例下降78%.

图14 P＋G方案缸压与放热率变化Fig.14 Change of cylinder pressure and HRR in P ＋G scheme

图15所示为P＋G 方案缸内温度与着火延迟分布.由于引燃能力下降，着火首先发生在缩口位置处，该处燃油有最长时间准备着火，对应低着火延迟，并且与靠前位置燃油存在明显分层.随着喷油时刻大幅提前，最早着火位置未发生改变，但对应放热发展快速，高温区域变多，低着火延迟区域更广，但仍与前面位置存在明显活性分层.后喷出燃油对应靠前位置的着火延迟更高与P＋G 方案能量喷射速率低、高活性燃油整体活性与热值降低密切相关.

图15 P＋G方案缸内温度与着火延迟分布Fig.15 Distribution of in-cylinder temperature and IDT for P＋G scheme

图16 展示了P＋G 方案放热率在不同着火延迟与温度下的分布.由于滞燃期更长，在缩口处的放热更加集中在低着火延迟与中等温度区间.相对于汽/柴油组合，前后位置存在较明显活性分层，更高着火延迟区域里放热降低.

图16 P＋G方案放热率在着火延迟与温度下的分布Fig.16 Distribution of HRR of P＋G scheme at IDT and temperature

综上所述，各方案在喷油时刻优化前后燃烧阶段与性能参数比较如图17 所示.图17(a)中左右图分别为喷射时刻优化前后.3 种组合在优化前都能降低压力升高率，尤其以P＋G 组合引燃能力弱，推迟着火过程明显，压力升高率由基础算例的1.54 MPa/°CA 降至1.02 MPa/°CA.优化喷射时刻后各方案性能参数得到改善.相较于PRF50，D＋F 组合注入高活性燃料总量多，能量喷射速率慢，滞燃期短且前期放热率更高，后期集中燃烧放热量下降，放热规律有利于降低压力升高率，CA 50 更靠前，热效率最高.P＋G 组合允许喷射时刻最提前，但优化后前期放热依旧缓慢，后续集中燃烧放热多，压力升高率略有上升.

图17 不同方案燃烧阶段与性能参数对比Fig.17 Comparison of combustion stages and performance of different schemes

3 结论

本研究利用汽/柴油、汽油/PODE 两种组合，在高负荷下通过燃料特性与喷油策略协同优化，研究了充量分层对HPCC 模式放热影响机制和规律，为控制大负荷压力升高率与碳烟排放、拓展高效清洁燃烧运行范围提供参考，主要结论如下：

(1)挥发性改善促进了燃油破碎与蒸发，对应气/液相贯穿距降低，着火过程提前.碳烟排放最多降低49%，热效率提高0.6%，但压力升高率有所上升.

(2)降低燃油活性使活性分层降低，引燃能力下降，缸内着火延迟普遍更高，着火首先发生在靠近缩口位置处.活性进一步降低则不能稳定引燃.

(3)降低能量喷射速率同样可推迟燃烧并降低压升率.相较于PRF50，柴油掺混虚拟组分滞燃期短，后期集中燃烧放热量低，放热规律更有利于降低压力升高率.优化喷射时刻后相较于基准，压力升高率下降0.1 MPa/°CA 而热效率提升0.15%.

(4)引入PODE 的组合推迟燃烧过程最显著，压力升高率由基础算例的 1.54 MPa/°CA 降至1.02 MPa/°CA.允许喷射时刻提前程度最高，此时碳烟排放降低78%，但着火延迟长，后续集中燃烧放热多，压力升高率略有上升.