有效利用2次噴油預混合壓縮著火的高效率清潔柴油機燃燒
——第2次噴油降低排放和噪聲的機理分析

【日】 冬頭孝之 植田玲子 服部義昭 瀧昌弘 葛山裕史 梅原努

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工作過程

有效利用2次噴油預混合壓縮著火的高效率清潔柴油機燃燒
——第2次噴油降低排放和噪聲的機理分析

【日】 冬頭孝之 植田玲子 服部義昭 瀧昌弘 葛山裕史 梅原努

已報道過采用多次噴油的預混合壓縮著火技術降低排放、噪聲和燃油耗的柴油機燃燒系統。這一燃燒系統的關鍵是第2次噴油的噴油定時和噴油量。運用光學發動機的缸內可視化和數值模擬技術發現，濃混合氣區域的火焰氧化加速，通過設定最佳的第2次噴油定時，以及適當的噴射間隔，可以抑制噴嘴附近區域碳粒的形成。燃燒噪聲頻譜分析發現，在2個壓力升高率峰值之間，燃燒噪聲得以降低。

柴油機 預混合壓縮著火 燃燒分析 多次噴油 排放 噪聲

0 前言

柴油機因熱效率高而深受期待，但世界各國制定的相關排放法規也越來越嚴格。在柴油車上增加柴油機顆粒捕集器、氮氧化物(NOx)吸附還原催化轉化器，以及尿素選擇性催化還原轉化器等后處理裝置會增加制造成本。所以，為了在不采用高成本后處理裝置的前提下，通過改善發動機燃燒來降低排放，現已發表過多篇采用預混合壓縮著火(PCCI)燃燒概念的研究報告。

在單次噴油的PCCI燃燒中，如提前噴油，會造成未燃碳氫化合物(HC)和CO等排放的增加；而延遲噴油則會造成放熱率急劇升高，燃燒噪聲和NOx排放增加。因此，研究人員應用多次噴油技術，并優化噴油定時和噴油率等參數，在較大的運轉范圍內降低了排放和燃燒噪聲，即加速氧化的柴油機交錯預混合壓縮著火(D-SPIA)燃燒概念(圖1)。這一燃燒概念的特征是第1次噴油的預混合燃燒與第2次噴油促進氧化的功能相結合，不僅可以降低單次噴油PCCI燃燒中未燃HC和CO的排放，還能降低放熱率峰值和燃燒噪聲。

圖1 D-SPIA燃燒概念示意圖

D-SPIA燃燒概念的關鍵是控制噴油定時(噴射間隔)和噴油量。圖2為以第2次噴油定時為參數的排放試驗結果。通過設定適當的第2次噴油定時，實現降低排放和燃燒噪聲的目標。但是，如第2次噴油定時相比最佳值提前或延遲，就會造成煙度、CO排放和燃燒噪聲的急劇升高。這意味著，必須針對降低排放和噪聲的機理作進一步的研究。

圖2 第2次噴油定時對碳煙、CO和燃燒噪聲的影響

本研究應用缸內可視化攝影和雙色法分析技術，對第2次噴射產生的濃混合氣火焰動態及碳粒的生成和氧化進行可視化研究和數值模擬分析，通過定量分析當量比、溫度，以及CO的形成過程，了解第2次噴油定時對煙度及CO排放的影響。并且，著眼于2次放熱率峰值之間燃燒壓力波的干擾，應用燃燒噪聲頻譜分析降低噪聲的機理。

1 分析方法

1.1 缸內可視化技術

采用帶加長活塞的光學發動機，從活塞凹坑下方進行觀察，燃燒室的形狀如圖3所示。光學發動機采用圓盤形的燃燒室，其凹坑直徑及深度都盡量接近實際發動機的尺寸。

圖3 燃燒室形狀

采用Photron公司制造的SA1.1型高速攝像機，以每秒2萬幀的拍攝速度，用平行光線拍攝入射的噴霧陰影，采用直接拍攝方法，拍攝著火后的發光火焰。為模擬廢氣再循環(EGR)，在新鮮空氣中混入N2和CO2氣體，以模擬實機試驗中的氧濃度。進行20個循環的噴油試驗，為了消除殘余氣體的影響，每4個循環進行1次噴油。

1.2 數值模擬

使用AVL公司的FIRE v2009模擬編碼，進行缸內噴霧燃燒計算。為了提高噴霧混合氣分布及噴霧貫穿度等參數的計算精度，首先計算考慮了氣穴作用的噴嘴內部流動，將噴嘴出口的物理量作為缸內噴霧及燃燒計算的邊界條件。為了計算燃燒中CO的氧化過程，選用發動機燃燒模型ECFM-3Z。燃燒室的形狀與實際試驗發動機的相同。

1.3 燃燒噪聲頻譜分析

采用AVL公司的450型噪聲儀，并輸入缸內壓力，測定燃燒噪聲。燃燒噪聲頻譜也基于缸內壓力計算得出。對以時間為軸線的缸內壓力波形進行傅里葉變換，得到噪聲頻譜的頻率空間波形。針對這一頻譜波形，結合模擬發動機聲音衰減特性的結構阻尼濾波作用，以及人類聽覺的A濾波特性，得出發動機發出的燃燒噪聲頻譜波形。

1.4 試驗條件

試驗條件列于表1。試驗所用光學發動機與實際發動機的缸徑均為86mm，光學發動機的活塞行程加長10mm，因此其行程容積也增加10%。為此，略微增加光學發動機第1次噴射的噴油量。如圖2中灰色縱線所示，選擇3種不同的第2次噴油定時，分別是最佳噴油定時2°CA ATDC，以及排放和噪聲性能均發生惡化的上止點噴油(提前)和5°CA ATDC噴油(延遲)。圖4示出了實際發動機與光學發動機的缸內壓力和放熱率隨時間的變化過程。由于盡量縮小了無用容積，并維持了壓縮比，作為分析對象的第2次噴油燃燒時的放熱率變化被真實地再現于光學發動機中。

表1 試驗條件

圖4 實際發動機與光學發動機的缸內壓力和放熱率對比

2 影響煙度和CO排放的機理

2.1 提前第2次噴油定時對煙度和CO排放的影響2.1.1 利用數值計算比較濃混合氣火焰和CO排放

如提前第2次噴油定時，就會縮短第1次噴射與第2次噴射之間的時間間隔，如圖2所示，煙度和CO排放就會增加。即使在間隔時間為0(即單次噴射)的情況下，煙度和CO排放與在上止點噴油時基本相同(圖2中的“○”符號)。由于煙度和CO排放增加，由下文的當量比-溫度(φ-T)脈譜圖推定，濃混合氣區域火焰的混合及氧化不夠充分。

圖5(a)為CO在φ-T圖中的變化。在壓力、溫度T和當量比φ均固定的均質反應容器內模擬燃燒過程，并對其反應模型進行計算，用由白至黑的灰階圖表征計算開始后1ms時的CO生成量。斜線區域表示這一CO生成量在φ-T圖上的積炭區域和NOx生成區域。圖5(a)中央的閉合曲線表示燃燒后半段典型的火焰分布。圖5(a)中虛線框為CO氧化區域(φ<1，T>1500K)。圖5(b)是在φ-T圖上繪出2°CA ATDC噴油時15°CA ATDC的CO質量分數，以及當量比和溫度分布的數值計算結果，以灰度的深淺區分不同的CO質量分數。在燃燒后半段，CO氧化區域的氧化得到促進，CO分布區域被分為2處。因溫度過低而導致氧化中止的CO被稱為“低溫CO”；高溫但因濃混合氣區域缺氧造成氧化中止的CO被稱為“濃CO”。由圖5(b)可知，在本燃燒概念中，燃燒后半段生成的大部分CO為濃CO。與濃CO相同，煙度中的主要成分碳粒也是在燃燒后半段圖5(a)中閉合曲線內φ>1的范圍內中止氧化的狀態下存在的。這一濃混合氣火焰與周圍殘存的氧混合，并向φ<1的區域發展，就會促進CO及碳粒的氧化，但若混合不充分，氧化就會受到抑制。

圖5 CO生成量的φ-T圖

根據數值計算結果，用“φ>1的單元質量之和/全部單元的質量之和”計算得出的濃混合氣火焰隨時間變化的質量分數比率示于圖6(a)。在提前第2次噴油定時(上止點噴油)的情況下，15°CA ATDC之后的濃混合氣火焰呈減少趨勢。圖6(b)為濃CO與全部CO的質量隨時間的變化。由于CO的氧化反應延遲，即使進入氧化區域，也會以CO的形態短期殘存，因此，φ>0.8的濃混合氣區域存在的CO被作為濃CO計算在內。在圖6(b)所示2種條件下，15°CA ATDC之后的大部分CO為濃CO，在上止點噴油的情況下，CO的氧化受到抑制。如上所述，經由數值計算后的結果顯示，在上止點噴油會導致濃混合氣火焰及CO的混合受到抑制，同樣，煙度也會因碳粒氧化受阻而增加。

圖6 濃混合氣火焰及CO的數值計算結果

2.1.2 用缸內可視化技術分析濃混合氣火焰動態

接著，分析濃混合氣火焰的混合受到抑制的原因。這里，著眼于對碳粒的分析，但不采用數值計算得出的碳粒生成量，而是采用可靠性更高的缸內火焰(發光火焰)直接攝影圖像，以及用雙色法得到的火焰溫度和KL值(相當于碳粒濃度)進行分析。結果如圖7所示，圖7中的圖像是將20個循環相同時刻的圖像平均化后得到的結果。

圖7 直接攝影圖像，以及用雙色法得到的火焰溫度和KL值

在2°CA ATDC噴油的情況下，由發光火焰的形態變化可知，由第2次噴油產生的濃混合氣火焰利用了活塞凹坑中央的空氣。10.1°CA ATDC時，三角形的發光火焰與空氣混合，在發光火焰噴霧根部附近發生氧化并熄滅。由雙色法的結果可知，這一形態變化并未隨著發光火焰的噴射方向移動，而是促進了氧化。從10.1～14.0°CA ATDC，發光火焰區域的溫度呈上升趨勢，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次噴油定時，第2次噴射的燃油在到達凹坑壁面附近時與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，因此沒有充分利用凹坑中央的空氣。由圖4(a)中也可看到，第2次噴射的燃油與第1次噴射的燃油一起燃燒后的放熱率峰值幾乎重疊在一起。利用雙色法也能得出同樣的結果。從10.1～14.0°CA ATDC，溫度未升高，反而呈降低趨勢，碳粒的氧化速度變緩，KL值分布幾乎沒有變化。

如上所述，在提前第2次噴油定時(間隔偏小)的情況下，造成煙度和CO排放增加的原因在于第2次噴射的燃油在到達凹坑壁面時與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，從而未能充分利用凹坑中央的空氣，使濃混合氣火焰的混合受到抑制。

2.2 延遲第2次噴油后煙度增加的主要原因

2.2.1 濃混合氣火焰的動態分析

如果第1次噴射與第2次噴射之間的時間間隔多于最佳值(2°CA ATDC噴油)，如圖2所示，煙度會增加。另外，雖然第2次噴油定時延遲至5°CA ATDC后，CO排放未見增加，但如繼續延遲噴油，則CO排放會逐步增加。為此，分析第2次噴油定時延遲至5°CA ATDC時煙度增加的主要原因。

與提前第2次噴油定時的研究一樣，首先對濃混合氣火焰的質量分數隨時間的變化進行比較(圖6(a))。由于噴射時間延遲，第2次噴油后濃混合氣火焰的形成和氧化也延遲了，在20°CA ATDC以后，濃混合氣火焰以與2°CA ATDC噴油時同樣的速度呈減少趨勢。雖然從這一濃混合氣火焰的質量分數變化中沒有發現像提前噴油那樣明顯的不同，從濃混合氣火焰的整體動態來看，尚無法確定煙度增加的主要原因。所以，著眼于第2次噴油產生的火焰局部差異來加以分析。

2.2.2 噴嘴附近生成碳粒的比較

圖8為陰影攝影圖像。由圖8可知，在4.3°CA ATDC，第1次噴射的燃油著火后在凹坑壁面附近開始形成發光火焰。在第2次噴油定時為最佳值(2°CA ATDC噴油)的情況下，第1次噴射的燃油著火的時間也就是第2次噴油開始的時間。從第2次噴射結束后8.2°CA ATDC的畫面中可以看到，噴霧根部的混合加劇，表現為黑色陰影的濃混合氣逐漸擴散。發光火焰在第2次噴油形成的混合氣中擴散，但由于在12.1°CA ATDC，噴嘴附近的濃混合氣已經擴散，所以，發光火焰未能到達噴嘴附近，而是在那之前就停止了擴散。另一方面，在5°CA ATDC進行第2次噴油的情況下，第1次噴射的燃油著火形成發光火焰之后才開始第2次噴油，從圖8中，也能發現8.2°CA ATDC時被發光火焰照亮的第2次噴射的燃油液柱。在10.1°CA ATDC時，第2次噴油結束，噴嘴附近存在濃混合氣(黑色陰影)，之后，直至14.0°CA ATDC，發光火焰一直擴散至噴嘴附近的濃混合氣處。

圖8 陰影攝影圖像(20個循環的平均值)

其次，用數值計算定量分析噴霧根部的狀態。圖9用上下對列的方式比較了第2次噴油開始后相同時刻的數值計算結果。在φ-T圖中，繪出了各單元的CO濃度，圖上方和下方的三維圖用不同灰度來表示當量比φ=2等值面上的溫度。在第2次噴油定時為最佳值的情況下，噴射后5°CA(即7°CA ATDC時)，噴霧根部存在φ>2的濃混合氣，但因溫度較低而未被火焰包圍。之后，火焰雖向噴霧根部擴散，但φ>2的濃混合氣在被火焰包圍前就與周圍空氣混合、擴散并消失。相反，如將第2次噴油定時延遲至5°CA ATDC，火焰會擴散至φ>2的濃混合氣處，并在φ-T圖上的碳粒生成區域燃燒。如上所述，火焰擴散至第2次噴射所形成的噴霧根部濃混合氣處，增加了碳粒的生成量，這就是延遲第2次噴油導致煙度增加的主要原因。

圖9 靠近噴嘴區域現象的比較(數值模擬結果)

2.3 第2次噴油定時影響煙度和CO排放的機理

圖10歸納了第2次噴油定時(噴射間隔)影響煙度和CO排放的機理。在噴射間隔為0或極短的情況下，第2次噴射的燃油在到達凹坑壁面后與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，形成濃混合氣火焰。這一濃混合氣火焰未能與凹坑中央的空氣混合，氧化反應受到抑制，導致生成碳粒和CO。當噴射間隔延長至最佳值，第2次噴油形成的濃混合氣火焰很好地利用了凹坑中央的空氣，并促進了混合，使碳粒和CO得以氧化，從而實現了低煙度和低CO排放的目標。而如果噴射間隔過大，就會在第1次噴射的燃油著火并形成濃混合氣火焰之后才開始第2次噴油，火焰會擴散至噴霧根部的濃混合氣處，從而造成碳粒生成量增加，煙度值升高。

圖10 噴油間隔與排放性能之間的關系(概念圖)

3 影響燃燒噪聲的機理

3.1 缸內壓力升高率的比較

眾所周知，發動機的燃燒噪聲與缸內壓力升高率的峰值(dp/dθ)max具有相關性。尤其在PCCI燃燒中，兩者有著極為明顯的相關性，已有多個研究報告指出，通過調整噴射模式、增壓率和EGR率，可以降低(dp/dθ)max，從而降低燃燒噪聲。在本燃燒概念最初的研究中，也曾試圖通過降低(dp/dθ)max來降低燃燒噪聲，但如圖11所示，在實際的發動機試驗中比較dp/dθ曲線后發現，雖然(dp/dθ)max在第2次噴油定時為2°CA ATDC或5°CA ATDC時大致相等，但2°CA ATDC噴油的實際燃燒噪聲卻要低2dB，這一點與以往得出的結論不一致。

圖11 1300r/min時dp/dθ隨時間的變化

在低轉速區域(900r/min)進行發動機試驗，同樣得到與以往結論不同的結果(圖12)。即使將第2次噴油定時改在7.2°CA ATDC或10°CA ATDC，(dp/dθ)max也變化不大，但噴射間隔更短的7.2°CA ATDC噴油的燃燒噪聲卻更低。由此推測，這可能是受到2次放熱率峰值之間燃燒壓力波干擾的影響，為此，對2種不同運轉條件下的燃燒噪聲頻譜進行分析。

圖12 900r/min時dp/dθ隨時間的變化

3.2 燃燒噪聲頻譜分析

圖13和圖14分別示出2種運轉條件下的燃燒噪聲頻譜，圖中橫軸為噪聲頻率，縱軸是用“dB值”表征的聲壓。頻譜波形在頻率方向的積分值為總體燃燒噪聲；dB值以對數形式表示，因此，總體燃燒噪聲受頻譜波形最大值的影響。

圖13 1300r/min時噪聲頻譜的比較

圖14 900r/min時噪聲頻譜的比較

如圖13所示，在發動機轉速1300r/min時，當第2次噴油定時為上止點或5°CA ATDC時，總體燃燒噪聲較大，并在燃燒噪聲頻率約為1.11kHz時達到67dB最大值。相反，在2°CA ATDC噴油的情況下，以1.11kHz頻率為中心，形成局部下降的頻譜波形低谷，燃燒噪聲頻譜的最大值也隨之降低。其結果是，總體燃燒噪聲降低約2dB。如圖14所示，在發動機低轉速時也呈現同樣的趨勢，在7.2°CA ATDC噴油的情況下，形成以1.05kHz為中心的波形低谷，燃燒噪聲頻譜的最大值降低，總體燃燒噪聲亦隨之降低。

著眼于2次dp/dθ峰值之間的時間間隔，分析上述燃燒噪聲頻譜中波形低谷的形成機理，首先對波形低谷更為明顯的低轉速條件進行分析。在第2次噴油定時為7.2°CA ATDC的情況下，低谷中心波長1.05kHz的延續時間約為0.95ms，dp/dθ的峰值間隔2.5°CA以時間表示約為0.47ms,兩者呈2∶1的關系。圖15(a)示出因燃燒壓力波的干擾產生的燃燒噪聲降低機理。由于第1次噴射的燃油燃燒產生的dp/dθ峰值頻率成分與第2次噴射的燃油燃燒產生的同一dp/dθ峰值頻率成分相差1/2周期相位并形成干擾，因此這一頻率成分的燃燒噪聲被相互抵消，這在圖15中用公式表示為“τn(n=0)”。

圖15 噪聲抵消或放大的示意圖

將噴射間隔延長至10°CA ATDC噴油時的結果更令人感興趣。此時，dp/dθ的峰值間隔約為4.5°CA，時間約為0.83ms。根據圖15(a)所顯示的關系，以周期約為峰值間隔2倍(1.67ms)的0.6kHz為中心，頻率波形呈降低趨勢，并且在此基礎上，周期約為峰值間隔2/3倍的1.8kHz處也形成另一個頻率波形低谷。這一關系由圖15(b)及圖中公式“τn(n=1)”表征。但是，雖然0.6kHz和1.8kHz的頻率波形是下降的，但如圖15(c)所示，其中間的1.2kHz頻率波形周期與dp/dθ峰值間隔一致，這對頻率波形起到了增幅作用，故其最大值沒有降低。這一關系用圖15中公式“τ’n(n=1)”來表征。雖然推測在總體燃燒噪聲較低的7.2°CA ATDC噴油的情況下，在頻率波形周期與dp/dθ峰值間隔一致的2.1kHz處，噪聲頻率也會增幅，但由于其比燃燒噪聲頻譜中1kHz左右的最大值更低，因此對總體燃燒噪聲的影響可忽略不計。

在1300r/min條件下得出的噪聲頻譜中，低谷趨勢并不太明顯，而900r/min條件下得到的結果也基本相似。在延長噴射間隔的5°CA ATDC噴油的

情況下，峰值間隔為5.5°CA，0.7kHz和2.0kHz附近的頻率波形下降，但1.3kHz附近的頻率波形反而呈增幅趨勢。在第2次噴油定時為最佳值(2°CA ATDC噴油)的情況下，峰值間隔為3.5°CA，時間為0.45ms，以周期0.9ms的1.11kHz為中心，形成燃燒噪聲頻譜中的低谷區域，最大值也隨之降低。

在本燃燒概念中，通過多次噴油降低dp/dθ峰值，同時為了降低煙度和CO排放，設定適當的噴射間隔，在燃燒噪聲頻譜中，頻率最大值在dp/dθ峰值之間被相互抵消，總體燃燒噪聲得到進一步降低。

4 結語

運用缸內可視化、數值模擬和燃燒噪聲頻譜分析等手段，分析多次噴油的PCCI燃燒中第2次噴油定時(噴射間隔)對煙度、CO排放和燃燒噪聲產生影響的機理，得到以下結論。

(1) 在噴射時間間隔過短的情況下，第2次噴射的燃油在活塞凹坑壁面附近與第1次噴射的燃油合為一體并燃燒，濃混合氣火焰未能與凹坑中央的空氣混合，抑制了氧化，導致生成碳粒和CO。如將噴射間隔延長至第2次噴油定時最佳值(2°CA ATDC噴油)，則第2次噴射的燃油形成的濃混合氣火焰能很好地利用凹坑中央的空氣，促進其混合和氧化反應，從而實現降低煙度和CO排放的目標。如果噴射間隔過長，第1次噴射的燃油著火形成火焰后才開始第2次噴油，火焰擴散至噴霧根部的濃混合氣處，導致生成碳粒，并且煙度值升高。

(2) 在最佳的噴射間隔情況下，燃燒噪聲頻譜中的頻率最大值在2次dp/dθ峰值之間被相互抵消，使總體燃燒噪聲得以降低。

作為本次研究的后續研究，研究人員正在考慮利用放熱率峰值(脈沖)的干擾降低燃燒噪聲的方法，這被稱為“消聲脈沖燃燒”。在傳統的PCCI燃燒中，隨著噴油量的增加，(dp/dθ)max升高，燃燒噪聲也會隨之增加，這阻礙了發動機的運轉向高負荷區域擴展，而消聲脈沖燃燒或將有助于擴大PCCI燃燒的運轉區域。

2014-11-21)