廢氣再循環和噴射正時對柴油機燃燒和排放影響的計算流體動力學建模

【美】 I.Verma E.Meeks E.Bish M.Kuntz K.Puduppakkam L.Liang C.Naik

0 前言

經濟小型化的貨物散裝、動力設備、運輸和發電都是柴油發動機得以應用的關鍵領域。柴油發動機與汽油發動機相比，其通常具有較高的燃料效率，并且CO2排放較低［1］。不過，氮氧化物（NOx）和顆粒物（PM）必須通過排氣后處理系統來解決。由NO和NO2組成的NOx被認為對人體及環境健康有害。NO2被認為比NO更具毒性，因為它直接影響人體健康，也是臭氧形成的因素之一，并且會導致煙霧的形成。柴油機廢氣中NO2與NO的比例相當小，但當排出時，NO迅速氧化形成NO2［2－3］。當溫度升高時，NO2以高速率形成NOx，在燃燒溫度大于或等于2 000K時氧化率驟增。因此，為了減少NOx的形成，需要降低柴油發動機的峰值溫度［4］。在富燃區域形成的PM，其燃燒溫度約為1 300～1 600K［4］。因此，相對于燃燒溫度，可以選擇針對減少生成NOx與碳煙的折中方案。

另外，可以使用許多變量來優化柴油機性能、排放和燃料經濟性，其中噴射正時和EGR有顯著的優化作用。在現代柴油發動機中，噴射正時由電子控制，調節相對簡單。可以通過延遲噴射正時來降低NOx或提高噴射正時以降低PM，來調節PM和NOx排放物之間的平衡。通過廢氣再循環（EGR）技術，峰值燃燒溫度降低，點火延遲增加。利用EGR，放熱速度總體上得以下降，但由于NOx對溫度的敏感性，隨著時間的擴散，燃燒持續時間增加［5－6］，導致了生成 NO總量減少。然而，EGR顯著增加了發動機出口的碳煙排放［6－7］，這是由于局部氧濃度較低，以及較低的溫度而導致的。

嚴格的排放法規和全球對溫室氣體排放限制的需求正在推動發動機制造商在動力、燃料經濟性和排放等方面不斷提升技術水平。發動機制造商必須要在保持高水平的發動機性能的同時繼續減少排放。對模擬驅動的發動機開發越來越多地取代了傳統密集型的試驗發動機設計。三維計算流體力學（CFD）燃燒模擬正在成為發動機設計和開發的有效工具。采用了多維模型來設計和研究發動機中出現的復雜流動和熱現象。燃料與空氣混合和燃燒過程是由進氣行程期間形成的復雜流動特征，以及直噴柴油發動機中的殘余氣體分布來驅動的。噴霧、燃料混合物的制備、湍流分布和充氣運動對于現代柴油發動機的設計和優化至關重要［8］。因此，需要對氣體交換過程進行建模［9］以完成對柴油發動機的優化設計。建模技術能夠在多個發動機運行工況下進行網格融合和預測，要想在不同工況下模擬柴油機物理學的模型和子模型，最大的挑戰就是實現這種建模技術需要的依賴網格。首先需要有效的預測能力來優化發動機設計中的許多變量。在發動機應用中較高的網格分辨率可以精確地捕獲物理模型中的關鍵幾何結構或銳利梯度。在模擬中解決所需物理學的實際方法是使用方案自適應網格（SAM）細化和粗化。SAM細化和粗化有助于開發解決方案，這些解決方案既可以充分解決問題，在計算上又具有成本效益。有幾個方面的最新進展使模擬可以預測不同條件下特定燃料的燃燒和排放特性［10］。通過相關的燃料效應準確地模擬燃料的化學燃燒也是十分重要的方法，需要使用詳細的化學機理和多組分燃料替代物來代表燃料的物理和化學性質。使用多組分燃料替代方法，可以準確地捕獲燃料組分對點火特性、燃燒和排放的影響。為了模擬柴油發動機的燃燒過程，可以通過細化網格對包括氣體交換過程在內的完整的發動機循環進行建模來獲得更高的精度，這可在活塞和氣門移動時動態地適應幾何形狀。為了在設計中實現應用，缸內壓力和放熱速率的預測必須與不同工況下的試驗數據良好吻合，而無需對每組運行工況進行模型調節。因此，有必要驗證CFD解決方案的準確性，以確保預測的可靠性，并實現優化措施以改善發動機性能。

試驗過程中使用了ANSYS Forte CFD軟件，采用多組分燃料模型和詳細的化學方法進行包括氣體交換過程在內的全套發動機模擬。通過建模進氣過程消除了燃料噴射之前燃燒室內氣體組成的一些不確定性。多組分燃料模型允許噴霧演化并且可以獲得基于燃料的已知物理性質。工作重點是預測在早期和晚期噴射正時期間在高低EGR時的發動機運行情況，同時改變EGR的水平。隨后分析了這些變化對EGR和噴射正時對當量比和溫度分布、中間物質形成、湍流時間尺度、燃料蒸發，以及最終點火延遲的影響。采用與試驗數據的比較來驗證使用壓力和放熱痕跡的CFD預測結果。

1 試驗驗證

在目前的工作中，對卡特彼勒3401E單缸測試發動機進行了模擬，其中的試驗細節先前已由Klingbeil等報道過。發動機能夠在其額定轉速1 800～2 100r／min范圍內提供62kW的功率。在Klingbeil的研究中，發動機配備了靈活的進氣增壓系統，其可以幫助研究人員全面了解增壓壓力和新鮮空氣質量流量對發動機運行的影響。得到的信息需要作為模擬輸入，通過冷卻渦輪增壓進氣系統的壓力和溫度來進行模擬。發動機試驗中使用的噴油器是1臺卡特彼勒電子單元噴油器（EUI）。樣品噴油器的噴油速率形狀見圖1。有關該發動機的其他信息，如表1所示。

圖1 基本情況下噴油速率與發動機曲柄角的函數關系

表1 卡特彼勒3401E單缸機技術規格

前期完成的關于發動機運行參數的試驗中，研究了包括進氣壓力、排氣壓力、EGR率和噴油始點（SOI）的變化。在當前的工作中，已經模擬試驗了前期研究的5個測試案例，見表2。前期研究中包括對25%的負荷、轉速1 789r／min和0.12MPa的增壓壓力下的發動機測試案例。使用中間冷卻器將進氣（空氣和EGR）冷卻至40℃。通過同時改變SOI和EGR獲得不同的工況點。測試了噴射正時和EGR對當量比和溫度的分布、中間產物的形成、湍流時間尺度、燃料蒸發和點火延遲的影響。

表2 柴油機工況

2 數值模型

這一部分將用于描述模擬柴油發動機氣體交換、噴霧演化、空燃混合和燃燒的計算模型和模型最佳實踐。此外還提供了網格化的描述和實際燃料效應與化學表現。所有的模擬都使用了雷諾時均（RANS）方法，該方法中湍流使用再正態分組（RNG）k-ε模型。

2.1 自動網格

采用動態網格來生成可自動適應發動機運動邊界的網格。對于生成的動態笛卡爾網格，基于浸入式邊界法，并使用數值求解算法。輸入表面網格用于建立邊界表面和體積域。在模擬過程中笛卡爾網格是基于用戶指定的全局網格大小、方案自適應網格細化，以及基于幾何的網格細化而生成的。例如，氣門間隙內的網格分辨率是基于氣門升程曲線和用戶定義的最小升程閾值進行動態控制的。當氣門間隙小時，網格細化控制算法應用更深的細化，以確保間隙內至少有兩層單元。隨著氣門進一步打開，間隙內的深度細化逐漸放松。考慮到邊界附近的選擇性細化及發動機全工作循環模擬的某些區域，自動網格的生成都是在模擬期間動態發生的。

2.2 SAM

方案自適應網格劃分允許在CFD控制方程的數值解中基于解域（或梯度）來細化網格中的某些區域。目前使用SAM來定義基于解域梯度場的柴油噴霧、細化標準和細化水平。軟件包中提供了不同的SAM細化標準，包括對絕對值、百分位數和統計度量的細化。在本工作中，已采用速度、溫度和CO質量分數的梯度來細化噴霧燃燒期間的網格。使用統計標準來定位超出用戶指定的體積流體值的統計顯著性的場值。使用這種方法，跟蹤控制參數的平均值，并根據所選控制參數的分層程度動態調整目標，并進行細化。統計控制是最靈活的選擇，因為它是僅需要最少量的先驗知識的解決方案。在柴油條件下，圖2顯示了SAM方法在對隔絕噴霧的適用性，產生了有效的細化來解決液體-氣體混合界面。在曲軸箱內也演示了油氣混合和燃燒的類似性能。圖3顯示了當前發動機在使用SAM方法改進噴霧的同時，通過缸壁附近的細化而生成的發動機網格切面。根據軟件中已驗證的最佳案例進行其他類型的網格細化。

圖2 柴油噴霧速度場SAM改進水平的敏感性

圖3 帶噴霧燃燒室SAM網格切面

2.3 替代燃料和化學過程

為了在試驗中模擬柴油燃料在液體和蒸氣階段的性能，使用了一種多組分替代燃料。組分從ANSYS模型燃料庫（MFL）中選取，各成分之前在使用類似柴油燃料的柴油發動機上驗證過。表3顯示了替代柴油燃料的成分。具體的氣體化學過程有484種，這種柴油替代燃料包含3 187種反應。

表3 替代燃料成分

2.4 噴霧模型

研究燃油噴射，噴霧破碎和蒸發等現象需要采用先進子模型及CFD模型，子模型可使網格和時間步長最小化以取得較好的平衡。應用歐拉-拉格朗日方程模擬柴油噴射，包含多組分燃油替代液體和蒸發特性。噴嘴口條件的初始值由具體的流量系數設定，初始液滴尺寸基于噴嘴孔直徑來確定。液滴破碎需要通過KH／KR模型來進行模擬。初始液滴的速率按照注入質量流量曲線進行測量和計算。采用1個不穩定的氣體噴流模型預測液滴和氣體之間的相對速度，從而提供相對于網格計算更優化的霧化率預測值，有利于減少阻力預測對網格的依賴性。

氣體噴流模型和先進的KH-RT混合分裂模型，與不使用此方法的仿真相比，能夠使分裂模型對網格和時間步長的依賴性大大降低。液滴碰撞通過碰撞模型的有效半徑進行建模。離散多組分燃料蒸發模型用于表示噴霧液滴的氣化。在實際蒸發過程中，替代燃料的個體成分（分子）通過有效半徑模型進行追蹤，并與個體燃料成分的反應動力學相結合。使用了加強版的O′Rourke和Amsden壁膜模型，該模型采用基于粒子的數值方法來表示壁膜。在粒子方法中，在每個噴射油束接觸到壁面時，可以追溯球形液滴的運動軌跡。在計算壁膜和周圍蒸發氣體之間的質量和能量交換時，基于液體總體積及與相應單元相關聯的邊界區域，將同一計算單元的壁膜液滴轉化為薄油膜。在當前步驟中，通過對所有發動機模擬設定相同的噴霧模型參數，來預測不同柴油發動機的運行工況。

3 結果和討論

對發動機進行瞬態模擬，轉速為1 789r／min，負荷為25%，吸入溫度為40℃，增壓為120.6kPa。根據表2，SOI和EGR從測試案例1～5各不相同。這些測試中的EGR都經過冷卻，采用40℃的吸入溫度。通過從多孔噴油器注入多組分替代燃料，進行全循環柴油發動機模擬。對不同噴射壓力的直噴發動機噴霧模型進行詳細驗證，可在其他文獻中查閱。全循環模擬從IVO之前開始，使用0.4mm的最小氣門限值。發動機以2.0mm的幾何全網格尺寸為特征，在壁面和氣門座上精細到0.5mm。噴霧附近的網格通過SAM進行精細化，需考慮到速度、溫度，以及CO質量分數梯度的細化標準。SAM在液體-氣體接口區域處將網格細化到0.5mm。在前期工作中已經完成了用于模擬柴油發動機的各種耦合模型的網格收斂，此種方法在這里也已使用過。對于采用13°CA上止點前，EGR率為40°且有SOI的CFD模擬為測試案例1，通過試驗測量（EXP）驗證該模型的設置，之后設置同樣的CFD用于其他4個測試案例。圖4展示了測試案例1中壓力和放熱率曲線的對比。燃料噴射正時是影響柴油發動機燃燒和廢氣排放的主要參數。燃料噴射的空氣狀態隨著噴射早于或晚于上止點而發生改變，因此造成了不同程度的點火延遲。對使用早期的SOI條件的工況點進行仿真，即13°CA、22°CA，25°CA BTDC比較其對溫度和等值比的影響。第一個工況點為基準案例（標準柴油案例），其他兩個案例為早期噴射（接近預混合燃燒）。所有案例的噴射持續時間及速率形狀保持一致。

圖4 測試案例1（TC1）的壓力（a）和放熱率曲線（b）

圖5 顯示了3個早期噴射工況點的對比及通過試驗壓力和放熱率曲線進行的驗證。基于這一結果可以發現，標準的柴油操作條件有1個12°CA的點火延遲。測試案例2和測試案例3中早期的噴射工況點在燃料噴射后會出現燃燒現象。測試案例3中的工況點有7°CA的點火觸點閉合角，在測試案例3中，帶EGR的早期噴射可減少溫度對點火觸點閉合角的影響。

圖5 測試案例1、2（TC2）和3（TC3）的壓力（a）和放熱率曲線（b）

圖6 燃燒室中早噴的液體油量

圖6 顯示了3個早期噴射工況點在燃燒室中的液體燃油量。在初始階段，燃燒室中液體燃油量在增加，接著就隨著蒸發開始減少。低EGR的測試案例2，比高EGR的測試案例3的蒸發率更高。在氣體混合中，更高的EGR可以提升比熱，從而降低燃燒室的溫度。得到的結果顯示在初始時間內，燃燒室中液體燃油量較高，因而引起測試案例3中較大的點火觸點閉合角。由于預混合及擴散燃燒階段的出現，測試案例1的曲線與其他案例略有不同。其中早期噴射可用于獲取預混燃燒模型，EGR率決定了其對點火延遲的影響。

對較晚出現噴油起始點的工況點也進行了研究。這些測試案例使用了6°CA和0°CA ATDC的噴射條件。這些測試案例表示低EGR工況下（TC4）的晚噴射和高EGR工況下（TC5）的晚噴射。圖7顯示了對測試案例4和5的預測和驗證。由此看出，晚噴射對燃燒階段的影響很大。噴射發生在上止點之后，點火延遲的增加是由于活塞下降時的擴張效應。與提升EGR相比，延遲噴射正時對點火延遲的影響更大。

圖7 測試案例4和5的壓力（a）和放熱率曲線（b）

通過發動機排放的試驗數據，預測并驗證了發動機運行工況對NOx和碳煙排放的影響。進行排放驗證是為了捕捉不同工況下的曲線趨勢，而不是定量比較。圖8～9顯示了通過不同發動機運行工況的試驗數據對NOx和碳煙排放進行預測和驗證。從圖8～9可以看出，標準的柴油發動機運行工況導致了較多的碳煙排放。早期燃油噴射在燃料-空氣混合中會產生更多的均質成分，從而增加NOx含量，減少碳煙排放。EGR率可降低NOx，同時觀察到碳煙略有增加。由于燃油噴射在上止點之后發生，注入的燃油在低壓狀態下進入燃燒室，從而增加碳煙含量。通過稀釋的EGR將燃油注入到上止點附近，可以保持較低的碳煙和NOx含量。通過對燃油噴射和EGR工況變量的CFD預測，可捕捉碳煙和NOx變量的趨勢。

圖8 不同發動機運行工況的NOx排放指數

圖9 不同發動機運行工況的碳煙

4 結語

通過CFD模擬分析，對直噴柴油發動機噴射正時和EGR率對燃燒階段的影響進行了研究。對不同柴油機的不同運行工況進行了計算，同時對CFD子模型采用相同的網格收斂仿真設置和固定的模型參數進行模擬。通過CFD結果，得到發動機不同運行工況下壓力和放熱率的預測值。使用特定化學過程的多組分燃料模型有利于提升CFD方式的精確度。還研究了初始溫度和燃料-空氣分配對點火延遲的影響。點火延遲隨著噴射正時和EGR比例而變化。缸內溫度、氣體成分及分布對點火延遲都有重要影響。初始溫度越低，就會增加點火延遲。等值比對點火延遲也有影響，但影響不大。該模型可用于捕捉折中方案及趨勢變化規律。