DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2016.02.043

可调靴形喷油规律的燃烧排放性能仿真研究

刘琦，欧阳光耀，杨昆，常远

(海军工程大学 动力工程学院，湖北 武汉，430033)

摘要：以改善大功率柴油机的燃烧与排放性能为目标，提出一种柔性可调的靴形喷油规律。利用Amesim软件建立包括共轨腔、增压泵和喷油器的超高压共轨系统仿真模型，研究可调靴形喷油规律曲线的实现方法。分析靴形喷油规律对柴油机燃烧排放性能的影响。研究结果表明：通过改变超高压共轨系统中增压泵的电磁阀开闭时刻可以实现靴形喷油规律的柔性可调；靴形喷油规律在燃烧排放性能比传统矩形喷油规律表现出更大的潜力和优越性；适当增大靴形喷油规律的喷油提前角有助于改善燃烧；靴形喷油规律匹配较大的预喷油量和预喷提前角可以提高燃油与缸内空气的混合程度，具有较好的排放效果。

关键词：柴油机；可调靴形喷油规律；预喷；燃烧

中图分类号：TK421             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2016)02-0667-09

Simulation of combustion and emission characteristics of adjustable boot-shaped fuel injection law

LIU Qi, OUYANG Guangyao, YANG Kun, CHANG Yuan

(College of Power Engineering, Navy University of Engineering, Wuhan 430033, China)

Abstract: The adjustable boot-shaped fuel injection law was put forward for improving the combustion and emission characteristics of high power diesel engine. The super-high pressure common rail system simulation model was set up by software Amesim which is composed of pressure-amplified pump model, common-rail model and fuel injector model. Realization method of adjustable boot-shaped fuel injection law were investigated. Effects of boot-shaped fuel injection law on combustion and emission characteristic was analyzed. The results show that the super-high pressure common-rail System can realize the adjustable boot-shaped fuel injection law by controlling the time of solenoid valve in pressure-amplified pump. The boot-shaped fuel injection law shows greater superiority and potential than tradition rectangle-shaped fuel injection law on combustion and emission characteristics. Increasing the injection timing of boot-shaped fuel injection law properly can improve combustion. The boot-shaped fuel injection law with more pilot injection fuel and larger pilot injection advance angle can improve the level of mixing of fuel and air in the cylinder, and has a greater effect on emission.

Key words: diesel engine; adjustable boot-shaped fuel injection laws; pilot injection; combustion

随着石油资源的日益枯竭、环境污染的日渐加剧，节能和环保成为当今大功率船用柴油机发展的两大主题^[1-2]。国际海事组织海洋环境保护委员会MEPC在定义了包括3个级别的IMO船用柴油机排放法规体系之后，于2011-01-01在全球开始实施严格的TierⅡ标准，其要求在原有基础上NO_x和碳烟的排放量要降低15%~20%，因此，各国对柴油机高效低排放的要求愈发迫切。由于对大功率柴油机采用机外减排技术需要附加后处理装置，结构复杂且价格昂贵，所以，改善缸内燃烧过程成为了有效控制尾气排放的主要途径。喷油规律是影响柴油机燃烧过程的主要因素之一，优化喷油规律能够合理地控制燃油与缸内空气充分混合，从而改善燃烧效果。近年来，针对喷油规律影响燃烧过程的一些试验研究表明^[3]，理想的喷油规律曲线不应是固定不变的，而是能够随柴油机转速和负荷的变化相应调整为最佳的形状，实现灵活控制。可调靴形喷油规律在喷油初始时速率较小，喷入缸内的少量燃油与空气进行预混合。随着活塞上行，缸内压力及温度条件得到改善，更利于燃油雾化，此时将喷油压力迅速提高到200 MPa以上，较大的喷油压力使燃油喷入缸内后更容易形成大面积的均匀混合气，直接参与之后的燃烧过程。可调靴形喷油规律这种先缓后急的喷油策略具有更好的油气混合效果，且更有助于控制燃烧最高温度和压力升高率，在柴油机提高动力性同时节能减排的发展过程上显示出了很大的潜力。本文作者利用Amesim软件实现不同形状的喷油规律曲线，建立三维燃烧仿真模型，研究喷油系统各个参数以及先缓后急的靴形规律对燃烧排放性能的影响。

1  喷油规律可调的实现方法

可调靴形喷油规律是通过超高压共轨系统^[4]来实现的。其基本原理是在共轨腔和电控喷油器之间设置第2级电控增压泵，共轨腔基压保持在100 MPa左右。燃油从轨腔到喷油器流经增压泵时，增压与否视柴油机工况而定，如需再次增压，增压装置可将燃油压力提高到200 MPa以上，之后通过喷油器喷入缸内。基压能满足柴油机部分负荷的喷油需要，高压能满足全负荷的需要。在负荷变化的同时，可以通过控制电控增压泵和电控喷油器2个电磁阀的开闭时刻，实现多次喷射，从而得到不同形状的喷油规律曲线^[5-6]。图1所示为超高压共轨系统的仿真模型。

图1  超高压共轨系统仿真模型

Fig. 1  Simulation model of super-high pressure common-rail system

2  不同喷油规律的方案设置

保持增压泵增压压力为定值，共设计10种方案，其中方案4~8带有1次预喷，方案设置如表1所示。

表1  计算方案

Table 1  Calculation scheme

3  不同喷油规律的对比

图2(a)所示为方案1~3所对应的喷油速率曲线。由图2(a)可知：保持喷油量不变时，随着轨压减小、2个电磁阀开闭间隔的增大，喷油速率从矩形变化到斜坡形直至靴形，同时喷油持续期增大。为便于与传统高压共轨系统比较，电控增压泵不工作，得到喷油率曲线如图2(b)所示。说明通过对2个电磁阀和2种压力的调节，可以实现喷油速率随着柴油机的转速和负荷变化调整成最佳形状。在电控增压泵不工作时改变轨压只能改变喷油速率的峰值，轨压越高，喷油速率越大，这样有助于缩短喷油持续期，避免在燃烧后期缸内有较多残余油束^[7-8]。

图2  可调喷油规律曲线

Fig. 2  Adjustable fuel injection laws

4  计算模型及验证

利用AVL FIRE软件建立燃烧仿真模型，计算网格如图3所示。计算范围从进气门关闭时刻到排气门开启时刻，计算曲轴角度为360°~838°。初始时假设缸内气体均匀，具有相同的压力和温度。喷雾阶段使用0.4°的计算步长，燃烧阶段将时间步长增大为1°。计算采用软件中自带的k-ε-f湍流模型，蒸发模型选用Dukowicz模型，燃烧模型选用相关火焰三区模型，NOx生成模型选用Advanced NOx Model，碳烟生成模型选用Advanced Soot Model^[9]。

图3  计算网格

Fig. 3  Calculation grid

为了验证模型的准确性，将传统高压共轨系统所得的矩形喷油规律的燃烧排放试验结果与仿真结果进行了对比分析。试验用发动机为改装了高压共轨系统的TBD234V6柴油机，相关参数如表2所示。

表2  柴油机主要参数

Table 2  Main parameters of diesel engine

图4所示为试验与仿真结果对比。由图4可见：仿真计算与试验所得缸内压力结果基本一致。表明所选的计算模型及初始边界条件的设置较为合理，可以模拟实际情况。

图4  试验与仿真结果对比

Fig. 4  Contrast of experimental and simulation results

5  燃烧排放结果分析

5.1  不同喷油规律的燃烧排放结果分析

图5所示为方案1~3的燃烧排放性能对比结果。由图5可见：随着喷油规律曲线逐渐从矩形变化为斜坡形直至靴形，缸内压力峰值、散热率峰值、压力升高率略有下降，达到峰值的时间延后。缸内最终温度随着喷油持续期的变长而升高。靴形喷油规律的整体放热量较大，做功能力较强。3种喷油规律的NO_x和碳烟排放值都比较低，靴形喷油规律的排放性能要好于其他2种喷油规律的排放性能。图6和图7所示分别为矩形、斜坡形和靴形这3种喷油规律在760°CA时NO_x和Soot质量分数(即NO_x和Soot的质量与缸内气体总质量的比值)分布情况。由图6和图7可见：矩形喷油规律的后期NO_x和Soot排放物质量分数较高，且有相当一部分集中在燃烧室底部和近壁面处；而靴形喷油规律所对应的排放物质量分数较小，集中在喷油嘴附近。

根据以上燃烧排放结果分析原因，由于矩形喷油规律始终具有较高的喷射压力，喷射开始不久就马上达到峰值，在喷油前期就有较多燃油喷入缸内。但此时由于缸内温度和压力条件略差，较多的燃油不能完全形成混合气，一部分发生了碰壁现象，导致排放物浓度在近壁面处较大；靴形喷油规律随着缸内压力和温度条件的改善适时地提高喷油速率，可以灵活的控制缸内压力和温度的峰值时刻及高度，排放物分布范围小且质量分数较低^[10-12]。

图5  不同喷油规律的燃烧排放性能对比

Fig. 5  Contrast of combustion and emission performance under different injection laws

5.2  靴形喷油规律不同喷油提前角的燃烧排放结果分析

方案3，9和10分别为对应13°，14°和15°主喷提前角的喷油策略。图8所示为方案3，9和10的燃烧排放性能对比结果。由图8可见：随着主喷提前角的增大，缸内压力峰值和散热率峰值增大且出现时间提前，同时NO_x和碳烟生成量逐渐减少；图9和图10所示分别为方案3，9和10的760°曲轴转角时NO_x和Soot分布情况。由图9和图10可见：方案10的NO_x和排放物质量分数最小且分布均匀，方案9次之，方案3的NO_x和Soot排放物质量分数较大且喷嘴附近出现了高质量分数区。说明针对靴形喷油规律而言当适当增大喷油提前角时，参与滞燃期的油量增多，燃油充分与缸内空气混合而不是集中在喷嘴附近，促进了燃烧过程充分进行，得到了较好的排放效果^[13-15]。

图6  不同喷油规律的NO_x质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 6  Distribution of NO_x at 760° under different injection laws

图7  不同喷油规律的Soot质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 7  Distribution of Soot at 760° under different injection laws

图8  不同喷油提前角的燃烧排放性能对比

Fig. 8  Contrast of combustion and emission performance under different injection advance angles

图9  不同喷油提前角的NO_x质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 9  Distribution of NO_x at 760° under different injection advance angles

图10  不同喷油提前角的Soot质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 10  Distribution of Soot at 760° under different injection advance angles

5.3  靴形喷油规律匹配不同预喷油量的燃烧排放结果分析

方案5，6和7为不同预喷油量的喷油策略。方案7预喷油量最多，方案6预喷油量最少。将3种喷油规律曲线导入CFD软件中进行燃烧排放计算，结果如图11所示。由图11可见：方案7的缸内压力峰值和散热率峰值较大，且NO_x和碳烟生成量少；方案6的缸内压力峰值和散热率峰值较小，同时产生了较多的NO_x和碳烟。图12和图13所示分别为方案5，6和7的760°曲轴转角时NO_x和Soot分布情况。由图12和图13可见：方案7的NO_x和Soot排放物分布相对均匀，且平均质量分数比较小；方案6的NO_x和Soot排放物则集中在喷油嘴附近，存在明显的高含量区。究其原因，在总喷油量一定的情况下，方案7预喷射燃油量较大，使得滞燃期内较多的燃油与空气进行混合，更均匀的混合气有助于充分燃烧，这样可得到较好的燃烧排放性能。方案6预喷油量少，喷入缸内的燃油集中在喷油嘴附近，雾化效果差，导致后期排放物质量分数较高^[16-17]。

5.4  靴形喷油规律匹配不同预喷提前角的燃烧排放结果分析

方案4，5和8为不同预喷提前角的喷油策略。方案4预喷提前角最大，方案8预喷提前角最小，它们燃烧排放性能结果如图14所示。由图14可见：3种方案的缸内压力曲线和散热率曲线基本一致，方案4的压力和散热率峰值略比方案5和方案6的大，排放物生成量也比较接近。图15和图16所示分别为方案4，5和8的760°曲轴转角时NO_x和Soot分布情况。由图15和图16可见：方案4的排放物平均质量分数比较小，分布均匀；方案8的排放物在喷嘴附近存在高质量分数区，效果略差，但总体来看二者的排放性能相差不大。这是因为方案4预喷提前角较大，预先喷入缸内的燃油有较长的时间与空气进行混合，更加均匀的混合气有助于改善之后的燃烧过程，有较好的排放结果。但由于3种方案的预喷油量一样，故提前角对燃烧排放性能的影响不是很明显。

图11  不同预喷油量的燃烧排放性能对比

Fig. 11  Contrast of combustion and emission performance under different masses of pilot injection fuel

图12  不同预喷油量的NO_x质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 12  Distribution of NO_x at 760° under different masses of pilot injection fuel

图13  不同预喷油量的Soot质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 13  Distribution of Soot at 760° under different masses of pilot injection fuel

图14  不同预喷提前角的燃烧排放性能对比

Fig. 14  Contrast of combustion and emission performance under different pilot injection advance angles

图15  不同预喷提前角的NO_x质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 15  Distribution of NO_x at 760° under different pilot injection advance angles

图16  不同预喷提前角的Soot质量分数在760°曲轴转角的分布情况

Fig. 16  Distribution of Soot at 760° under different pilot injection advance angles

6  结论

1) 可调靴形喷油规律可以通过在超高压共轨系统中调整两级喷射压力和电磁阀开闭时刻来实现，并且在排放性能方面比传统高压共轨系统的喷油规律显示出了较大的潜力和优越性。

2) 适当增大靴形喷油规律的主喷油提前角有助于改善缸内油气混合过程，得到更好的燃烧排放结果。

3) 在总喷油量一定的情况下，靴形喷油规律匹配较大的预喷油量时雾化效果好，具有更好的燃烧排放性能。

4) 在预喷油量一定的情况下，靴形喷油规律匹配较大的预喷提前角具有较好的雾化效果，有助于改善燃烧排放性能，但受预喷油量的限制，效果并不显著。

参考文献：

[1] 田径, 刘忠长, 韩永强, 等. 喷油参数对车用发动机油气混合及燃烧的影响[J]. 吉林大学学报(工学版), 2010, 40(2): 370-375.

TIAN Jing, LIU Zhongchang, HAN Yongqiang, et al. Influence of fuel injection parameters on air-fuel mixing and combustion of a common rail diesel engine[J]. Journal of Jilin University (Engineering and Technology Edition), 2010, 40(2): 370-375.

[2] SU W, LIU B, WANG H, et al. Effects of multi-pulse injection mode on diesel homogeneous charge compression ignition combustion[J]. J Eng Gas Turbines Power, 2007, 129(1): 230-238.

[3] 王辉, 苏万华, 刘斌. 调制多脉冲喷油策略的实现及对HCCI燃烧过程影响的研究[J]. 内燃机学报, 2005, 23(5): 385-391.

WANG Hui, SU Wanhua, LIU Bin. A Study of realization of modulated multi-pulse injection mode and its effects on HCCI combustion[J]. Transactions of CSICE, 2005, 23(5): 385-391.

[4] 李煜辉, 崔可润, 朱国伟. 柴油机超高增压的电控技术[J]. 内燃机学报, 2002, 20(6): 541-545.

LI Yuhui, CUI Kerun, ZHU Guowei. The electronic control technology on ultra-high supercharged diesel engine[J]. Transactions of CSICE, 2002, 20(6): 541-545.

[5] 陈海龙, 欧阳光耀, 张静秋. 增压式高压共轨系统用新型电控增压泵研究[J]. 内燃机工程, 2011, 32(5): 44-48.

CHEN Hailong, OUYANG Guangyao, ZHANG Jingqiu. Research on new electric control pressure amplifier applied to augment high-pressure common-rail system[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2011, 32(5): 44-48.

[6] 秦朝举, 刘建新, 杜慧勇, 等. Bosch公司高压共轨喷油系统的研究现状及发展前景[J]. 拖拉机与农用运输车, 2006, 33(2): 3-6.

QIN Chaoju, LIU Jianxin, DU Huiyong, et al. Present situation and development perspective of high-pressure common rail injection systems with in Bosch Company[J]. Tractor and Farm Transporter, 2006, 33(2): 3-6.

[7] 唐开元, 欧阳光耀. 舰船大功率柴油机可控低温高强度燃烧技术及其实现[J]. 柴油机, 2006, 28(5): 3-9.

TANG Kaiyuan, OUYANG Guangyao. Controllable low temperature high intensity combustion technique and its realization on high power marine diesel engine[J]. Diesel Engine, 2006, 28(5): 3-9.

[8] DOHLE U. 3rd Generation common rail system from Bosch[J]. MTZ, 2003, 65(4): 180-189.

[9] Graz. AVL-fire reference manual, version8.5 [EB/OL]. [2011-09-20]. http://www.avl.com.

[10] 陈永贤, 于文斌, 郭树满, 等. 若干燃烧控制参数对柴油机低负荷排放特性和效率影响的试验[J]. 内燃机学报, 2011, 29(3): 193-199.

CHEN Yongxian, YU Wenbin, GUO Shuman, et al. Effect of several combustion control parameters on emissions and efficiency of a diesel engine under low load[J]. Transactions of CSICE, 2011, 29(3): 193-199.

[11] PARK S H, SUH H K, LEE C S. Nozzle flow and atomization characteristics of ethanol blended biodiesel fuel[J]. Renewable Energy, 2010, 35(4): 144-150.

[12] PICKETT L M, SIEBERS D L. Soot in diesel fuel jets: Effects of ambient temperature, ambient density and injection pressure[J]. Combustion and Flame, 2004, 138(1): 114-135.

[13] 林学东, 李德刚, 田维. 高压喷射的高速直喷柴油机混合气形成及燃烧过程[J]. 吉林大学学报(工学版), 2009, 39(6): 1146-1151.

LIN Xuedong, LI Degang, TIAN Wei. Air-fuel mixture formation and combustion process of a high-speed direct-injection diesel engine with high pressure injection[J]. Journal of Jilin University (Engineering and Technology Edition), 2009, 39(6): 1146-1151.

[14] SERRES PEREIRA J, ROMUNDE Z, ALEIFERIS P G, et al. Cavitation, primary break-up and flash boiling of gasoline, isooctane and pentane with a real size optical direct injection nozzle[J]. Fuel, 2010, 89(3): 2592-2607.

[15] PAYRI F, GARCIA J M, SALVADOR F J, et al. Using spay monentum flux measurements to understand the influence of diesel nozzle geometry on spray characteristics[J]. Fuel, 2005, 84(2): 551-561.

[16] LEE T W, REITZ R D. The effects of split injection and swirl on a HSDL diesel engine equipped with a common rail injection system[J]. SAE Transactions, 2003, 112(3): 508-521.

[17] 黄康, 欧阳光耀, 安士杰, 等. 双层交错布置多孔喷嘴预混合燃烧排放特性研究[J]. 内燃机工程, 2013, 34(1): 42-46.

HUANG Kang, OUYANG Guangyao, AN Shijie, et al. Premixed combustion emission characteristics of double-staggered arranged multi-hole nozzle[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2013, 34(1): 42-46.

(编辑  杨幼平)

收稿日期：2015-02-16；修回日期：2015-04-26

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51379212)(Project (51379212) supported by the National Natural Science Foundation of China)

通信作者：刘琦，博士研究生，从事内燃机燃烧与排放研究；E-mail：339096073@qq.com