刘道建，王 浒，郑尊清，尧命发

刘道建，王 浒，郑尊清，尧命发

(天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

为了满足越来越严格的排放法规，内燃机界提出了多种新型低温燃烧模式，如均质压燃(homogene-ous charge compression ignition，HCCI)、反应活性控制压燃(reactivity-controlled compression ignition，RCCI)、部分预混压燃(partially premixed combus-tion，PPC)等．内燃机贡献了约23%的二氧化碳(CO2)和14%的其他温室气体的排放[1]，是温室气体最重要的排放来源之一．近些年，研究者们将更多的目光聚焦到提高内燃机热效率和降低CO2的排放上.

1 试验台架及计算方法

1.1 试验装置和燃烧分析

发动机台架试验在一台由六缸柴油机改造的单缸发动机上进行．将该多缸机中的第六缸改为具有独立进排气、燃油、控制和测试分析系统的单缸机，以消除多缸机的不均匀性．其他五缸保持原机所有系统不变，在运行时用于保证第六缸转速固定不变．该单缸发动机试验台架的示意图如图1所示，主要由单缸发动机、燃油系统、电动模拟进气增压系统、进气温控系统、外部中冷EGR系统、数据采集及燃烧分析系统、排放测试分析系统以及转速测控系统等部分构成．单缸发动机的主要技术参数如表1所示．发动机台架及试验所采用的仪器设备详细说明可以参见文献[11]．

图1 改造的单缸发动机试验台架示意

表1 试验单缸发动机主要技术参数

Tab.1 Specifications of single-cylinder engine used in test

表观放热率d/d和缸内平均温度采用热力学单区模型来计算，假设燃烧室内温度、压力和组分均空间均匀，其主要计算式分别如式(2)和(3)所示[12]．

式中：气缸压力采用单个循环分辨率为0.5°CA的100个连续循环低通滤波后的平均值；混合物比热比和焓的值采用NASA多项式和气体体积分数实时更新；f为燃料显焓；混合物摩尔质量依据气体体积分数实时更新；为气缸容积；为曲轴转角；为气缸内混合物质量；为气体常数．计算过程中已燃气体质量分数为累积放热量与燃料总能量之比.已燃气体由燃料/空气混合气完全燃烧产物组成．计算在IVC时刻到EVO时刻区间内进行，IVC时刻的缸内残余废气系数和气体平均温度采用Truedsson等[13]提出的经验公式进行估算．

燃烧起点(CA10)、燃烧相位(CA50)和燃烧终点(CA90)分别采用燃料累积表观总放热量的10%、50%和90%对应的曲轴转角来表征．燃烧持续期为从燃烧起点(CA10)到终点(CA90)经历的曲轴转角．

1.2 能量和平衡分析方法

总指示热效率(i，g)由试验缸压对气缸容积积分，并通过式(4)精确计算得到，

燃烧损失根据试验排放分析得到的CO和HC排放量通过式(6)计算得到，

忽略换气过程的传热损失，总传热损失利用对流传热关系式(8)来计算．

排气损失根据进、排气的净显焓差值来确定，如式(10)所示

1.3 热力学效率损失分析

式中：表观放热率(AHRR)由实际放热率(dr/d)和壁面传热率(dw/d)组成，实际放热率采用多Wiebe函数来拟合燃烧分析获得的实际放热率形状[11]，如式(14)和(15)所示．

式中：和是第一和第二个子Wiebe函数的权值；是效率因子，本文中取6.908；是形状因子；0是燃烧起始时刻；Δ是燃烧持续期．对于除效率因子之外的11个未知参数，本文采用非线性最小二乘法拟合试验燃烧分析获得的归一化的放热率曲线来确定．壁面传热率采用Woschni传热公式[15]计算得到，其修正系数采用Jeremie等[16]的两步方法调整到与发动机平台和运行工况相匹配的值．

热力学效率损失分析包括多个步骤的假设前提下的发动机理想工作过程仿真，并将每个步骤下的热效率降低值(以百分比为单位)作为效率损失．具体步骤如下．

2 研究方案

图2 不同燃烧模式喷射策略示意

表2 试验用柴油和汽油理化特性

Tab.2 Physical and chemical properties of tested diesel and gasoline

表3 不同燃烧模式的燃烧试验工况

Tab.3 Experimental conditions in different combustion modes

3 结果与分析

3.1 汽油PPC模式与HCCI模式对比

相比于HCCI模式，两种喷油策略的PPC模式由于采用主喷喷射方式，可以实现缸内混合气空间浓度分层．大量的基础燃烧以及发动机光学诊断研究已经表明，汽油PPC模式由于比较明显的浓度分层，缸内燃烧会存在自燃和火焰前锋传播两种燃烧模式，而火焰前锋传播模式的火焰前锋面传播速度明显低于自燃前锋传播速度，因而可以有效降低压力升高率．图3给出了汽油HCCI模式与两种喷油策略的PPC模式在不同CA50工况下的缸压和放热率曲线．从图中可以看出，喷油策略决定了汽油PPC燃烧模式的放热规律．PFI＋DI和DI模式在主放热峰后都有一段表现为较低放热率的缓慢放热阶段，且该阶段的比例随燃烧相位的推迟而显著增加，放热率峰值也明显降低．

图3 汽油HCCI、汽油PFI(60%)＋DI和DI模式在不同CA50工况下缸压和放热率曲线

图4 汽油HCCI、汽油PFI(60%)＋DI和DI模式能量和分布

图5为汽油HCCI模式与两种喷油策略的PPC模式NO排放随峰值压力升高率的变化关系．相对HCCI模式，PFI＋DI PPC模式能够有效降低峰值压升率；相对于DI模式，PFI＋DI PPC模式能够有效降低NO排放．综上结果表明，PFI＋DI模式虽然在降低压升率和NO排放方面具有优势，但其热效率要低于HCCI和单次直喷PPC方式．

图5 汽油HCCI与两种喷油策略PPC模式NOx排放随峰值压升率的变化

图6 汽油HCCI与两种喷油策略PPC模式在不同CA50工况下理想热效率和效率损失

3.2 汽油PPC模式与RCCI模式对比

采用多次喷射且提高主喷比例可以实现热效率和压升率之间的最佳折中．因此，中高负荷下汽油PPC采用两次直喷(DI＋DI)方式，且主喷比例为50%，与汽油/柴油RCCI模式进行对比．这两种燃烧模式均可以实现缸内混合气空间浓度分层，同时RCCI燃烧模式还可以实现缸内混合气活性分层．图8为PPC模式和RCCI模式燃烧过程的缸压和放热率曲线，可见PPC模式在主放热峰后，仍然具有较低放热率的缓慢放热阶段，而RCCI模式放热率曲线出现两个峰值，表现为明显的两阶段燃烧放热特征．

为进一步分析汽油PPC和汽油/柴油RCCI燃烧模式热效率潜力以及导致其热效率损失的原因，图10给出了两种燃烧模式在①完全燃烧、②绝热+完全燃烧、③绝热+定容+完全燃烧、④绝热+上止点定容+完全燃烧4种理想条件下的热效率以及对应的热效率损失．从图中可以看出，由实际指示热效率到绝热+上止点定容+完全燃烧条件下理想极限热效率之间，两种燃烧模式的理想热效率损失仍然是由燃料的不完全燃烧和气缸壁面传热导致．其中，汽油/柴油RCCI模式的不完全燃烧效率损失高于汽油PPC模式．汽油PPC模式较高的传热损失导致了单次直喷PPC模式10%以上的热效率损失．RCCI模式两阶段燃烧过程的分离减小了燃烧过程定容度，因此，燃烧持续期效率损失的影响较小．随着燃烧相位的推迟，燃烧相位效率损失增大．

图9 汽油两次直喷PPC模式与RCCI模式的能量和分布

图10 汽油PPC(DI＋DI)模式与汽油/柴油RCCI模式在不同CA50工况下理想热效率和效率损失

图11 汽油两次直喷PPC模式与RCCI模式在不同理想条件下的不可逆损失

3.3 不同燃烧模式的余热能利用潜力

图12 汽油HCCI和PPC模式与RCCI模式排气与排气能量之比

4 结 论

［1］ Kalghatgi Gautam. Is it really the end of internal combustion engines and petroleum in transport?[J].2018，225：965-974.

［2］ Kokjohn S L，Hanson R M，Splitter D A，et al. Fuel reactivity controlled compression ignition (RCCI)：A pathway to controlled high-efficiency clean combustion[J].，2011，12(3)：209-226.

［3］ Kalghatgi Gautam，Johansson Bengt. Gasoline compression ignition approach to efficient，clean and affordable future engines[J].，：，2017，232(1)：118-138.

［4］ Bouras Fethi，Khaldi Fouad. Computational modeling of thermodynamic irreversibilities in turbulent non-premixed combustion[J].，2016，52(4)：671-681.

［5］ Saxena Samveg，Shah Nihar，Bedoya Ivan，et al. Understanding optimal engine operating strategies for gasoline-fueled HCCI engines using crank-angle resolved exergy analysis[J].，2014，114：155-163.

［6］ Zheng Junnian，Caton Jerald A. Second law analysis of a low temperature combustion diesel engine：Effect of injection timing and exhaust gas recirculation[J].，2012，38(1)：78-84.

［7］ Mahabadipour Hamidreza，Srinivasan Kalyan K，Krishnan Sundar R. A second law-based framework to identify high efficiency pathways in dual fuel low temperature combustion[J].，2017，202：199-212.

［8］ Mahabadipour Hamidreza，Srinivasan Kalyan K，Krishnan Sundar R. An exergy analysis methodology for internal combustion engines using a multi-zone simulation of dual fuel low temperature combustion[J].，2019，256：113952.

［9］ Wang Buyu，Pamminger Michael，Wallner Thomas. Impact of fuel and engine operating conditions on efficiency of a heavy duty truck engine running compression ignition mode using energy and exergy analysis[J].，2019，254：113645.

［10］ Li Yaopeng，Jia Ming，Kokjohn Sage L，et al. Comprehensive analysis of exergy destruction sources in different engine combustion regimes[J].，2018，149：697-708.

［11］ Wang Hu，Liu Daojian，Ma Tianyu，et al. Thermal efficiency improvement of PODE/gasoline dual-fuel RCCI high load operation with EGR and air dilution[J].，2019，159：113763.

［12］ Wissink Martin L，Splitter Derek A，Dempsey Adam B，et al. An assessment of thermodynamic merits for current and potential future engine operating strategies[J].，2017，18(1/2)：155-169.

［13］ Truedsson Ida，Tuner Martin，Johansson Bengt，et al. Pressure sensitivity of HCCI auto-ignition temperature for primary reference fuels[J].，2012，5(3)：1089-1108.

［14］ Rakopoulos C D，Michos C N，Giakoumis E G. Availability analysis of a syngas fueled spark ignition engine using a multi-zone combustion model[J].，2008，33(9)：1378-1398.

［15］ Woschni G. A universally applicable equation for the instantaneous heat transfer coefficient in the internal combustion engine[C]//. 1967，670931.

［16］ Jeremie Dernotte，Dec John E，Ji Chunsheng. Energy distribution analysis in boosted HCCI-like / LTGC engines—Understanding the trade-offs to maximize the thermal efficiency[J].，2015，8(3)：956-980.

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Energy and Exergy Loss Analysis of IC Engine in Different Combustion Modes

Liu Daojian，Wang Hu，Zheng Zunqing，Yao Mingfa

(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Homogeneous charge compression ignition (HCCI)，reactivity-controlled compression ignition (RCCI)，and partially premixed combustion (PPC) are the most potential high-efficient and clean combustion modes of internal combustion (IC) engines. Combined with the experimental results，the effects of three combustion modes of HCCI，RCCI and PPC were analyzed based on the theory of energy and exergy balance. Results show that the effects of different combustion modes on the thermal efficiency and irreversible exergy loss are mainly controlled by the combustion efficiency and heat transfer losses. The heat release characteristics in different combustion modes have no obvious influence on the irreversible exergy loss. In addition，both the thermal efficiency and the ratio of exhaust exergy to exhaust energy in RCCI mode are higher than those in gasoline PPC mode.

internal combustion(IC) engine；combustion mode；exergy analysis；thermal efficiency；irreversi-ble exergy loss

TK421

A

1006-8740(2021)05-0529-10

10.11715/rskxjs.R202103012

2021-03-12．

国家自然科学基金重大研究计划资助项目(91541205).

刘道建（1990—  ），男，博士，DJLiu2016@tju.edu.cn.

尧命发，男，博士，教授，y_mingfa@tju.edu.cn．

(责任编辑：武立有)