富氫HCNG發(fā)動機一維數(shù)值模擬研究

安 娜,何義團,喬海江,蘇志凱，邵毅明，謝 飛

(1.重慶交通大學 交通運輸學院，重慶 400074；2.中國汽車工程研究院有限公司，重慶 400039)

天然氣摻氫后可以提高燃燒速度，拓寬稀燃極限，容易實現(xiàn)稀薄燃燒[1-2]，降低溫室氣體排放[3-4]。因此，HCNG發(fā)動機由于其燃燒清潔的顯著特性而受到國內外研究者的日益重視[5]。

焦爐氣經(jīng)過“凈化”處理后得到由H2(體積比55%)和CH4(體積比45%)組成的混合氣，稱為“富氫混合氣”。 壓縮比和配氣相位對發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性有較大影響。為了解決高壓縮比高負荷條件下HCNG發(fā)動機的回火問題，需要尋找合適的配氣相位。筆者主要針對由焦爐氣處理得到的富氫混合氣體，利用AVL BOOST[6]軟件建立富氫HCNG發(fā)動機模型，模擬富氫HCNG發(fā)動機在不同壓縮比和配氣相位時的性能，為HCNG發(fā)動機的開發(fā)提供一定的理論優(yōu)化依據(jù)。

1 HCNG發(fā)動機模型建立及驗證

1.1 HCNG模型的建立

模型所用發(fā)動機為一臺單點電控噴射天然氣發(fā)動機，主要技術參數(shù)見表1。此發(fā)動機為增壓發(fā)動機，由于臺架上管路連接復雜，且沒有增壓器的渦輪特性圖，如果將這些因素全部納入到模型中，造成模型的驗證有較大誤差[7]。因此，筆者采用“截斷法”建立發(fā)動機的簡化模型(圖1)，不考慮增壓器、中冷器和空氣濾清器的變化因素，將進氣管前測量進氣壓力點出作為模型的邊界條件。

表1發(fā)動機主要技術參數(shù)

Table1Maintechnicalparametersofengine

名稱性能參數(shù)型式立式、直列、水冷、四沖程點火順序1-5-3-6-2-4壓縮比10∶1

圖1 HCNG發(fā)動機模型Fig.1 HCNG engine model

采用G.Woschni根據(jù)管中紊流傳熱相似理論提出的放熱系數(shù)計算公式[8]：

式中：C為計算系數(shù)；n為發(fā)動機轉速；D為汽缸直徑；φ為曲軸轉角；S為活塞行程；Tw1為缸蓋內表面平均溫度；Tw2為活塞頂面平均溫度；Tw3為缸套內壁平均溫度。

燃燒放熱規(guī)律為：

式中：Hu為燃料低熱值；B為循環(huán)供油量；φ0為燃燒開始角；φz為燃燒持續(xù)角；m為燃燒品質指數(shù)。

筆者所研究的發(fā)動機為HCNG火花點火發(fā)動機，選擇與試驗數(shù)據(jù)進行擬合的Vibe函數(shù)作為放熱率模型，同時考慮到已燃區(qū)和未燃區(qū)工質參數(shù)的不同以及預測NOx排放的需要，選擇Vibe 2 Zone模型。

建立的發(fā)動機模型的主要參數(shù)包括發(fā)動機及其附屬部件的結構參數(shù)，邊界條件。試驗用天然氣摩爾分子質量為15.911 g/mol，接近于純甲烷分子質量16 g/mol，誤差為0.556%；試驗用天然氣低熱值35.63 MJ/ Nm3，與純甲烷低熱值(35.88 MJ/Nm3)大致相同，誤差為0.696%，因此，在模擬計算時，假設天然氣成分為100%甲烷。模型中發(fā)動機摩擦損失、氣道流動損失等由實驗得到。在Vibe 2 zone模型中，燃燒起始角為實際工況的點火提前角，燃燒持續(xù)期和形狀參數(shù)m根據(jù)缸壓曲線計算出來的放熱率進行設置。

1.2 模型驗證

為了驗證所建發(fā)動機模型的準確性，選擇3種典型工況，工況點具體數(shù)據(jù)見表2。3種工況點的計算值與測量值誤差見表3。

表2 工況點數(shù)據(jù)

表3工況點A～工況點C計算值與測量值的比較

Table3Comparisonbetweencalculatedvalueandactualtestones

圖2為工況點A示功圖。由表3可以看出，3種工況的計算值與測量值的誤差小于5%，說明該模型對于原發(fā)動機的工作狀況能夠做出較為真實的模擬，具有較高的計算精度，可以用該模型進行發(fā)動機性能的分析預測。

圖2 工況點A示功Fig.2 Cylinder pressure in condition A

2 55%HCNG發(fā)動機變參數(shù)模擬計算

2.1 壓縮比對55%HCNG發(fā)動機外特性的影響

為在模擬驗證中避免由于回火現(xiàn)象的出現(xiàn)而影響計算結果的準確性，筆者在研究壓縮比對發(fā)動機性能的影響時氣門重疊角固定為0 ℃A證工況為在節(jié)氣門全開(WOT)時，轉速n=1 200 r/min，過量空氣系數(shù)Φa=1.3,摻氫體積比為55%，進氣壓力為130 kPa。

圖3為在最佳點火提前角(MBT)時空氣流量隨壓縮比的變化曲線。由圖3可以看出，隨壓縮比的提高，空氣流量有所下降。這是因為壓縮比增大，氣缸內壓力增大，在吸氣沖程開始前氣缸內的真空度降低，造成進入氣缸內的空氣流量減少。

圖3 不同壓縮比時空氣流量的變化曲線Fig.3 Curve of air flow variation at different compression ratios

圖4為在不同壓縮比的條件下功率隨著點火提前角的變化曲線。由圖4可以看出，隨著壓縮比的增大發(fā)動機的動力性明顯增強，這是因為壓縮比增大，熱效率提高，在燃料量不變的條件下，熱效率提高是有利于功率增加的。

圖4 不同壓縮比時功率隨點火提前角的變化曲線Fig.4 Curve of power changing with the ignition advance angle at different compression ratios

圖5為在各壓縮比的MBT點功率的變化情況。圖5表明隨壓縮比增大，動力性上升幅度減小，說明壓縮比對動力性的提高是有一定限制的，這是因為隨著壓縮比的提高，發(fā)動機的機械損失功越多，導致輸出的有用功減少。因此在壓縮比提高后應將點火提前角適當減小。

圖5 不同壓縮比時MBT點的功率變化曲線Fig.5 Curve of e power variation of MBT versus different compression ratios

圖6為不同壓縮比下有效燃油消耗率BSFC的變化曲線。由圖6可以看出，壓縮比提高，發(fā)動機的有效燃油消耗率降低，這是因為壓縮比提高，缸內燃燒溫度增加，混合氣蒸發(fā)更快，可燃混合氣的利用效率提高。

圖6 不同壓縮比時BSFC的變化曲線Fig.6 Curve of BSFC variation at different compression ratios

2.2 配氣相位對55%HCNG發(fā)動機外特性的影響

在前期的試驗中可以發(fā)現(xiàn)，在原機氣門重疊角30°，壓縮比為11 ∶ 1，燃料為純天然氣，在1 200 r/min轉速下的低負荷(進氣壓力為90 kPa)的條件下，發(fā)動機發(fā)生回火現(xiàn)象，將壓縮比提高到12∶1，則在進氣壓力為70 kPa條件下便發(fā)生回火現(xiàn)象；當燃料為HCNG時，則在更低的負荷條件下發(fā)生回火[7]。模擬工況點參數(shù)見表4。

表4 模擬工況點的實測參數(shù)

從2.1節(jié)的模擬結果可以得出，為了提高發(fā)動機功率，應盡可能提高壓縮比。但壓縮比提高使得HCNG發(fā)動機在低負荷條件下便發(fā)生回火，因此應該盡可能減小氣門重疊角。筆者在原機氣門重疊角是30°CA基礎上重新設計了4種配氣相位(表5)，研究配氣相位對55%HCNG的發(fā)動機性能的影響。

表5不同配氣相位的氣門開閉角

Table5Valveopenandcloseanglesindifferentvalvetiming

圖7為不同氣門重疊角下的充氣效率的變化曲線，可以看出，隨著氣門重疊角減小，充氣效率大致呈下降趨勢。這是因為氣門重疊角減小，排氣阻力加大，殘余廢氣系數(shù)上升，使得充氣效率下降。

圖7 充氣效率隨氣門重疊角的變化曲線Fig.7 Curve of charging efficiency changing with valve overlap

圖8為發(fā)動機功率隨著氣門重疊角的變化曲線，可以看出功率變化曲線與進氣流量曲線變化趨勢是一致的，大致呈下降趨勢。

圖8 發(fā)動機功率隨著氣門重疊角的變化曲線Fig.8 Curve of engine power changing with the valve overlap

圖9是BSFC隨著氣門重疊角的變化曲線?？梢钥闯鲇行加拖穆适浅氏陆第厔莸?，這說明隨著氣門重疊角的減小，發(fā)動機的經(jīng)濟性增強。

圖9 有效燃油消耗率隨著氣門重疊角的變化曲線Fig.9 Curve of BSFC changing with the valve overlap

由以上結果可以看出，在模擬工況下，在壓縮比為12 ∶ 1、氣門重疊角為0℃A時，發(fā)動機的功率由原機65.3 kW降低到63.3 kW，下降了3.06%，BSFC由原機167.9 g/(kW·h)降低到164.4 g/(kW·h)，下降了2.08%，基本可以維持原機動力水平，但是氣門重疊角為0℃A可以有效防止回火現(xiàn)象的發(fā)生。

3 結 論

1)利用AVL BOOST軟件建立富氫HCNG發(fā)動機仿真模型。通過與試驗數(shù)據(jù)的對比，說明該模型具有較高的計算精度。

2)模擬計算表明提高壓縮比可以在一定的范圍內提高發(fā)動機的動力性和經(jīng)濟性。同時會略微降低空氣流量。

3)隨著氣門重疊角的減小，發(fā)動機的充氣效率、動力性及經(jīng)濟性都有所降低。

4)相對于原機而言，壓縮比等于12 ∶ 1、氣門重疊角等于0 ℃A，發(fā)動機的功率和有效燃油消耗率略有下降，但下降幅度不大，可以在保證發(fā)動機動力性的前提下有效防止回火。

[1] Ma Fanhua,Ding Shangfen,Wang Yefu,et al.Performance and emission characteristics of a spark-ignition (SI) hydrogen-enriched compressed natural gas (HCNG) engine under various operating condition including idle conditions [J].Energy & Fuels,2009,23(6),3113-3118.

[2] 何義團.天然氣發(fā)動機怠速燃燒排放特性試驗[J].重慶交通大學學報:自然科學版,2012,31(2):331-334.

He Yituan.Combustion and emission characteristics of a CNG engine at idle condition [J].Journal of Chongqing Jiaotong University:Natural Science,2012,31(2):331-334.

[3] Wang Jinhua,Huang Zuohua,Fang Yu,et al.Combustion behaviors of a direct-injection engine operating on various fractions of natural gas-hydrogen blends [J].International Journal of Hydrogen Energy,2007,32(15):3555-3564.

[4] Murari M R,Eiji T,Nobuyuki K,et al.Performance and emissions of a supercharged dual-fuel engine fueled by hydrogen-rich coke oven gas [J].International Journal of Hydrogen Energy,2009,34(23):9628-9638.

[5] 李勇,馬凡華,劉海全,等.HCNG發(fā)動機摻氫比選擇試驗研究[J].車用發(fā)動機,2007(2):14-17.

Li Yong,Ma Fanhua,Liu Haiquan,et al.A test research on choosing a suitable hydrogen-CNG ratio for HCNG engine [J].Vehicle Engine,2007(2):14-17.

[6] 冒曉建,肖文雍,徐美玲,等.提高泵-管-嘴供油系統(tǒng)噴射壓力的研究[J].內燃機工程,2001,22(3):29-30.

Mao Xiaojian,Xiao Wenyong,Xu Meiling,et a1.Research on upraising the pressure in a pump-line-injector fuel supply system [J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering,2001,22(3):29-30.

[7] 何義團.HCNG發(fā)動機燃燒排放特性與氫發(fā)動機怠速特性研究[R].北京:清華大學,2011.

He Yituan.Combustion and Emission Characteristics of HCNG Engine and Idle Characteristics of Hydrogen Engine [R].Beijing:Tsinghua University,2011.

[8] Woschni G.A universally applicable equation for the instantaneous heat transfer coefficient in the internal combustion engine [J/OL].[1967-02-01].http://papers.sae.org/670931/.