氬氧氛圍下天然氣發(fā)動機的燃燒特性研究＊

鄭雷 詹羽 鄧俊 金少也 李理光,2

（1.同濟大學 汽車學院，上海 201804；2.同濟大學 中德學院，上海 200092）

主題詞：氬氧氛圍 天然氣 熱效率 燃燒特性

1 前言

隨著CO2排放問題的日益突出，如何進一步提高發(fā)動機的熱效率已成為交通領域面臨的最大挑戰(zhàn)。Eugene A.Lauman 和Rollin K.Reynolds[1]于1978 年提出了一種高效低排放的氬氣循環(huán)發(fā)動機的新概念，用于柴油機發(fā)電。由奧托循環(huán)理論熱效率公式可知，提高缸內(nèi)工質(zhì)的比熱比可提高發(fā)動機熱效率[2]，氬氣作為單原子分子，比熱比為1.67，高于雙原子分子和多原子分子，而且氬氣作為惰性氣體不會參與反應，可降低污染物的排放量。Rentaro等[3]研究表明，氫氣可在氬氧混合氣中穩(wěn)定燃燒，用氬氧混合氣代替空氣可提高熱效率。Hany等[4]發(fā)現(xiàn)，隨著氬氣比例的提高，燃燒溫度、燃燒壓力和燃燒放熱率的峰值均增大，且對應的曲軸轉(zhuǎn)角提前。鄧俊等[5]研究了氬氣比例對發(fā)動機熱效率及爆震的影響，試驗結果表明，隨著氬氣比例的升高，熱效率得到提高，爆震得到削弱。

壓縮行程結束時，混合氣溫度越高，爆震傾向越大，導致燃燒循環(huán)變動劇烈[6-7]。由于燃燒循環(huán)變動較大，內(nèi)燃機可能在每個循環(huán)中都不處于最佳燃燒狀態(tài)，這對發(fā)動機的熱效率和平均指示壓力（Indicated Mean Effective Pressure，IMEP）有負面影響。Ozdor等[8]研究指出，如果可以消除燃燒過程中的循環(huán)變動，在相同燃料消耗下平均指示壓力可提高10%以上。影響燃燒循環(huán)變量的主要因素有缸內(nèi)湍流強度、混合氣組分和分布、流體運動[9]。Hamai等[10]研究表明，火花塞間隙內(nèi)的混合氣流速對燃燒循環(huán)變動有明顯影響，由于火焰形成過程和火花持續(xù)時間都受其影響，當混合氣速度過高時甚至會發(fā)生失火。燃燒循環(huán)變動也會受到空燃比的影響，因為空燃比的變化會導致火核形成速率的波動[11]。

本文基于一臺改裝的天然氣進氣道噴射點燃式發(fā)動機，以甲烷（CH4）為燃料，試驗研究過量氧氣系數(shù)、氬氣比例、點火時間對指示熱效率、平均指示壓力和燃燒循環(huán)變動的影響，并利用Chemkin 進行仿真，為燃燒特性的分析和燃燒優(yōu)化提供依據(jù)。

2 試驗及仿真過程

2.1 試驗過程

以氬氧混合氣代替空氣作為工質(zhì)的發(fā)動機稱為氬氣發(fā)動機。本文所用試驗裝置與文獻[5]相同，發(fā)動機結構參數(shù)如表1所示。試驗過程中每0.5°CA采集一次缸壓信號，每工況采集100個循環(huán)的數(shù)據(jù)。

表1 發(fā)動機結構參數(shù)

試驗工況如表2所示。對于氬氧混合氣，發(fā)動機的點火正時變化范圍為0°～20°CA BTDC；對于空氣混合氣，點火正時變化范圍為15°～30°CA BTDC，增量均為5° CA。氬氣比例指氬氧混合氣中氬氣所占的體積分數(shù)，為與空氣對比，同時研究氬氣比例變化對缸內(nèi)燃燒特征的影響，氬氣比例選擇75%、79%和82%。過量氧氣系數(shù)λ定義為1 kg 燃料實際提供的氧氣量與完全燃燒理論需要的氧氣量的比值，為了對比稀混合氣對氬氣發(fā)動機熱效率的影響和濃混合氣對發(fā)動機動力性的影響，過量氧氣系數(shù)選擇0.85、1.00和1.10。

變動系數(shù)（Coefficient of Variation，CoV）為燃燒循環(huán)變動的量化標準，IMEP的變動系數(shù)為：

式中，σpmi、分別為IMEP的標準偏差和平均值。

表2 試驗工況

Cpmax為峰值壓力變動系數(shù)，計算方法與式（1）相同，為峰值壓力標準偏差與峰值壓力平均值的比值。Cpmi常被用來評價燃燒循環(huán)變動的情況，Cpmax可作為燃燒相位循環(huán)變動的評價指標，因為燃燒始點對其數(shù)值的影響很大[12]。本文同時用這2個參數(shù)表征燃燒過程的循環(huán)變動情況。

2.2 仿真過程

通過Chemkin軟件對空氣氛圍和氬氧混合氣（氬氣比例Ar=79%）氛圍的甲烷燃燒過程進行仿真。仿真所用機理為Aramco 1.3[13]，采用閉口發(fā)動機模型，模型結構參數(shù)與表1設置相同。在保證壓縮起點溫度和壓力相同的前提下，探究發(fā)動機內(nèi)空氣氛圍與氬氧氛圍下甲烷燃燒的反應速率。采用閉口均質(zhì)定容反應器，設置不同氛圍下的反應初始溫度和壓力相同（溫度增量為20 K），即等同于固定了發(fā)動機壓縮終了溫度和壓力，以使氬氣和溫度對燃燒反應速率的影響進行解耦，進一步探究氬氣本身對甲烷反應速率的影響。仿真工況參數(shù)如表3所示。

表3 仿真工況

3 仿真及試驗結果分析

3.1 仿真結果分析

甲烷在燃燒初期的主要消耗方式是從CH4到CH3，因此CH4到CH3的轉(zhuǎn)化率可以作為CH4反應速率的特征參數(shù)。通過對閉口發(fā)動機模型進行仿真，在著火時刻附近，不同的曲軸轉(zhuǎn)角對應的CH4至CH3的主要元素反應速率如圖1所示，圖2所示為不同曲軸轉(zhuǎn)角對應的H、O、OH的摩爾分數(shù)變化規(guī)律。圖1、圖2中的基元反應包括：

圖1 閉口發(fā)動機模型中CH4消耗率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖2 閉口發(fā)動機模型中H、O、OH摩爾分數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

從圖1a 和圖1b 可以看出，不同曲軸轉(zhuǎn)角下3 種基元反應在著火時刻附近的反應速率變化趨勢大致相同。氬氧混合氣中CH4的反應速率是空氣中的2 倍以上，說明氬氣發(fā)動機在燃燒過程中具有較高的等容度。而且從仿真中可以看出，氬氣發(fā)動機的著火時刻為21° CA BTDC，而空氣工質(zhì)下為16° CA ATDC，這是因為氬氧混合氣具有較高的比熱比，壓縮行程溫度上升較快，導致氬氣發(fā)動機更早著火。從圖2a 和圖2b 中可以看出，OH、H和O在這3個基元反應中起著重要作用，且氬氣發(fā)動機缸內(nèi)OH 峰值的摩爾分數(shù)是空氣中的2倍，這與CH4的轉(zhuǎn)化率變化趨勢十分吻合。

利用閉口均質(zhì)定容反應器進一步分析在相同溫度和壓力環(huán)境下，氬氧和空氣氛圍對CH4轉(zhuǎn)化速率的影響，由于式（2）～式（4）對應的基元反應中CH4的消耗率變化趨勢相同，故僅取式（3）對應的CH4消耗率峰值的絕對值來表征CH4反應速率。氬氧和空氣氛圍下CH4消耗率峰值及其對應的溫度隨反應初始溫度的變化曲線如圖3所示。從圖3a中可以看出，氬氧氛圍中CH4的反應速度明顯較空氣氛圍中的高，結合圖3b可以看出，在燃料反應的過程中，氬氣的高比熱比使溫度更快升高，加速了反應的進行。因此，在氬氣發(fā)動機中，壓縮行程與反應初始階段均促進了缸內(nèi)溫度的迅速上升，加快了氬氧氛圍中燃料的反應速率，造成氬氣發(fā)動機在燃燒的過程中有更高的等容度。

圖3 閉口均質(zhì)反應器中CH4消耗率峰值及對應溫度隨反應初始溫度的變化

3.2 氬氣發(fā)動機經(jīng)濟性、動力性試驗與分析

圖4a 所示為過量氧氣系數(shù)λ=1.00 時，不同氬氣比例下，指示熱效率η和IMEP 與點火時刻的關系，二者均由試驗數(shù)據(jù)計算所得。從圖4a 中可以看出，隨著氬氣比例的升高，發(fā)動機的指示熱效率會提高，當氬氣比例為82%時達到最高熱效率47.8%。但是，氬氣比例過高時IMEP 下降。分析認為，氬氣比例的增大使得氣缸內(nèi)工質(zhì)比熱比增大，進而提高發(fā)動機的熱效率，但同時降低了每循環(huán)燃料噴射量，使得動力性有所下降。

圖4 η和IMEP與氬氣比例、點火時刻、λ的關系

圖4b和圖4c顯示了在氬氧混合氣（Ar=79%）和空氣作為工質(zhì)時，不同過量氧氣系數(shù)下，η和IMEP與點火時刻的關系。結果表明，氬氣發(fā)動機和傳統(tǒng)天然氣發(fā)動機在稀混合氣下均能獲得較好的指示熱效率，而在濃混合氣下能獲得較好的平均指示壓力。當λ=1.00 時，將進氣由空氣替換為79%氬氣比例的氬氧混合氣，可使指示熱效率從原機最高值35.9%提高到43.0%，同時，IMEP也從0.81 MPa提高到0.95 MPa。且從圖4b和圖4c中可以看出，在稀燃工況下（λ=1.10），氬氣發(fā)動機的指示熱效率可從過量氧氣系數(shù)為1時達到的最高熱效率47.8%提高到49.8%，而其對應的IMEP 雖然降低到0.85 MPa，但仍高于空氣工況下所達到的值。

圖4a、圖4b 中不同工質(zhì)、不同氬氣比例的最大指示熱效率對應工況點的缸內(nèi)壓力與曲軸轉(zhuǎn)角的關系曲線如圖5a、圖5b 所示。從圖5a 中可以看出，氬氣發(fā)動機最高缸內(nèi)壓力達5.4 MPa，明顯高于傳統(tǒng)天然氣發(fā)動機最高缸內(nèi)壓力，這主要是因為氬氣發(fā)動機具有較高的比熱比。氬氣發(fā)動機的最大壓力升高率(dP/dφ)max和最大燃燒放熱率(dQ/dφ)max也明顯高于天然氣發(fā)動機，這說明氬氣發(fā)動機燃燒的過程較為迅速，這與仿真結果一致，都說明氬氣氛圍下可提高燃料燃燒的等容度。從圖5b 中可以看出：當氬氣比例為75%時，(dP/dφ)max=0.44 MPa·[(°)CA]-1和(dQ/dφ)max=85.4 J·[(°)CA]-1均達到最大值；當氬氣比例為79%時，平均指示壓力為0.96 MPa 達到最大值；當氬氣比例為82%時，η=47.8%達到最大值。因此可能存在一個最優(yōu)的氬氣比例來平衡各特征參數(shù)，如η、平均指示壓力、(dP/dφ)max、(dQ/dφ)max等。圖5c、圖5d 分別為不同工質(zhì)、不同氬氣比例下燃燒放熱率與曲軸轉(zhuǎn)角的關系，工況點與圖5a、圖5b相同。

3.3 點火正時、λ及氬氣比例對變動系數(shù)影響的試驗與分析

圖6 所示為空氣和氬氧混合氣（Ar=79%）分別作為工質(zhì)時，不同過量氧氣系數(shù)λ下，Cpmi、Cpmax和著火延遲期（定義為燃料釋放能量2%時對應的曲軸轉(zhuǎn)角與點火正時對應曲軸轉(zhuǎn)角的差值）隨點火正時的變化曲線。

圖5 最大指示熱效率對應工況下缸壓和燃燒放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線

從圖6a中可以看出，在相同點火正時下，傳統(tǒng)天然氣發(fā)動機和氬氣發(fā)動機的Cpmi均隨混合氣濃度的增大而降低。由于稀薄混合氣的燃燒速率較低，延長了燃燒持續(xù)時間，使得燃燒過程中容易受到氣缸內(nèi)流場變化的影響，造成燃燒過程不穩(wěn)定，因此使循環(huán)變動增大。氬氣發(fā)動機因在壓縮沖程溫度上升較快，更容易發(fā)生爆震，故點火提前時，氬氣發(fā)動機的Cpmi較傳統(tǒng)天然氣發(fā)動機高；較濃的可燃混合氣對爆震有一定的抑制作用，導致氬氣發(fā)動機和天然氣發(fā)動機Cpmi差異減小。

圖6b中隨λ的增大，氬氣和天然氣發(fā)動機Cpmax均增大，這與Cpmi的變化趨勢相同。但是氬氣發(fā)動機的Cpmax卻明顯低于天然氣發(fā)動機，這是因為Cpmax對著火時刻的變化十分敏感，氬氧混合氣作為工質(zhì)時因缸內(nèi)壓縮時具有較高的溫度而縮短著火延遲期，造成著火時刻變動較小。從圖6c 中可以明顯看出，氬氣發(fā)動機的著火延遲期遠低于天然氣發(fā)動機。

圖6 不同過量氧氣系數(shù)下Cpmi、Cpmax和著火延遲期隨點火正時的變化

從圖4b和圖6a的對比可以看出，Cpmi與η隨點火正時變化的規(guī)律具有一致性。在相同的過量氧氣系數(shù)下，Cpmi越高，對應的η越低，因為燃燒循環(huán)變動越大，表明發(fā)動機的許多循環(huán)都不能達到最佳燃燒狀態(tài)，因此降低發(fā)動機的指示熱效率。

當λ=1.00時，氬氣比例對Cpmi、Cpmax和著火延遲期的影響如圖7所示。從圖7a中可以看出，隨著氬氣比例的升高，Cpmi呈現(xiàn)下降趨勢，這是因為氬氣比例的升高可明顯抑制氬氣發(fā)動機的爆震[5]，使得燃燒過程更加穩(wěn)定，燃燒循環(huán)變動降低。而Cpmax隨氬氣比例的升高而增大，從圖7b中可以看出，氬氣比例增大使著火延遲期加長，導致燃燒始點波動增大，最終Cpmax升高。

圖7 不同氬氣比例下Cpmi、Cpmax和著火延遲期隨點火正時的變化（λ=1.00）

4 結論

a.氬氣發(fā)動機在壓縮行程與燃燒過程中溫度升高較快，共同促進燃燒的進行，提高燃料反應速率，使得氬氣發(fā)動機燃燒過程中等容度較高。

b.由于氬氧氛圍中燃料燃燒具有更高的等容度，直接采用79%比例的氬氧混合氣代替空氣作為工質(zhì)，可將原發(fā)動機的指示熱效率從36.9%提高到43.0%，平均指示壓力從0.81 MPa提高到0.95 MPa；通過提高氬氣比例至82%，指示熱效率可增大到47.8%；進一步采用少量稀燃的方式，在過量氧氣系數(shù)為1.10，氬氣比例為79%時，指示熱效率提高到49.8%。

c.混合氣較濃時可同時改善燃燒循環(huán)變動和燃燒相位循環(huán)變動，氬氣比例升高使得燃燒循環(huán)變動降低，燃燒相位循環(huán)變動升高；指示熱效率和燃燒循環(huán)變動隨點火正時的變化具有較好的一致性，當燃燒循環(huán)變動較小時，對發(fā)動機的指示熱效率有改善作用。