低溫燃燒模式下電控柴油機(jī)摻燒丁醇性能分析

楊柏楓，林建德，殷長春，宣 熔

(1.泉州師范學(xué)院 航海學(xué)院，福建 泉州 362000；2.中國船舶重工集團(tuán)公司第七一一研究所，上海 200090；3.集美大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院，福建 廈門 361021)

傳統(tǒng)柴油機(jī)的NO與PM排放存在“此消彼長(trade-off)”的問題。探索新型的替代燃料成為減少大氣污染物排放、實(shí)現(xiàn)清潔高效燃燒的一條有效途徑[1]。丁醇作為一種新型的生物燃料和替代燃料，具有生產(chǎn)成本低、含氧、與柴油調(diào)和互溶性好、霧化性能好以及對燃油系統(tǒng)改動(dòng)少的優(yōu)點(diǎn)。廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation，EGR)、低溫預(yù)混合燃燒模式(如HCCI、PCCI、RCCI等)是降低柴油機(jī)排放的低溫燃燒技術(shù)[2]。正丁醇作為含氧燃料，能彌補(bǔ)低溫燃燒模式下進(jìn)氣含氧量不足，達(dá)到同時(shí)有效降低柴油機(jī)NO和PM排放的目的。許多學(xué)者做了相關(guān)研究，張宗喜等[3]研究了柴油-甲醇-正丁醇混合燃料對柴油機(jī)排放的影響，得到了柴油機(jī)燃用醇類混合燃料可以同時(shí)降低NO和PM排放的結(jié)論。吉鵬等[4]建立FIRE燃燒模型，研究了生物柴油/正丁醇混合燃料的燃燒特性，隨著正丁醇摻混比(blending ratio of n-butanol，BROB)增大，NO和soot排放均降低。MOSS等[5]詳細(xì)研究了異丁醇柴油的摻混比對滯燃期的影響，并建立了詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型。HE等[6]研究表明，通過采用高EGR率(exhaust gas recirculation rate，rEGR)的方法，實(shí)現(xiàn)了NO和PM的較低排放。但這些方法沒有將低溫燃燒模式與混合燃料結(jié)合研究，兩者結(jié)合可以實(shí)現(xiàn)柴油機(jī)較好的綜合性能。本文將研究BROB分別為B00、B10、B20、B30(0、10%、20%、30%，BROB指正丁醇在混合燃料中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，見表1)時(shí)，采用4組不同EGR率(rEGR分別為0、7.5%、10%、12.5%)實(shí)現(xiàn)低溫燃燒，研究在低溫燃燒模式下不同質(zhì)量比例的正丁醇柴油混合燃料對電控柴油機(jī)綜合性能的影響，為實(shí)現(xiàn)柴油機(jī)清潔高效燃燒和節(jié)能減排提供一定的理論指導(dǎo)。

表1 研究的4種混合燃料的物理化學(xué)性質(zhì)對比Tab.1 Comparison of physicochemical properties of four blended fuels studied

1 研究對象和仿真模型的建立

本文研究的4190型增壓電控柴油機(jī)：缸數(shù)四缸、ω型燃燒室、總排量23.82 L、標(biāo)定功率220 kW、標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 000 r/min、缸徑×行程190 mm×210 mm、標(biāo)定扭矩2 100 N·m、壓縮比14 ∶1。利用AVL-FIRE建立的仿真模型是從進(jìn)氣門關(guān)閉(594°CA)到排氣門打開(841°CA)的缸內(nèi)燃燒過程，不考慮發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道和排氣道內(nèi)的氣體擾動(dòng)過程。依據(jù)原機(jī)尺寸建立雙燃料燃燒室仿真模型，考慮到燃燒室的對稱性、噴油器噴孔數(shù)為8和簡化計(jì)算，選取1/8區(qū)域?yàn)橛?jì)算網(wǎng)格[7]，如圖1所示。

圖1 八分之一燃燒室網(wǎng)格三維圖Fig.1 Three dimensional grid of eighth

為順利進(jìn)行正丁醇和柴油混合燃料的仿真計(jì)算，采用SUDOL等[8]提出的正庚烷-正丁醇簡化機(jī)理，此機(jī)理包含O2、NC7H16、CO2、N2、H2O等80種成分以及近300多步化學(xué)反應(yīng)方程[9]，可以較好地模擬雙燃料燃燒的情況。子模型中液滴表面破碎選擇Wave模型；蒸發(fā)霧化選擇Multi-component模型；液滴碰壁選取Walljet1模型；湍流擴(kuò)散選取Turbulence interaction model specification模型；NO排放選取Zeldovich模型[10]。本研究中，主要采用缸內(nèi)CO2的體積分?jǐn)?shù)來表示rEGR，實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)低溫燃燒，rEGR(%)=(進(jìn)氣中CO2的體積分?jǐn)?shù)/排氣中CO2的體積分?jǐn)?shù))×100%[11]。

依據(jù)熱力學(xué)第一定律，缸內(nèi)瞬時(shí)放熱率可由以下公式計(jì)算[12]：

(1)

(2)

(3)

(4)

2 試驗(yàn)臺(tái)架及模型驗(yàn)證

電控化改造后的試驗(yàn)臺(tái)架如圖2所示。電控柴油機(jī)的控制核心是ECU(electronic control unit)，它根據(jù)傳感器采集到的溫度、壓力、轉(zhuǎn)速等信號，達(dá)到精確化、數(shù)字化控制噴油規(guī)律的目的，從而實(shí)現(xiàn)高質(zhì)量的燃燒。采用Kistler-2893A型燃燒分析儀、日本Horiba公司MEXA-7100D型排氣分析儀和AVL煙度分析儀對廢氣中CO、HC、soot、NO等體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行測量；EGR閥可以控制進(jìn)氣中廢氣的量(主要是CO2)，來設(shè)定rEGR。在標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 000 r/min、標(biāo)定工況下和rEGR為零時(shí)，分別選取純柴油(B00)和BROB 為20%的混合燃料(B20)進(jìn)行試驗(yàn)和仿真，試驗(yàn)值和仿真值曲線有偏差，總體比較接近，如圖3所示，誤差不超過5%，建立的模型較準(zhǔn)確，可以用于仿真研究。

1.電腦；2.Kistler燃燒分析儀；3.AVL煙度分析儀；4.Horiba排放分析儀；5.廢氣；6.廢氣渦輪增壓器；7.進(jìn)氣濾器；8.中冷器；9.EGR閥；10.EGR冷卻；11.電磁閥；12.噴油器；13.柴油發(fā)動(dòng)機(jī)；14.高壓共軌；15.電控噴油泵；16.FC2010油耗儀。圖2 試驗(yàn)臺(tái)架示意圖Fig.2 Schematic diagram of test bench

圖3 B00和B20缸內(nèi)壓力和放熱率試驗(yàn)值與仿真值對比Fig.3 Comparison of test and simulation values of in cylinder pressure and heat release rate of B00 and B20

3 仿真計(jì)算分析

3.1 對燃燒性能的影響

從圖4可以看出，在低rEGR(0、7.5%)下曲線變化趨勢基本一致，在高rEGR(10%、12.5%)下不同BROB曲線變化趨勢差別較明顯。具體來看，各曲線在同一低rEGR下，隨著BROB增大，發(fā)火時(shí)刻延遲，最高壓力值也略有降低，在上止點(diǎn)附近差別較明顯。在同一高rEGR下，隨著BROB增大，相較于原機(jī)發(fā)火延遲變得更明顯，最高爆發(fā)壓力略有增高。這主要因?yàn)殡S著rEGR增大，缸內(nèi)惰性氣體增多，熱容量增大，稀釋了可燃?xì)怏w，缸內(nèi)平均溫度降低，導(dǎo)致滯燃期延長。同時(shí)，BROB增大，氧含量增多，可燃混合氣汽化潛熱增大，而十六烷值降低，延長了滯燃期，在預(yù)混合階段可燃混合氣混合更均勻，使得最高爆發(fā)壓力增高[13]。從圖4還可以看出，在高rEGR下，放熱率曲線峰值更高，不同BROB下曲線峰值出現(xiàn)得更滯后。由于BROB增大，可燃混合氣汽化潛熱增大，從而延長滯燃期，使其混合更均勻，發(fā)火之后放熱率也更高。rEGR增大，缸內(nèi)惰性氣體的稀釋、熱容效應(yīng)越明顯，明顯延長滯燃期，推遲發(fā)火時(shí)刻。

圖4 不同BROB和rEGR下發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能曲線對比Fig.4 Comparison of engine combustion performance curves under different BROB and rEGR

3.2 對動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的影響

從圖5(a)可以看出，各曲線整體呈下降趨勢，即在相同BROB下，隨著rEGR增大，各平均指示壓力相比B00降低，B20、B30降低幅度較大，在rEGR為10%、12.5%時(shí)，曲線出現(xiàn)波動(dòng)。由于BROB增大，其十六烷值較小，混合氣熱值降低，滯燃期延長，使得發(fā)火逐漸偏離上止點(diǎn)，造成平均指示壓力下降。rEGR增大，缸內(nèi)平均溫度會(huì)降低，燃燒效率下降，平均指示壓力也隨之降低。在圖5(b)中指示功率呈下降趨勢，B30、B20相比B00下降更明顯。在低rEGR(0、7.5%)，指示功率下降不明顯，而在高rEGR(10%、12.5%)時(shí)下降較明顯。這是因?yàn)锽ROB和rEGR增大，缸內(nèi)混合氣熱值降低，燃燒效率也隨之下降，指示功率與平均指示壓力正相關(guān)，曲線變化趨勢也與之類似。在圖5(c)中指示燃油消耗率均增大。B00和B10曲線比較接近，B30相比B00增長較明顯，在rEGR為7.5%時(shí)，指示燃油消耗率增長明顯加快。前面已經(jīng)分析，正丁醇的熱值與十六烷值均比柴油要低，BROB增大，滯燃期延長，rEGR增大使得燃燒偏離上止點(diǎn)，燃燒變得不理想。而在高BROB和rEGR下，燃燒變得惡化， 指示燃油消耗率也明顯增大。綜上，B00、B10在rEGR為0～7.5%時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)具有較好的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性。所以選擇B10進(jìn)行后文的排放特性分析。

(a)BROB和rEGR對平均指示壓力的影響 (b)BROB和rEGR對指示功率的影響 (c)BROB和rEGR對指示燃油消耗率的影響圖5 BROB和rEGR對動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的影響Fig.5 Effects of BROB and rEGRon power performance and economy

3.3 對氮氧化物(NO)排放的影響

在圖6中，rEGR為零時(shí)，BROB增大，NO生成最后呈升高趨勢。rEGR提高，NO排放降低較明顯。在高rEGR，BROB增加，NO生成反而略有降低。高溫、富氧以及高溫環(huán)境持續(xù)時(shí)間，是NO生成的重要因素[14]。BROB對NO排放的影響主要體現(xiàn)在：一是正丁醇汽化潛熱較大，同時(shí)十六烷值較低，使得滯燃期延長，有利于燃?xì)饣旌暇鶆?，正丁醇中含有氧，?huì)形成富氧的環(huán)境；在低rEGR時(shí)，缸內(nèi)溫度較高，高溫富氧有利于NO的生成。二是正丁醇本身熱值較低，燃燒放熱較柴油少，汽化潛熱較大且易于蒸發(fā)，會(huì)使缸內(nèi)平均溫度降低；在高rEGR時(shí)，缸內(nèi)溫度會(huì)變得更低，高溫持續(xù)時(shí)間縮短，從而會(huì)抑制NO的生成。

在圖6中，BROB對NO的生成影響不是很明顯。rEGR對NO的生成影響較大，這是因?yàn)殡S著rEGR增大，缸內(nèi)不參與燃燒的惰性氣體增多，混合氣熱容量隨之增大，缸內(nèi)溫度降低，NO生成降低。從圖7中可以看出，NO生成主要集中在燃燒室的底部區(qū)域，rEGR對NO的減排效果明顯，在高rEGR(12.5%)下，NO的排放被控制在很低的水平。

圖6 不同BROB和rEGR下的NO生成曲線對比Fig.6 Comparison of NO generation curves under different BROB and rEGR

圖7 不同rEGR下燃燒室NO分布Fig.7 NO distribution in combustor with different rEGR

3.4 對碳煙(soot)排放的影響

缸內(nèi)“高溫、缺氧”的環(huán)境有利于碳煙(soot)的生成[15]。從圖8可以看出，在一定的rEGR下，隨著BROB增大，soot生成呈減少趨勢。在低rEGR(0、7.5%)時(shí)，相同的BROB曲線，soot生成呈增大的趨勢。而在高rEGR(10%、12.5%)時(shí)，相同BROB曲線，soot生成呈減少的趨勢。正丁醇對soot生成的影響體現(xiàn)在：一是正丁醇的十六烷值較低且汽化潛熱較高，會(huì)使滯燃期延長，有利于燃?xì)饣旌暇鶆颍瑫r(shí)它是含氧燃料，使得混合氣氧濃度升高且分布均勻，從而減少soot的生成，摻混比越高這種效果越明顯。二是正丁醇熱值較低，蒸發(fā)性好，汽化潛熱較高，燃燒放熱較少，缸內(nèi)溫度會(huì)降低，從而抑制soot生成。所以正丁醇的加入會(huì)使缸內(nèi)產(chǎn)生“低溫富氧”的環(huán)境，soot生成會(huì)降低。

圖8 不同BROB和rEGR下的soot生成曲線對比Fig.8 Comparison of soot generation curves under different BROB and rEGR

rEGR對soot生成的影響體現(xiàn)在：在低rEGR(0、7.5%)時(shí)，缸內(nèi)溫度較高，預(yù)混合燃燒階段燃空當(dāng)量比較高，燃?xì)饣旌喜皇呛芫鶆?，缸?nèi)局部存在缺氧的情況，EGR的熱容和稀釋作用會(huì)使氧濃度降低，從而會(huì)增大soot的生成，如圖9所示。而在高rEGR(10%、12.5%)時(shí)，EGR的熱容和稀釋作用更明顯，缸內(nèi)溫度會(huì)降低，導(dǎo)致滯燃期延長，使得燃?xì)饣旌陷^充分，如圖10氧原子濃度場圖，燃空當(dāng)量比會(huì)降低，從而soot生成量減少。從圖10溫度場可以看出，隨著rEGR的增大，燃燒室高溫區(qū)溫度明顯降低，混合氣中的氧濃度被稀釋，這控制了NO生成的兩個(gè)重要條件，從而也降低了NO的生成。

圖9 不同rEGR下燃燒室soot分布 Fig.9 Soot distribution in combustor with different rEGR

圖10 在740° CA曲軸轉(zhuǎn)角下不同rEGR時(shí)缸內(nèi)溫度場、湍動(dòng)能場、O原子分布Fig.10 Temperature field, turbulent kinetic energy field and Distribution of O atom in cylinder with different rEGRat 740°CA crankshaft angle

4 結(jié)論

1)正丁醇具有較高的汽化潛熱，燃燒熱值較低，柴油摻燒正丁醇會(huì)使滯燃期延長，預(yù)混合期燃?xì)饣旌系酶浞郑欣谌細(xì)庠谒偃计诳焖俜艧?，使缸?nèi)放熱率更高，有助于改善燃燒性能。EGR 的熱容和稀釋作用明顯，會(huì)使燃燒性能惡化，缸內(nèi)壓力、放熱率降低。

2) 正丁醇的十六烷值較小，缸內(nèi)混合氣熱值降低，隨著滯燃期延長，使得發(fā)火逐漸偏離上止點(diǎn)，平均指示壓力下降。rEGR增大，缸內(nèi)平均溫度隨之降低，燃燒效率會(huì)下降，指示功率降低。在高BROB和rEGR下，燃燒變得惡化，指示燃油消耗率也明顯增大。B00、B10在rEGR為0～7.5%時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)具有較好的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性。

3) 高溫、富氧以及高溫環(huán)境持續(xù)時(shí)間，影響著NO的生成。EGR會(huì)顯著降低缸內(nèi)溫度，在降低NO排放方面作用較正丁醇明顯，在高rEGR(12.5%)時(shí)，NO排放降低接近零，實(shí)際上是犧牲部分動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性換取排放性。高溫、缺氧影響著soot的生成。正丁醇作為含氧燃料，使缸內(nèi)產(chǎn)生“低溫富氧”的環(huán)境，能有效抑制soot的生成。 在低rEGR(0～7.5%)，預(yù)混合燃燒階段燃空當(dāng)量比較高，soot生成增多。在高rEGR(10%～12.5%)，滯燃期延長作用明顯，soot生成減少。

4)EGR是實(shí)現(xiàn)低溫燃燒，減少NO排放的有效措施。正丁醇作為新興的含氧替代燃料，能改善NO排放，解決采用EGR實(shí)現(xiàn)低溫燃燒而soot排放升高的問題，能較好地抑制soot的生成，從而克服了傳統(tǒng)燃料NO與PM排放“此消彼長(trade-off)”的問題，也有助于改善缸內(nèi)燃燒性能，應(yīng)用前景廣闊。