裂解氣對稀燃甲醇發(fā)動機性能影響的仿真研究

王向陽,劉宇,解方喜

(1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點試驗室,吉林 長春 130022;2.吉林大學(xué)汽車工程學(xué)院,吉林 長春 130022)

近年來,隨著我國汽車產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展,我國石油對外依存度也逐漸升高,已經(jīng)超過了70%,這對我國能源安全產(chǎn)生了威脅,發(fā)展新能源汽車迫在眉睫[1]。中國作為世界上最大的甲醇生產(chǎn)國和消費國,在發(fā)展甲醇汽車上有著得天獨厚的優(yōu)越條件。隨著我國“雙碳”政策的出臺,煤炭轉(zhuǎn)型升級、清潔利用、擴大甲醇等清潔能源的應(yīng)用非常必要[2]。國內(nèi)的Changming Gong等[3]模擬研究了摻燒氫氣對甲醇發(fā)動機的性能影響。結(jié)果表明,隨著氫氣加入量的增加,最大缸壓和最大放熱率增大并且對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角提前,CO和NO排放下降。10%氫氣加入的甲醇發(fā)動機殘余甲醛和未燃甲醇比不摻氫甲醇發(fā)動機低99%。但車載雙燃料的方式實際應(yīng)用有困難。甲醇可以裂解產(chǎn)生CO和H2,在發(fā)動機排氣管上安裝甲醇裂解裝置可以利用發(fā)動機尾氣余熱對甲醇進行裂解,甲醇完全汽化裂解成CO和H2,熱值將會提高21%左右[4-5]。

稀釋燃燒技術(shù)是一種提高發(fā)動機熱效率的有效途徑。稀釋燃燒主要分為空氣稀釋燃燒和EGR稀釋燃燒。稀釋燃燒的優(yōu)點是在低負荷時可以降低泵氣損失,在高負荷時降低爆震傾向,在全部負荷范圍都可以降低傳熱損失和提高絕熱系數(shù),從而提高發(fā)動機熱效率[6]。在稀釋燃燒的條件下?lián)綗状剂呀鈿饪梢酝卣瓜∪紭O限,改善在高稀釋比下的燃燒不穩(wěn)定性,進一步提高發(fā)動機整機熱效率。宋濤等[7]研究了發(fā)動機部分負荷下的稀燃,結(jié)果表明燃油消耗率可以降低4%～6%。

目前,對于甲醇發(fā)動機摻燒裂解氣的研究主要集中在空氣稀釋方面,對EGR稀釋的關(guān)注較少。EGR稀釋是稀釋燃燒的重要方式,本研究將對比空氣稀釋和EGR稀釋的應(yīng)用效果,探究甲醇裂解氣發(fā)動機稀釋方式的更優(yōu)選擇。現(xiàn)有的關(guān)于甲醇裂解氣摻燒的研究主要基于試驗研究,而本研究將結(jié)合CONVERGE仿真模擬研究裂解氣對稀燃甲醇發(fā)動機性能的影響。

1 計算模型與方案

1.1 CFD仿真模型的構(gòu)建

以某點燃式4缸四沖程發(fā)動機為研究對象,其基本技術(shù)參數(shù)如下:活塞行程和缸徑分別為75.6 mm和76.5 mm,連桿長度為138 mm,壓縮比為10,發(fā)動機排量為1.4 L。根據(jù)原機技術(shù)參數(shù),建立帶進排氣管道的單氣缸模型,將其轉(zhuǎn)為STL格式,導(dǎo)入CONVERGE仿真軟件中。 在CONVERGE軟件中利用自帶的網(wǎng)格診斷工具診斷網(wǎng)格并修正錯誤的網(wǎng)格。CONVERGE有自動生成高質(zhì)量六面體網(wǎng)格的功能。本研究中將基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸設(shè)置為4 mm,為保證研究結(jié)果的精確性,除自適應(yīng)加密外,還對模型中的部分結(jié)構(gòu)采用了固定加密。氣缸整體加密2級,網(wǎng)格尺寸為1 mm;進氣門閥座、排氣門閥座和噴油油束加密3級;設(shè)置火花塞點火點附近4 mm球形區(qū)域加密3級;設(shè)置火花塞點火點附近2 mm球形區(qū)域加密3級,網(wǎng)格尺寸為0.5 mm。模擬中物理化學(xué)模型參數(shù)如下:湍流模型為RNGk-ε模型,燃燒模型為SAGE模型,噴霧破碎模型為KH-RT破碎模型,蒸發(fā)模型為Frossling蒸發(fā)模型,NOx排放預(yù)測采用Heywood提出的拓展的Zel’dovich化學(xué)機理,采用的甲醇燃燒機理是美國普林斯頓大學(xué)JUANLI等構(gòu)建的化學(xué)反應(yīng)機理。JUANLI機理包含了21種組分和92個化學(xué)過程,主要反應(yīng)物是CH3OH,CO和H2,符合本研究的甲醇裂解氣摻混缸內(nèi)直噴甲醇的化學(xué)反應(yīng)。在溫度邊界條件的設(shè)定中進氣道壁面溫度為340 K,排氣道壁面溫度為550 K,缸蓋溫度為500 K,活塞頂面溫度為500 K,缸壁溫度為420 K,火花塞溫度為550 K,進氣門溫度為480 K,排氣門溫度為525 K?；谏鲜鲈砗蜅l件使用CONVERGE仿真軟件建立發(fā)動機三維仿真模型,模型如圖1所示。

圖1 發(fā)動機三維性能仿真模型

1.2 模型驗證

基于原機的試驗數(shù)據(jù)對所建立的發(fā)動機模型進行標定,設(shè)定發(fā)動機工況為轉(zhuǎn)速1 500 r/min,單循環(huán)進入氣缸的燃料量為25.3 mg,過量空氣系數(shù)為1。圖2示出缸壓模擬計算值和試驗值對比。試驗數(shù)據(jù)的缸壓峰值為2.71 MPa,對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角為16.5°ATDC,仿真計算得到的缸壓峰值為2.74 MPa,對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角為15.5°ATDC,缸壓峰值誤差1.11%,對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角相差1°。由此可以看出所建立的模型可以準確地計算發(fā)動機的燃燒特性,可用于后續(xù)的仿真研究。

圖2 缸壓計算值和試驗值的對比

1.3 研究方案

本研究將在1 500 r/min下對甲醇裂解氣摻燒比例對發(fā)動機燃燒性能的影響進行研究。保持過量空氣系數(shù)為1,燃料總量為25.3 mg,噴油正時為270°BTDC,噴油壓力為9 MPa。將缸內(nèi)直噴甲醇燃料中的部分甲醇替換成甲醇裂解氣,通過進氣道進入缸內(nèi)燃燒。其中,將甲醇裂解氣假定為體積比為2∶1的H2和CO,將甲醇裂解氣摻燒比定義為甲醇裂解氣質(zhì)量與供給燃料總質(zhì)量(甲醇裂解氣和缸內(nèi)直噴甲醇質(zhì)量之和)之比。甲醇裂解氣摻燒比為

(1)

式中:φ為甲醇裂解氣摻燒比;M1為供給的甲醇裂解氣質(zhì)量;M2為供給的甲醇質(zhì)量。

將稀釋比定義為在供給當(dāng)量比燃燒的空氣之外通過進氣道供給的空氣或者EGR與當(dāng)量比燃燒所需的空氣的質(zhì)量之比。稀釋比為

(2)

式中:μ為稀釋比;m為通過進氣道進入缸內(nèi)的空氣和EGR的總質(zhì)量;m1為燃料當(dāng)量比燃燒所需的空氣質(zhì)量。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 兩種稀燃方式下裂解氣摻燒比對缸內(nèi)混合氣分布的影響

圖3示出點火時刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布。隨著裂解氣摻燒比增大,點火時刻缸內(nèi)濃稀區(qū)面積均減小,缸內(nèi)混合氣分布趨于均勻。摻燒甲醇裂解氣會造成缸內(nèi)直噴甲醇量的減少,與此同時以均質(zhì)混合形式進入缸內(nèi)的甲醇裂解氣的量增多,因此缸內(nèi)混合氣分布趨于均勻。在EGR稀釋下,稀釋比增大時,混合氣分布均勻性變好。這主要是由于EGR稀釋比的增大會導(dǎo)致噴油時刻的缸內(nèi)壓力升高,燃料撞壁量減小,從而混合氣分布更均勻?？諝庀♂寱?dǎo)致缸內(nèi)平均當(dāng)量比的下降,為便于判斷缸內(nèi)混合氣分布均勻性,以0.5～1.5倍缸內(nèi)平均當(dāng)量比范圍作為標準來判斷相對濃稀區(qū)分布?？諝庀♂尡仍龃蠛?缸內(nèi)相對濃區(qū)面積減少,相對稀區(qū)面積先減少后增大?？諝庀♂尡仍龃髮?dǎo)致噴油時刻的缸壓上升,燃料撞壁量降低,燃料擴散更為均勻,缸內(nèi)相對濃區(qū)面積減少。與此同時,由于空氣稀釋比增大導(dǎo)致缸內(nèi)整體變稀,因此相對稀區(qū)先減小后增大。

圖3 點火時刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布

2.2 兩種稀燃方式下甲醇裂解氣摻燒比對缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ挠绊?/h3>

圖4示出壓縮上止點缸內(nèi)溫度分布圖。由圖4可以看出,摻燒甲醇裂解氣可以加快缸內(nèi)燃燒速度,從而提高缸內(nèi)燃燒溫度。甲醇裂解氣中含有大量的H2,H2燃燒速度快,能夠加快缸內(nèi)燃燒,提高缸內(nèi)燃燒溫度。在兩種稀釋方式下,隨著稀釋比的增大,缸內(nèi)燃燒溫度降低,缸內(nèi)燃燒速度變緩,摻燒甲醇裂解氣對缸內(nèi)燃燒溫度和燃燒速度的影響變?nèi)?。對比EGR稀釋和空氣稀釋下?lián)綗状剂呀鈿獾挠绊?在同一稀釋比下,摻燒甲醇裂解氣對于空氣稀釋的燃燒溫度和燃燒速度的提高相較于EGR稀釋更明顯。EGR中含有大量的CO2和H2O等三原子惰性氣體,會降低火焰?zhèn)鞑ニ俾?從而導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒速度變慢,燃燒溫度變低,與此同時,還會抑制甲醇裂解氣摻燒對燃燒速度的促進,從而抑制缸內(nèi)燃燒溫度的提高,因此,摻燒甲醇裂解氣對空氣稀釋下的燃燒溫度和燃燒速度的影響更大。

圖4 壓縮上止點缸內(nèi)溫度分布

2.3 兩種稀燃方式下裂解氣摻燒比對燃燒特性的影響

圖5示出兩種稀釋方式中不同甲醇裂解氣摻燒比下的缸壓和放熱率。隨著甲醇裂解氣摻燒比的增大,發(fā)動機缸壓峰值和放熱率峰值升高,對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角提前。同一稀釋比下,甲醇裂解氣摻燒比相同時,EGR稀釋的缸壓和放熱率峰值均低于空氣稀釋,對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角相對滯后。

圖5 兩種稀釋方式中不同裂解氣摻燒比下的缸壓和放熱率

在裂解氣摻燒比從0%升高到10%和30%時,空氣稀釋相對于EGR稀釋放熱率峰值均升高得更多,稀釋比為10%時,多升高了1.52 J/(°)和22.67 J/(°),稀釋比為30%時,多升高了6.61 J/(°)和21.67 J/(°)?？諝庀♂屜录状剂呀鈿鈱τ诜艧崧史逯档挠绊懕菶GR稀釋更明顯,這主要是由于EGR對燃燒具有抑制作用。裂解氣摻燒比越大,相同稀釋比下兩種稀釋方式下甲醇裂解氣對放熱率峰值影響的差異性越大。

稀釋比為10%時,EGR和空氣稀釋下裂解氣摻燒比從0%到10%,缸壓峰值升高了0.64 MPa和0.59 MPa,摻燒比從0%到30%,升高了2.06 MPa和1.74 MPa。稀釋比為30%時,EGR和空氣稀釋下裂解氣摻燒比從0%到10%,缸壓峰值升高了0.19 MPa和0.49 MPa,摻燒比從0%到30%,缸壓峰值升高了0.99 MPa和1.84 MPa。由此可得出在低稀釋比時,EGR稀釋下甲醇裂解氣對缸壓峰值的影響大于空氣稀釋,高稀釋比下則是相反。

發(fā)動機缸壓峰值的影響因素主要是缸內(nèi)工質(zhì)量、燃燒速度和距上止點位置。EGR稀釋下甲醇裂解氣對缸內(nèi)燃燒速度的影響是低于空氣稀釋的,缸壓峰值與燃燒速度成正相關(guān),且增長速度越來越緩慢。在低稀釋比時,兩種稀釋方式下?lián)綗状剂呀鈿鈱Ω變?nèi)燃燒速度的影響相差較小,未摻燒甲醇裂解氣時EGR稀釋相對于空氣稀釋對缸內(nèi)燃燒速度降低明顯,因此,EGR稀釋下甲醇裂解氣對缸壓峰值的影響大于空氣稀釋。高稀釋比時,在摻燒甲醇裂解氣后,EGR稀釋對甲醇裂解氣改善燃燒速度的效果有很大的抑制作用,因此,空氣稀釋下甲醇裂解氣對缸壓峰值的影響大于EGR稀釋。

圖6示出稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的燃燒持續(xù)期和著火延遲期變化。裂解氣摻燒比增大,燃燒持續(xù)期和著火延遲期都縮短。稀釋比增大,燃燒持續(xù)期和著火延遲期都增大。這主要是由于裂解氣的摻燒會加快火焰?zhèn)鞑ニ俾?而稀釋比的增大會降低火焰?zhèn)鞑ニ俾?。同一稀釋比?相同甲醇裂解氣摻燒比下EGR稀釋的燃燒持續(xù)期和著火延遲期明顯長于空氣稀釋。EGR稀釋和空氣稀釋下稀釋比為10%時,摻燒比從0%到10%,燃燒持續(xù)期縮短33.1%和35.9%,摻燒比從0%到30%,縮短63.4%和66.2%。稀釋比為30%時,EGR稀釋和空氣稀釋下甲醇裂解氣摻燒比從0%到10%,燃燒持續(xù)期縮短7%和18%,摻燒比從0%到30%,燃燒持續(xù)期縮短50.3%和58.9%。由此得出摻燒甲醇裂解氣對于空氣稀釋的燃燒持續(xù)期的影響相對于EGR稀釋更敏感。在同一稀釋比下,甲醇裂解氣摻燒比從0%到10%,EGR稀釋和空氣稀釋的著火延遲期都出現(xiàn)了縮短,稀釋比為10%時縮短了6.8%和10.3%,稀釋比為30%時縮短了6%和12.1%。由此得出,在同一稀釋比下,空氣稀釋下?lián)綗状剂呀鈿鈱χ鹧舆t期的影響相對于EGR稀釋更為敏感。

圖6 稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的燃燒持續(xù)期和著火延遲期變化

2.4 兩種稀燃方式下甲醇裂解氣摻燒比對排放的影響

圖7示出稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的CO排放變化。隨著摻燒比的增大,在低稀釋比下出現(xiàn)了CO排放先升高后降低的情況。低稀釋比和低摻燒比下,缸內(nèi)混合氣混合均勻性差,當(dāng)量比高于1的濃混合氣場面積較大,燃料中的CO基數(shù)成為了主要影響因素。在低稀釋比下,CO排放隨著裂解氣摻燒比的增大先增大后減小。大稀釋比時,EGR稀釋下的混合氣分布較為均勻,空氣稀釋下混合氣整體過稀,因此,甲醇裂解氣摻燒對燃燒溫度的影響成為了主要影響因素。對比不同稀釋比下的CO排放,可見隨著稀釋比的增大,CO排放先降低后升高。在空氣稀釋下,隨著稀釋比的增大,缸內(nèi)氧氣濃度增大,CO排放降低,但稀釋比過大時,缸內(nèi)燃燒溫度下降,CO排放反而上升。EGR稀釋下,隨著稀釋比的增大,缸內(nèi)混合氣趨于均勻,因此CO排放下降,但當(dāng)稀釋比過大時,缸內(nèi)燃燒溫度下降,CO排放上升。對比同一稀釋比下的CO排放,可知EGR稀釋的CO排放明顯高于空氣稀釋,這主要是由于空氣稀釋增大了缸內(nèi)的過量空氣系數(shù),使缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比整體降低。稀釋比為10%時,空氣稀釋和EGR稀釋下,甲醇裂解氣摻燒比從0%增加到30%,CO排放分別降低了79%和76%,稀釋比為30%時,這一數(shù)據(jù)分別為95%和56%。在空氣稀釋下,摻燒甲醇裂解氣對CO排放的降低作用更為明顯,這主要是由于空氣稀釋下可以降低缸內(nèi)混合氣的整體當(dāng)量比,因此摻燒甲醇裂解氣后CO降低的潛力更大。

圖7 稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的CO排放變化

圖8示出稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的HC排放。裂解氣摻燒比增大,HC排放降低。這主要是由于摻燒裂解氣可以提高缸內(nèi)燃燒溫度,而且甲醇裂解氣的主要成分是H2和CO,淬熄距離比甲醇短[8]。對比不同稀釋比下的HC排放,可見隨著稀釋比的增大,HC排放先降低后升高,在高稀釋比下缸內(nèi)燃燒惡化,缸內(nèi)HC排放上升明顯,摻燒甲醇裂解氣對于HC排放的降低作用也更明顯。對比同一稀釋比下的HC排放,EGR稀釋的HC排放明顯更高,這主要是由于EGR稀釋時缸內(nèi)溫度降低明顯,淬熄距離變大,未燃燃料增多。EGR稀釋下甲醇裂解氣摻燒對于HC排放的敏感性相對于空氣稀釋也更強。例如30%稀釋比下,EGR稀釋和空氣稀釋下,摻燒30%裂解氣相對于未摻燒時HC排放分別降低了97.9%和79.9%。摻燒甲醇裂解氣能大幅度提高EGR稀釋下的缸內(nèi)燃燒溫度,降低淬熄距離,從而降低缸內(nèi)HC排放。

圖8 稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的HC排放

圖9示出稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的NOx排放。由圖9可見,隨著裂解氣摻燒比的增大,NOx排放增大,這主要是由于摻燒裂解氣能夠提高缸內(nèi)溫度。對比不同稀釋比下的NOx排放,EGR稀釋下,隨著稀釋比的增大,NOx排放降低,這主要是由于EGR的加入導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度降低。而在空氣稀釋下,隨著稀釋比的增大,NOx排放先升高后降低,這主要是由于低稀釋比下,缸內(nèi)氧含量增大,缸內(nèi)燃燒溫度下降不明顯,NOx排放先升高,高稀釋比時缸內(nèi)溫度下降明顯,處于NOx生成溫度區(qū)間的曲軸轉(zhuǎn)角明顯變短,NOx排放降低。對比同一稀釋比下的NOx排放可見,EGR稀釋的NOx排放明顯低于空氣稀釋,由于空氣稀釋是富氧環(huán)境,因此,摻燒甲醇裂解氣在空氣稀釋下比EGR稀釋對NOx排放升高的影響更大,在EGR稀釋下更容易控制NOx排放。

圖9 稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的NOx排放

2.5 兩種稀釋方式下甲醇裂解氣對綜合指示熱效率的影響

圖10示出稀釋燃燒中不同甲醇裂解氣摻燒比下的綜合指示熱效率。綜合指示熱效率是指將甲醇裂解氣的來源歸因于甲醇通過排氣熱量裂解所得所計算的熱效率。甲醇裂解氣的摻燒會提高發(fā)動機綜合指示熱效率,這主要是由于甲醇裂解氣的熱值要高于甲醇,與此同時甲醇裂解氣還能促進缸內(nèi)燃燒,有利于提高發(fā)動機燃燒的等容度。在同一甲醇裂解氣摻燒比下,隨著稀釋比的增大,綜合指示熱效率先升高后降低。在稀釋比為5%時,空氣稀釋和EGR稀釋在甲醇裂解氣摻燒比為10%時,綜合指示熱效率相對于未摻燒時上升了1.2%和2.2%,摻燒比為30%時上升了4.1%和4.9%。當(dāng)稀釋比為30%,摻燒比10%時上升了1.6%和2.6%,摻燒比為30%時上升了3.7%和13.9%。由此可知,摻燒甲醇裂解氣對于EGR稀釋的熱效率的提高大于空氣稀釋。對比10%摻燒比和30%摻燒比下空氣稀釋和EGR稀釋的綜合指示熱效率,發(fā)現(xiàn)摻燒比為10%和30%時兩種稀釋方式下的最高綜合指示熱效率相差4.1%和2.6%。由此可知,隨著甲醇裂解氣摻燒比的增大,EGR稀釋的綜合指示熱效率逐漸逼近空氣稀釋。

圖10 稀釋燃燒中不同裂解氣摻燒比下的綜合指示熱效率

3 結(jié)論

a) 裂解氣摻燒比的增大會使缸內(nèi)混合氣分布趨于均勻,在同一稀釋比下,摻燒甲醇裂解氣對空氣稀釋的燃燒溫度和燃燒速度的提高相較于EGR稀釋更明顯,空氣稀釋下甲醇裂解氣對于放熱率峰值的影響比EGR稀釋更明顯;甲醇裂解氣摻燒對于空氣稀釋的燃燒持續(xù)期和著火延遲期的影響相對于EGR稀釋更敏感;在低稀釋比時,EGR稀釋下甲醇裂解氣對缸壓峰值的影響大于空氣稀釋,高稀釋比是則相反;

b) 同一稀釋比下,在相同甲醇裂解氣摻燒比下,EGR稀釋的CO排放和HC排放明顯高于空氣稀釋,NOx排放明顯低于空氣稀釋;同一稀釋比下,在空氣稀釋下?lián)綗状剂呀鈿鈱O和NOx排放的降低作用相對于EGR稀釋更為明顯,HC排放則相反;

c) 摻燒甲醇裂解氣會提高發(fā)動機綜合指示熱效率,在EGR稀釋下熱效率的提高大于空氣稀釋;隨著甲醇裂解氣摻燒比的增大,EGR稀釋的綜合指示熱效率逐漸逼近空氣稀釋。