毛立通， 張尊華， 梁俊杰， 龍焱祥， 李格升

(武漢理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 武漢 430063)

近年來(lái)，隨著國(guó)家“氣化長(zhǎng)江”戰(zhàn)略的推行，液化天然氣(Liquefied Natural Gas, LNG)發(fā)動(dòng)機(jī)在國(guó)內(nèi)市場(chǎng)上的應(yīng)用愈加廣泛[1]，但LNG中的主要成分為CH4，具有較高的化學(xué)穩(wěn)定性，發(fā)生失火的可能性也遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)的汽油和柴油燃料，由于燃燒速率較低，致使發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率降低，因此通常采用進(jìn)氣加熱或提高壓縮比以減小循環(huán)變動(dòng)和改善發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率。H2具有較高的燃燒速率和較低的點(diǎn)火能量，因此摻燒H2將是解決LNG作為發(fā)動(dòng)機(jī)燃料不足的有效方法之一[2]。

在工業(yè)上利用燃料重整制備H2已超過(guò)70 a的歷史[3]，也有研究將燃料重整制氫的技術(shù)運(yùn)用在發(fā)動(dòng)機(jī)上來(lái)產(chǎn)生H2[4-6]。在LNG發(fā)動(dòng)機(jī)上，可利用廢氣余熱和催化劑將廢氣中殘余的碳?xì)浠衔?以下簡(jiǎn)稱HC)、H2O、CO和O2等進(jìn)行重整制取富氫氣體并重新送入發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行循環(huán)工作，即廢氣重整再循環(huán)(Reformed Exhaust Gas Recirculation, REGR)制氫技術(shù)。

考慮發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際廢氣的組成及熱力參數(shù)，采取的制氫方式按照化學(xué)反應(yīng)可分為部分氧化重整制氫、水蒸氣重整制氫及混合重整制氫[7-9]。所發(fā)生的主要化學(xué)反應(yīng)有

1) 部分氧化重整制氫

CH4+0.5O2→CO+2H2

(1)

2) 水蒸氣重整制氫

CH4+H2O→CO+3H2

(2)

3) 混合重整制氫

(3)

由于上述3種化學(xué)反應(yīng)所產(chǎn)生的重整制氫成分存在差異，改變發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣成分，影響發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過(guò)程，而實(shí)際重整過(guò)程多種催化反應(yīng)可能同時(shí)進(jìn)行，船舶排放尾氣成分與比例更加多變。

HAGOS等[10]在天然氣缸內(nèi)直噴式發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行摻燒H2和CO的試驗(yàn)，探究摻燒合成氣時(shí)，當(dāng)量比對(duì)直噴式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)所產(chǎn)生的影響。KOZLOV等[11]利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(Computatione Fluid Dynamics, CFD)軟件FLUENT對(duì)HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行模擬研究，探究了燃用CH4、合成氣(CO+H2)、CH4/H2、CH4/合成氣的HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性和排放特性。HE等[12]通過(guò)試驗(yàn)研究重整氣中H2和CO對(duì)稀燃的點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，結(jié)果表明H2和CO都能改善發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒和熱效率，但H2的效果更加明顯。ZHANG等[13]利用CHEMKIN軟件進(jìn)行天然氣REGR發(fā)動(dòng)機(jī)的閉環(huán)仿真試驗(yàn)，從化學(xué)動(dòng)力學(xué)的角度分析摻燒重整氣對(duì)HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響。文獻(xiàn)調(diào)研可知，現(xiàn)有研究中鮮有利用三維仿真手段研究REGR重整氣成分差異對(duì)點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與排放特性的影響，為REGR系統(tǒng)優(yōu)化提供參考。

因此，利用CFD模擬軟件CONVERGE建立船用點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)三維仿真模型，模擬LNG發(fā)動(dòng)機(jī)摻燒REGR重整氣的燃燒過(guò)程，研究不同重整反應(yīng)產(chǎn)生的REGR重整氣成分差異及REGR率對(duì)點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與排放特性的影響規(guī)律，可為運(yùn)用REGR技術(shù)的LNG發(fā)動(dòng)機(jī)排放控制提供理論依據(jù)。

1 模型建立

利用CONVERGE軟件，以YC6MK200NL-C20船用點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)為模型，建立三維仿真模型，其技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

建立的三維模型見圖1。利用CONVERGE軟件體網(wǎng)格自動(dòng)生成笛卡爾坐標(biāo)理想正交六面體網(wǎng)格，基礎(chǔ)網(wǎng)格為邊長(zhǎng)3.2 mm的立方體；對(duì)火花塞周圍加密至邊長(zhǎng)為0.4 mm的網(wǎng)格，以保證火核形成初期的計(jì)算準(zhǔn)確；同時(shí)啟用網(wǎng)格自適應(yīng)加密功能，對(duì)較大溫度和速度梯度區(qū)域加密至0.4 mm網(wǎng)格，燃燒初期火花塞附近網(wǎng)格劃分見圖2。

考慮到計(jì)算精度的需求和時(shí)間成本，仿真過(guò)程中的湍流模型采用工程上常用的RNGk-ε湍流模型[14]；選用的燃料燃燒化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理為天然氣GRI-Mech3.0機(jī)理，該機(jī)理包括53種物質(zhì)，325個(gè)基元反應(yīng)式[15]，能較好地反映點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)的燃燒過(guò)程。

2 模型驗(yàn)證

基于上述船用點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)模型，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)100%負(fù)荷工況進(jìn)行仿真并與實(shí)機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，以驗(yàn)證仿真模型的可行性。計(jì)算時(shí)假定天然氣組分為純甲烷，100%負(fù)荷工況下運(yùn)行參數(shù)見表2。

表2 100%負(fù)荷工況下運(yùn)行參數(shù)

仿真模擬結(jié)果的缸內(nèi)壓力和放熱率與實(shí)機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較結(jié)果見圖3。

由圖3可知，仿真模擬結(jié)果的缸壓曲線和放熱率與實(shí)機(jī)相同工況下的數(shù)據(jù)吻合度較高，著火時(shí)刻的預(yù)測(cè)較為準(zhǔn)確，但誤差在可接受范圍內(nèi)，建立的三維仿真模型能夠較好地反映點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)的燃燒情況，可用于進(jìn)一步的模擬研究。

3 模擬重整氣組分設(shè)置

本文中的仿真模型基于上述船用點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)模型而建立，負(fù)荷為100%，在摻燒REGR重整氣時(shí)，通過(guò)改變天然氣的噴射量控制進(jìn)氣工質(zhì)空燃比恒為1.47。

由文獻(xiàn)[6]～文獻(xiàn)[8]可知：當(dāng)發(fā)生部分氧化重整制氫反應(yīng)時(shí)，REGR重整氣中VCO∶VH2=1∶2；當(dāng)發(fā)生水蒸氣重整制氫反應(yīng)時(shí)，REGR重整氣中VCO∶VH2=1∶3；當(dāng)發(fā)生混合重整制氫反應(yīng)時(shí)，REGR重整氣中VCO∶VH2≈1∶4。同時(shí)，REGR重整氣中VCO+ H2∶VN2≈1∶2。因此，設(shè)置不同重整反應(yīng)下REGR重整氣組分見表3。

表3 REGR重整氣組分

4 結(jié)果分析

4.1 不同重整方式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與排放的影響

利用上述點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)模型，在REGR重整氣占進(jìn)氣總氣體體積的5%(即REGR率為5%)下，通過(guò)改變REGR重整氣成分，研究不同重整方式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與排放的影響。

4.1.1不同重整方式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響

根據(jù)實(shí)際REGR重整氣組分差異，通過(guò)改變REGR重整氣組分，研究不同重整方式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響，仿真結(jié)果見圖4。

由圖4可知：相較于原機(jī)，由于摻燒的重整氣中含有大量H2和CO，其燃燒速率大于CH4，且H2在化學(xué)反應(yīng)初期能產(chǎn)生更多的H基，因此摻燒重整氣減少了燃料的化學(xué)準(zhǔn)備時(shí)間，使得著火時(shí)間提前；同時(shí)，缸內(nèi)燃燒速度加快，升壓率提升，缸內(nèi)最高壓力相較于原機(jī)大幅提升。在研究范圍內(nèi)，隨著摻燒的重整氣中H2含量提高，對(duì)燃燒特性的改善愈加明顯，由此可知，H2對(duì)燃燒特性的促進(jìn)作用遠(yuǎn)大于CO。

4.1.2不同重整方式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響

研究不同重整方式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響，以缸內(nèi)NO濃度表征NOx的排放，以缸內(nèi)殘余CH4濃度表征HC排放，仿真結(jié)果見圖5～圖8。

由圖5可知：NOx產(chǎn)生于燃燒后期缸內(nèi)溫度較高的時(shí)期；原機(jī)中NOx的排放大于摻燒REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)NOx排放，這是由于：原機(jī)中燃?xì)獾目偀嶂蹈?，因而缸?nèi)溫度提升，導(dǎo)致NOx的產(chǎn)生速率提高；隨著REGR重整氣中H2含量的增大，排放中NOx的濃度增加。

由圖6可知：由于缸內(nèi)總當(dāng)量比恒定，在燃燒前，原機(jī)中CH4濃度較摻燒REGR重整氣發(fā)動(dòng)機(jī)中缸內(nèi)CH4濃度高，摻燒不同種REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)CH4濃度相等；燃燒過(guò)程中CH4被迅速消耗；原機(jī)尾氣中HC濃度較摻燒REGR重整氣發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中濃度高；摻燒混合REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中殘余HC的濃度相較于摻燒水蒸氣REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中殘余HC的濃度低，考慮到由于混合REGR重整氣中H2濃度更高，使得反應(yīng)更加充分，殘余HC濃度低。同時(shí)可發(fā)現(xiàn)，摻燒部分氧化REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中殘余HC的濃度相較于其他算例尾氣中殘余HC的濃度更低，分析缸內(nèi)殘余HC分布見圖7。

由圖7可知：由于縫隙區(qū)的存在，當(dāng)摻燒部分氧化REGR重整氣時(shí)，在缸內(nèi)流體的作用下，部分縫隙區(qū)中的CH4被燃燒消耗，導(dǎo)致?lián)綗糠盅趸疪EGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中CH4濃度低于摻燒其他類型REGR重整氣的情況。

由圖8可知：在燃燒前，隨著摻燒的REGR重整氣中H2濃度的增加，缸內(nèi)CO濃度降低；原機(jī)缸內(nèi)在點(diǎn)燃后產(chǎn)生CO，并在燃燒后缸內(nèi)高溫氛圍下逐漸氧化減少，而摻燒REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)CO作為燃料燃燒，在著火后濃度逐漸減??；在排氣門開啟時(shí)刻，摻燒REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中CO濃度均大于原機(jī)尾氣中CO濃度，且隨著摻燒的REGR重整氣中H2濃度的增加，其尾氣中CO的濃度降低。同時(shí)，類似于摻燒REGR重整氣發(fā)動(dòng)機(jī)HC排放的規(guī)律，由于缸內(nèi)流體的協(xié)同作用，摻燒部分氧化REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中CO濃度低于摻燒水蒸氣REGR重整氣的發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中CO濃度。

4.2 REGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與排放的影響

利用上述點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)模型，以摻燒水蒸氣REGR重整氣為例，通過(guò)改變REGR率，研究REGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與排放的影響。

4.2.1REGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響

設(shè)置REGR率為0%、2.5%、5%、7.5%、10%，研究REGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響，仿真結(jié)果見圖9。

由圖9可知：在摻燒相同的REGR重整氣時(shí)，隨著REGR率的提升，化學(xué)準(zhǔn)備時(shí)間縮短，著火時(shí)刻提前，燃燒速率加快，升壓率提高，且缸內(nèi)最高壓力提升。

4.2.2REGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響

研究REGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響，其仿真結(jié)果見圖10～圖12。

由圖10可知，隨著REGR率的提高，燃?xì)庵蠬2含量增大，缸內(nèi)燃燒速率加快，高溫區(qū)域面積增加，使得缸內(nèi)平均溫度升高，產(chǎn)生NO的化學(xué)反應(yīng)速率提升，導(dǎo)致尾氣中NOx排放提高。

由圖11可知，隨著REGR率的提高，尾氣中CO排放提高，分析可知，由于隨著REGR率的提高，進(jìn)氣過(guò)程中進(jìn)入缸內(nèi)的CO增多，因此在燃燒過(guò)程中未燃區(qū)域內(nèi)殘余CO增多，導(dǎo)致尾氣中CO濃度上升。

由圖12可知：隨著REGR率的增大，尾氣中HC排放呈現(xiàn)先減后增的趨勢(shì)，當(dāng)REGR率<7.5%時(shí)，隨著REGR率的提升，進(jìn)氣階段進(jìn)入缸內(nèi)的H2增多，使燃燒更為充分，殘余HC濃度降低；當(dāng)REGR率>7.5%時(shí)，由于進(jìn)入缸內(nèi)的CO濃度大幅提升，在化學(xué)反應(yīng)過(guò)程中消耗了部分OH基，因而HC的氧化反應(yīng)速率減緩，導(dǎo)致船舶尾氣中HC濃度上升。

5 結(jié)束語(yǔ)

本文利用三維CFD仿真軟件CONVERGE，建立船用點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)三維仿真模型，探究由于不同的重整方式(部分氧化重整、水蒸氣重整、混合重整)所產(chǎn)生的REGR重整氣成分差異及REGR率對(duì)點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性和排放特性的影響。通過(guò)數(shù)值模擬研究，主要得出以下結(jié)論：

1) 在相同REGR率下，隨著REGR重整氣中H2含量的提高，著火時(shí)間提前，缸內(nèi)燃燒速度加快，升壓率提升，缸內(nèi)最高壓力提升。

2) 在相同REGR率下，隨著REGR重整氣中H2含量的提高，NOx排放增加，HC排放和CO排放在REGR重整氣成分和缸內(nèi)流體的共同作用下呈先增加后減少的趨勢(shì)。

3) 摻燒相同REGR重整氣時(shí)，隨著REGR率的提高，著火時(shí)刻提前，燃燒速率加快，升壓率提高，缸內(nèi)最高壓力提升。

4) 摻燒相同REGR重整氣時(shí)，隨著REGR率的提高，尾氣中NOx排放和CO排放提高，HC排放呈現(xiàn)先減后增的趨勢(shì)。