宮寶利 彭樂高 宮長明 孫景震 張成博

（1.中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122；2.東風日產(chǎn)技術中心，廣州 510640；3.車輛排放與節(jié)能重慶市重點實驗室，重慶 401122；4.大連民族大學，大連 116600；5.吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室,長春 130025；6.東風汽車公司技術中心，武漢 430056）

主題詞：點燃式甲醇發(fā)動機 冷起動 燃燒 排放 進氣溫度

1 前言

2016年國家環(huán)保部和國家質(zhì)檢總局聯(lián)合發(fā)布了法規(guī)《輕型汽車污染物排放限值及測量方法（中國第六階段）》，而為滿足國Ⅵ法規(guī)排放限值要求，車輛需要裝備催化器及顆粒捕集器(Gasoline Particulate Fil?ter，GPF)，這給汽車企業(yè)帶來了巨大的技術挑戰(zhàn)及經(jīng)濟壓力，因此尋求一種可持續(xù)發(fā)展的清潔替代燃料迫在眉睫。

與傳統(tǒng)化石燃料相比，甲醇燃料來源豐富且具有石油基燃料相似的理化性質(zhì)，是21世紀最具潛力的替代燃料之一[1,2]。甲醇發(fā)動機具有超低的氣態(tài)污染物排放且不產(chǎn)生炭煙[3-7]，然而尾氣中卻含有對人體健康損害較大的醇醛類物質(zhì)，已被歐美等國列為重點污染物[8]，此類非法規(guī)排放物已成為制約甲醇發(fā)動機發(fā)展的關鍵問題。甲醇的汽化潛熱遠大于汽油，因此甲醇發(fā)動機冷起動困難，研究發(fā)現(xiàn)測試循環(huán)中70%以上的非法規(guī)排放產(chǎn)生于冷起動階段[9]。目前國內(nèi)外對甲醇發(fā)動機研究主要集中在CO、NOx、HC的研究，對醇醛非法規(guī)排放物研究很少[10-11]。為此，本文針對甲醇發(fā)動機冷起動醇醛類非法規(guī)排放較高的問題，通過對進氣的預熱，研究不同進氣溫度對甲醇發(fā)動機冷起動過程中燃燒、甲醛及未燃甲醇非法規(guī)排放的影響。

2 化學反應機理及計算方法

2.1 甲醇化學反應動力學機理

甲醇化學反應機理計算復雜，對計算硬件條件要求高且計算量大，不利于工程應用。天津大學Zhen XD等人[12]對甲醇化學反應機理進行了簡化，獲得了包含21種物質(zhì)的93個基元反應的氧化機理，并通過大量臺架試驗驗證了簡化機理的可靠性，完全滿足計算精度要求。

2.2 計算方法

以一款經(jīng)柴油機改裝的缸內(nèi)直噴甲醇發(fā)動機為研究對象，表1為改裝前、后發(fā)動機的主要技術參數(shù)。利用AVL-FIRE軟件耦合簡化甲醇氧化反應機理的方法完成模擬計算，模擬計算模型選擇Huh/Gosman噴霧破碎模型、Walljet碰壁模型、Dukowicz蒸發(fā)模型、k-zeta-f湍流模型、Spherical火焰模型、General gas phase reactions燃燒模型。模擬計算邊界溫度統(tǒng)一設置為環(huán)境溫度266 K。

表1 改裝前、后發(fā)動機技術參數(shù)

為改善甲醇發(fā)動機冷起動，對原發(fā)動機（柴油機）進行了壓縮比和噴油器的改造。壓縮比由16改為14；為在火花塞附近區(qū)域聚集大量較濃混合氣以改善甲醇發(fā)動機冷起動性能，將原發(fā)動機4噴孔均勻布置噴油器改為7噴孔非均勻分布噴油器；為改善甲醇霧化，通過相關理論計算并結合試驗及經(jīng)驗，將原發(fā)動機噴孔直徑由0.33 mm改為0.3 mm。改進后的噴孔油線分布及噴霧如圖1所示。

圖1 改進后的噴孔油線分布及噴霧

為減少計算量，對發(fā)動機模型進行簡化，只計算進氣門關閉時刻到排氣門打開時刻（-160～130°ATDC）的缸內(nèi)燃燒過程。為精確計算進氣門關閉時刻缸內(nèi)渦流強度，通過AVL-BOOST軟件對缸內(nèi)氣流運動渦流比進行模擬計算，然后利用模擬計算值對進氣門關閉時刻缸內(nèi)氣流運動進行初始化賦值。三維模型動態(tài)網(wǎng)格采用Fame Engine Plus，如圖2所示，包含了355 015個單元。

圖2 三維模型動態(tài)網(wǎng)格

2.3 模型驗證

為確保模型計算精度，對計算的缸內(nèi)壓力與試驗值進行了對比。驗證工況選擇過量空氣系數(shù)為1.5，點火正時為-14°ATDC、噴油正時為-45°ATDC。試驗時采用靈敏度為-260 pC/MPa的SYC04A石英晶體壓力傳感器及DF3型電荷放大器測量缸內(nèi)壓力，結果如圖3所示。由圖3可看出，模擬結果與測量結果吻合較好，誤差為3.15%，滿足計算精度要求。

圖3 氣缸壓力模擬值與試驗值對比曲線

3 計算結果及分析

在環(huán)境溫度為266 K、發(fā)動機轉(zhuǎn)速為800 r/min、過量空氣系數(shù)為1.5、點火正時為-14°ATDC、噴射正時為-45°ATDC時，研究不同進氣溫度對甲醇發(fā)動機冷起動燃燒及非法規(guī)排放影響。

3.1 不同進氣溫度對混合氣濃度分布的影響

圖4為不同進氣溫度下缸內(nèi)混合氣濃度分布，從圖4可看出，當進氣溫度為283 K時，缸內(nèi)混合氣濃度整體處于較低水平，火花塞附近混合氣濃度很低，且存在大面積混合氣極度稀薄區(qū)域；當進氣溫度增大到293 K時，缸內(nèi)混合氣濃度顯著升高，且在火花塞附近混合聚集了大量較濃混合氣，同時混合氣極度稀薄區(qū)域面積顯著減?。浑S著進氣溫度進一步提高，混合氣濃度分布改善不明顯。分析其原因為，冷起動過程中發(fā)動機缸體溫度為環(huán)境溫度，當進氣溫度為283 K時，氣缸壁面及缸內(nèi)溫度較低不利于甲醇的蒸發(fā)，尤其是當甲醇碰壁后造成嚴重濕壁，甲醇蒸發(fā)量很少，少量的甲醇混合氣在缸內(nèi)渦流作用下被吹散，導致混合氣濃度分布不均勻；隨著進氣溫度升高，能夠有效促進甲醇的蒸發(fā)，極大增加甲醇蒸發(fā)量，缸內(nèi)混合氣濃度得到明顯提高，火花塞附近混合氣濃度也明顯得到改善，同時由于進氣溫度升高缸內(nèi)氣體擴散運動變強，促進了混合氣擴散，有效減小混合氣超稀薄區(qū)域；當進氣溫度高于313 K時，受蒸發(fā)及缸內(nèi)渦流強度限制，提高進氣溫度對缸內(nèi)混合氣濃度及分布改善不明顯。

3.2 不同進氣溫度對燃燒滯燃期影響

本文將滯燃期定義為從火花塞開始點火到累積放熱率達10%時的曲軸轉(zhuǎn)角，通過origin軟件對放熱率曲線進行積分計算求得滯燃期所對應的時間。

圖4 不同進氣溫度下缸內(nèi)混合氣濃度分布

圖5為不同進氣溫度時的滯燃期，從圖5可看出，當進氣溫度為283 K時，滯燃期達15.6°CA，當進氣溫度提高到293 K時，滯燃期縮短至14.3°CA，縮短了1.3°CA；繼續(xù)提高進氣溫度，滯燃期繼續(xù)縮短但效果不明顯，進氣溫度每升高10 K滯燃期縮短幅度都在0.3～0.4°CA之間。分析其原因為，當進氣溫度由283 K升高到293 K時有效促進了缸內(nèi)甲醇的蒸發(fā)，缸內(nèi)混合氣濃度明顯升高，同時在缸內(nèi)渦流的作用下缸內(nèi)混合氣分布更加理想，在火花塞附近區(qū)域混合氣濃度也得到有效改善。缸內(nèi)溫度和混合氣分布的有效改善使得燃燒滯燃期明顯改善，縮短了1.3°CA；當進氣溫度繼續(xù)升高，混合氣濃度分布改善不明顯，使得滯燃期縮短不明顯。

圖5 不同進氣溫度時的滯燃期

3.3 不同進氣溫度對氣缸壓力和缸內(nèi)溫度的影響

不同進氣溫度時的缸內(nèi)壓力、放熱率峰值、缸內(nèi)燃燒溫度分別如圖6～圖8所示。由圖6和圖7可看出，當進氣溫度為283 K時，最高氣缸壓力為5.58 MPa，最大放熱率為113 J/°CA；當進氣溫度升高到293 K時，最高氣缸壓力和最大放熱率分別達到6.17 MPa和133 J/°CA，比進氣溫度為283 K時分別升高了0.59 MPa和20 J/°CA，升高比較明顯；隨進氣溫度繼續(xù)升高，缸內(nèi)最高氣缸壓力和最大放熱率升高不明顯，缸內(nèi)壓力增長幅度為0.06～0.24 MPa。從圖8可看出，當進氣溫度為283 K時，缸內(nèi)最高燃燒溫度為1 223 K；當進氣溫度升高到293 K時，最高燃燒溫度升高至1 388 K,比進氣溫度為283 K時提高了165 K；隨進氣溫度繼續(xù)上升，最高燃燒溫度上升不明顯，其增長幅度為60～91 K。分析其主要原因為，當進氣溫度由283 K提高到293 K時缸內(nèi)溫度上升比較明顯，且混合氣濃度分布均有很大程度的改善，極大改善了缸內(nèi)混合氣燃燒質(zhì)量，缸內(nèi)混合氣燃燒更加充分，放熱量劇增；當進氣溫度繼續(xù)升高，缸內(nèi)溫度和混合氣分布改善效果不明顯，混合氣燃燒質(zhì)量提高不顯著，放熱量略增。

圖6 不同進氣溫度時的缸內(nèi)壓力

圖7 不同進氣溫度時的放熱率峰值及對應曲軸轉(zhuǎn)角

圖8 不同進氣溫度時的缸內(nèi)燃燒溫度

3.4 不同進氣溫度對非法規(guī)排放影響

圖9為不同進氣溫度時未燃甲醇及甲醛排放曲線，由圖9可看出，當進氣溫度為283 K時，未燃甲醇濃度達6 363×10-6，甲醛濃度達506×10-6；當進氣溫度升高到293 K時，未燃甲醇濃度大幅度降低到3 303×10-6,下降幅度達49%，甲醛濃度也大幅度降低到348×10-6，下降幅度達32%；隨進氣溫度繼續(xù)升高到313 K，未燃甲醇和甲醛濃度降低效果比較明顯；當進氣溫度提高到313 K以上時，繼續(xù)提高進氣溫度對降低未燃甲醇和甲醛濃度作用不明顯，原因如下。

a.未燃甲醇濃度主要由燃燒質(zhì)量決定，燃燒越充分未燃甲醇越少。氧化機理揭示甲醇的氧化主要由基元反應CH3OH+OH=CH2OH+H2O和CH3OH+OH=CH3O+H2O決定，基元反應速率主要取決于化學反應速率常數(shù)k與反應物濃度。Arrhenius通過大量試驗與理論驗證揭示了在恒定濃度條件下反應速率常數(shù)對溫度的依賴關系，從而建立了Arrhenius定律[13]：

圖9 不同進氣溫度時未燃甲醇及甲醛排放曲線

式中，A為指前因子；Ea為Arrhenius活化能；k為速率常數(shù)；R為摩爾氣體常量；T為熱力學溫度。

由式（1）可知，甲醇氧化反應速率隨溫度升高而增大，當進氣溫度由283 K提高到293 K時，缸內(nèi)混合氣濃度、溫度、壓力都得到顯著提高，甲醇氧化速率也極大增加，極大改善了燃燒質(zhì)量，所以未燃甲醇濃度下降十分明顯；當進氣溫度由293 K升高到313 K時，由于缸內(nèi)混合氣濃度、壓力、溫度升高趨勢放緩，因此未燃甲醇濃度降低幅度也降低；當溫度升高到313 K以上時，由于缸內(nèi)混合氣濃度、壓力、溫度提升幅度進一步減小，因此未燃甲醇濃度降低非常少。

b.甲醛是甲醇氧化過程中的重要中間產(chǎn)物，甲醛濃度主要取決于甲醇的氧化生成量及甲醛進一步氧化消耗量。氧化機理揭示甲醛生成主要由基元反應CH2OH+O2=CH2O+HO2決定，甲醛消耗主要由基元反應CH2O+OH=HCO+H2O決定[14]，由Arrhenius公式可知，混合氣濃度、溫度、壓力升高則甲醛生成和消耗速率升高，但升高幅度不同。當進氣溫度由283 K升高到293 K時，混合氣濃度、壓力、溫度顯著升高，且缸內(nèi)溫度主要集中在1 000 K以上，甚至提高到1 160 K以上，在此溫度范圍內(nèi)甲醛氧化速率升高幅度遠大于甲醛生成速率，因此甲醛凈生成量急劇降低；當進氣溫度由293 K升高到313 K時，缸內(nèi)溫度主要集中區(qū)域介于1 160～1 339 K，在此溫度范圍內(nèi)甲醛生成和氧化速率都增加，但增加幅度差距不大，因此甲醛生成量降低幅度不大；由圖8可以看出，當進氣溫度提高到313 K以上時，缸內(nèi)溫度主要集中在1 400 K以上，此時甲醛生成速率和氧化速率增加幅度差距很小，因此當進氣溫度提高到313 K以上時，提高進氣溫度對降低甲醛濃度效果很小。

4 結束語

a.提高進氣溫度能夠縮短冷起動滯燃期，當進氣溫度由283 K升高到293 K時滯燃期縮短1.3°CA，繼續(xù)升高進氣溫度，進氣溫度每升高10 K滯燃期縮短0.3～0.4 °CA。

b.提高進氣溫度能夠改善冷起動燃燒，當進氣溫度由283 K提高到293 K時，缸內(nèi)最高氣缸壓力、最大放熱率和最高燃燒溫度分別提高0.59 MPa、20 J/°CA和165 K，繼續(xù)提高進氣溫度對燃燒改善作用減弱。當進氣溫度超過313 K時，提高進氣溫度對改善燃燒效果不明顯。

c.提高進氣溫度能夠降低未燃甲醇和甲醛排放，當進氣溫度由283 K升高到293 K時，未燃甲醇和甲醛排放大幅降低，下降幅度分別達49%和32%，繼續(xù)提高進氣溫度對降低未燃甲醇和甲醛濃度作用明顯減弱。當進氣溫度高于313 K時，提高進氣溫度對降低未燃甲醇和甲醛濃度作用很微弱。