噴水對天然氣發(fā)動機性能影響的數值模擬

吳靜濤, 吳志軍, 李理光, 康 哲, 鄧 俊

(1. 同濟大學 汽車學院, 上海 201804; 2. 重慶大學 汽車工程學院, 重慶 400044)

隨著汽車工業(yè)的蓬勃發(fā)展,能源消耗和環(huán)境保護問題變得日益嚴峻.為了應對這些問題,各國政府建立了嚴格的法規(guī),從而控制汽車的油耗與排放,達到節(jié)能減排的目的.嚴格的法規(guī)促進了對發(fā)動機節(jié)能減排的探索.噴水技術在提高燃油經濟性和降低排放等方面有著極大的優(yōu)勢,在汽油機和柴油機上具有較高的應用前景,各國科研人員也對噴水技術開展了大量研究.

目前,噴水技術按照噴射位置的不同可以分為進氣總管單點噴水、進氣歧管噴水和缸內噴水等方式.進氣歧管噴水技術可以使汽油發(fā)動機在滿負荷下以當量比運行,還可以使發(fā)動機的平均有效壓力提高5%,熱效率提高4%[1].吳志軍等[2-3]討論了噴水發(fā)動機的理論循環(huán)熱效率,隨著噴水質量及噴水溫度的增加,發(fā)動機的熱效率增加.于瀟等[4-6]在內燃蘭金循環(huán)發(fā)動機上研究了噴水時刻和噴水溫度對燃燒特性的影響,實驗結果表明,在燃燒過程中噴入的水可控制燃燒速率,噴水時刻對HC和NOx排放特性有較大影響,噴水溫度的升高可以提高循環(huán)熱效率.De Bellis等[7]使用仿真的方法研究了進氣道噴水對燃油經濟性的影響,結果表明,噴水技術可以有效降低發(fā)動機中高負荷的燃油消耗率. Tauzia等[8]在一臺柴油機上研究了進氣歧管噴水的冷卻作用,實驗結果發(fā)現(xiàn)無論是在大負荷還是小負荷,噴水均可以降低50%的NOx排放.Bozza等[9]對比研究了噴水和廢氣再循環(huán)(EGR)對熱力學和燃燒熱性的影響,研究表明與EGR類似,噴水對層流火焰速度影響顯著,可以有效抑制發(fā)動機的爆震.此外,Hoppe等[10-11]在一臺配有廢氣再循環(huán)的汽油機上研究了當量比下缸內噴水對發(fā)動機油耗和性能的影響,實驗結果表明在低油耗區(qū)可以將發(fā)動機效率提高3.3%~3.8%,在大負荷區(qū)域可以將發(fā)動機效率提高16%.Iwashiro等[12]研究了噴水對均質壓縮燃燒發(fā)動機(HCCI)的影響,研究發(fā)現(xiàn)HCCI發(fā)動機的熱效率提高了2%,工作范圍從460 KPa拓寬至700 KPa.

天然氣因其具有資源豐富、成本低、排放低等特點成為具有前景的替代燃料[13-14].目前,天然氣發(fā)動機廣泛采用稀薄燃燒技術、渦輪增壓、高壓縮比等技術[15-16].由于排放限值的進一步嚴格,天然氣發(fā)動機向當量比燃燒發(fā)展,這進一步了天然氣發(fā)動機的熱負荷.面對這些挑戰(zhàn),噴水技術被認為是一種潛在的解決方案.綜上所述,目前關于噴水技術的實驗與仿真研究主要應用于汽油機和柴油機.因此,本文結合詳細的化學反應動力學,運用數值模擬的方法,分別從噴水質量和噴水位置兩方面入手,研究分析了噴水對重型天然氣發(fā)動機燃燒特性和排放的影響.

1 計算模型

1.1 仿真模型

本文研究對象是一臺四沖程點燃式渦輪增壓天然氣發(fā)動機,其主要參數見表1.仿真采用三維計算流體動力學(CFD)軟件CONVERGE對天然氣發(fā)動機的工作過程進行模擬.利用有限體積法對質量、動量和能量守恒方程離散求解,湍流模型為RNGk-epsilon雙方程模型.使用Kelvin-Helmholtz和Rayleigh-Taylor混合破碎模型以及O' Rourke液膜模型模擬噴霧過程.采用詳細化學反應動力學模型(SAGE)計算燃燒反應過程,其中甲烷的反應機理為GRI-mech 3.0,共包含53種組分和325種基元反應.該機理適用于當量比0.1~5下的化學反應.此外,使用擴展的Zeldovich模型預測氮氧化物的生成.此外,仿真所用的天然氣燃料的主要成分為:CH4、C2H6和C3H8,其體積分數分別為88%、6%和6%.

表1 發(fā)動機參數

1.2 計算網格

為了兼顧計算效率和計算結果的精確性,體網格基本尺寸為4 mm.仿真過程中采用了速度及溫度自適應加密體網格(AMR),加密等級是3,即最小網格尺寸為0.5 mm.同時,在燃燒室、火花塞、活塞頂面、氣門封閉面等關鍵位置采用了不同等級的嵌入式固定加密.計算過程中,每個時間步長都會重建網格,因此在不同時刻,缸內網格數目與分布也不相同,最大網格數為300萬.圖1為上止點前320°曲軸轉角時生成的計算網格.

1.3 邊界條件

為了研究天然氣發(fā)動機的進氣、壓縮及做功過程,本文的數值模擬計算區(qū)域選定為進、排氣道和燃燒室三部分.進、排氣道部分分為氣門座、氣門體和氣道體區(qū)域,燃燒室部分分為氣缸蓋、缸壁和活塞頂.借助GT-Power軟件,完成天然氣發(fā)動機的熱力循環(huán)計算,獲取三維數值模擬的瞬態(tài)邊界條件.如進口、出口的溫度和壓力等,其他邊界條件的設置見表2.

圖1 計算網格

1.4 模型標定

為了驗證本文模型的準確性,保證計算結果可靠性,選取當量比為1.21,1 100 r·min-1全負荷工況下的臺架試驗結果與仿真結果進行對比.圖2為實驗測得的缸壓曲線與仿真結果的對比.從圖中可以看出,兩條曲線擬合程度良好,誤差范圍在5%以內,說明模型的選擇、邊界條件和初始條件的設置能夠滿足計算的要求.

表2 邊界條件

圖2 計算模型標定

為了研究不同噴水位置對天然氣發(fā)動機燃燒和排放特性的影響,選取當量比為1.21,噴水和燃氣質量比為0.5,1 100 r·min-1全負荷工況下對進氣總管及進氣歧管兩個噴水位置的仿真結果進行對比研究.對于進氣總管噴水,在低速大負荷條件下,噴入進氣系統(tǒng)的水以水蒸氣的形式從進氣邊界進入.對于進氣歧管噴水,噴嘴位置如圖 1所示.為了排除水噴霧蒸發(fā)過程對發(fā)動機性能的影響,選取在總管噴水條件下研究噴水質量對天然氣發(fā)動機燃燒過程的影響.由于當噴水與燃氣質量比大于1:1時易發(fā)生失火現(xiàn)象,因而在當量比為1.21, 1 100 r·min-1全負荷工況下對質量比為0:1、0.5:1和1:1三種工況下的仿真結果進行對比研究,分析噴水質量對天然氣發(fā)動機缸內流動和燃燒過程的影響.

2 計算結果與討論

2.1 噴水位置對天然氣發(fā)動機的影響

圖3為不同噴水位置下燃燒室內的平均壓力及平均放熱率曲線的變化曲線.從圖中可以看出,當采用進氣總管噴水時,燃燒室內的峰值壓力為8.964 MPa,而采用進氣歧管噴水時,燃燒室內的峰值壓力為9.196 MPa.當采用進氣總管噴水時,燃燒室內的峰值放熱率為546 J·(°)-1,而采用進氣歧管噴水時,燃燒室內的峰值放熱率為524 J·(°)-1.從兩圖可以得到,與不噴水的工況相比,進氣歧管噴水方案的缸內壓力和放熱率的下降較小,表明在相同水油比下,進氣歧管噴水形成的水霧對發(fā)動機輸出性能及缸內燃燒過程的負面影響更小.分析認為,造成上述現(xiàn)象的原因主要在于進氣歧管噴水對天然氣發(fā)動機進氣過程充量系數的影響.

圖3 不同噴水位置的缸壓及放熱率對比圖

Fig.3 Comparison of cylinder pressure and heat released rate in different water injection positions

圖4為不同噴水位置下進氣質量對比圖.當采用進氣總管噴水方案時,進氣質量為4 436 mg,當采用進氣歧管噴水方案時,進氣質量增加至4 513 mg.在相同水油比下,噴水位置對進氣質量的影響十分顯著,進氣歧管噴水的進氣質量比進氣總管噴水進氣質量大5%.此外,從圖5進氣至壓縮過程的溫度分布圖可以看出,在進氣及壓縮過程中,進氣歧管噴水的燃燒室內的溫度低于進氣總管噴水的燃燒室內溫度,在上止點前20°曲軸轉角的時候,采用進氣歧管噴水方案的燃燒室內平均溫度為700 K,而采用進氣總管噴水方案的燃燒室內的平均溫度為750 K.這表明,在低轉速大負荷工況下,發(fā)動機的熱負荷較高,對與進氣道噴水而言,噴水位置距離燃燒室距離越近,水霧蒸發(fā)吸熱降低燃燒室溫度的作用越明顯,從而增加進氣過程的缸內充量密度.

圖4 不同噴水位置進氣質量對比圖

2.2 噴水質量對天然氣發(fā)動機的影響

圖6為進氣行程在不同噴水質量時湍動能及流場分布.進氣行程初期,混合氣被擠入燃燒室內,在上止點前344°曲軸轉角時,受到氣門節(jié)流作用的影響,在氣門間隙處的最大湍動能僅為50 m2·s-2;活塞下行到上止點前318°曲軸轉角時,活塞運動加快,缸內產生負壓,同時氣門處的節(jié)流損失減小,空氣經螺旋氣道后沿進氣門面流入缸內.從圖中可以看出,此時隨著噴水質量的增加,進氣質量增加,使得氣流在進氣門下方的兩個滾流的湍動能增加,這有利于組織更加均勻的混合氣;在上止點前263°曲軸轉角時,不同滾流區(qū)之間相互影響,缸內滾流的結構發(fā)生改變.隨著噴水質量的增加,右側的滾流逐漸變大,但由于進氣過程的不對稱性,進氣門下方的滾流區(qū)逐漸變小;隨著活塞繼續(xù)運動,噴水質量對湍動能的影響逐漸減弱,但是缸內仍然存在多個較小尺度的滾流區(qū)域,各個滾流區(qū)之間互相交換能量,湍動能逐漸減弱至25 m2·s-2以下,形成均勻的混合氣.

a -344°

b -318°

c -263°

d -182°

e -120°

Fig.6 Distribution of turbulence kinetic energy in the intake stroke

圖7為在不同噴水質量下溫度場分布圖,從圖中可以看出,在火花塞點火之前,缸內溫度分布均勻,為800 K;由于天然氣的著火延遲期較長,火花塞點火后,在上止點前8°曲軸轉角時,火焰在火花塞附近形成明顯的火核;在燃燒上止點時,火焰處于明顯發(fā)展期,以球形向外擴展,從圖中可以看出,在壓縮過程中缸內滾流的作用下,使得缸內已燃混合氣團向進氣門側(左側)偏移.隨著燃燒過程的進行,火焰從燃燒室中心的火花塞迅速傳播至燃燒室邊緣的擠流區(qū),圖中溫度梯度較大的分界面可以看作火焰前封面,相同時刻火焰前封面距離燃燒室中心火花塞的距離可以用來在衡量火焰?zhèn)鞑ニ俣?從上止點后8°曲軸轉角時的對比圖可以看出,隨著噴水質量的增加,火焰?zhèn)鞑ニ俣让黠@減慢,從而推遲了燃燒相位.在上止點后24°曲軸轉角時,火焰前封面繼續(xù)傳播至燃燒室的凹坑及擠流區(qū)域,隨著噴水質量的增加,火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢,這容易使氣缸壁縫隙處殘余的混合氣增加,燃燒不充分,HC和CO的排放量增加.

圖8為燃燒室內的平均溫度及放熱率曲線,從圖中可以看出,隨著噴水質量的增加,燃料的放熱率減緩,燃燒持續(xù)期延長,燃燒室內的最高溫度降低,最高溫度的相位也被推遲.當沒有水噴入的時候,燃燒室內的最高溫度為2 490 K(上止點后15°曲軸轉角);當噴水質量與天然氣質量相同時,燃燒室內的最高溫度為2 200 K(上止點后30°曲軸轉角).

圖9為不同噴水質量下燃燒室內的平均壓力的變化曲線,從圖中可以看出,隨著噴水質量的增加,燃燒室內的峰值壓力從10 MPa下降到8 MPa,峰值壓力出現(xiàn)的相位從上止點后19°曲軸轉角推遲到上止點后23.5°曲軸轉角.這意味著天然氣發(fā)動機采用噴水技術后,在相同的點火提前角下,發(fā)動機的做功能力會略微下降.但是,隨著噴水質量的增加,火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢,燃燒持續(xù)期延長,爆震傾向也會減弱,這為天然氣發(fā)動機的當量比燃燒提供了可能性.

a -20°

b -8°

c 0°

d 8°

e 16°

f 24°

g 32°

h 40°

圖8 不同噴水質量下缸內溫度及放熱率對比圖

圖9 不同噴水質量下缸內壓力對比圖

高溫、富氧以及在高溫富氧區(qū)的停留時間是氮氧化物生成的3個條件.圖10為仿真不同噴水質量的氮氧化物的分布.從溫度場分布可以看出,高溫區(qū)域主要存在于已燃區(qū)和火焰前峰面處,而氮氧化物的形成區(qū)與溫度場的高溫區(qū)分布一致.在上止點附近的快速燃燒期,火焰?zhèn)鞑ニ俣燃眲〖涌?燃燒室內火花塞附近溫度達到 2 400 K 以上,有明顯的氮氧化物生成跡象;在上止點后24°曲軸轉角時,火焰前封面繼續(xù)傳播至燃燒室的凹坑及擠流區(qū)域,在溫度很高的已燃區(qū)域生成了大量的氮氧化物,在沒有噴水的工況下,局部最高的氮氧化物質量分數高達0.012;隨著活塞的繼續(xù)下行,燃燒進入后燃期,氮氧化物的生成速率降低,并總生成量維持穩(wěn)定.與沒有噴水的工況相比,隨著噴水質量的增加,燃燒室內的高溫區(qū)域明顯減少,使得缸內氮氧化物的生成面積和峰值顯著減小.

a 0°

b 8°

c 16°

d 24°

e 32°

f 40°

g 48°

圖10 氮氧化物生成分布

圖11為不同噴水質量下氮氧化物的生成量.在不改變點火時刻和空燃比的情況下,不噴水的原機工況下,單缸氮氧化物的生成量為805×10-6;當噴水質量為天然氣質量的一半時,氮氧化物的生成質量下降至原機的59.94%;而噴水質量等于天然氣質量時,氮氧化物的生成質量下降至原機的23.08%.通過上述仿真結果可以發(fā)現(xiàn),隨著噴水質量的增加,氮氧化物的成量明顯降低.因此,進氣總管噴水可以顯著抑制燃燒室內氮氧化物的生成,從而大幅緩解稀燃工況下天然氣發(fā)動機對后處理裝置的依賴.

圖11 不同噴水質量下氮氧化物的生成量

2.3 噴水對反應過程的影響

為了進一步研究噴水對天然氣發(fā)動機化學反應過程的影響,在當量比為1.21,噴水和燃氣質量比為0.5,1 100 r·min-1全負荷工況下,對比了噴水和未噴水情況下幾種物質濃度和溫度曲線的關系.在火焰前鋒之前的末端氣體中產生CH2O和OH自由基可以作為燃燒反應和已燃區(qū)的標記[17].如圖12所示,在溫度低于1 500 K的低溫反應階段,隨著燃料的消耗,在兩種情況下的溫度均緩慢升高,CH2O和H2O2中間自由基在此階段都顯著上升,且無明顯差別.在低溫反應階段主要是脫氫反應,即CH4被自由基(H,O和OH等)氧化成CH3,CH3與氧原子結合并被氧化成CH2O.仿真結果表明,噴水對低溫反應階段CH2O和H2O2的生成沒有顯著影響.

在溫度高于1 500 K的高溫反應階段,噴水工況的OH和HO2自由基濃度明顯低于未噴水工況的濃度,這些變化主要涉及以下反應:

H2O2+ (M) = OH + OH + (M)

(R1)

CH2O + 2OH = CO + 2H2O

(R2)

HCO + OH = CO + H2O

(R3)

CO + OH = CO2+ H

(R4)

如圖12所示,當燃燒室內的溫度高達1 500 K時,CH2O和H2O2的濃度上升到相對較高的水平.此時H2O2開始分解產生大量OH自由基,這也是高溫反應的開始指標.同時,R2反應消耗OH和CH2O形成CO,而CO進一步被氧化成CO2放出大量的熱量.當噴水以后,R1反應被H2O抑制,導致生成的OH濃度降低,因此燃燒持續(xù)期被延長.而R3反應速率(指前因子A= 50×1013)比R4反應速率快得多(指前因子A= 4.76×107),這導致沒有足夠的OH來進行R4反應,因此噴水以后的最高溫度明顯降低.因此,在高溫反應階段,噴水以后,OH自由基的生成速率被抑制,致使沒有足夠的氧化劑氧化CO,放熱持續(xù)期延長,反應溫度降低.

a 未噴水工況

b 噴水工況

3 結論

(1) 噴水對天然氣的低溫反應階段無顯著影響,但是在高溫反應階段,OH自由基的生成速率被抑制,致使沒有足夠的氧化劑氧化CO,燃燒持續(xù)期延長,反應溫度降低.

(2) 噴水質量的增加會使得燃燒過程的火焰?zhèn)鞑ニ俣让黠@減慢,燃料放熱速率減緩,燃燒的持續(xù)期延長,最高溫度降低,相位推遲.這顯著降低了發(fā)動機的熱負荷,抑制氮氧化物的生成.

(3) 噴水位置距離燃燒室越近,水霧蒸發(fā)吸熱降低燃燒室溫度的作用越明顯,這有利于增加進氣過程的缸內充量密度.