點(diǎn)燃型預(yù)燃室在大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)上的應(yīng)用

冷先銀,何東澤,何志霞,王 謙,隆武強(qiáng),曹 波

(1.江蘇大學(xué) 能源研究院，鎮(zhèn)江 212000；2. 江蘇大學(xué) 汽車(chē)與交通工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212000; 3.江蘇大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212000;4.大連理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，大連 116024；5.江蘇泓潤(rùn)生物質(zhì)能科技有限公司，鎮(zhèn)江 212000)

0 概述

隨著能源和環(huán)境問(wèn)題日益突出，內(nèi)燃機(jī)的清潔替代燃料得到廣泛關(guān)注。甲醇是一種對(duì)環(huán)境和經(jīng)濟(jì)有吸引力的替代燃料。與傳統(tǒng)的化石燃料相比，甲醇在改善內(nèi)燃機(jī)性能方面具有高辛烷值、高層流火焰燃燒速率、高汽化潛熱、低CO2及零碳煙排放等優(yōu)勢(shì)[1]，被認(rèn)為是最有前景的內(nèi)燃機(jī)替代燃料之一[2]。尤其是對(duì)于船用發(fā)動(dòng)機(jī)，目前正在實(shí)施國(guó)際海事組織(International Maritime Oragnization， IMO)Tier Ⅲ燃料硫含量法規(guī)，降低重油中的硫含量將顯著提高其價(jià)格，不含硫的甲醇燃料極具吸引力。

甲醇揮發(fā)性好，自燃點(diǎn)高，在發(fā)動(dòng)機(jī)中一般采用火花塞點(diǎn)燃預(yù)混合氣、火焰擴(kuò)散的方式組織燃燒。火花塞點(diǎn)火方式用于小缸徑發(fā)動(dòng)機(jī)方面已有大量研究[3-4]。而在大缸徑的船用發(fā)動(dòng)機(jī)中，若采用火花塞直接點(diǎn)燃預(yù)混合氣，火焰需要傳播的距離長(zhǎng)，很容易發(fā)生失火、爆震等異常燃燒現(xiàn)象，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放惡化。因此，在大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)中，目前主要是采用微量噴射柴油進(jìn)行缸內(nèi)多點(diǎn)點(diǎn)火，既增加了點(diǎn)火能量，也縮短了火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x，可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的燃燒。如文獻(xiàn)[5]中提出的柴油-甲醇二元燃燒系統(tǒng)，在進(jìn)氣道噴射甲醇形成均質(zhì)稀薄混合氣，由缸內(nèi)直噴少量柴油點(diǎn)燃，這種燃燒方式獲得了良好的經(jīng)濟(jì)性與排放性。再如曼恩公司的MAN ME-LGI發(fā)動(dòng)機(jī)[6]，也是利用微噴柴油引燃缸內(nèi)高壓直噴(60 MPa)的甲醇燃料。柴油微噴引燃甲醇混合氣的方式取得了良好的效果[7]，但是為了精準(zhǔn)控制微噴油量和正時(shí)，需要裝備柴油高壓共軌噴射系統(tǒng)，成本較高。此外，微噴柴油在缸內(nèi)形成局部濃混合氣區(qū)，會(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生顆粒排放。

為了在大缸徑船用發(fā)動(dòng)機(jī)中采用甲醇單一燃料進(jìn)行稀薄燃燒，使缸內(nèi)稀薄混合氣獲得足夠高的點(diǎn)火能量和較短的火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x，提出將點(diǎn)燃型預(yù)燃室應(yīng)用于大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的思路。使用甲醇單一燃料，在進(jìn)氣道和預(yù)燃室分別噴射，使主燃室和預(yù)燃室分別形成均質(zhì)稀薄混合氣和當(dāng)量比混合氣，預(yù)燃室內(nèi)的濃混合氣點(diǎn)火燃燒后產(chǎn)生分布式射流，這些射流所蘊(yùn)含的能量高出火花塞點(diǎn)火能量4個(gè)數(shù)量級(jí)，能夠較為容易地點(diǎn)燃主燃室的稀薄混合氣。這種燃燒方式有望獲得良好的發(fā)動(dòng)機(jī)性能，且由于不使用柴油引燃，可以節(jié)省柴油油箱和電控共軌噴射系統(tǒng)的成本，也不會(huì)產(chǎn)生顆粒物排放，有利于節(jié)能減排。為探索點(diǎn)燃型預(yù)燃室應(yīng)用于大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的可行性和效果，基于一臺(tái)大缸徑預(yù)燃室式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)了甲醇點(diǎn)燃型預(yù)燃室燃燒系統(tǒng)，并利用三維計(jì)算流體力學(xué)(computed fluid dynamics, CFD)軟件進(jìn)行燃燒數(shù)值模擬，分析缸內(nèi)過(guò)量空氣系數(shù)和點(diǎn)火正時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的影響，以期為大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 計(jì)算模型的構(gòu)建與驗(yàn)證

1.1 幾何模型

模擬基于一臺(tái)缸徑為320 mm的預(yù)燃室天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行，主要將該機(jī)的天然氣噴射系統(tǒng)替換為甲醇噴射系統(tǒng)，得到點(diǎn)燃型預(yù)燃室甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的概念模型。發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)如表1所示，使用三維CFD軟件CONVERGE V2.3對(duì)其工作循環(huán)的流動(dòng)、噴霧和燃燒過(guò)程進(jìn)行仿真計(jì)算。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

發(fā)動(dòng)機(jī)幾何計(jì)算模型如圖1(a)所示，包括進(jìn)排氣道、主燃室和預(yù)燃室，在進(jìn)氣道與預(yù)燃室內(nèi)分別設(shè)置一個(gè)甲醇噴射器。其中預(yù)燃室模型如圖1(b)所示，其容積為余隙容積的2%，下方是連接主燃室的6個(gè)直徑為 3 mm 的噴孔，其方向與預(yù)燃室中軸線呈70°夾角。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)三維幾何模型

1.2 物理-化學(xué)模型

工質(zhì)在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的流動(dòng)和燃燒涉及復(fù)雜的物理-化學(xué)過(guò)程，在模擬計(jì)算中，需要應(yīng)用相應(yīng)的模型對(duì)這些過(guò)程進(jìn)行描述。表2列出了本研究采用的描述氣體流動(dòng)及液體燃料霧化、破碎、蒸發(fā)、混合和燃燒過(guò)程的模型。利用化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)求解器SAGE計(jì)算甲醇混合氣的燃燒，其中甲醇的燃燒機(jī)理采用隆德大學(xué)Pichler和Nilsson提出的簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理[8]，包含18個(gè)組分和55個(gè)反應(yīng)。該機(jī)理規(guī)模適中，在甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒計(jì)算中的可信性也得到了驗(yàn)證。該反應(yīng)機(jī)理包含了HC、CO排放的生成機(jī)理，而NOx排放則采用拓展Zeldovich反應(yīng)機(jī)理[9]進(jìn)行預(yù)測(cè)。

表2 CFD子模型的選取

1.3 邊界條件和初始條件

定義模擬計(jì)算中的進(jìn)氣上止點(diǎn)為360°，燃燒上止點(diǎn)為720°，計(jì)算時(shí)間從300°到1 020°，共計(jì)720°曲軸轉(zhuǎn)角，為一個(gè)完整的工作循環(huán)，其中進(jìn)氣道甲醇噴射時(shí)刻為340°，預(yù)燃室內(nèi)甲醇噴射時(shí)刻為680°。計(jì)算中的初始條件與邊界條件如表3所示。

1.4 網(wǎng)格生成策略和敏感性驗(yàn)證

為確保計(jì)算精度并節(jié)約計(jì)算資源，采用自適應(yīng)網(wǎng)格加密技術(shù)生成計(jì)算網(wǎng)格。首先用一個(gè)基準(zhǔn)尺寸對(duì)幾何模型進(jìn)行全局網(wǎng)格劃分，然后對(duì)流場(chǎng)中速度和溫度梯度較大的區(qū)域進(jìn)行自適應(yīng)加密，此外還對(duì)一些關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行了固定加密?；鸹ㄈ浇〕叨确秶鷥?nèi)發(fā)生了極為復(fù)雜的物理-化學(xué)變化。為了保證點(diǎn)火過(guò)程的準(zhǔn)確模擬，在火花塞電極之間設(shè)置了6級(jí)柱狀固定加密，在火花塞周?chē)蛐螀^(qū)域設(shè)置了4級(jí)固定加密。預(yù)燃室噴孔處產(chǎn)生的分布式射流對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火和燃燒過(guò)程非常重要，因而在燃燒上止點(diǎn)附近對(duì)預(yù)燃室噴孔區(qū)域進(jìn)行了3級(jí)固定加密。

表3 邊界及初始條件設(shè)置

為選取合適的基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸，本研究分別采用6.0 mm、7.0 mm、8.0 mm和9.0 mm這4種基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸進(jìn)行計(jì)算，主燃室缸內(nèi)平均湍動(dòng)能和平均溫度的結(jié)果如圖2所示。可見(jiàn)，基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸降低到8.0 mm之后可以使主要參數(shù)的計(jì)算結(jié)果收斂，因而選擇8.0 mm作為研究機(jī)型的基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸。

圖2 不同網(wǎng)格尺寸下主燃室缸內(nèi)平均湍動(dòng)能和平均溫度的計(jì)算結(jié)果

1.5 模型驗(yàn)證

目前在大缸徑點(diǎn)燃型預(yù)燃室發(fā)動(dòng)機(jī)上采用甲醇單一燃料的試驗(yàn)報(bào)道甚少，本研究中采用文獻(xiàn)[17]中的甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。盡管該文所用機(jī)型與本文的研究對(duì)象有較大差異，但是缸內(nèi)過(guò)程涉及的流動(dòng)、噴霧、相變、分子混合、化學(xué)反應(yīng)等問(wèn)題的物理本質(zhì)是相同的[18]，且本研究所采用的化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型對(duì)多種燃燒方式有很好的適應(yīng)性[19]。圖3給出了試驗(yàn)和模擬所得的缸壓和放熱率數(shù)據(jù)對(duì)比，試驗(yàn)得出的缸壓峰值為 5.6 MPa，出現(xiàn)位置在上止點(diǎn)后的18°時(shí)刻，模擬得出的缸壓峰值與出現(xiàn)位置基本與試驗(yàn)結(jié)果一致，燃燒始點(diǎn)預(yù)測(cè)準(zhǔn)確，放熱率峰值略有差異，但變化趨勢(shì)一致，可以認(rèn)為計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，驗(yàn)證了本研究所用計(jì)算模型的可信性。

圖3 模擬與試驗(yàn)的缸壓和放熱率對(duì)比

2 計(jì)算方案設(shè)計(jì)

為了探索點(diǎn)燃型預(yù)燃室應(yīng)用于大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)的稀燃能力，設(shè)計(jì)了如表4所示的計(jì)算方案。所有計(jì)算方案中都設(shè)計(jì)合適的噴射策略，通過(guò)調(diào)節(jié)預(yù)燃室中的噴射器的甲醇噴射量使預(yù)燃室形成當(dāng)量比混合氣，表中點(diǎn)火正時(shí)為預(yù)燃室中火花塞開(kāi)始跳火時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，λ定義為主燃室過(guò)量空氣系數(shù)。不同主燃室過(guò)量空氣系數(shù)的方案：主燃室過(guò)量空氣系數(shù)從2.0增加到2.8，步長(zhǎng)為0.1。不同點(diǎn)火正時(shí)的方案：λ為2.1，點(diǎn)火正時(shí)從712°變化到720°，步長(zhǎng)為2°。過(guò)量空氣系數(shù)變化時(shí)，燃燒速率和燃燒相位隨之變化。為孤立過(guò)量空氣系數(shù)的影響，通過(guò)控制點(diǎn)火正時(shí)保持燃燒重心(CA50，燃料熱值釋放50%時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)在725°附近。

表4 計(jì)算方案

3 結(jié)果與分析

3.1 主燃室過(guò)量空氣系數(shù)的影響

3.1.1 過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)缸內(nèi)燃燒特性的影響

研究發(fā)現(xiàn)，如果采用固定的點(diǎn)火正時(shí)，隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，主燃室內(nèi)燃燒始點(diǎn)推遲，燃燒速率下降，熱效率降低。而在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中，也是靈活調(diào)整點(diǎn)火正時(shí)，以使每個(gè)循環(huán)獲得最佳的性能。此處，為孤立過(guò)量空氣系數(shù)的影響，參考文獻(xiàn)[20]中的研究，在計(jì)算時(shí)通過(guò)調(diào)節(jié)點(diǎn)火正時(shí)將CA50控制在上止點(diǎn)后的5.0°±0.5°范圍內(nèi)最佳。圖4(a)和圖4(b)分別為不同λ方案的主燃室缸壓和放熱率。可見(jiàn)，缸壓和放熱率的峰值都隨λ增大而持續(xù)減小，這是由于隨λ增大，火焰?zhèn)鞑ニ俾氏陆?，燃燒放熱率降低，缸壓也相?yīng)降低。此外，還注意到，甲醇的燃燒放熱率具有顯著的先緩后急特征，放熱率圖形接近“⊿”形狀，與傳統(tǒng)柴油機(jī)燃燒后產(chǎn)生的先急后緩的放熱特征正好相反，也不同于汽油機(jī)或天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒后產(chǎn)生的近似左右對(duì)稱的放熱特征。其原因可能是甲醇預(yù)混合氣的燃燒速率對(duì)溫度更加敏感，在缸內(nèi)燃燒后期，由于早期燃燒火焰的熱傳導(dǎo)和輻射作用，未燃混合氣溫度快速增加，使得后期放熱率急劇上升。

圖4 不同λ方案的主燃室缸壓和放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

為便于分析發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性，將主燃室中燃料的燃燒持續(xù)期分為三個(gè)階段：火焰發(fā)展期(CA0—CA10，從主燃室開(kāi)始放熱至熱量釋放10%)、前半程主燃燒期(CA10—CA50，熱量釋放從10%增加至50%)和后半程主燃燒期(CA50—CA90，熱量釋放從50%增加至90%)。圖5顯示了不同λ方案的燃燒持續(xù)期對(duì)比。由圖可見(jiàn)，隨λ的增大，燃燒持續(xù)期逐漸延長(zhǎng)，這是因?yàn)榛鹧鎮(zhèn)鞑ニ俾孰S混合氣的濃度降低而降低。其中，火焰發(fā)展期隨λ的增加有小幅度的延長(zhǎng)，最大增幅也只有1.0°，說(shuō)明主燃室混合氣濃度對(duì)火焰發(fā)展期影響較小。前半程主燃燒期受λ的影響比火焰發(fā)展期稍大，從λ為2.0時(shí)的4.5°增加到λ為2.8時(shí)的7.2°。受主燃室混合氣濃度影響最大的是后半程主燃燒期，從λ為2.1時(shí)的1.1°增加到λ為2.8時(shí)的9.2°。

圖5 不同λ方案的燃燒持續(xù)期

圖6為不同λ方案下缸內(nèi)平均溫度對(duì)比。可見(jiàn)，在著火前，缸內(nèi)平均溫度隨λ增大而略有增大，這主要是因?yàn)殡S著λ增大，噴入的甲醇量減少，甲醇蒸發(fā)對(duì)工質(zhì)的吸熱效應(yīng)減弱，從而使得缸內(nèi)平均溫度稍高。在710°時(shí)刻，λ為2.8的方案比λ為2.0的方案高出22.2 K。在預(yù)燃室產(chǎn)生分布式射流點(diǎn)火之后，缸內(nèi)平均溫度迅速上升，其中λ越小的方案溫度上升越快，在大約8°的曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)間內(nèi)就會(huì)超過(guò)λ較大的方案的缸內(nèi)平均溫度，并且會(huì)產(chǎn)生更高的缸內(nèi)平均溫度峰值。

圖6 不同λ方案的主燃室缸內(nèi)平均溫度

為了解缸內(nèi)燃燒的詳細(xì)信息，將過(guò)氣缸軸線和2個(gè)對(duì)稱噴孔的豎直平面與過(guò)6個(gè)噴孔中心線的圓錐面上不同時(shí)刻的溫度和當(dāng)量比云圖進(jìn)行對(duì)比，兩種截取方式如圖7中藍(lán)色截面和紅色截面所示。圖8～圖10顯示了不同λ方案下所述兩個(gè)截面在717°、720°、725°和730°時(shí)刻的溫度云圖。由圖可見(jiàn)，預(yù)燃室內(nèi)的溫度顯著高于主燃室，預(yù)燃室內(nèi)燃燒產(chǎn)物的溫度高達(dá)2 400 K以上，而主燃室缸內(nèi)分布式射流及火焰的溫度只有1 700 K左右(717°時(shí)刻)。這是因?yàn)轭A(yù)燃室內(nèi)是當(dāng)量比燃燒，而主燃室缸內(nèi)是λ大于2.0的超稀薄燃燒，絕熱火焰溫度受當(dāng)量比的影響很大。缸內(nèi)射流點(diǎn)火后火焰的有序、快速傳播說(shuō)明點(diǎn)燃型預(yù)燃室可以實(shí)現(xiàn)大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的穩(wěn)定點(diǎn)火和低溫稀薄燃燒，有利于提高熱效率和降低NOx排放。此外還注意到，在上止點(diǎn)及其之前，火焰溫度受λ值影響并不大，但是在725°和730°時(shí)刻λ相對(duì)較低(2.0～2.3)的幾個(gè)方案，在沿噴孔中心線方向下游局部區(qū)域溫度增加到2 100 K，而其余λ更高的方案火焰溫度并無(wú)顯著上升。究其原因，應(yīng)該是在混合氣濃度相對(duì)較高時(shí)，射流狀火焰表面處熱量釋放速率大于散熱速率，導(dǎo)致火焰束內(nèi)部熱量聚集，從而在火焰束中心線位置產(chǎn)生線狀高溫區(qū)(λ=2.0, 725°)；而在混合氣濃度較低的條件下，一方面絕熱火焰溫度降低，另一方面火焰面處熱量的釋放速率小于散熱速率，使得火焰束內(nèi)部并未出現(xiàn)局部高溫區(qū)。

圖7 云圖的截取方式

圖8 λ為2.0、2.1、2.2下的溫度云圖

圖9 λ為2.3、2.4、2.5下的溫度云圖

圖10 λ為2.6、2.7、2.8下的溫度云圖

3.1.2λ對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放特性的影響

為仔細(xì)分析影響點(diǎn)燃型預(yù)燃室甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)性能的因素，從計(jì)算結(jié)果中提取指示熱效率ηi、燃燒效率ηcomb和熱力學(xué)效率ηtd數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，其定義[21]分別見(jiàn)式(1)、式(2)、式(3)。

ηi=W/(m·Hu)

(1)

ηcomb=Qa/(m·Hu)

(2)

ηtd=W/Qa

(3)

式中，W為循環(huán)指示功；m為燃料質(zhì)量；Hu為燃料低熱值；Qa為累計(jì)放熱量。

顯然，ηi=ηcomb·ηtd，即指示熱效率等于燃料熱值釋放的效率和熱量利用效率之乘積。

圖11為指示熱效率、燃燒效率、熱力學(xué)效率隨λ的變化情況。λ從2.0增加到2.4的過(guò)程中，燃燒效率都在99%以上，說(shuō)明λ在2.4及以下時(shí)都能夠完全燃燒。當(dāng)λ進(jìn)一步增加，燃燒效率開(kāi)始快速降低，到λ為2.8時(shí)燃燒效率已經(jīng)下降到93.2%，這是因?yàn)榛旌蠚膺^(guò)于稀薄，易發(fā)生局部失火，燃燒不完全。熱力學(xué)效率隨λ的增加而持續(xù)增加，這是因?yàn)榛旌蠚庠较”?，缸?nèi)工質(zhì)的比熱比越高，奧拓循環(huán)的理論熱效率也隨之提高，這正是采用稀薄燃燒提高熱效率的理論基礎(chǔ)。但是在λ大于2.3之后，熱力學(xué)效率的增加有放緩的趨勢(shì)，這是因?yàn)殡S著混合氣當(dāng)量比降低，燃燒速率降低，燃燒持續(xù)期增加，更多的熱量在膨脹沖程釋放，使循環(huán)等容度降低。指示熱效率隨λ增大而先增大后減小，λ為2.4時(shí)指示熱效率最高。造成這一現(xiàn)象的原因是：當(dāng)λ小于2.4時(shí)，燃燒都比較完全，燃燒效率接近100%，熱效率主要取決于熱力學(xué)效率，因而其變化趨勢(shì)與熱力學(xué)效率相同；當(dāng)λ大于2.4時(shí)，燃燒效率大幅下降，而熱力學(xué)效率只有小幅度的提高，因而燃燒效率下降起到主導(dǎo)性的作用，致使指示熱效率下降。

圖11 不同λ方案的指示熱效率、熱力學(xué)效率和燃燒效率

平均指示壓力(indicated mean effective pressure， IMEP)是評(píng)價(jià)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性的重要指標(biāo)。圖12為不同λ方案的IMEP、最大壓力升高率和爆震強(qiáng)度(ringing intensity， RI)對(duì)比。IMEP隨λ增大而減小，從2.4 MPa下降到1.6 MPa，這主要是因?yàn)椋弘S著λ增大，缸內(nèi)燃料質(zhì)量降低，其所釋放的熱量減少，導(dǎo)致指示功降低，使得IMEP減小。從圖4中可以發(fā)現(xiàn)，燃燒后期缸內(nèi)壓力上升非常快，過(guò)高的壓力升高率往往與燃燒噪聲相關(guān)，因而此處也對(duì)壓力升高率隨λ的變化情況進(jìn)行了定量分析。由圖12可知，當(dāng)λ從2.0增加到2.5時(shí)，最大壓力升高率幾乎呈線性下降，從5.5 MPa/(°)降低到2.9 MPa/(°)，此后進(jìn)一步增大λ至2.8，壓力升高率維持在約3.0 MPa/(°)上下振蕩。最大壓力升高率通常被用來(lái)表征均質(zhì)壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震趨勢(shì)，但正如文獻(xiàn)[22]所述，對(duì)于增壓發(fā)動(dòng)機(jī)，它未必是一個(gè)合適的表征量。本研究中采用文獻(xiàn)[23]中所提出的聲響強(qiáng)度RI概念，其計(jì)算如公式(4)所示：

(4)

式中，γ為比熱比(比定壓熱容/比定容熱容)；β為比例因子；(dp/dt)max為缸內(nèi)最大壓力升高率；pmax為缸內(nèi)最大壓力；Tmax為缸內(nèi)最高溫度；R為氣體常數(shù)；p為缸內(nèi)壓力。

RI與最大壓力升高率和缸內(nèi)最高燃燒壓力的倒數(shù)正相關(guān)，因此，對(duì)于一個(gè)給定的RI限值，最高燃燒壓力越高，發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際上可以承受越高的最大壓力升高率。圖12為不同λ方案的IMEP、最大壓力升高率和RI的變化曲線，RI隨λ的增加大致呈線性下降的趨勢(shì)。文獻(xiàn)[24]中推薦的RI的限值為5.0 MW/m2，該限值為很多學(xué)者所引用[19,25]，本研究中也采用這一限值。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)λ增大到2.2及以上時(shí)，RI都處于限值以下。

圖12 不同λ方案的IMEP、最大壓力升高率和RI

圖13～圖15為不同λ方案的當(dāng)量比云圖?？梢钥闯龈鳓朔桨笍?17°到730°混合氣均勻程度較高，其原因主要是該發(fā)動(dòng)機(jī)采用了甲醇進(jìn)氣道噴射方式，且噴射時(shí)刻較早，有充分的混合時(shí)間。綜合圖8、圖9和圖10不同λ方案的溫度云圖和圖12中RI曲線可以分析得出，過(guò)量空氣系數(shù)越小則RI越大，這不是由主燃室內(nèi)可燃混合氣局部過(guò)濃自燃導(dǎo)致的，而是與燃料量直接相關(guān)。

圖13 λ為2.0、2.1、2.2下的當(dāng)量比云圖

圖14 λ為2.3、2.4、2.5下的當(dāng)量比云圖

圖15 λ為2.6、2.7、2.8下的當(dāng)量比云圖

圖16為不同λ方案的指示NOx、HC和CO排放率對(duì)比。由圖可見(jiàn)，由于采用了點(diǎn)燃型預(yù)燃室，主燃室的混合氣非常稀薄，所有方案的NOx排放都很低，λ=2.0時(shí)NOx排放率最高,也只有0.68 g/(kW·h)，遠(yuǎn)低于IMO Tier Ⅲ排放法規(guī)的限值和中國(guó)非道路發(fā)動(dòng)機(jī)排放限值。隨著λ的增加，NOx排放逐漸下降，這是因?yàn)楦變?nèi)混合氣更加稀薄，火焰溫度降低，見(jiàn)圖8、圖9和圖10，熱力型NOx生成速率下降[9]。CO和HC都是燃燒過(guò)程的中間產(chǎn)物，在稀燃條件下，由于火焰溫度較低，部分CO和HC未能繼續(xù)氧化成CO2，形成排放。圖16顯示，當(dāng)λ小于2.4時(shí)HC和CO排放都極低，而λ超過(guò)2.4之后HC和CO排放將急劇增加，這是因?yàn)榛鹧鏈囟入S著λ的增大而降低，更多的CO和HC不能被完全氧化。

圖16 不同λ方案的NOx、HC和CO排放

綜合圖11、圖12和圖16的數(shù)據(jù)可知，λ為2.4時(shí)，可以獲得最高的指示熱效率、最低的CO和HC排放及極低的NOx排放，其RI為3.1 MW/m2，燃燒噪聲和發(fā)生爆震的風(fēng)險(xiǎn)也較低。因而，若只考慮燃料經(jīng)濟(jì)性和排放性指標(biāo)，最佳的過(guò)量空氣系數(shù)為2.4。但是，此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的IMEP只有 2.0 MPa，考慮到該機(jī)型在滿負(fù)荷下的摩擦平均壓力約為0.2 MPa，發(fā)動(dòng)機(jī)滿負(fù)荷的平均有效壓力(brake mean effective pressure， BMEP)將只有1.8 MPa，比目前市面上的天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性指標(biāo)稍低，如中船動(dòng)力有限公司的ACD320型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)BMEP為1.9 MPa，MAN 35/44G型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，BMEP達(dá)到2.0 MPa。稍低的動(dòng)力性指標(biāo)不利于甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)力，因此考慮采用過(guò)量空氣系數(shù)2.1來(lái)獲得更高的動(dòng)力性，而通過(guò)推遲點(diǎn)火正時(shí)來(lái)降低其過(guò)高的RI。

3.2 點(diǎn)火正時(shí)的影響

為研究點(diǎn)火正時(shí)對(duì)缸內(nèi)燃燒特性和排放特性的影響，計(jì)算了點(diǎn)燃型預(yù)燃室甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室過(guò)量空氣系數(shù)和λ分別為1.0和2.1的條件下，點(diǎn)火正時(shí)從712°變化到上止點(diǎn)時(shí)的缸內(nèi)過(guò)程，每隔2°計(jì)算一個(gè)方案。

3.2.1 點(diǎn)火正時(shí)對(duì)缸內(nèi)燃燒特性的影響

圖17為不同點(diǎn)火正時(shí)方案的主燃室缸壓和放熱率對(duì)比。可見(jiàn)，隨點(diǎn)火正時(shí)推遲，缸內(nèi)放熱起點(diǎn)依次推遲，放熱率及其峰值降低，壓力上升過(guò)程更加平緩，壓力峰值降低，而在膨脹過(guò)程的壓力稍高。

圖17 不同點(diǎn)火正時(shí)方案的主燃室缸壓和放熱率

圖18為5種不同點(diǎn)火正時(shí)方案的燃燒持續(xù)期和燃燒重心對(duì)比。由圖可見(jiàn)，火焰發(fā)展期受點(diǎn)火正時(shí)的影響不大，這是因?yàn)楦鞣桨阜植际缴淞鞯乃俾屎湍芰繋缀跸嗤一鹧姘l(fā)展期都在上止點(diǎn)附近，缸內(nèi)混合氣溫度差異不大，燃燒速率也幾乎相同。前半程主燃燒期和后半程主燃燒期隨點(diǎn)火正時(shí)的推遲而延長(zhǎng)，燃燒重心出現(xiàn)位置離上止點(diǎn)越來(lái)越遠(yuǎn)，其主要原因是：這兩個(gè)燃燒持續(xù)期主要是在活塞下行階段，主燃室容積逐漸變大，火焰需要傳播的距離增加，使得燃燒持續(xù)時(shí)間延長(zhǎng)，燃燒重心滯后。

圖18 不同點(diǎn)火正時(shí)方案的燃燒持續(xù)期和CA50

圖19為不同點(diǎn)火方案的最大壓力升高率和RI對(duì)比。最大壓力升高率隨點(diǎn)火正時(shí)的延遲而降低，這是由于隨著點(diǎn)火正時(shí)的推遲，放熱率降低，燃燒重心相位逐漸遠(yuǎn)離上止點(diǎn)，導(dǎo)致缸內(nèi)壓力上升速率變緩，壓力升高率相應(yīng)降低。RI與最大壓力升高率正相關(guān)，所以RI的變化趨勢(shì)與壓力升高率的變化趨勢(shì)相同。點(diǎn)火正時(shí)為716°、718°、720°的3個(gè)方案RI都在合理范圍內(nèi)，均小于上文所述的限值5.0 MW/m2。

圖19 不同點(diǎn)火正時(shí)方案的最大壓力升高率和RI

3.2.2 點(diǎn)火正時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和NOx排放的影響

圖20為5種不同點(diǎn)火正時(shí)方案的NOx排放率、IMEP和指示熱效率對(duì)比。如圖所示，IMEP隨點(diǎn)火正時(shí)的推遲而降低，從2.3 MPa降低到2.2 MPa，降幅約為4%。其原因是隨著點(diǎn)火正時(shí)推遲，燃燒始點(diǎn)延后，膨脹損失增大，做功減少，從而使得IMEP降低，指示熱效率也隨之下降。NOx排放隨著點(diǎn)火正時(shí)推遲而先減小后增大，點(diǎn)火正時(shí)為718°時(shí)最低。由于采用了點(diǎn)燃型預(yù)燃室分布式射流點(diǎn)燃稀薄燃燒的方式，所有點(diǎn)火正時(shí)方案下NOx排放都非常低，可以滿足目前針對(duì)船用或非道路發(fā)動(dòng)機(jī)的排放法規(guī)。

圖20 不同點(diǎn)火正時(shí)方案的NOx排放、IMEP和指示熱效率

從圖19和圖20還可發(fā)現(xiàn)，隨著點(diǎn)火正時(shí)的延遲，RI呈線性降低，但是IMEP和指示熱效率在點(diǎn)火正時(shí)延遲到716°之前下降相對(duì)較為緩慢，此后會(huì)快速下降。在這種條件下，可以選定716°為最佳的點(diǎn)火正時(shí)，此時(shí)RI只有3.6 MW/m2，處于較低水平，指示熱效率為48.1%，仍然較高，而IMEP達(dá)到2.3 MPa，將使得BMEP達(dá)到2.1 MPa，可以媲美MAN 35/44G型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性指標(biāo)。在負(fù)荷低于BMEP為1.8 MPa時(shí)，可以使主燃室的過(guò)量空氣系數(shù)增加到2.4，以獲得更高的熱效率。

4 結(jié)論

(1) 在大缸徑甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)上利用預(yù)燃室形成分層混合氣，實(shí)現(xiàn)了主燃室內(nèi)的分布式射流點(diǎn)火稀薄燃燒方式，其燃燒放熱過(guò)程具有先緩后急的特征，可獲得較高的熱效率、低NOx排放和零SOx排放，不經(jīng)后處理即可滿足IMO Tier Ⅲ排放法規(guī)。

(2) 隨著λ從2.0增加到2.8，放熱率下降，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，缸內(nèi)最高壓力、壓力升高率、RI和NOx排放持續(xù)降低，而熱力學(xué)效率持續(xù)升高。過(guò)量空氣系數(shù)上升到2.4時(shí)，可獲得最高的指示熱效率49.2%，此后燃燒效率快速下降，致使指示熱效率降低，而CO和HC排放急劇升高。

(3)λ為2.1時(shí)，隨著點(diǎn)火正時(shí)從712°推遲到上止點(diǎn)，燃燒相位后移，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，最大壓力升高率和RI顯著下降，指示熱效率略有降低。在點(diǎn)火正時(shí)為716°時(shí)可以獲得低RI、低排放和較高的熱效率，IMEP為2.3 MPa，動(dòng)力性指標(biāo)達(dá)到市場(chǎng)上先進(jìn)代用燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的水平。

(4) 當(dāng)BMEP在1.8 MPa以下時(shí)，可采用過(guò)量空氣系數(shù)為2.4的超稀薄燃燒以獲得更高的熱效率；當(dāng)BMEP增加到1.8 MPa以上時(shí)，可采用過(guò)量空氣系數(shù)為2.1的稀薄燃燒以獲得高功率密度。