甲醇-汽油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)分層稀燃與均質(zhì)稀燃特性對(duì)比分析

魯偉，蔣炎坤，韓榮，陳燁欣

華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北武漢 430074

0 引言

提高內(nèi)燃機(jī)熱效率和減少排放，實(shí)現(xiàn)內(nèi)燃機(jī)清潔、高效燃燒是業(yè)界關(guān)注的焦點(diǎn)[1]，甲醇被認(rèn)為是性能優(yōu)良的汽車替代燃料[2]。稀燃技術(shù)可以提高循環(huán)熱效率，降低燃燒溫度，有利于減少NOx排放，同時(shí)燃燒產(chǎn)物中的氧可以進(jìn)一步氧化HC和CO，降低油耗和排放[3]。

研究發(fā)現(xiàn)，稀燃條件下甲醇摻燒甲醇裂解氣，在過量空氣系數(shù)為1.5、裂解氣摻燒比為80%時(shí)，醇?xì)浒l(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率高達(dá)41.32%，并且NOx、HC和CO排放較低[4]。與92#汽油相比，燃用M15甲醇汽油的發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性下降，有效燃油消耗率增加，但NOx、CO和THC排放在大部分工況下明顯降低[5]。利用廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation, EGR)和過量空氣系數(shù)協(xié)同控制方式，可使甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)獲得較高熱效率并降低NOx排放，實(shí)現(xiàn)清潔燃燒[6]。分層稀燃和均質(zhì)稀燃是2種不同的稀薄燃燒方式，缸內(nèi)直噴時(shí)刻不同，影響缸內(nèi)混合氣的均勻分布，從而影響發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒及排放特性[7]。

本文中通過在一臺(tái)缸內(nèi)直噴光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)上加裝甲醇進(jìn)氣道噴射裝置，實(shí)現(xiàn)甲醇進(jìn)氣道噴射(methanol port injection, MPI)-汽油缸內(nèi)直噴(gasoline direct injection, GDI)雙燃料復(fù)合噴射，通過控制GDI噴射時(shí)刻實(shí)現(xiàn)均質(zhì)稀燃和分層稀燃，研究在MPI-GDI雙燃料復(fù)合噴射發(fā)動(dòng)機(jī)上均質(zhì)稀燃和分層稀燃的應(yīng)用。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型及其標(biāo)定

基于MPI-GDI光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用Solidworks軟件創(chuàng)建進(jìn)、排氣系統(tǒng)及燃燒室模型，隨后將其裝配為幾何模型并生成STL格式文件導(dǎo)入到Converge軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將模型劃分為進(jìn)排氣口、進(jìn)排氣道、進(jìn)排氣閥、火花塞、噴油器、氣缸蓋、氣缸壁及活塞等區(qū)域。某缸內(nèi)直噴進(jìn)氣道噴射、單缸、4沖程、4氣門、水冷、光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

表1 光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

為在保證計(jì)算精度的情況下提高計(jì)算效率，選擇3、4、6、8 mm 4種基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸，對(duì)應(yīng)網(wǎng)格總數(shù)分別為1 154 840、487 198、144 355和60 899，對(duì)比分析不同網(wǎng)格尺寸對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸壓計(jì)算的影響，網(wǎng)格尺寸敏感性如圖1所示(本文中所有圖中曲軸轉(zhuǎn)角為上止點(diǎn)后曲軸轉(zhuǎn)角)。由圖1可知：基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸小于8 mm時(shí)，缸壓曲線基本重合，計(jì)算誤差均較??；基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為3 mm時(shí)計(jì)算精度最高，但耗時(shí)最多；基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為6 mm時(shí)，耗時(shí)較少但計(jì)算精度相對(duì)偏低。綜合考慮權(quán)衡網(wǎng)格經(jīng)濟(jì)性及計(jì)算精度2種因素對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，選擇基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為4 mm[8]。對(duì)流體速度和溫度梯度較大的位置和時(shí)刻進(jìn)行網(wǎng)格加密，氣缸內(nèi)區(qū)域和噴油器液滴控制區(qū)域網(wǎng)格尺寸加密至1 mm，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖1 網(wǎng)格尺寸敏感性

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)、排氣缸內(nèi)計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分結(jié)果

由于汽油成分非常復(fù)雜，考慮到計(jì)算效率，選擇質(zhì)量分?jǐn)?shù)為92%的異辛烷和8%的正庚烷混合物作為汽油替代物，并且耦合文獻(xiàn)[9]的骨架機(jī)理，該機(jī)理包含56種物質(zhì)，168種反應(yīng)，加入文獻(xiàn)[10]的甲醇氧化機(jī)理，文獻(xiàn)[11]研究表明該機(jī)理下的仿真和試驗(yàn)較吻合。本文中按燃料的熱值計(jì)算甲醇替代比，例如M80代表甲醇燃料熱值占甲醇汽油總熱值的80%。

通過對(duì)比分析及參考課題組前期研究成果，確定湍流模型為RNGk-ε模型，噴霧破碎模型為KH-RT模型[12]，噴霧蒸發(fā)模型為Frossling模型[13]，碰撞-聚合模型為NTC模型[14]，燃燒模型為SAGE詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模型，NOx排放模型為擴(kuò)展的Zel′dovich機(jī)理模型。

計(jì)算邊界條件為進(jìn)、出口邊界和壁面邊界。設(shè)置進(jìn)、排氣口為壓力邊界，溫度及壓力由試驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)定，壁面邊界由進(jìn)排氣道內(nèi)壁面、缸蓋內(nèi)壁面、缸套內(nèi)壁面和活塞頂面組成，其中活塞頂面需設(shè)定為運(yùn)動(dòng)邊界，模擬其在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)[15]。邊界條件參考相關(guān)文獻(xiàn)和工程經(jīng)驗(yàn)[16]，如表2所示。

表2 邊界條件

MPI-GDI復(fù)合噴射示意如圖3所示，光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)原理示意如圖4所示。該臺(tái)架包括甲醇與汽油供給系統(tǒng)及噴射系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、潤(rùn)滑系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、缸壓傳感器等，進(jìn)氣道噴射甲醇由高壓氣瓶經(jīng)過調(diào)壓閥提供壓力，缸內(nèi)直噴汽油由高壓氣瓶經(jīng)過調(diào)壓閥和增壓泵達(dá)到所設(shè)置壓力，電控系統(tǒng)由上位機(jī)、控制器局域網(wǎng)絡(luò)(controller area network, CAN)網(wǎng)卡和發(fā)動(dòng)機(jī)控制單元(electronic control unit, ECU)組成，可靈活控制噴油時(shí)刻、噴油脈寬及點(diǎn)火時(shí)刻。

圖3 MPI-GDI復(fù)合噴射示意圖

圖4 光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)原理示意圖

通過發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)，對(duì)MPI-GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真模型進(jìn)行校核。噴霧校核選擇發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1200 r/min，GDI噴射壓力為15 MPa，噴油脈寬為1.2 ms，噴油時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為450°。缸內(nèi)噴霧試驗(yàn)圖像與模擬圖像如圖5、6所示。由圖5、6可知：仿真圖像與試驗(yàn)圖像形狀相似。

a)曲軸轉(zhuǎn)角454° b)曲軸轉(zhuǎn)角455° c)曲軸轉(zhuǎn)角456° d)曲軸轉(zhuǎn)角457° e)曲軸轉(zhuǎn)角458°

a)曲軸轉(zhuǎn)角454° b)曲軸轉(zhuǎn)角455° c)曲軸轉(zhuǎn)角456° d)曲軸轉(zhuǎn)角457° e)曲軸轉(zhuǎn)角458°

模擬和試驗(yàn)得到的噴霧貫穿距對(duì)比如圖7所示。由圖7可知：噴霧貫穿距最大相對(duì)誤差為4.7%，對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為454°，貫穿距相差1.4 mm，因此，該噴霧模型能反映缸內(nèi)噴霧狀況，可以進(jìn)行后續(xù)計(jì)算分析。選擇發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1200 r/min，燃料為M80，GDI噴射壓力為15 MPa、噴射時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為630°、每循環(huán)噴油質(zhì)量為3.57 mg，MPI噴射時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為310°、每循環(huán)噴油質(zhì)量為31.62 mg，過量空氣系數(shù)為1.3，點(diǎn)火提前角對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為20°，進(jìn)行缸壓驗(yàn)證。仿真與試驗(yàn)缸壓對(duì)比如圖8所示。由圖8可知：模擬缸壓與試驗(yàn)缸壓吻合性較好，模擬壓力峰值為5.76 MPa，試驗(yàn)壓力峰值為5.64 MPa，誤差在3%以內(nèi)，模型能夠準(zhǔn)確反映發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)情況。

圖7 試驗(yàn)和模擬噴霧貫穿距對(duì)比 圖8 試驗(yàn)和模擬缸壓曲線對(duì)比

2 均質(zhì)稀燃和分層稀燃對(duì)燃燒特性的影響

甲醇替代比直接影響雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣形成、燃燒及排放，基于課題組前期研究成果，分層稀燃下，當(dāng)甲醇熱值比例低于60%，缸內(nèi)燃燒不充分，存在大量區(qū)域失火現(xiàn)象，各類排放物較高[17]。選取低甲醇替代比的M40燃料，轉(zhuǎn)速為2000 r/min，GDI噴射時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為470°時(shí)為均質(zhì)稀燃，GDI噴射時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為630°時(shí)為分層稀燃，分層稀燃與均質(zhì)稀燃的燃燒特性對(duì)比如圖9所示，圖例命名規(guī)則為“燃燒方式-過量空氣系數(shù)”，如“均質(zhì)稀燃-1.4”表示過量空氣系數(shù)為1.4時(shí)均質(zhì)稀燃情況。

a)缸壓 b)放熱率

由圖9可知：燃用M40燃料、過量空氣系數(shù)為1.4時(shí)，均質(zhì)稀燃下缸內(nèi)正常燃燒放熱，缸壓峰值為4.92 MPa，放熱率峰值為39.07 J/(°)；而分層稀燃放熱率極低且放熱嚴(yán)重滯后，缸壓峰值為1.96 MPa，放熱率峰值為5.86 J/(°)，表明缸內(nèi)僅有少部分混合氣燃燒，發(fā)動(dòng)機(jī)工作異常。

為保證發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作，選取M80和M60燃料，過量空氣系數(shù)選取1.3和1.5，均質(zhì)稀燃和分層稀燃參數(shù)設(shè)置如表3所示。

表3 均質(zhì)稀燃和分層稀燃參數(shù)設(shè)置

M60、M80燃料在分層稀燃和均質(zhì)稀燃燃燒模式下放熱率對(duì)比如圖10所示。

a)M60燃料 b)M80燃料

由圖10可知：與M40燃料相比，M60和M80燃料均能正常燃燒，不同工況下，均質(zhì)稀燃的放熱率峰值均高于分層稀燃，且峰值對(duì)應(yīng)的相位提前，這是因?yàn)榫|(zhì)稀燃GDI噴射時(shí)刻提前，缸內(nèi)混合氣充分混合，燃燒完全。當(dāng)甲醇替代比較低時(shí)，分層稀燃下大量汽油撞擊活塞頂部和氣缸壁，燃料附著在活塞頂部以及氣缸壁，混合氣質(zhì)量較差，燃燒惡化；當(dāng)甲醇替代比較高時(shí)，2種稀燃方式對(duì)缸內(nèi)混合氣形成及燃燒影響差距變小。

M60和M80燃料在均質(zhì)稀燃和分層稀燃模式時(shí)的缸內(nèi)溫度和壓力變化如圖11所示。

a)M60燃料-缸溫 b)M60燃料-缸壓

由圖11可知：發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)溫度與燃燒放熱率密切相關(guān)，二者變化趨勢(shì)相互對(duì)應(yīng)，相同工況下，與分層稀燃相比，均質(zhì)稀燃缸溫升高率及缸溫峰值更高，表明均質(zhì)稀燃時(shí)火焰?zhèn)鞑ニ俣雀?；M60燃料在過量空氣系數(shù)為1.3和1.5時(shí)，2種稀薄燃燒方式下，缸內(nèi)溫度峰值差分別為197.31 K和382.86 K；M80燃料在過量空氣系數(shù)為1.3和1.5時(shí)，缸溫峰值差分別為97.24 K和114.82 K，表明隨著甲醇替代比增加，均質(zhì)稀燃和分層稀燃缸溫升高率及缸溫峰值差距減小；相同工況下，均質(zhì)稀燃的缸壓比分層稀燃高，尤其是燃用M60燃料時(shí)，過量空氣系數(shù)為1.3時(shí)的分層稀燃缸壓曲線與過量空氣系數(shù)為1.5時(shí)的均質(zhì)稀燃缸壓曲線幾乎重合，說明發(fā)動(dòng)機(jī)均質(zhì)稀燃的動(dòng)力性比分層稀燃好。

對(duì)于MPI-GDI雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)，當(dāng)甲醇替代比較低時(shí)，均質(zhì)稀燃比分層稀燃燃燒情況好，隨著甲醇替代比增加，分層稀燃燃燒狀況改善，二者差距縮小，但總體來看，均質(zhì)稀燃更好。主要原因?yàn)椋杭状既紵俣瓤?，過量空氣系數(shù)小于1.5時(shí)，GDI噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)燃燒影響有限，均質(zhì)稀燃和分層稀燃差距不大；此外，分層稀燃時(shí)GDI噴射時(shí)刻為上止點(diǎn)后曲軸轉(zhuǎn)角630°，距離點(diǎn)火時(shí)刻的曲軸轉(zhuǎn)角為70°，高甲醇替代比時(shí)，燃料與空氣仍能更好地混合，此時(shí)并未完全發(fā)揮分層稀燃的優(yōu)勢(shì)。

3 均質(zhì)稀燃和分層稀燃對(duì)排放特性的影響

表4 M80燃料均質(zhì)稀燃與分層稀燃每循環(huán)排放對(duì)比

根據(jù)以上分析可知，燃用M60燃料、過量空氣系數(shù)為1.5、分層稀燃時(shí)，缸內(nèi)燃燒狀況較差，與同工況的均質(zhì)稀燃相比，沒有優(yōu)勢(shì)，故在排放特性上不考慮M60燃料，僅考慮M80燃料。燃用M80燃料時(shí)，2種稀薄燃燒方式的CO、THC、碳煙以及NOx每循環(huán)排放對(duì)比如表4所示。

由表4可知：過量空氣系數(shù)相同時(shí)，均質(zhì)稀燃下的CO和碳煙排放普遍比分層稀燃時(shí)低，由于分層稀燃時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)局部混合氣較濃，易導(dǎo)致燃料燃燒不完全，生成較多CO及碳煙顆粒；而均質(zhì)稀燃下發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣分布均勻，燃燒狀況良好，所以CO和碳煙排放大幅下降，尤其是碳煙排放，均質(zhì)稀燃時(shí)碳煙排放僅為分層稀燃的8%～25%；過量空氣系數(shù)增大時(shí)，CO排放也會(huì)大幅下降，是由于過量空氣系數(shù)越大，缸內(nèi)空氣越多，CO能夠被充分氧化，故2種稀薄燃燒方式下CO生成量均隨著過量空氣系數(shù)的增大而大幅下降，而碳煙隨著過量空氣系數(shù)的增大呈現(xiàn)上升趨勢(shì)；這是由于過量空氣系數(shù)增大會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)混合氣過稀，燃燒穩(wěn)定性變差，碳煙排放增加；由于缸內(nèi)生成的NOx排放主要是熱力型NOx，即在高溫條件下，空氣中的N2被氧化而成，NOx生成量主要由溫度決定，分層稀燃時(shí)NOx排放比均質(zhì)稀燃大幅降低，這主要與燃燒情況相關(guān)；均質(zhì)稀燃條件下，缸內(nèi)混合氣燃燒完全，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)溫度較高，相較于分層稀燃NOx排放增加40%～150%；過量空氣系數(shù)為1.3、均質(zhì)稀燃時(shí)THC排放較低，而過量空氣系數(shù)為1.5、分層稀燃時(shí)的THC排放較低，這是因?yàn)檫^量空氣系數(shù)低時(shí)，缸內(nèi)混合氣濃度高，燃燒完全，對(duì)于均質(zhì)稀燃有利，過量空氣系數(shù)增加，均質(zhì)稀燃混合氣整體濃度降低，缸內(nèi)部分區(qū)域燃燒不完全，無法保證穩(wěn)定燃燒，而分層稀燃混合氣集中在燃燒室中心，分層稀燃能夠保證大部分燃料充分氧化燃燒，因此分層稀燃條件下，過量空氣系數(shù)增大，THC排放降低。

4 結(jié)論

1)低甲醇替代比(M40燃料)時(shí)，分層稀燃模式下燃燒放熱率低，燃燒極不正常，表明低甲醇替代比燃料不適用于分層稀燃；均質(zhì)稀燃的燃燒放熱率高，缸內(nèi)溫度高，燃燒情況好，缸內(nèi)壓力峰值高；分層稀燃時(shí)，GDI噴射過遲，大量汽油液滴撞擊活塞頭部，點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣質(zhì)量差，燃燒不穩(wěn)定，而均質(zhì)稀燃時(shí)混合氣形成良好。

2)高甲醇替代比、低過量空氣系數(shù)(M80-1.3)時(shí)，2種稀薄燃燒模式下燃燒效果均較好，缸壓峰值高，分層稀燃時(shí)NOx排放更低，均質(zhì)稀燃時(shí)CO、THC和碳煙排放更低；隨著甲醇替代比增加，GDI噴射量減少，2種燃燒模式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性及排放特性的影響差距縮小，但此時(shí)過量空氣系數(shù)不大，均質(zhì)稀燃具有更明顯的優(yōu)勢(shì)。

3)高甲醇替代比、高過量空氣系數(shù)(M80-1.5)時(shí)，2種稀薄燃燒模式下燃燒效果均較好，缸壓峰值高，分層稀燃時(shí)THC和NOx排放較低，均質(zhì)稀燃時(shí)CO和碳煙排放較低。