噴油正時(shí)對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷性能影響的數(shù)值模擬

魏建輝， 彭育輝

(福州大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院， 福建 福州 350108)

0 引言

天然氣是具有高熱值、 高自燃溫度以及價(jià)格優(yōu)勢(shì)的清潔能源， 是內(nèi)燃機(jī)最有前景的替代燃料之一. 天然氣/柴油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的研究一直致力于提高燃料經(jīng)濟(jì)性并減少污染物排放[1-2].

天然氣/柴油雙燃料燃燒可顯著降低碳煙和氮氧化物排放， 并能在動(dòng)力性、 經(jīng)濟(jì)性方面保持與純柴油燃燒基本一致. 但在中低負(fù)荷工況， 發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料噴射量少而空氣供給量多， 可燃混合氣稀薄， 燃燒速度低且不穩(wěn)定， 燃燒效率低， 一氧化碳(CO)和碳?xì)浠衔?HC)排放惡化. 文獻(xiàn)[3-5]通過控制節(jié)氣門開度來調(diào)整空燃比， 以更好地控制過量空氣系數(shù). 而文獻(xiàn)[6]提出通過節(jié)氣門控制進(jìn)氣會(huì)導(dǎo)致泵氣損失增加, 容積效率下降. 文獻(xiàn)[7]在進(jìn)氣總管安裝節(jié)氣門體控制空氣流量， 研究雙燃料模式中、 低負(fù)荷性能受替代率的影響, 提出基于過量空氣系數(shù)控制的燃料供給策略， 有效地降低了氮氧化物(NOx)排放， 并且在低負(fù)荷工況替代率可達(dá)40%， 但存在CO和HC排放較高的問題. 文獻(xiàn)[8-10]表明, 引燃柴油噴油正時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式的輸出功率、 峰值壓力、 燃燒溫度和燃燒相位均能產(chǎn)生較大影響. 文獻(xiàn)[11-12]闡述了柴油噴油正時(shí)對(duì)雙燃料模式缸內(nèi)燃燒過程的影響， 適當(dāng)提前噴射引燃柴油可減少低負(fù)荷工況的未燃甲烷等溫室氣體排放.

綜上所述， 基于過量空氣系數(shù)控制的燃料供給策略， 可使發(fā)動(dòng)機(jī)在低負(fù)荷工況以較高的天然氣替代率工作， 并降低NOx排放[7]. 但在低負(fù)荷工況下， 隨著替代率的提高， CO和HC排放升高的問題越趨突出. 本研究基于過量空氣系數(shù)控制策略的排放性問題， 通過臺(tái)架試驗(yàn)與數(shù)值模擬， 進(jìn)一步探討引燃柴油噴油正時(shí)對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷的動(dòng)力性、 燃油經(jīng)濟(jì)性及污染物排放的影響規(guī)律等問題.

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 雙燃料試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)臺(tái)架由一臺(tái)型號(hào)為SL2110DKT-3的四沖程、 直噴、 兩缸柴油機(jī)改裝而成， 該機(jī)組具體參數(shù)如下： 標(biāo)定功率與標(biāo)定轉(zhuǎn)速分別為25.7 kW和2 400 r·min-1， 壓縮比為17， 缸徑、 活塞行程和連桿長度分別為110、 117和185 mm.

在原機(jī)燃油供給系統(tǒng)基礎(chǔ)上加裝天然氣供給系統(tǒng)， 如圖1所示， 在氣軌上安裝噴射閥實(shí)現(xiàn)天然氣的多點(diǎn)噴射， 在天然氣氣軌前設(shè)置二級(jí)調(diào)壓閥、 二級(jí)緩沖罐降低噴射閥壓力波動(dòng)對(duì)噴射量的影響[13]. 在發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管安裝天然氣混合器， 在進(jìn)氣管安裝節(jié)氣門體， 控制進(jìn)空氣量， 實(shí)現(xiàn)對(duì)過量空氣系數(shù)的精確控制.

圖1 天然氣供給系統(tǒng)Fig.1 Natural gas supply system

1.2 試驗(yàn)方案

基于過量空氣系數(shù)控制的燃料供給策略在文獻(xiàn)[7]中已有詳細(xì)描述， 在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究柴油噴油正時(shí)對(duì)雙燃料模式低負(fù)荷性能的影響規(guī)律. 選取中等轉(zhuǎn)速(1 600 r·min-1)、 低負(fù)荷(27.1 N·m)為目標(biāo)工況[14]， 測(cè)試工況的替代率取40%、 過量空氣系數(shù)為2.5， 每循環(huán)引燃油量、 天然氣噴射量和空氣供給量分別為11.81、 6.80和718.14 mg， 噴油正時(shí)以2°的間隔從上止點(diǎn)前17°提前到27°.

2 計(jì)算機(jī)仿真模型

2.1 數(shù)值仿真模型

應(yīng)用三維計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件模擬雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過程. 為了提高計(jì)算效率以1/5扇形體進(jìn)行計(jì)算， 模型的基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為1.4 mm， 采用2級(jí)自適應(yīng)加密， 對(duì)油束區(qū)域進(jìn)行嵌入式加密. 計(jì)算網(wǎng)格模型如圖2所示， 子模型設(shè)定如表1所示.

圖2 燃燒室計(jì)算網(wǎng)格 Fig.2 Computational mesh of the combustion chamber

表1 模擬計(jì)算采用的子模型

燃料采用正庚烷模擬柴油燃燒化學(xué)性質(zhì)， 由甲烷代替天然氣. 采用的柴油/天然氣雙燃料詳細(xì)化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型包含81種組分和421個(gè)基元反應(yīng), 通過詳細(xì)的動(dòng)力學(xué)機(jī)理模擬Soot的形成過程, 采用SAGE燃燒模型模擬柴油和天然氣噴射燃燒過程.

2.2 仿真模型的有效性驗(yàn)證

數(shù)值模型通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比進(jìn)行驗(yàn)證， 工況缸內(nèi)壓力和放熱率曲線如圖3所示， 模擬計(jì)算邊界條件由實(shí)際供給的混合氣濃度計(jì)算獲得， O2、 N2、 CH4質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.227 8、 0.762 8、 0.009 4. 對(duì)比試驗(yàn)采集數(shù)據(jù)和模型仿真結(jié)果可知， 試驗(yàn)缸壓曲線與仿真缸壓曲線擬合度較好， 缸內(nèi)壓力最大相對(duì)誤差小于5%， 試驗(yàn)放熱率曲線與數(shù)值模擬結(jié)果趨勢(shì)比較吻合. 對(duì)比文獻(xiàn)[15]中的模型精度， 本模型具有較高精度， 模型能夠較準(zhǔn)確地反映發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作過程.

圖3 仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較Fig.3 Comparison between the experiments and simulations

3 結(jié)果與討論

3.1 臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果分析3.1.1 噴油提前對(duì)動(dòng)力性的影響

中等轉(zhuǎn)速、 低負(fù)荷下， 雙燃料模式不同噴油正時(shí)的輸出功率對(duì)比如圖4(a)所示. 隨著在上止點(diǎn)前(BTDC)提前噴油時(shí)刻， 發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出功率逐漸提高； 當(dāng)噴油正時(shí)為27° BTDC時(shí)， 輸出功率相比噴油時(shí)刻為17° BTDC時(shí)增加18.44%， 達(dá)到了柴油模式的目標(biāo)功率. 缸內(nèi)壓力如圖4(b)所示. 從圖中可知， 增大噴油提前角， 缸內(nèi)峰值壓力隨之升高， 缸壓峰值對(duì)應(yīng)的相位提前.

圖4 不同噴油時(shí)刻的輸出功率與缸內(nèi)壓力Fig.4 Output power and in-cylinder pressure at different injection timing

3.1.2噴油提前對(duì)經(jīng)濟(jì)性、 排放性的影響

為比較各工況點(diǎn)的燃料經(jīng)濟(jì)性， 將噴射的天然氣和柴油按理論低熱值換算得到雙燃料模式消耗的總能量， 并計(jì)算有效能量消耗率(BSEC). 不同噴油正時(shí)的有效能量消耗率對(duì)比如圖5(a)所示. 從中可知, BSEC隨著噴油時(shí)刻的提前而逐漸減小. 當(dāng)噴油時(shí)刻為27° BTDC， BSEC為17.615 MJ·(kW·h)-1， 較原始噴油時(shí)刻(17° BTDC)的BSEC減少了15.57%， 提前噴油策略對(duì)提高燃油經(jīng)濟(jì)性具有積極作用. 試驗(yàn)工況下的引燃柴油和天然氣供給量保持不變， 燃料經(jīng)濟(jì)性的改善主要是由于燃燒過程的改善使得發(fā)動(dòng)機(jī)的做功能力有所提高.

保持發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 600 r·min-1， 天然氣和引燃柴油供給量及進(jìn)空氣量不變， 排氣污染物的變化主要是由噴油正時(shí)的改變導(dǎo)致. 不同噴油正時(shí)的污染物排放如圖5(b)所示， 柴油噴射時(shí)刻提前， CO比排放逐漸減少， 增大噴油提前角至27° BTDC， CO比排放減少了37.98%， HC比排放降低了39.51%， NOx比排放增加.

圖5 不同噴油時(shí)刻的有效能量消耗率和污染物排放Fig.5 BSEC and pollutant emissions at different injection timing

3.2 缸內(nèi)燃燒過程分析

缸內(nèi)燃燒溫度是影響CO、 NOx、 HC等污染物排放的重要因素[16]， 缸內(nèi)溫度分布云圖如圖6所示. 從圖中可見： 噴油提前使得燃燒相位前移， 當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角位于上止點(diǎn)后10°時(shí)更多的燃料參與了燃燒， 提高了缸內(nèi)燃燒溫度， 產(chǎn)生更多的燃燒高溫區(qū)域. 高溫區(qū)域主要分布在燃燒室中心， 并逐漸向氣缸壁方向發(fā)展. 隨著噴油時(shí)刻的提前， 在上止點(diǎn)后40°時(shí)， 分布在氣缸壁附近的局部低溫區(qū)域逐漸減少.

圖6 缸內(nèi)溫度分布云圖Fig.6 In-cylinder temperature distribution

CO比排放的改善主要是由于缸內(nèi)燃燒溫度的提高和不完全燃燒區(qū)域的減少[17]， 如圖7所示. 噴油提前使燃料在上止點(diǎn)附近集中放熱， 缸內(nèi)溫度提高. 同時(shí)， 噴油提前形成更均勻的可燃混合氣， 速燃期縮短為CO提供了更充分的氧化時(shí)間， 當(dāng)噴油提前至27°， CO比排放減少了37.98%.

圖7 缸內(nèi)CO分布云圖Fig.7 In-cylinder CO distribution

雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷工作時(shí)HC排放較高， 混合氣中的未燃甲烷是HC排放的主要來源， 低負(fù)荷工況下未燃甲烷主要分布于缸內(nèi)局部低溫區(qū)域[11]， 不同噴油時(shí)刻的缸內(nèi)甲烷分布如圖8所示. 噴油時(shí)刻提前， 有利于形成更均勻的可燃混合氣， 使得燃燒相位整體前移， 燃料在上止點(diǎn)附近集中放熱， 缸內(nèi)燃燒溫度提高， 在上止點(diǎn)后10°， 火焰能夠到達(dá)遠(yuǎn)離燃燒室中心的區(qū)域， 減少了低溫區(qū)域的產(chǎn)生， 更多混合氣中的甲烷在反應(yīng)中被消耗， 最終減少了未燃甲烷的殘留. 噴油時(shí)刻為上止點(diǎn)前19°時(shí)， 在上止點(diǎn)后40°的未燃甲烷主要分布在氣缸軸線以及遠(yuǎn)離燃燒中心的氣缸壁區(qū)域. 隨著噴油時(shí)刻的提前， 在氣缸軸線周圍以及氣缸壁附近的未燃甲烷明顯減少， 當(dāng)噴油時(shí)刻為上止點(diǎn)前27°時(shí)， 在上止點(diǎn)后40°氣缸軸線附近幾乎沒有未燃甲烷， 此時(shí)的HC排放主要來源于氣缸壁區(qū)域的少量未燃甲烷.

圖8 缸內(nèi)CH4分布云圖Fig.8 In-cylinder CH4 distribution

NOx生成速度受溫度影響較大， 主要分布在高溫富氧區(qū)域， 不同噴油時(shí)刻的缸內(nèi)NOx分布如圖9所示. 隨著噴油提前， 峰值壓力和燃燒溫度提高， 加速了NOx的生成， 在上止點(diǎn)后10°的活塞碗?yún)^(qū)域形成大量NOx； 均勻混合氣提高了缸內(nèi)燃燒速率， 速燃期縮短， 在后燃期與補(bǔ)燃期給NOx生成提供了更多反應(yīng)時(shí)間， NOx排放逐漸增加； 對(duì)比溫度分布云圖可知， 在低溫區(qū)域幾乎沒有NOx分布， NOx大多分布于溫度約1 850 K以上的高溫區(qū)域. 隨著噴油時(shí)刻繼續(xù)提前， 由于壓力升高率增大， 發(fā)動(dòng)機(jī)工作粗暴并存在爆震趨勢(shì). 在滿足動(dòng)力性要求的前提下， 噴油提前角不宜過大， 應(yīng)保證發(fā)動(dòng)機(jī)工作穩(wěn)定并平衡CO、 HC及NOx排放.

圖9 缸內(nèi)NOx分布云圖Fig.9 In-cylinder NOx distribution

4 結(jié)語

1) 基于過量空氣系數(shù)控制的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)在中等轉(zhuǎn)速、 低負(fù)荷、 40%替代率通過引燃柴油噴油提前， 可使輸出功率提高到4.56 kW， 雙燃料模式功率與原機(jī)功率相當(dāng). 保持引燃油量與天然氣量不變， 噴油時(shí)刻適當(dāng)提前， 能有效提高天然氣/柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和燃料經(jīng)濟(jì)性.

2) 基于過量空氣系數(shù)控制策略下， 雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的噴油時(shí)刻提前， 燃燒相位隨之前移， 集中放熱效應(yīng)明顯， 缸內(nèi)燃燒溫度的提高使CO、 HC的排放降低. 噴油正時(shí)為上止點(diǎn)前27°時(shí)， 輸出功率提升了18.44%， 能量消耗率減少15.57%， 同時(shí)CO與HC排放水平分別降低37.98%和39.51%.

3) 提前噴油策略能夠克服雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)在低負(fù)荷下提高替代率而導(dǎo)致的功率下降問題， 使發(fā)動(dòng)機(jī)能夠以較高替代率在低負(fù)荷工況運(yùn)行， 提高了天然氣在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中總能量的整體占比.