富氫重整氣對天然氣發動機燃燒反應過程的影響

張韓余陽,張尊華,龍焱祥,李格升

(武漢理工大學能源與動力工程學院,430063,武漢)

目前大部分船舶使用石油基燃料作為動力能源,但石油燃料的燃燒所產生的二氧化碳、氮氧化合物、碳煙顆粒等污染物排放會帶來諸多環境問題,成為傳統柴油機燃燒的一大弊端。由于天然氣儲蓄量大且燃燒產物清潔,逐步被用作船用發動機的清潔替代燃料[1]。然而,天然氣的燃燒溫度較高,易導致氮氧化物的排放惡化。采用稀薄燃燒和廢氣再循環(EGR)技術可降低燃燒溫度,合理控制天然氣發動機的排放[2]。天然氣的稀燃能力較弱,通常需要向混合氣中添加氫氣,以提高可燃混合氣的稀燃能力,達到穩定稀薄燃燒[3]。基于此背景,提出了LNG發動機重整廢氣再循環(REGR)技術方案。該技術將廢氣再循環與燃料重整相結合,可以實現天然氣發動機的實時摻氫稀薄燃燒,顯著降低NOx排放。

為闡明REGR技術對天然氣發動機整體性能的影響規律,國內外學者開展了一系列研究。黃彬與陳浩等通過對天然氣摻氫發動機結合EGR技術的臺架試驗,證明了天然氣摻氫在改善發動機循環變動、提高燃燒穩定性方面的優勢[4-5]。Yap與鐘紹華等在天然氣HCCI發動機上進行了閉環重整制氫的試驗研究,結果表明富氫重整氣添加可使天然氣發動機燃燒相位提前、負載范圍擴大、NOx排放量降低,證實了在線制氫的可行性[6-7]。毛立通與Long等進行了富氫混合氣對點燃式天然氣發動機性能與排放影響的模擬研究,發現隨著REGR率的提高,缸內壓力峰值增大,THC排放量減小,CO排放量增加[8-9]。

然而,上述研究主要獲取了REGR技術對天然氣發動機缸內燃燒過程以及污染物排放等宏觀參數的影響規律,富氫重整氣添加對缸內燃燒過程的微觀影響機制研究較少,因此可以借助化學動力學分析方法(例如通過缸內燃燒過程的反應途徑分析)來進一步解析。部分學者采用CHEMKIN軟件建立了缸內燃燒的零維/一維模型,對影響摻氫天然氣發動機燃燒過程的重要基元反應以及重要組分形成過程進行了分析[10-11]。也有學者采用三維CFD模型耦合缸內反應路徑分析的方案,將缸內燃燒微觀反應細節與發動機宏觀工作特征相結合,以進一步揭示實際燃燒過程中缸內反應途徑對發動機燃燒特性的影響規律[12-14]。現有關于發動機缸內燃料燃燒的反應動力學分析主要集中于解析柴油機缸內燃料著火與燃燒過程,而對于基于REGR技術的天然氣發動機燃燒微觀分析卻鮮有報道,因此本研究將首先結合CONVERGE模型分析說明基于REGR技術下重整氣添加率以及過量空氣系數對船用LNG發動機燃燒性能的影響規律,在此基礎上通過MATLAB軟件對CFD三維計算結果進行數據提取與處理,調用Cantera動力學分析軟件的零維均質求解器[15],模擬計算發動機燃燒室不同區域的瞬態燃燒反應過程,從而結合缸內燃燒過程中燃料消耗的瞬時反應路徑分析,闡明富氫重整氣對天然氣發動機缸內燃燒調控的動力學機制。

1 數值計算模型的建立與驗證

1.1 模型的建立

本研究以玉柴公司生產的YC6MK200NL-C20為原型建立三維仿真模型,該發動機為六缸、預混合、搭載水冷設施、配置渦輪增壓系統的點燃式天然氣發動機,具體發動機基本參數見表1。

表1 YC6MK 200NL-C20型發動機參數

本研究建立的模型如圖1所示,采用CONVERGE自動生成笛卡爾坐標理想正六面體網格,設置基礎網格邊長(4～8 mm)后在火花塞附近區域網格加密至0.4 mm,同時啟用網格自適應加密功能,對燃燒過程中溫度梯度和速度梯度較大區域加密至0.4 mm,這種網格尺寸設定方法在節省計算時間的同時也能保證一定的計算精度[16]。

圖1 發動機模型Fig.1 Engine model

數值模型中的湍流模型選用RNGk-ε模型[17],運用SAGE詳細化學動力學求解器計算缸內燃料燃燒過程[18]。計算所用化學動力學機理為用于天然氣燃燒計算的GRI-MECH 3.0機理[19]。

1.2 模型的驗證

定義重整氣添加率(REGR率)Rre為每循環添加的重整氣量與吸入氣缸的進氣總量的比值

(1)

式中:nre為添加重整氣的量;n1為吸入缸內空氣的量。

為驗證所建立的模型,模擬REGR率為5%(組分H2、CO、CH4和N2的體積分數分別為24%、12%、8%和56%)時發動機在75%負荷(110 kW、1 362 r·min-1)下的燃燒過程,將采用不同基礎網格尺寸模擬得到的缸壓曲線和放熱率曲線與本課題組Long等的試驗數據[9]進行對比,結果如圖2所示。由圖可見,氣缸平均壓力與瞬時放熱率的模擬值與試驗值整體吻合較好。考慮到計算機時與計算精度,選擇基礎網格尺寸為6.4 mm的模型進行后續模擬工作,其缸壓峰值與試驗值絕對誤差為0.34 MPa(相對誤差低于6%)。缸內燃燒產物濃度的模擬值與試驗值對比如表2所示,尾氣常規排放物NOx和CH4的相對誤差在5%以內,CO排放的誤差也在可接受范圍內。綜上,可用該模型進行后續模擬計算。

圖2 缸內壓力和放熱率模擬值與試驗值對比Fig.2 Comparison of pressure and heat release rate between simulated and experimental values

表2 污染物排放的模擬值與試驗值對比

1.3 化學動力學分析方法

為獲取針對特定燃燒區域的反應路徑,結合MATLAB與開源化學動力學計算軟件Cantera開展缸內不同時刻燃燒反應特性研究。點燃式LNG發動機可分為已燃區、火焰面區域和未燃區3個區域,根據CFD模擬結果中T>1 800 K、x(CH2O)>2.5×10-4篩選出火焰面區域網格數據;根據T>1 800 K、x(CH4)<1×10-4篩選出已燃區域網格數據。運用燃燒機理與Cantera定容均質求解器求解不同區域瞬時反應路徑,以解析燃料消耗以及污染物形成過程[20]。

在Cantera中,K種組分的基元反應可用下式表示

(2)

由式(2)可以得到通過第i個基元反應消耗的第k種組分的消耗速率表達式

(3)

式中:kfi為第k種組分的正向化學反應常數;kri為第k種組分的逆向化學反應常數;wk為第k種組分的質量分數。

第k種組分可通過第i個基元反應的總消耗量nk求出

(4)

式中:Δt為反應時間;V為反應所占的空間體積。

對于組分A,將篩選出的每個網格中通過第i個基元反應的消耗量相加,得到組分A通過該反應的總消耗量。計算出組分A通過每條反應通道的消耗量后即可得到某條反應通道的消耗量所占比例,在后續的路徑分析中,以百分比形式表示各基元反應的消耗量。

1.4 模擬工況點

基于典型LNG發動機廢氣-燃料重整氣的組分[21-22],本模擬研究中重整氣組分體積比VH2∶VCO∶VN2=1∶4∶20。根據稀燃式天然氣發動機REGR率[8,23]與過量空氣系數λ[24]一般范圍等增量取值,通過改變發動機進氣組分來模擬不同工況下的進氣邊界條件,以此研究富氫混合氣添加對稀燃式天然氣發動機缸內燃燒過程與污染物排放的影響規律,模擬工況點如表3所示,其中一自變量改變時另一變量固定不變,共模擬了20組工況。

表3 模擬工況點

2 結果與討論

2.1 燃燒特性分析

過量空氣系數為1.43時,不同REGR率下的混合氣平均熱值見表4,重整氣添加造成缸內混合氣中氫氣量增多,同時甲烷量減少,使得可燃混合氣總熱值降低,不同REGR率下發動機缸壓與放熱率曲線如圖3所示。由圖可知,相比于純甲烷工況(REGR率為0%),添加富氫重整氣后發動機缸壓與放熱率峰值增大,且不同REGR率工況下發動機缸壓與放熱量接近。由于與甲烷相比氫氣反應活性更高,火焰傳播速率更快,因此添加氫氣后混合氣放熱速率更快,使缸壓與放熱率峰值增大,而加入重整氣后混合氣熱值降低使總放熱量減小,兩者共同影響使缸壓與放熱率峰值維持在較接近水平。此外,由放熱率曲線可看出,隨著REGR率的增大,缸內燃燒持續期縮短。REGR率為12%時不同過量空氣系數下的缸壓曲線如圖4所示。由圖可知,隨過量空氣系數增大,缸內平均壓力峰值和缸內瞬時放熱率峰值均降低,且各峰值所對應的曲軸轉角增大。過量空氣系數增大導致可燃混合氣濃度減小,著火時間延遲,且火焰傳播速度減慢,造成發動機的動力性變差。圖5為不同模擬工況下的發動機功率,可知REGR率與過量空氣系數的增大均會導致發動機功率下降,過量空氣系數為1.37、REGR率為16%時會導致發動機功率下降9.52%。

表4 混合氣平均熱值

圖3 λ=1.43時不同REGR率下的缸壓和放熱率Fig.3 Pressure and heat release rate with different REGR rates when λ=1.43

圖4 Rre=12%時不同過量空氣系數下的缸壓和放熱率 Fig.4 Pressure and heat release rate with different excess air coefficients when Rre=12%

圖5 不同REGR率與過量空氣系數條件下的功率Fig.5 Power at different REGR rates and excess air coefficients

以缸內放熱量達到累計放熱量的5%時的曲軸轉角作為著火時刻并定義為CA5;以缸內放熱量達到累計放熱量的50%時的曲軸轉角作為燃料達到燃燒重心的時刻并定義為CA50。不同REGR率與不同過量空氣系數下的燃燒相位對比見圖6,REGR率一定時CA5與CA50相位均隨過量空氣系數的增大而滯后(REGR率為8%時,著火時刻滯后2.24°,燃燒重心時刻滯后4.49°),且兩者間隔時間縮短,與文獻[25]中結論一致。由于過量空氣系數增大,可燃混合氣濃度降低,使缸內燃燒化學準備時間增長,燃燒放熱率降低,導致燃燒相位滯后,燃燒持續期增加。當過量空氣系數一定時,CA5的相位在REGR率由0%增大到12%的過程中不斷提前(過量空氣系數為1.55時著火時刻提前1.42°),REGR率達到16%時出現滯后趨勢,CA50的相位隨REGR率增大不斷提前。由于重整氣中的H2可縮短天然氣著火時間,但添加率增大會使甲烷濃度降低,REGR率為4%～12%時H2對著火的促進作用占主導,CA5時刻提前;REGR率達到16%時甲烷濃度降低對著火的抑制作用占主導,CA5時刻滯后。隨REGR率增大,H2濃度增大,火焰傳播速率增大,CA50的相位提前。

圖6 不同REGR率與過量空氣系數下的燃燒相位 Fig.6 Combustion phase at different REGR rates and excess air coefficients

2.2 排放特性分析

2.2.1 THC排放分析 圖7是CA5和CA50時刻不同REGR率下缸內CH4濃度分布云圖,由圖可知火花塞點火后,火焰由點火中心向四周傳播,已燃區域甲烷的濃度極小,可根據甲烷濃度分界線判斷火焰面的發展。缸內放熱到達CA50時,大部分CH4已燃燒殆盡,但靠近氣缸壁面處以及活塞環間隙區域溫度較低,有部分CH4燃料還未被燃燒,該處的未燃CH4是HC排放的主要來源[9]。圖8為缸內甲烷濃度變化曲線,可知隨REGR率增大,燃燒結束時缸內甲烷濃度越小。

圖7 不同REGR率下缸內CH4濃度分布云圖Fig.7 Concentration of CH4 in cylinder at different REGR rates

圖8 λ=1.43時不同REGR率下缸內x(CH4)Fig.8 Mole fraction of CH4 in cylinder at different REGR rates

在進行HC排放分析時,以CH4、CH2O、C2H6這3種組分的排放量之和(占實際THC排放的99%以上)表征THC排放量,結果如圖9所示。由圖可知,過量空氣系數為1.43、REGR率為16%時可使THC排放量降低26.98%。在REGR率一定的情況下,隨過量空氣系數增大,火焰傳播不穩定性增大,失火概率增加,缸內平均溫度降低,抑制了THC后期氧化[9,26],且靠近氣缸壁面的縫隙區溫度更低,其中未燃的HC量增多,導致THC排放量略有增大。過量空氣系數一定時,隨REGR率增大,THC排放量減少。由于REGR率增大,進入缸內的甲烷量減少,未燃區域的HC濃度降低,燃燒結束后狹縫區HC量減小,使最終THC排放量降低。

圖9 不同REGR率與過量空氣系數下THC排放量Fig.9 THC emission at different REGR rates and excess air coefficients

2.2.2 NOx排放分析 熱力型NO占NOx排放的80%以上,而其形成主要與缸內溫度環境相關[27]。圖10是不同REGR率下缸內最高溫度變化曲線,可知隨REGR率增大,缸內最高溫度降低。圖11是不同REGR率下缸內NO濃度分布云圖,隨REGR率增大,CA 5時刻缸內高NO濃度區域面積減小,CA50時刻靠近壁面處NO濃度減小。在進行NOx排放分析時,以NO與NO2排放量之和表征NOx排放量。圖12為不同REGR率與過量空氣系數下NOx排放量。由于增大REGR率造成缸內燃料熱值降低,使燃燒過程中缸內最高溫度降低,且燃燒速率增大,燃燒持續期縮短,使NOx排放量減小。不同模擬工況下NOx摩爾分數改變范圍較大,過量空氣系數為1.55、REGR率為16%時可使NOx排放量降低62.52%,因此在選擇合適REGR率和過量空氣系數范圍時,應重點考慮其對NOx排放量的影響。

圖10 λ=1.43時缸內最高溫度曲線Fig.10 Maximum temperature in cylinder when λ=1.43

圖11 不同REGR率下缸內NO濃度分布云圖Fig.11 Concentration of NO in cylinder at different REGR rates

圖12 不同REGR率與過量空氣系數下NOx排放量Fig.12 NOx emission at different REGR rates and excess air coefficients

2.2.3 CO排放分析 影響CO生成的主要因素是過量空氣系數和最高燃燒溫度[28]。本模擬研究中所取的過量空氣系數較大,進入氣缸的氧氣量相對燃料的富余量大,對CO的生成速率影響較小,因此造成CO排放增大的主要因素是缸內最高溫度。由圖13可知,隨REGR率和過量空氣系數增大,CO排放量增大。REGR率和過量空氣系數增大,均可使缸內可燃混合氣濃度降低,燃燒過程中缸內最高溫度降低,CO的生成量減少,且由于重整氣中含有相當一部分CO,REGR率增大使進入氣缸內的CO量增大,狹縫中未被氧化的CO增多[9],也會導致CO排放增多。除此之外,可觀察到CO排放量幾乎隨過量空氣系數增加而線性增加。

圖13 不同REGR率與過量空氣系數下CO排放量Fig.13 CO emission at different REGR rates and excess air coefficients

綜上所述,缸壓、放熱率、燃燒相位以及各污染物排放量隨過量空氣系數單調變化,可知過量空氣系數對天然氣發動機缸內燃燒的影響機制較簡單,而REGR率對燃燒過程的影響更加復雜,因此在后續僅對REGR率這一變量做化學動力學分析,以闡明其對天然氣發動機燃燒過程的影響機制。

2.3 發動機缸內燃燒過程化學動力學分析

2.3.1 火焰面區域路徑分析 采用瞬時反應路徑分析方法對符合火焰面區域條件的網格數據進行分析,得到CA50時刻火焰面區域內甲烷的反應路徑,結果如圖14所示。在圖14中,CH4首先與O、OH反應生成CH3,其中80%以上的CH4通過反應CH4+OH?CH3+H2O消耗。CH3的主要消耗路徑有5條,最重要的路徑為CH3與O反應生成CH2O,然后再經HCO生成CO和CO2;其他支鏈反應的生成物有CH3OH、CH2OH、CH3O以及CO,各組分之間能夠互相轉化,最終生成CO2。CH4消耗路徑中,燃料及大部分中間產物的消耗都是通過與OH發生脫氫反應實現的,OH濃度越大則正向反應速率越快。對比不同REGR率下路徑中反應占比情況可知,在CH4、CH3、CH3OH以及CH2O的消耗反應中,隨REGR率的增大,OH參與的基元反應占比增大,O參與的基元反應占比減小,說明富氫重整氣的添加使缸內H2濃度增大,OH自由基濃度增大,通過影響支鏈反應,改變了自由基池中自由基濃度,促進各反應朝正向進行[29-30],從而加快了火焰傳播速率,從微觀角度解釋了2.1節中REGR率對燃燒相位的影響規律。

圖14 CA50時刻不同REGR率下火焰面區域CH4消耗路徑 Fig.14 Consumption paths of CH4 in the flame area at different REGR rates at CA50

2.3.2 已燃區域路徑分析 采用瞬時反應路徑分析方法,對符合已燃區域條件的網格數據進行分析,得到CA50時刻已燃區域內甲烷的反應路徑,結果如圖15所示。由圖15可知,相比火焰面區域,由于已燃區域O2濃度較低,CH4、CH3、CH2O、HCO等組分的消耗反應中O或O2參與反應的比例明顯減少,此時OH自由基濃度對CH4消耗反應的影響占主導。隨REGR率增大,OH自由基濃度增大,CH4消耗路徑中OH參與反應占比增大,說明增大REGR率會加快已燃區域CH4的消耗速率,使CH4燃燒更加完全,可降低未燃CH4濃度,減少THC排放。

圖15 CA50時刻不同REGR率下已燃區域CH4消耗路徑 Fig.15 Consumption paths of CH4 in the burnt area at different REGR rates at CA50

3 結 論

基于YC6MK200NL-C20天然氣發動機建立了CFD三維仿真模型,驗證其合理性后模擬了不同REGR率和過量空氣系數下的缸內燃燒過程,并分析了其對發動機動力性能及排放性能的影響規律,在此基礎上耦合化學動力學分析方法,通過缸內瞬時燃燒反應狀態探究了該影響規律的內在機制,所得主要結論如下。

(1)添加富氫重整氣會改善天然氣發動機的燃燒特性,增大缸內平均壓力峰值,提高瞬時放熱率,使燃燒相位提前。增大過量空氣系數會抵消富氫重整氣對燃料燃燒的促進作用,使缸內平均壓力峰值降低,瞬時放熱率峰值降低,燃燒相位滯后。

(2)重整氣添加可縮短燃燒持續期,使燃料燃燒更加完全,降低THC與NOx排放量,但會導致未燃CO增多;隨過量空氣系數增大,缸內平均溫度降低,NOx排放量降低,但燃燒不穩定性增大,導致THC和CO排放增多。

(3)由缸內燃燒反應路徑分析可知,隨REGR率增大,OH自由基參與CH4消耗反應占比增大,通過加快基元反應速率進而影響火焰傳播速率,使燃燒相位提前,并可降低未燃HC排放。