甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)摻燒甲醇裂解氣當(dāng)量比燃燒特性研究

蔣炎坤，陳燁欣，何都，魯偉，梅梓晗

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

面對(duì)我國“缺油、少氣、富煤”的資源特點(diǎn)，在“保能源安全”的背景下，煤制甲醇是一種理想的發(fā)動(dòng)機(jī)燃料。此外，通過可再生能源捕獲CO制取甲醇，并將其作為能源的移動(dòng)載體是實(shí)現(xiàn)“碳中和”的途徑之一。甲醇具有來源廣泛、可再生、辛烷值高、氧含量高、火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤斓奶匦裕状计瘽摕岽螅鋯?dòng)困難。在催化劑作用下，通過回收發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣余熱可以將液態(tài)甲醇催化裂解為甲醇裂解氣。理想狀態(tài)下該裂解氣為一種富氫氣體，其H與CO物質(zhì)的量之比是2∶1，能夠有效解決液態(tài)甲醇冷啟動(dòng)困難和腐蝕性問題，同時(shí)回收利用了尾氣余熱。甲醇裂解氣中富含氫氣，點(diǎn)火能量低、放熱速度快、可燃極限廣，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒更接近定容燃燒。研究表明，將甲醇裂解氣作為燃料可以提高發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性和排放性能，對(duì)于點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)，當(dāng)量燃料消耗率較原機(jī)下降可達(dá)24%，NO和CO排放分別可下降90%和50%。在動(dòng)力性方面，使用甲醇裂解氣會(huì)導(dǎo)致充氣效率下降，從而導(dǎo)致全負(fù)荷輸出功率減小。目前，大多數(shù)研究都集中在純甲醇裂解氣、汽油摻燒甲醇裂解氣以及甲醇摻燒氫氣等燃料的燃燒特性研究上，較少涉及到甲醇與甲醇裂解氣的摻混燃燒，因此在甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行摻混甲醇裂解氣的研究具有重要的理論價(jià)值和現(xiàn)實(shí)意義。本研究在前期研究的基礎(chǔ)上，以一臺(tái)進(jìn)氣道預(yù)混甲醇點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)為原型，對(duì)甲醇摻燒甲醇裂解氣當(dāng)量比燃燒特性進(jìn)行了研究，為甲醇裂解氣實(shí)際應(yīng)用于甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)摻混燃燒提供了理論依據(jù)。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)模型建立與驗(yàn)證

試驗(yàn)和仿真所使用的進(jìn)氣道預(yù)混甲醇點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)見表1。根據(jù)表中的幾何數(shù)據(jù)，在不影響計(jì)算分析準(zhǔn)確性的前提下，考慮計(jì)算效率，建立帶進(jìn)排氣道的單缸模型(見圖1)。

表1 甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

三維模型的基本網(wǎng)格尺寸設(shè)置為2 mm，同時(shí)對(duì)局部進(jìn)行網(wǎng)格加密：加密進(jìn)排氣門和氣門座附近網(wǎng)格至1 mm，設(shè)置半徑為5 mm的球形區(qū)域，加密火花塞附近網(wǎng)格至0.25 mm。因?yàn)樵谟?jì)算中主要關(guān)注缸內(nèi)燃燒對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，為了提高計(jì)算效率，減少計(jì)算時(shí)間，未對(duì)排氣道網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。

圖1 甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)三維模型

基于Converge進(jìn)行三維仿真，湍流模型采用RANS(Reynolds-Averaged Navier-Stokes)模型，點(diǎn)火模型采用Source/sink modeling模型，燃燒模型采用SAGE模型來模擬甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的預(yù)混燃燒，傳熱模型采用Han-Reitz模型，NO排放模型采用擴(kuò)展Zeldovich模型。根據(jù)臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)和相關(guān)經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)給出模型的邊界條件(見表2)。

表2 邊界條件設(shè)定

圖2示出了發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架示意。試驗(yàn)過程中，測(cè)功機(jī)經(jīng)由彈性聯(lián)軸器與甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)相連，控制發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速和負(fù)載，測(cè)功機(jī)另一端連接上位機(jī)，可以直接記錄和調(diào)整運(yùn)行參數(shù)。供油油路中，液態(tài)甲醇通過燃油濾清器、醇耗儀進(jìn)入供油油軌并同時(shí)記錄甲醇消耗量。選取發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速分別為1 500 r/min，2 000 r/min，2 500 r/min和3 000 r/min，為了保證發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性，同時(shí)考慮到工作負(fù)荷，控制CA50為6°～10°ATDC，缸壓峰值不超過9 MPa。在運(yùn)行穩(wěn)定后，記錄缸壓、轉(zhuǎn)速、扭矩和醇耗量等參數(shù)。通過甲醇機(jī)試驗(yàn)缸壓數(shù)據(jù)驗(yàn)證三維模型，選取的工況見表3。

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架示意

表3 試驗(yàn)工況

缸內(nèi)壓力試驗(yàn)及模擬曲線對(duì)比結(jié)果見圖3。表4示出了缸壓峰值誤差Δ及缸壓峰值的曲軸轉(zhuǎn)角誤差Δ。

圖3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比

表4 缸壓峰值誤差Δpi與曲軸轉(zhuǎn)角誤差Δθi

從圖3和表4中可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合良好，最大缸壓及其對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角最大誤差分別為0.1 MPa和3°。因此，基于上述標(biāo)定模型能較準(zhǔn)確地進(jìn)行原機(jī)的燃燒特性分析。

2 替代比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)特性的影響分析

固定轉(zhuǎn)速為2 500 r/min，進(jìn)氣壓力為 98.7 kPa，過量空氣系數(shù)為1，改變甲醇裂解氣替代比(Substitution Ratio，SR)，分別為0%(純甲醇)，10%，30%，50%和80%，研究裂解氣替代比對(duì)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性及性能的影響。理想條件下甲醇完全裂解反應(yīng)如下：

(1)

根據(jù)式(1)定義甲醇裂解氣是物質(zhì)的量之比為2∶1的H與CO的混合氣。替代比定義為甲醇裂解氣質(zhì)量與燃料總質(zhì)量的比值，即

(2)

式中：SR為甲醇裂解氣替代比；為甲醇裂解氣質(zhì)量；為液態(tài)甲醇質(zhì)量。

2.1 對(duì)燃燒特性的影響

為了探究甲醇裂解氣替代比對(duì)缸內(nèi)燃燒的影響，保持發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火提前角為13.5°不變。圖4示出了替代比分別為0%，10%，30%，50%和80%情況下的缸內(nèi)壓力曲線。

圖4 不同替代比下的缸壓曲線

隨著替代比的增大，缸壓峰值不斷提高，對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角不斷前移。相比于純甲醇，最大缸壓相應(yīng)增大0.60 MPa，1.11 MPa，1.41 MPa和1.95 MPa，增大比例分別為12.3%，22.8%，30.0%和40.0%，對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角相應(yīng)提前了4°，6°，8°和16°。當(dāng)替代比達(dá)到80%時(shí)，缸內(nèi)最大壓力已經(jīng)出現(xiàn)在上止點(diǎn)之前。這是因?yàn)殡S著替代比增大，混合氣中的氫氣含量增加，而氫氣火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤欤艧嶂匦那耙茝亩鴮?dǎo)致缸壓峰值對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角不斷提前。

圖5示出不同替代比下的放熱率曲線，圖中CA10，CA50和CA90分別表示累計(jì)放熱量為10%，50%和90%所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。

圖5 不同替代比下的放熱率曲線

由圖5放熱率曲線可以看出，隨著替代比的增大，放熱率變化趨勢(shì)與缸壓的變化趨勢(shì)相同，放熱率峰值分別達(dá)到59 J/(°)，66 J/(°)，83 J/(°)，92 J/(°)和133 J/(°)，相應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角不斷前移，釋放熱量更加集中且迅速，當(dāng)替代比達(dá)到80%時(shí)，放熱已經(jīng)主要集中在上止點(diǎn)之前，這也進(jìn)一步說明了該條件下最大缸內(nèi)壓力出現(xiàn)在壓縮階段的原因。

表5示出不同替代比下的燃燒特征參數(shù)，表中表示燃燒持續(xù)期，定義為CA90和CA10的差值。由表5可知， 甲醇裂解氣替代比的增加會(huì)導(dǎo)致CA10，CA50和CA90都不斷提前，并且燃燒持續(xù)期逐漸縮短，與放熱率規(guī)律一致。這是因?yàn)榧状剂呀鈿馐且环N富氫燃料，氫氣的點(diǎn)火能量低，層流火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤欤欣诨鸷说姆€(wěn)定形成，因此滯燃期縮短，CA10提前；同時(shí)氫氣層流火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤欤嗤瑫r(shí)間內(nèi)釋放出更多熱量，放熱率峰值提高，放熱集中在上止點(diǎn)，急燃期縮短，CA50提前；同時(shí)后燃期也會(huì)加快結(jié)束，整體的燃燒持續(xù)期縮短。

表5 不同替代比下的燃燒特征參數(shù)

2.2 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)做功性能的影響

固定轉(zhuǎn)速為2 500 r/min，改變點(diǎn)火正時(shí)，通過三維仿真研究不同摻燒比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)做功能力的影響。做功能力用平均指示壓力(Indicated Mean Engine Pressure，IMEP)表征，表示活塞單位面積上的作用力。

從圖6可以看出，對(duì)于給定的替代比，點(diǎn)火提前角不斷增大會(huì)導(dǎo)致IMEP先增大后減小。當(dāng)點(diǎn)火提前角過小時(shí)，整個(gè)燃燒過程后移，最大壓力對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角偏離上止點(diǎn)，做功能力下降；當(dāng)點(diǎn)火提前過大時(shí)，會(huì)造成過多燃料在上止點(diǎn)之前燃燒，導(dǎo)致壓縮負(fù)功變大，動(dòng)力性能下降。

圖6 不同替代比下平均指示壓力與點(diǎn)火提前角的關(guān)系

對(duì)比不同替代比下的最佳提前角可以發(fā)現(xiàn)，替代比的增大會(huì)導(dǎo)致最佳點(diǎn)火提前角逐漸推遲，當(dāng)替代比為0%(純甲醇)，10%，30%，50%和80%時(shí)，對(duì)應(yīng)的最佳點(diǎn)火提前角分別為13.5°，13.5°，12°，10.5°和4.5°BTDC。由前文對(duì)缸壓曲線及放熱率曲線的分析可知，增大甲醇裂解氣的替代比，混合氣的燃燒速度加快，放熱重心前移，更加靠近上止點(diǎn)，造成壓縮階段的壓縮負(fù)功增加，因此需要推遲點(diǎn)火提前角以達(dá)到較好的動(dòng)力輸出。同時(shí)，即使在最佳點(diǎn)火提前角下，隨著替代比的增大，發(fā)動(dòng)機(jī)的IMEP逐漸減小，從原機(jī)的1.11 MPa分別減小為1.10 MPa，1.07 MPa，1.03 MPa和0.97 MPa，下降比例達(dá)到了0.9%，3.6%，7.2%和12.6%。動(dòng)力性能逐漸下降，主要原因是進(jìn)入缸內(nèi)的工質(zhì)質(zhì)量和總熱值減少(見圖7)。

當(dāng)替代比為10%，30%，50%和80%時(shí)，進(jìn)入缸內(nèi)的總質(zhì)量相比于純甲醇分別下降了2.43%，6.85%，9.38%和16.98%，進(jìn)入缸內(nèi)的燃料總熱值分別下降了1.08%，3.37%，3.59%和6.32%。在進(jìn)氣壓力不變時(shí)，每循環(huán)進(jìn)入氣缸的氣體體積未發(fā)生明顯變化。當(dāng)燃料為當(dāng)量比混合時(shí)，相同體積下甲醇裂解氣與空氣的混合氣熱值要小于純甲醇與空氣的混合氣熱值。因此雖然甲醇裂解氣能夠回收部分發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣余熱能量，熱值更高，但進(jìn)入氣缸的燃料總量和總熱值會(huì)不斷下降，并且替代比越大，下降越明顯。

圖7 不同替代比下的進(jìn)缸燃料質(zhì)量和熱值變化

2.3 對(duì)指示熱效率的影響

固定發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速和負(fù)荷不變，同時(shí)調(diào)整其到最佳點(diǎn)火提前角，通過三維仿真研究不同替代比對(duì)指示熱效率的影響。這里分別定義兩種指示熱效率，綜合指示熱效率和燃料指示熱效率：

(3)

(4)

式中：表示單缸循環(huán)指示功；表示每循環(huán)進(jìn)入缸內(nèi)燃料的總熱值；表示每循環(huán)從尾氣中回收的熱量。對(duì)于，認(rèn)為甲醇裂解氣熱值中有部分來自于尾氣中的能量，消耗的甲醇裂解氣熱值應(yīng)該以等質(zhì)量的氣態(tài)甲醇熱值來進(jìn)行計(jì)算，即是考慮尾氣余熱回收后的熱效率。而則不考慮甲醇裂解氣的能量來源，只考慮進(jìn)缸燃料在缸內(nèi)的燃燒情況，即是沒有考慮尾氣余熱回收的熱效率。

圖8示出了指示熱效率隨甲醇裂解氣替代比的變化曲線。如圖8所示，隨著替代比的增大，綜合指示熱效率先增大后減小，在替代比為50%時(shí)達(dá)到最大值，為41.26%，而燃料指示熱效率則一直呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。主要原因是，甲醇裂解氣富含氫氣，火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤欤瑫?huì)導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度升高，相應(yīng)的壁面?zhèn)鳠釗p失增大，在相同的輸出功下需要更大的進(jìn)缸總熱值，燃料指示熱效率下降；進(jìn)缸總熱值增大，其中余熱回收的能量也在不斷增大，兩種因素共同決定了綜合指示熱效率的變化。

圖8 不同替代比下的指示熱效率變化

表6示出了在相同轉(zhuǎn)速與負(fù)荷下，不同替代比下進(jìn)缸總熱值、余熱回收能量和凈能量-。可以看到，隨著替代比的增大，凈能量先減小后增大，但一直小于純甲醇工況下的燃料熱值，因此相應(yīng)的綜合熱效率先增大后減小，但均高于原機(jī)。

表6 不同替代比下進(jìn)缸能量

3 結(jié)論

a) 甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)摻混甲醇裂解氣后，缸內(nèi)的燃燒重心前移，燃燒過程縮短，放熱更加集中，更接近等容燃燒；缸壓峰值和放熱率峰值呈現(xiàn)升高的趨勢(shì)，對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角提前；

b) 對(duì)于給定的甲醇裂解氣替代比，IMEP隨著點(diǎn)火提前角的增加先增大后減小；隨著替代比的增大，最佳點(diǎn)火提前角會(huì)逐漸推遲；在最佳點(diǎn)火正時(shí)下，發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能會(huì)隨著替代比增加有所下降，當(dāng)替代比為10%，30%，50%和80%時(shí)，IMEP下降比例分別為0.9%，3.6%，7.2%和12.6%;

c) 在最佳點(diǎn)火提前角下，隨著替代比的增大，燃料指示熱效率有所降低；但由于甲醇裂解裝置通過裂解甲醇回收了部分尾氣余熱，所以考慮尾氣余熱回收后的綜合指示熱效率先增大后減小,且始終高于原機(jī)效率。