車用甲醇燃料發(fā)動機性能優(yōu)化研究

杜丹豐，高富新

(東北林業(yè)大學 交通學院，哈爾濱 150040)

0 引言

隨著汽車行業(yè)的快速發(fā)展，汽車保有量逐年增加。據(jù)統(tǒng)計，截至2020 年底汽車保有量達2.81億輛［1］。根據(jù)有關預測，2031 年汽車保有量將達到3.5 億輛［2］。鑒于能源短缺、環(huán)境污染問題一直是內燃機研究的工作重點，汽車替代燃料的研究具有重大意義。Turner 等［3］介紹了甲醇燃料的優(yōu)勢，討論了空燃比對點燃式發(fā)動機的影響，發(fā)現(xiàn)甲醇發(fā)動機的動力性與甲醇燃料的比例密切相關。Vancoillie 等［4-7］研究在不同轉速下，改變汽油機的負荷、壓縮比，純甲醇發(fā)動機的性能，發(fā)現(xiàn)甲醇發(fā)動機性能得到一定的改善。Wang 等［8］研究了甲醇柴油機對發(fā)動機的動力性，結果表明:發(fā)動機在中高負荷下熱效率得到提高。甲醇是一種高效清潔的內燃機替代燃料。甲醇具有來源廣泛、易制取和成本低等優(yōu)點，可以用化石燃料(合成氣、天然氣、煤等)、甲酸甲酯和生物質(包括纖維素)來生產(chǎn)，還可以用CO2加氫生產(chǎn)及CH4轉換成甲醇等方法生產(chǎn)［9］。

國內外對車用甲醇的研究大多數(shù)集中在轎車和船用發(fā)動機上，而單缸發(fā)動機由于自身扭矩和功率較小等原因，未得到重視。日益嚴格的排放法規(guī)和經(jīng)濟誘導可能會提供一種激勵，促使人們重新考慮將甲醇作為發(fā)動機的替代燃料。針對上述問題，以數(shù)值計算為主，結合理論分析，依托GT-Power 仿真軟件，基于樣機參數(shù)建立單缸發(fā)動機仿真模型，對燃燒甲醇的單缸發(fā)動機壓縮比和空燃比進行試驗設計(design of experiment，DOE)優(yōu)化。

1 甲醇燃料的性能

1.1 甲醇的理化參數(shù)

甲醇的理化參數(shù)如表1 所示。

表1 甲醇的理化參數(shù)

1.2 甲醇發(fā)動機動力性分析

1.2.1 混合氣熱值

決定發(fā)動機動力性的是混合氣熱值，而不是燃料的低熱值。對于汽油和甲醇來說，由于S 和氣體組分不多，可以視為只有C、H 和O。如以gC、gH和gO分別表示每千克燃料中碳、氫和氧的質量成分，則認為gC+gH+gO=1。

汽油的平均質量成分:

gC=0.855;gH=0.145;gO=0.000

甲醇的平均質量成分:

gC=0.375;gH=0.125;gO=0.500

如1 kg 燃料中含氧量為gO，則每千克燃料完全燃燒時需要的理論氧氣量為

燃料所需的氧氣來自空氣，以質量成分計，空氣中氧氣占23%，氮氣占77%;1 kg 燃油完全燃燒，則需要的理論空氣量計算公式為:

將平均質量成分代入式(2)可得，汽油的理論空氣量為14.7 kg，甲醇的理論空氣量為6.45 kg。

燃料的單位質量混合氣的熱值Hukg為:

式中:SR 為理論空燃比;Hukg為單位質量混合氣的熱值，MJ/kg;Q 為所用燃料的低熱值，MJ/kg，汽油和甲醇的各自的低熱值分別為44.5 MJ/kg 和19.7 MJ/kg。

將汽油與甲醇理論空燃比和低熱值代入式(3)中可得汽油的混合氣熱值2.99 MJ/kg，甲醇的混合氣熱值3.01 MJ/kg，可見甲醇混合氣與汽油混合氣熱值相當。

1.2.2 壓縮比

對于單缸發(fā)動機來說，壓縮比過大會引起熱負荷過大，增加機械負荷和噪聲，導致動力性下降。由于甲醇抗爆性好，可以適當提高甲醇發(fā)動機壓縮比，但大幅度提高壓縮比也會發(fā)生爆震，甚至對缸內的活塞造成嚴重傷害［10］。發(fā)動機熱效率和扭矩隨著壓縮比的提高而提高。發(fā)動機熱效率計算公式如下:

式中:ηe為有效熱效率;ηi為指示熱效率;ηm為機械效率;ε 為發(fā)動機壓縮比;κ 為絕熱指數(shù)。

由式(4)和(5)可以看出:對于發(fā)動機而言，機械效率和指示熱效率共同影響有效熱效率。在理想的情況下，壓縮比和絕熱指數(shù)共同決定發(fā)動機指示熱效率。燃油經(jīng)濟性隨著壓縮比的提高而得到改善，并且缸內平均有效壓力也得到了增加，進而發(fā)動機性能得到了改善。

1.3 甲醇發(fā)動機經(jīng)濟性分析

采用燃油消耗率與熱效率2 個指標評價發(fā)動機經(jīng)濟性。把M100 燃油消耗率轉換成燃料的當量熱值，將燃油消耗率與汽油進行經(jīng)濟性對比。具體計算方法如下:

式中:Mbe為甲醇的當量燃油消耗率;bme為甲醇的有效燃油消耗率;Hmμ為甲醇的低熱值，MJ/kg;Hμ為汽油的低熱值，MJ/kg;ηet為有效熱效率。

由式(6)可以看出:在與汽油經(jīng)濟性對比時，甲醇當量燃油熱值消耗率是由甲醇燃料消耗率、低熱值和汽油低熱值共同決定的。從式(7)中可以看出:發(fā)動機的熱效率由燃料本身的低熱值和燃油消耗率共同決定，對于甲醇發(fā)動機，甲醇燃料熱值一定，甲醇發(fā)動機熱效率隨著燃油消耗率降低而升高。

2 單缸發(fā)動機性能仿真的建立與驗證

2.1 模型的建立

以一臺由單缸汽油機改造而成的甲醇發(fā)動機為基礎，通過一維CFD 模擬軟件GT-POWER 建立了計算模型。該軟件能夠模擬各種實際運行工況，并能快速優(yōu)化設計，降低試驗設計與成本［11-12］。在建立模型時，由于不是對進氣、熱傳導、排氣以及噪聲進行研究，所以對局部某些復雜管道和結構進行了相應的簡化處理［13］。模型中使用純甲醇燃料庫。其主要參數(shù)見表2。

表2 某單缸發(fā)動機的主要參數(shù)

利用GT-POWER 模擬仿真軟件搭建單缸汽油發(fā)動機計算模型，如圖1 所示。

圖1 單缸汽油發(fā)動機計算模型示意圖

2.2 原機模型的驗證

通過對模型多次校正，將樣機外特性試驗數(shù)據(jù)與WH-125 仿真模型仿真外特性數(shù)據(jù)進行比較，結果如圖2—4 所示。

圖2 扭矩仿真值與試驗值曲線

圖3 功率仿真值與試驗值曲線

圖4 燃油消耗率仿真值與試驗值曲線

通過對比可知，誤差均小于5%。仿真與實驗數(shù)據(jù)變化規(guī)律基本一致。因此，可以用于發(fā)動機模型變參數(shù)優(yōu)化計算。

3 甲醇發(fā)動機性能優(yōu)化

3.1 甲醇燃料對原單缸發(fā)動機性能影響分析

通過仿真計算得出原單缸汽油機燃燒甲醇時的功率、扭矩和通過試驗得出的原機燃燒汽油時的功率和扭矩隨轉速變化情況，如圖5 和圖6所示。

圖5 甲醇、汽油的功率隨轉速的變化曲線

圖6 甲醇、汽油的扭矩隨轉速的變化曲線

由圖5 和圖6 可知:在原單缸發(fā)動機燃燒時，甲醇燃料功率和扭矩不同程度的下降，使單缸發(fā)動機的動力性明顯下降。扭矩和功率分別最大下降了41%和46%。由前文分析可知，甲醇由于自身的低熱值和汽化潛熱等多種原因，與同排量燃燒汽油的單缸汽油發(fā)動機相比，原機燃用甲醇燃料將導致動力性下降。因此，需要對該發(fā)動機的空燃比和壓縮比2 個結構參數(shù)進行DOE 優(yōu)化處理。

3.2 DOE 多目標優(yōu)化設計及結果

DOE 是一種研究多因變量對應于多自變量的優(yōu)化設計方法，利用統(tǒng)計學知識，計算得出最優(yōu)組合方案［14］。本文的試驗指標為扭矩、功率和燃油消耗率，試驗因子是壓縮比和空燃比。

3.2.1 優(yōu)化目標選取范圍參數(shù)及流程

仿真過程中，通過分析壓縮比和空燃比過大或過小對發(fā)動機的性能影響，參考式(1)計算得出的甲醇的理論空燃比，大致確定仿真計算所用的空燃比的范圍為6.0～9.0。燃油消耗率與發(fā)動機壓縮比密切相關。由于條件的限制，模型中的一些模塊被簡化，無法預測發(fā)動機的爆震現(xiàn)象。然而，發(fā)動機爆震的強度可以通過最大壓力上升率來衡量。據(jù)相關資料［15］表明，對于汽油機而言，為保證其工作柔和，一般將最大壓力升高率限定在0.175～0.25 MPa/(°)CA，壓縮比的下限為9.0，上限為接近理論爆震極限的壓縮比。本文是研究單缸發(fā)動機，扭矩相對于汽車較小，過大造成機械負擔。與汽油相比，甲醇的辛烷值高，抗爆性好，允許適當增大壓縮比，進而提高發(fā)動機的動力性。DOE 優(yōu)化流程如圖7 所示。

圖7 DOE 優(yōu)化流程框圖

本次試驗設計次數(shù)設計為50 次，考慮本文采用全因子抽樣法，實驗次數(shù)要進行2 500 次試驗，而用拉丁超立方抽樣法，最少的實驗次數(shù)為:

式中:Emin為最少實驗次數(shù);f 為實驗因子個數(shù)。

由式(8)可得，實驗中最少次數(shù)為15 次，仿真次數(shù)約為全因子次數(shù)的1/50，大大提高了仿真的效率。

本文使用遺傳算法進行多目標多參數(shù)優(yōu)化求解，主要基于對原始發(fā)動機的結構參數(shù)建立響應面，設置扭矩、功率最大、油耗最小和最大升壓率都在0.175～0.25 MPa/(°)CA，對壓縮比和空燃比進行優(yōu)化求解，達到2 個因子對目標函數(shù)最優(yōu)的效果。

3.2.2 DOE 參數(shù)優(yōu)化設計

通過前面的分析，空燃比和壓縮比需控制在合適的范圍。因此，采用9.0～12.0 的壓縮比與甲醇空燃比進行DOE 優(yōu)化。

發(fā)動機在2 000～9 000 r/min 轉速下，響應面擬合質量評價指標如表3 所示。

表3 響應面擬合質量評價指標

響應面的擬合度評價是通過R2(總平方誤差的百分比)來表示，該值介于0 和1 之間，值越高表示統(tǒng)計擬合越好，計算公式如式(9)所示:

式中:Yp，i為第i 次的預測響應值，Y0，i為第i 次的觀測響應值，n 為實驗數(shù)量，為預測響應平均值。

由表3 可知，各轉速下響應面擬合質量指標都在0.95 以上，因此，可以應用遺傳算法對目標進行優(yōu)化計算。

由表4 可知:在各個轉速下，優(yōu)化結果不同。為了滿足甲醇發(fā)動機在全負荷和轉速5 000 r/min的工況下，盡可能提高最大扭矩，選擇轉速在5 000 r/min 時優(yōu)化結果，壓縮比為11.1，空燃比為6.7。

表4 響應面擬合質量評價指標

3.3 優(yōu)化后的甲醇發(fā)動機性能與汽油機性能對比

根據(jù)甲醇燃料的理化性質對原發(fā)動機的空燃比和幾何壓縮比進行了相應的改進，使甲醇發(fā)動機缸內的充氣效率、缸內環(huán)境與汽油機存在差異，2 種燃料的發(fā)動機整機動力性和經(jīng)濟性也有所差別。

3.3.1 充氣效率

甲醇和汽油的特性不同，隨著壓縮比和空燃比的改變，充氣效率也隨之變化，如圖8 所示。

圖8 甲醇發(fā)動機與汽油機的充氣效率曲線

由圖8 可知，隨著壓縮比的提高和空燃比的減小，提高了充氣效率，甲醇發(fā)動機比汽油機充氣效率最大相差0.05。原因如下:與高速相比，在低中速條件下，甲醇的汽化潛熱大，需要從進氣和壁面吸收大量熱量蒸發(fā)，然后與空氣混合形成可燃混合物，增強進氣冷卻，增加進氣密度，在一定程度上提高了充氣效率。在高速條件下，相對汽油來說，氣阻較大，甲醇發(fā)動機高溫氣阻的影響大于汽化潛熱對甲醇發(fā)動機的影響，因此，兩者之間相差減少。

3.3.2 缸內環(huán)境

選擇汽油機和甲醇發(fā)動機扭矩時最大轉速，即轉速5 000 r/min 時，探究缸內環(huán)境包括氣缸壓力和溫度。甲醇發(fā)動機與汽油機的氣缸壓力和溫度對比曲線如圖9 和圖10 所示。

圖9 甲醇發(fā)動機與汽油機的缸壓曲線

圖10 甲醇發(fā)動機與汽油機的缸內溫度曲線

由圖9 和圖10 可知，甲醇發(fā)動機與汽油機相比，最大壓力大，更早達到缸壓峰值7.48 MPa。但下降速度也較快。對于發(fā)動機缸內最高溫度而言，甲醇發(fā)動機比汽油機低198.4 K。分析原因如下:當空燃比減小，每循環(huán)吸入的混合氣濃度較高，有利于縮短滯燃期和提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?甲醇燃料燃燒釋放出較多熱量使缸內燃燒壓力及最高燃燒壓力都較高。氣缸溫度低是由于甲醇比汽油汽化潛熱大，甲醇燃料汽化和蒸發(fā)需要吸收大量的熱量所導致的。

3.3.3 整機外特性性能

優(yōu)化后的甲醇發(fā)動機與汽油機功率扭矩、燃油消耗率以及有效熱效率如圖11—14 所示。

圖11 甲醇發(fā)動機與汽油機的功率曲線

從圖11 和圖12 可以得出:功率和扭矩均有所提高。從圖12 和圖13 可以得出，轉速在2 000～9 000 r/min 時，甲醇發(fā)動機與原汽油機的功率和扭矩相比都高于原汽油機，扭矩和功率提高很明顯，扭矩最大提高0.7 N·m，功率最大提高0.6 kW。分析原因如下:一方面，隨著空燃比的減小，每循環(huán)吸入的甲醇增多，在一定程度上提高了充氣效率和發(fā)動機功率。另一方面，由于隨著壓縮比提高，指示熱效率和有效熱效率也將隨之提高;并且甲醇含氧量達到50%，而且氧原子比氧分子更容易發(fā)生氧化反應，因此，甲醇與空氣混合物燃燒更充分，動力性也將得到提高。

圖12 甲醇發(fā)動機與汽油機的扭矩曲線

圖13 甲醇發(fā)動機與汽油機的燃油消耗率曲線

由圖14 可以得出:有效熱效率在發(fā)動機轉速2 000～9 000 r/min，甲醇發(fā)動機的有效熱效率都比汽油發(fā)動機高，并且甲醇的當量燃油消耗率在發(fā)動機轉速2 000～9 000 r/min 都比汽油燃油消耗率低。轉速達到5 000 r/min 時，最大降低了15%。由前面分析可知，燃油經(jīng)濟性隨著壓縮比的提高而得到改善，壓縮比越大，燃燒更充分，燃油消耗量隨著有效熱效率下降進而增大，甲醇發(fā)動機經(jīng)濟性能得到了改善。

圖14 有效熱效率和燃油消耗率曲線

4 結論

基于GT-power 仿真軟件對單缸發(fā)動機進行了仿真試驗，把原單缸汽油機仿真模型優(yōu)化改進為單缸甲醇發(fā)動機模型。優(yōu)化后的甲醇發(fā)動機在轉速為2 000～9 000 r/min 時，扭矩最大提高6%，功率最大提高10%，當量燃油消耗率最大降低了15%，有效熱效率也有所提高。

由于條件的限制，無法對甲醇發(fā)動機進一步標定，本文對于部分管路結構進行了相應簡化，也沒有進行對點火提前角和配氣相位等結構參數(shù)進行研究，后續(xù)工作將繼續(xù)完成仿真，并做實驗驗證。