噴水對氬氣循環天然氣發動機爆震及熱效率的影響分析

楊豪，梁興湖，鄧俊，金少也，丁偉奇，李理光

（同濟大學汽車學院，上海 201804）

我國承諾力爭在2030年實現碳達峰，在2060年實現碳中和，使內燃機可持續發展面臨巨大的挑戰。氬氣動力循環發動機搭配碳中性燃料或氫燃料便可以實現高效、零碳和零污染排放，具有很大的發展潛力。

氬氣動力循環發動機是一種以氬氣（Ar）為循環工質的閉式循環發動機。由于使用氬氣代替氮氣，從根本上杜絕了NO的生成。根據奧托循環效率公式可知，高比熱比的循環工質可以獲得更高的熱效率。而氬氣作為單原子分子，其比熱容比為1.67，能顯著提高循環工質的比熱容比，實現更高的熱力循環效率。氬氣動力循環發動機可以采用天然氣和氫氣作為燃料。其中，天然氣易于儲存和運輸，已經是當前的主要可供燃料，其主要成分是甲烷，碳強度相對較低，具有良好的抗爆性，可以實現更高的壓縮比。配合二氧化碳捕集裝置，氬氣動力循環天然氣發動機亦可實現零碳和近零排放。

根據KILLINGSWORTH等的研究，由于受到爆震的影響，氬氣發動機的熱效率在壓縮比為5.5的時候即達到最優。因此，有必要嘗試采用抑制爆震的方法來提升發動機的熱效率。常見的抑制爆震的方式有EGR、噴水、改變配氣相位等。目前，噴水技術應用于汽油機減緩爆震已得到廣泛的研究。水作為惰性工質，可以通過稀釋可燃混合氣和降低缸內溫度抑制末端混合氣自燃，從而緩和爆震。BERNI等分析了噴水作為燃油加濃的替代手段對爆震的影響，分析表明，在某些條件下，噴水能抑制爆震，從而能改善燃油消耗率。NETZER等用CFD耦合化學反應動力學的方法，仿真分析噴水對汽油機燃燒和熱力學過程的影響。結果表明噴水會降低層流火焰速度、引入汽化潛熱、影響化學平衡、引入水蒸氣熱容等。其中層流火焰速度對爆震影響最大，其次是汽化潛熱，緊接著是化學平衡和水蒸氣熱容。

結合氬氣循環發動機和噴水技術，從效率的角度看，水的汽化潛熱和水蒸氣的高比熱容可以降低缸內溫度而具有減少傳熱損失和抑制爆震的潛力，但是水蒸氣的低比熱比又會降低理論熱效率，由此噴水對于氬氣循環發動機是一個復雜的影響過程。噴水對于氬氣循環發動機爆震及熱效率的影響值得進一步探索和分析。

本文將基于氬氣循環發動機，使用甲烷作為燃料，結合噴水技術，通過仿真研究噴水對抑制氬氣循環發動機爆震、改善熱效率的潛力，同時關注噴水的影響機理。

1 臺架設置

試驗所用的發動機是基于一臺汽油/天然氣兩用燃料的渦輪增壓三缸發動機改造而來的，天然氣和汽油均為進氣道噴射，原機基本參數見表1。主要改動是將原來的進氣管路改造為氬氧供給系統，對排氣系統的一些管路重新布置，為燃料供給系統新增了一套甲烷供給管路，將點火系統中中間氣缸的火花塞改為了火花塞式缸壓傳感器；對于冷卻系統，將節溫器旁通，改為試驗室內冷卻恒溫系統控制冷卻水溫度，將渦輪增壓器旁通，將原機ECU改為自主開發的可變參數控制系統，并增加了各種傳感器和自主開發的數據采集系統，圖1為準氬氣循環發動機試驗臺架布置示意圖。此外，也進行了部分進氣為空氣的試驗，此時則是把氬氧混合氣斷開，直接流進空氣。

圖1 準氬氣循環發動機試驗臺架示意圖

表1 發動機主要參數［11］

2 GT-Power仿真模型驗證

2.1 熱力學仿真模型介紹

熱力學仿真是基于GT-Power開展，仿真模型見圖2所示。圖中左側對應進氣管路，右側對應排氣管路，中間為氣缸和曲柄連桿部分。與流動/流量相關的包括甲烷噴嘴、進氣管路和排氣管路等，與燃燒放熱相關的是氣缸，與發動機結構相關的包括氣缸和曲柄連桿部分。GT-Power模型中的結構參數采用與試驗發動機相同的參數，邊界條件也是采用試驗中數據采集程序的實測值，包括進氣流量、進氣溫度和壓力、排氣溫度和壓力、甲烷溫度、過量氧氣系數等。此外，模型中采取節氣門閉環控制，通過調節節氣門開度，將模型中的進氣流量控制在與試驗值0.5%相對誤差范圍內。

圖2 GT-Power熱力學仿真模型

本文還標定了爆震模型，爆震模型的判斷依據為誘導時間積分。爆震通常被認為是末端混合氣在火焰傳播到達前自燃的結果，描述自燃過程的模型為誘導時間經驗公式，如式（1）所示。

式中：（）為誘導時間積分；為末端混合氣從開始被壓縮到當前時刻所經過的時間；為混合氣在瞬時溫度和壓力下的誘導時間（也是末端混合氣發生自燃所需要的時間），通常表示為Arrhenius公式，如式（2）所示。

式中：、、為與燃料相關的參數，其也能表示為：

式中：ON為燃料的辛烷值；為絕對壓力；為開爾文溫度。

2.2 GT-Power仿真模型驗證

如表2所示，選用了兩種試驗工況進行標定，其中氬氧混合氣的體積比例為（85%∶15%），兩種氛圍對應試驗中的轉速相同、制動平均有效壓力接近。由于空氣氛圍中試驗不受爆震限制，所以空氣氛圍對應的GT-Power模型未標定爆震模型。而在氬氧氛圍中，所標定的工況為試驗確定的臨界爆震點，爆震模型標定是將對應工況的誘導時間積分標定至1附近，作為爆震臨界判據。

表2 兩種試驗工況

圖3分別為GT-Power仿真模型在空氣氛圍和氬氧氛圍中的缸壓對比，由圖可知，試驗和仿真的缸壓總體上較為吻合。相應的，如表3所示，IMEP（指示平均有效壓力）、ITE（指示熱效率）、BMEP（制動平均有效壓力）、BTE（有效熱效率）的試驗和仿真誤差都在5%以內。因此，認為模型正確，可以進入仿真計算階段。

圖3 GT-Power缸壓標定結果

表3 主要參數的試驗和GT-Power仿真誤差單位：%

3 噴水對氬氣動力循環發動機的影響

3.1 低負荷工況下噴水對熱效率的影響分析

本文將基于標定模型時所使用的氬氧氛圍工況對噴水所帶來的影響進行研究，計算工況為：轉速為1 000 r/min，氬氧體積比例為85%∶15%。通過改變水氣比，點火時刻從溫度、壓力、做工、熱效率等角度分析噴水對發動機的影響。其中，水氣比為水與甲烷的質量比。

3.1.1 噴水對缸內壓力和溫度的影響

圖4為氬氧氛圍中水氣比對缸內壓力和溫度的影響。對于缸內壓力，水氣比的影響主要集中在壓縮上止點附近，提高水氣比能顯著降低缸內峰值壓力。而對于缸內溫度，從噴水時刻（-180°ATDC）起至該循環結束，噴水都能顯著降低缸內溫度。

圖4 噴水對缸內壓力和溫度的影響

3.1.2 噴水對發動機能量分布的影響

如圖5所示，水的加入勢必會引起循環工質比熱比的減小。根據奧托循環效率公式，比熱比的減小會導致熱效率的降低，所以水的加入會使發動機熱效率變低。但由于實際狀況中，發動機并非是絕熱的，即一般都存在傳熱損失，且存在排氣損失，所以發動機的表現還需要從具體的能量分布來判斷。在能量分布上，燃料化學能的去向為指示功、傳熱和排氣。噴水后，水汽化吸熱，水蒸氣也是做功工質，根據3.1.1，缸內燃燒溫度也發生了變化，最終影響燃料化學能的去向。

圖5噴水對比熱比的影響

圖6為氬氧氛圍中的傳熱損失和排氣損失隨水氣比和點火時刻的變化。傳熱損失與排氣損失的變化規律相反，增大水氣比和推遲點火使得傳熱損失減少但使得排氣損失增加。噴水會降低缸內溫度而減少傳熱損失，但水蒸氣作為工質會攜帶部分能量成為排氣損失的一部分。因此，合適的噴水量和對應的點火時刻則是十分重要。

圖6 噴水對傳熱損失和排氣損失的影響

3.1.3 噴水對發動機熱效率的影響

由3.1.2可以得出，應該存在最優的噴水量和點火時刻使得熱效率最高。圖7為氬氧氛圍中的指示平均有效壓力IMEP和指示熱效率ITE隨水氣比和點火時刻的變化。圖7b中黑色方框代表不噴水工況的最高指示熱效率，藍色方框為最優水氣比下的最高指示熱效率，虛線為不噴水工況最高指示熱效率的等值線。由此可知，存在較寬的水氣比范圍（約為0～1.2）會使指示熱效率不受三原子工質水蒸氣的負面影響。與氬氧氛圍不噴水工況相比，最高指示熱效率最高提高了0.2%，與標定模型的空氣氛圍不噴水工況相比，最高指示熱效率最高提高了9%。

圖7 噴水對IMEP和ITE的影響

從指示功到有效功之間，存在摩擦損失。圖8為摩擦損失和有效熱效率隨水氣比和點火時刻的變化。噴水能降低缸內壓力從而能降低摩擦損失。有效熱效率的變化規律類似于指示熱效率，但由于摩擦損失的緣故，有效熱效率的最佳點火時刻更為滯后。圖中黑色方框代表不噴水工況的最高有效熱效率，藍色方框為最優水氣比下的最高有效熱效率，虛線為不噴水工況最高有效熱效率的等值線。由此可知，亦存在較寬的水氣比范圍（約為0～1.1）使得有效熱效率不受水蒸氣的負面影響。與氬氧氛圍不噴水工況相比，最高有效熱效率最高提高了0.1%，與標定模型的空氣氛圍不噴水工況相比，最高有效熱效率最高提高了7.9%。

盡管本節的計算工況均未發生爆震（除了部分點火時刻過度提前的工況），但也能通過分析未燃區溫度和誘導時間積分來分析爆震傾向。圖9為氬氧氛圍中未燃區溫度和誘導時間積分隨水氣比和點火時刻的變化。由圖可知，噴水能夠有效降低未燃區溫度并減小誘導時間積分，有利于抑制爆震。也就是說，噴水能在很寬的水氣比范圍內抑制爆震，且不影響指示熱效率。

圖9 噴水對未燃區溫度和誘導時間積分的影響

3.2 高負荷工況下噴水對爆震抑制和熱效率提升的影響

在3.1中，基于氬氧氛圍下低負荷狀況，分析得出一定的噴水量有利于抑制爆震且不降低熱效率的結論。本節將對比不同負荷下，即當爆震發生時，噴水對改善氬氣循環天然氣機的潛力。

圖8噴水對FMEP和BTE的影響

圖10為不同負荷下，未噴水工況的未燃區溫度和誘導時間積分隨點火時刻的變化。圖中的0.6 MPa、0.8 MPa和1.2 MPa分別表示對應的制動平均有效壓力BMEP約為0.6 MPa、0.8 MPa和1.2 MPa，后續圖中的含義與此相同，同時本節計算中的轉速依然保持為1 000 r/min。在點火時刻為0°CA ATDC之前，未燃區溫度隨著負荷增大而增大。然而在點火時刻為0°CA ATDC之后，0.8 MPa工況的未燃區溫度最大。誘導時間積分隨著負荷增大而單調增大。對于1.2 MPa工況，即使點火時刻推遲至5°CA ATDC，誘導時間積分值仍大于1，也就是在大負荷工況下需采取爆震抑制措施。

圖10 不同負荷下未噴水工況的未燃區溫度（柱狀圖）和誘導時間積分（點線圖）隨點火時刻的變化

圖11分別為氬氧氛圍中BMEP約為0.8 MPa和1.2 MPa工況中的誘導時間積分隨水氣比和點火時刻的變化。由于0.6 MPa工況不受爆震影響，所以僅展示0.8 MPa和1.2 MPa工況的誘導時間積分。由圖可知，推遲點火能減小誘導時間積分而有利于抑制爆震。在相同的點火時刻下，從不噴水到逐漸增大水氣比，誘導時間積分顯著減小，這說明噴水也有利于抑制爆震。負荷增大會使得誘導時間積分增大。當負荷從0.8 MPa到1.2 MPa，要想抑制爆震，其所需的水氣比更高。

圖11誘導時間積分隨水氣比和點火時刻的變化

圖12為氬氧氛圍中不同負荷下的指示熱效率ITE隨水氣比的變化。點火時刻對應為使得指示熱效率最高或者是不爆震的時刻，灰色圓圈表示為該工況受爆震限制而將點火時刻推遲至使得誘導時間積分小于1。1.2 MPa工況下，在不噴水和水氣比為0.1的時候，盡管點火時刻推遲至5°CA ATDC仍然不能使誘導時間積分降至1以下，因此沒有展示相應的數據。不同負荷下，當水氣比增大，指示熱效率先是逐漸升高，然后到達峰值，最后過多的水使得熱效率下降。與誘導時間積分變化趨勢類似，1.2 MPa工況的爆震更為嚴重，其對應的最優水氣比也比0.8 MPa工況的大。噴水后，0.6 MPa工況的最高指示熱效率提高了0.2%，0.8 MPa工況的最高指示熱效率提高了0.4%，1.2 MPa工況的最高指示熱效率提高了1.2%（水氣比1工況相對水氣比0.4）。由于0.6 MPa工況不受爆震限制，所以指示熱效率改善較小，而0.8 MPa和1.2 MPa工況最高指示熱效率得到了明顯的提升。

圖12不同負荷下ITE隨水氣比的變化

圖13為氬氧氛圍中不同負荷下的有效熱效率BTE隨水氣比的變化，點火時刻為使得有效熱效率最高或者是不爆震的時刻，灰色圓圈含義同上。總體上，有效熱效率與指示熱效率的變化趨勢較為類似，但是由于點火時刻會影響缸內峰值壓力繼而影響摩擦平均有效壓力（Friction Mean Effective Pressure，FMEP）和BMEP，從而使BTE最優的點火時刻偏離ITE的最優點火時刻。噴水后，0.6 MPa工況的最高有效熱效率提高了0.1%，0.8 MPa工況的最高有效熱效率提高了0.2%，1.2 MPa工況的最高有效熱效率提高了0.8%（水氣比1工況相對水氣比0.4）。由此可知，當爆震發生時，噴水有利于改善有效熱效率。

圖13 不同負荷下BTE隨水氣比的變化

4 結論

（1）噴水可以明顯降低氬氣循環發動機的爆震傾向，結合合適的點火時刻，噴水還能提高發動機的熱效率。

（2）低負荷工況下，噴水能夠顯著降低缸內峰值壓力和缸內溫度；增大水氣比和推遲點火，使傳熱損失減少但排氣損失增加；在一定水氣比下通過改變點火提前角不降低或提高發動機的熱效率；相對于標定模型時所使用的空氣不噴水工況，氬氧氛圍中的最高有效熱效率最高提升了7.9%，最高指示熱效率提升更大，最高可達9%。

（3）大負荷工況與氬氧氛圍不噴水工況相比，不發生爆震的前提下BMEP為0.6 MPa工況的最高指示熱效率提高0.2%、最高有效熱效率提高0.1%；0.8 MPa工況的最高指示熱效率提高0.4%、最高有效熱效率提高0.2%；1.2 MPa工況的最高指示熱效率提高1.2%、最高有效熱效率提高0.8%（水氣比為1的工況相對于水氣比為0.4的工況）。