當量比天然氣發動機燃燒和排放的優化研究

曹文霞, 胡必謙, 孫 澤, 胡 帥, 位曉飛, 錢葉劍

(1. 安徽水利水電職業技術學院,安徽 合肥 231603;2.安徽江淮汽車集團股份有限公司,安徽 合肥 230601; 3. 合肥工業大學,安徽 合肥 230009)

面對日益嚴峻的能源和環境問題,天然氣以其良好的環境和經濟效益被廣泛應用于內燃機[1]。當量比燃燒與三元催化轉化器相結合是天然氣發動機實現高效低排放的有效辦法之一[2]。不過,當量比天然氣發動機也存在相同燃燒配置下熱效率低的問題。為了提高當量比天然氣發動機熱效率,通常采用EGR[3-4]、燃燒室結構優化[5]和進氣道噴水技術。

國內外學者圍繞天然氣發動機燃燒室結構優化[6-7]和進氣道噴水技術開展了研究[8-9],分析研究結果發現:燃燒室適當增大擠氣比有利于加快天然氣發動機的火焰傳播速度,不過,對于縮口燃燒室,其擠氣比和縮口角度的耦合對天然氣發動機的缸內氣體流動變化以及燃燒速度影響仍不明晰。不同的噴水溫度導致水在進氣道的蒸發速率不盡相同,粘附在進氣道內壁的液膜量也會有所差異,進而影響進入氣缸的噴水量。噴水溫度對水狀態演變、缸內燃燒和排放的影響仍需要進一步研究。本文首先利用三維數值模擬軟件構建并驗證了包含進、排氣道的天然氣發動機模型。通過該模型模擬研究了燃燒室縮口角度和噴水溫度對缸內流動、燃燒及排放的影響。

1 模型建立與驗證

基于一款六缸點燃式天然氣發動機構建了包含進、排氣道的發動機模型。該發動機的主要技術參數如表1所列。仿真模擬采用計算流體力學軟件(computational fluid dynamics,CFD),所構建的三維網格模型如圖1所示。

圖1 三維網格模型

表1 發動機技術參數

網格無關性驗證結果如圖2所示,從該圖可以看出,5 mm網格與3 mm、4 mm網格的溫度曲線略有不同,而3 mm和4 mm網格的溫度曲線非常接近,這表明網格尺寸小于4 mm時,模擬計算結果和網格尺寸無關。因此,本文結合現有的計算資源以及保證計算準確前提下,選擇基本網格尺寸為4 mm進行計算。基于上述所選模型,利用臺架實測的缸壓和放熱率數據對模型進行驗證,試驗與仿真結果的對比如圖3所示。從圖中可以看出,2條曲線擬合程度良好,說明所選模型和初始條件具有較高的預測精度,能夠開展后續的模擬研究。

圖2 網格無關性驗證

圖3 試驗與模擬的缸壓、放熱率曲線

2 燃燒室結構和噴水溫度工況設計

2.1 燃燒室優化方案設計

現有研究結果表明:燃燒室增大擠氣比能夠改善天然氣發動機的燃燒特性[8]。本文在18% EGR、BMEP 18.08 bar的工況下,基于驗證的CFD模型設計出具有相同擠氣比且不同縮口角度的燃燒室。不同縮口角度的燃燒室結構如圖4所示。燃燒室的結構參數如表2所列。

圖4 不同縮口角度的燃燒室結構

表2 燃燒室的結構參數

2.2 噴水溫度工況設計

基于優化方案,在CFD模型的進氣道加裝噴水器。噴水器位置如圖1所示。噴水時刻為310°CA BTDC,噴水壓力為5 MPa,文獻[8]已對噴霧模型進行了驗證。基于該模型設定了不同噴水溫度 (water temperature, WT)工況:WT 298K、WT 343K、WT 363K。

3 結果與討論

3.1 燃燒室結構對流動、燃燒和排放影響

縮口角度對湍動能的影響如圖5所示。由該圖可發現,在活塞壓縮上行后期階段和主要燃燒階段,湍動能先減小后增大,然后再減小。壓縮上行后期階段,縮口燃燒室的湍動能均低于原機燃燒室,且優化方案二的平均湍動能最小。上止點附近,優化方案一和優化方案二的湍動能峰值相比原機分別增加了18.8%和33%,且峰值相位均提前。受湍動能峰值以及縮口角度影響,在主要燃燒階段,優化方案二的平均湍動能高于其余方案。

圖5 縮口角度對湍動能的影響

缸內流場和速度的變化如圖6所示。由該圖可發現,上止點前,由于受擠流影響,燃燒室流場跡線均指向燃燒室中心。上止點后,受逆擠流的影響,流場反向流動。在30° CA BTDC時,原機、優化方案一和優化方案二的低流速區域隨擠氣比的增加而逐漸減小。在TDC和10°CA BTDC時,由于縮口結構的影響,燃燒室兩側以及底部的混合氣形成良好的貼壁流動。這一現象促進了燃燒室內燃料與空氣的混合。此外,隨著活塞縮口角度的增加,優化方案一和優化方案二分別在TDC、30°CA BTDC形成兩個明顯的渦旋中心,且渦旋均偏移燃燒室中心。這說明燃燒室內的氣流運動強烈,有助于燃料燃燒。

縮口角度對缸壓和放熱率的影響如圖7所示。從該圖可以看出,優化方案一、優化方案二的壓力峰值分別為14.3 MPa、14.34 MPa。兩個燃燒室的放熱率相比于原機分別提高了22.8%和66.2%。優化方案二的壓力峰值相位比優化方案一提前了約2 °CA。這些變化可歸因于:優化方案一和優化方案二在TDC的湍動能大于原機,促進了火核形成和發展;活塞縮口結構引導缸內氣流,促進燃燒室邊緣處的燃料和空氣混合;優化方案一和優化方案二分別在30 °CA BTDC和TDC形成了氣流渦旋,促進了燃燒室中心區域的燃料和空氣混合。

圖7 縮口角度對缸壓和放熱率的影響

縮口角度對缸內平均溫度和燃燒產物超過2 500 K的質量分數。W1的影響如表3所列。平均溫度及燃燒產物超過2 500 K的質量分數反應了氣缸內燃燒產物的溫度。從該表可以看出,優化方案一和優化方案二的溫度峰值分別為2 410 K和2 430 K。兩方案的W1相比原機分別增加了19%和21.6%。由此可得,增大縮口角度,提高了缸內湍流強度,促進了燃料與空氣混合,加快了缸內高溫區傳播速度。這些因素導致燃燒的溫度峰值增大。在較高的溫度下,燃燒產物中NOx比例會增加,同時高溫會使缸內的邊緣處過熱導致爆震發生。

表3 燃燒室結構對燃燒特征參數和NOx影響

縮口角度對燃燒特征參數和NOx的影響如表3所列。從該表可以看出,優化方案一和優化方案二的CA50較原機分別縮短了3.15 °CA和4.79 °CA,CA10-CA90則分別縮短了2.12 °CA和2.53 °CA。由此可得,增加燃燒室縮口角度,加快了火焰傳播速度。這導致CA50提前,燃燒持續期縮短。

從表3還可以看出,相比原機,優化方案一和優化方案二的NOx生成量分別增多了32.3%和34.8%。由此可得,優化方案一的縮口角度增大26°,導致湍動能峰值增大了18.8%。增強氣缸內的湍動能,促進了燃料與空氣混合,加快了火焰傳播速度。加快優化方案一的火焰傳播速度,導致CA50提前了3.15 ° CA,溫度峰值增加了70 K,NOx生成量增多了32.3%。

綜上所述,相比原機和優化方案二,優化方案一可以實現較快的燃燒速度與較低的NOx排放量。因此,選定優化方案一為優化后的燃燒室。

3.2 噴水溫度對水演變、燃燒和排放影響

基于優化方案一開展噴水溫度對水演變、燃燒和排放影響分析。噴水溫度對水分布的影響如圖8所示。從該圖可以看出,水主要以缸內蒸發水、進氣道內壁液膜、進氣道中蒸發水、氣缸內壁液膜和液態水的形式存在。在WT 298 K工況中,缸內蒸發水和進氣道內壁液膜的質量分數依次為38.1%和44.8%。WT 343K工況,缸內蒸發水和進氣道壁液膜的質量分數分別為44.1%和38.8%。在WT 363 K工況中,缸內蒸發水和進氣道壁液膜的質量分數分別為46.1%和36.4%。隨著噴水溫度升高,缸內蒸發水量逐漸增多,進氣道內壁液膜量減少。這是因為隨著噴水溫度升高,水在進氣道蒸發量增多,碰撞壁面形成的液膜量減少,更多的水蒸發后進入缸內。

圖8 噴水溫度對水分布的影響

噴水溫度對燃燒特征參數和NOx的影響如表4所列。從該表可以看出,隨著噴水溫度升高,更多的蒸發水進入氣缸,稀釋效應增強,導致燃燒速率降低,CA50延遲,燃燒持續期延長,即CA10-CA90增大。此外,隨著噴水溫度增大,缸內平均溫度降低。這是由于隨著噴水溫度升高,進入缸內的水量增多,加強了缸內水的熱效應和稀釋效應,導致缸內平均溫度降低。相比原機和優化方案一,噴水工況的溫度峰值都有顯著降低,這表明優化燃燒室耦合進氣道噴水可以降低缸內的燃燒溫度;噴水溫度越高,降溫效果越顯著。

噴水溫度對NOx排放的影響,從表3可以看出,NOx排放與缸內溫度成正比。由此可得,隨著噴水溫度升高,缸內溫度峰值降低,導致NOx排放量減少。相比優化方案一,噴水工況的NOx排放量顯著降低。相比原機,WT 363 K實現了更少的NOx排放。這表明采用縮口燃燒室并提高噴水溫度可以加快缸內燃燒速率,降低燃燒溫度峰值,減少NOx排放。

4 結 論

(1)增大燃燒室縮口角度促使缸內混合氣形成良好的貼壁流動,增加了缸內湍流強度,縮短了燃燒持續期,但同時增大了缸內燃燒過程的平均溫度和NOx排放。

(2)提高噴水溫度導致噴水在進氣道的蒸發量增多,進氣道的液膜量減少,更多的水進入缸內。

(3)采用縮口燃燒室并提高噴水溫度有利于提高放熱率,降低燃燒溫度,減少NOx排放。相比原機,縮口角度為26°并耦合噴水溫度363 K,導致放熱率提升了22.8%,NOx排放降低了4%。

(4)現有的模擬分析提供了天然氣發動機燃燒和排放優化的研究基礎和指導方向,未來的研究中應重點關注縮口燃燒室和噴水耦合優化的臺架應用。