甲醇汽油摻混比對轉子發動機性能的影響研究

章楊昊,鄧晰文,2,馮 戰,朱蕊東,2,蘇小斌

(1.昆明理工大學 云南省內燃機重點實驗室, 昆明 650500;2.云內動力有限公司 云南省內燃機高原排放重點實驗室, 昆明 650200)

0 引言

與傳統的往復式內燃機不同,轉子發動機具有結構簡單、體積小、功重比高和便于布置的優點[1],并且可以燃用汽柴油、天然氣、氫氣等多種燃料[2]。由于轉子發動機以三角轉子旋轉代替活塞往復運動,在高轉速工況下有較好的性能和穩定性,在無人機、軍用小型發電機組、新能源汽車增程器等領域有著較大的應用潛力[3]。

轉子發動機在高速運轉時,缸內氣流主要為高速的單向流動[4]。由于火焰的傳播速度不高[5],燃燒不充分,從而降低轉子發動機的動力性能,增加了污染物的排放[6]。與汽油相比,甲醇燃料在燃燒時有較高的層流火焰速度[7]。在往復式發動機中,杜丹豐等[8]將汽油機燃料替換為甲醇,通過優化壓縮比和空燃比將原機單缸最大功率和扭矩分別提高了6%和10%,同時當量油耗下降15%。韓榮等[9]在一臺光學復合噴射系統發動機上研究,發現隨著汽油中的甲醇替代比增加,發動機缸內峰值壓力不斷增加,排氣溫度降低,排放降低。VanCOillie等[10]研究了甲醇汽油雙燃料對發動機性能的影響,結果表明,摻混了甲醇的燃燒過程較單汽油而言,燃燒過程的等容度增加,泵氣損失降低,發動機整體效率提升了10%。Latey等[11]以一臺單缸直噴汽油機為研究對象,使用摻混比例為20%的甲醇汽油燃料進行試驗,結果表明,在使用這種甲醇汽油燃料后,發動機燃燒過程有所改善,排放下降顯著。Zeng等[12]研究了甲醇汽油雙燃料轉子發動機湍流射流點火模式的點火和燃燒過程, 結果表明,點火位置和點火時刻可以改變射流火焰與缸壁的撞擊時刻、射流火焰的強度和射流火焰進入氣缸的位置,顯著改善氣缸內的點火和燃燒過程。以上研究多數以往復式內燃機為研究對象,針對在汽油中摻混甲醇對轉子發動機性能的影響研究還少有報道。

為此,結合轉子發動機特殊的燃燒室結構和燃燒方式,選取甲醇和汽油作為轉子發動機的燃料,提出等效往復式三缸四沖程發動機的轉子發動機性能仿真模型建模思路。研究甲醇汽油中甲醇的摻混比對轉子發動機性能的影響,為轉子發動機性能優化提供參考。

1 仿真模型建模理論

1.1 等效標準

一維仿真具有建模簡單、計算速度快等優點,減少了網格劃分和繁多的設置步驟,并為三維仿真提供了邊界條件。通過建立等效往復式三缸四沖程發動機一維模型,可以快速預測轉子發動機的性能,為轉子發動機性能優化提供依據。

轉子發動機的三角轉子將3個燃燒室的循環角度均分為360°CA,換言之,在往復式發動機模型中,各缸的進排氣角度的間隔為240°CA[13]。對于燃燒過程來說,容積變化影響到了氣缸的燃燒過程以及充量系數的變化,等效發動機需要和轉子發動機有著一致的氣缸容積。對于傳熱模型來說,燃燒室面積的變化決定了仿真過程中熱量損失的多少,轉子發動機的傳熱損失大部分發生在壓縮上止點附近,因此需要將兩者在上止點時的表面積保持一致以保證傳熱模型的準確性[14]。考慮到轉子發動機缸內的徑向密封與端面密封,而在GT-POWER軟件中沒有為泄漏特別設置模塊,因此為各缸設置與另外兩缸相通的雙通閥,以此來模擬轉子發動機的密封性能[15]。

1.2 建模公式

不同于活塞發動機,轉子發動機沒有缸徑行程等參數。建立轉子發動機燃燒室面積與容積的公式,通過與活塞發動機的公式聯立求解獲得等效發動機在GT-POWER建模需要的數據。

轉子發動機的幾何形狀可以通過3個基本尺寸來表征:創成半徑(R)、偏心距(e) 和氣缸寬度 (H)。

轉子發動機缸體型線按式(1)計算:

(1)

式中:α為曲軸轉角;a為平移距;γ=α/3。

轉子發動機燃燒室瞬時容積V(α)表達式為:

(2)

式中:Vc為燃燒室壓縮容積。

燃燒室的瞬時面積A(α)可以確定為轉子側面積Ac、側殼體面積Aside(α)和擺線外殼面積Ahous(α)的總和。側殼體面積隨曲軸轉角α變化值按式(3)計算:

(3)

式中:αmax=3e/R。

由于擺線外殼面積計算復雜,因此采用簡化方法,將轉子發動機燃燒室近似看作長為燃燒室型線的立方體,通過簡化計算出轉子發動機的簡化瞬時體積,對體積公式進行求導可以計算出擺線外殼瞬時面積Ahous(α),計算公式如下:

(4)

(5)

式中:Rx=R-e+3eR/(R-4e)。

在往復式發動機中,將燃燒室近似為一個高度變化的圓柱體,通過式(6)和式(7)計算燃燒室容積與面積變化。

(7)

式中:B為缸徑;r為曲柄半徑;l為曲柄長度;ε為壓縮比。

通過式(6)和式(7)計算得出燃燒室面積與容積隨曲軸變化的曲線,如圖1所示。

圖1 等效活塞發動機的燃燒室容積和面積變化曲線

2 仿真模型的建立與驗證

2.1 模型的建立

仿真對象為一款汽油轉子發動機[16],其參數見表1,轉子發動機結構如圖2所示。

表1 轉子發動機基本參數

圖2 轉子發動機結構示意圖

聯合式(2)和式(6)可以確定等效四沖程活塞發動機的缸徑、行程、壓縮比,如表2所示。

表2 等效三缸四沖程往復式發動機基本參數

通過表2確定的參數,以及三維仿真中獲得的轉子發動機在不同甲醇摻混比下的瞬時放熱率,在GT-POWER中搭建等效三缸往復式發動機計算模型,如圖3所示。

圖3 等效三缸四沖程發動機仿真模型示意圖

2.2 模型驗證

在試驗中,將4個瞬時壓力傳感器P1、P2、P3、P4分別布置在發動機氣缸中,以此來獲得進氣道處壓力、壓縮時缸壓、燃燒時缸壓和排氣道處壓力,從而獲得完整的缸壓曲線[17]。傳感器布置如圖4所示。在額定轉速8 000 r/min時,通過電力測功機獲得曲軸的輸出扭矩,試驗臺架如圖5所示。

圖4 壓力傳感器布置示意圖

圖5 轉子發動機試驗臺架

為檢驗計算模型的有效性,在試驗工況條件下對模型進行仿真計算。將仿真結果中的燃燒室缸壓和瞬時面容比與試驗結果對比,結果如圖6和圖7所示。

圖7 面容比仿真值與試驗值誤差分析

從圖6可以看出,仿真缸壓與試驗缸壓吻合較好,整體誤差控制在5%以內。

從圖7可以看出,仿真的燃燒室面容比誤差帶在上止點附近幾乎為0,在下止點時誤差帶最寬,誤差為6.3%,整體誤差為4.3%,模型精度較高,所建立模型可以模擬轉子發動機工作過程。

3 不同甲醇摻混比下的燃燒特性分析

為了研究進氣道進氣時甲醇和汽油混合比例對轉子發動機燃燒過程的影響,結合轉子發動機特有的機械結構和燃燒放熱方式,選取不同混合比例的甲醇和汽油混合氣,研究摻混比對發動機性能的影響。仿真模型的轉速為8 000 r/min,進氣溫度為323 K,進氣壓力為0.101 180 MPa,進氣方式為周邊進氣道進氣。發動機燃料摻混比按燃料熱值進行計算,即摻混甲醇以后的甲醇汽油混合氣的總熱值不變,從而保證摻混燃料和原燃料有一致的空燃比。例如M50燃料代表甲醇燃料熱值占燃料總熱值的50%,仿真需要的甲醇摻混比如表3所示。

表3 等效三缸四沖程往復式發動機基本參數

3.1 摻混比對混合氣形成的影響

甲醇的汽化潛熱為1 109 kJ/kg,汽油的汽化潛熱為310 kJ/kg。在各自理論空燃比下,甲醇汽化所吸收的熱量為146 kJ/kg,是汽油燃料的7.3倍。甲醇汽油混合氣在蒸發過程中要吸收更多的熱量才能汽化,從而影響混合氣的初始溫度。

圖8為點火前不同甲醇摻混比下的缸內溫度。由圖8可以看出,隨著摻混比的增加,缸內溫度的差距逐漸加大。這是因為進氣口在-611°CA時打開,隨著甲醇替代比的增加,大量甲醇在進氣道中形成均質混合氣,過程中吸收了大量的熱量,降低了進氣道中混合氣的溫度,隨著進氣口的開啟,進氣道內溫度低的新鮮空氣與缸內氣體混合使得缸內平均溫度降低。在-570°CA以后,轉子發動機進氣口全開,進入氣缸內的新鮮空氣增加,提高了進氣階段的充量系數,從而使得燃料和空氣能夠混合得更加均勻。隨后,缸內平均溫度差距縮小,這是因為,在這段進氣過程中大量甲醇和汽油混合氣進入氣缸當中,甲醇和汽油在進氣道中吸熱汽化,進入氣缸之后不再需要吸熱汽化,所以不同甲醇摻混比的混合氣缸內溫度變化趨勢接近。

圖8 不同甲醇摻混比下的點火前缸內溫度

圖9為火花塞點火時的缸內溫度。由圖9可知,在點火時刻,隨著混合氣中甲醇含量增加,缸內溫度變化呈現出上升趨勢,在甲醇替代比為75%時,缸內溫度上升了7 K左右。隨著甲醇摻混比的增加,進氣初期進入缸內的新鮮空氣隨著溫度降低而增加,而高摻混比的甲醇汽油燃料體積也遠大于低摻混比的甲醇汽油燃料,所以在壓縮行程中隨著更多的混合氣被壓縮,缸內溫度出現了上升的趨勢。混合氣在燃燒前的初始溫度,標志著混合氣在燃燒前燃料與氧分子之間的碰撞幾率,隨著點火時刻缸內氣體溫度的上升,點火時火焰的傳播速度也會更加快速。

圖9 不同甲醇摻混比下的點火時缸內溫度

3.2 摻混比對燃燒過程的影響

通過仿真計算得出不同甲醇摻混比下燃燒時的缸內壓力和瞬時放熱率,如圖10和圖11所示。

圖10 不同甲醇摻混比下的缸壓曲線

圖11 不同甲醇摻混比下的瞬時放熱率曲線

總體來看,隨著甲醇摻混比的增加,缸內峰值壓力增加,峰值壓力對應的曲軸轉角提前。在燃料為M0時,缸內壓力最大為8 MPa,對應曲軸轉角為13°CA;在燃料為M25時,缸內壓力最大為8.13 MPa,對應曲軸轉角為8°CA;在燃料為M50時,出現缸內壓力最大為8.56 MPa,對應曲軸轉角為3°CA,M100時峰值壓力對應的曲軸轉角為-7°CA。主要原因是甲醇燃料的層流火焰傳播速度僅次于氫和乙炔,遠大于汽油,在點火以后燃燒所需要的時間更短,反應更加劇烈。

由圖11可以看出,隨著甲醇摻混比例的增加,M100燃料的燃燒放熱峰值達到了309 J/°CA,遠大于M0燃料的36.99 J/°CA,區別于M0燃料峰值放熱率對應的11°CA曲軸轉角,M25～M100燃料的峰值放熱率對應的曲軸轉角分別為-4.1、-9.2、-11.4、-13.5°CA。甲醇含量增加使得峰值放熱率對應曲軸轉角在上止點之前,在壓縮行程時便膨脹做功,壓縮負功增加,這會使發動機的動力性和經濟性下降。隨著摻混比的增加,燃料燃燒在同一時間內放出的熱量更多,放熱需要的曲軸轉角也隨之減少,這會導致缸內壓力升高率增加。但是因為轉子發動機狹長的燃燒室和燃燒室面容比高的缺點,燃燒過于迅速會導致部分位于燃燒室后部的燃料混合不均勻,燃料放熱不充分,導致了 M100燃燒的壓力升高率最大但是缸內最高壓力反而略小于M50燃料。

圖12為轉子發動機在不同甲醇摻混比下燃燒時的缸內溫度。

圖12 不同甲醇摻混比下燃燒時缸內溫度

由圖12可知,在-27°CA點火以后,缸內混合氣達到著火點以后開始擴散燃燒。在-20°CA時,不同摻混比燃料的缸內溫差加劇,在-16°CA時,摻混比大的燃料缸內溫度快速提升。在-12°CA時,M0缸內溫度才有明顯提升,這是因為汽油的燃燒速率低于甲醇。在滯燃期之后,甲醇摻混率越高,缸內燃燒越劇烈,溫度升高率越大,在-8°CA時,M100燃料就已經達到了缸內最大溫度,此時大部分燃料已經著火放熱,溫度隨后開始下降,而摻混比低的燃料缸內溫度還在上升,燃燒還處于持續期階段。在12°CA附近,M0缸內溫度達到了最大,此時所有燃料都已經完成了燃燒,缸內溫度開始下降。因為摻混比越高,燃燒相位越提前,所以排氣溫度隨摻混比的增加而下降。隨著摻混比的提高,滯燃期不斷縮短,由M0的16.3°CA縮短至M100的9.41°CA,這導致燃燒時的點火提前角和著火時刻的關系發生了改變,對于發動機性能而言,當摻混比大于50%時,需要重新優化點火提前角以改善發動機性能。

圖13為不同甲醇摻混比時滯燃期與燃燒持續期的變化關系。由圖13可知,甲醇摻混比越低,燃燒持續期越長,汽油的火焰傳播速度比甲醇慢,高摻混比能使燃燒速率增加,但是對于轉子發動機的燃燒室形狀,需要有與之匹配的點火時刻才能使得過高的火焰速度不會導致壓縮行程負功增加。在較大的摻混比時,燃燒持續期縮短的趨勢有所下降,這是因為甲醇汽化潛熱高,使得缸內溫度峰值到達了極限。

圖13 不同甲醇摻混比下的滯燃期和燃燒持續期

3.3 摻混比對動力性的影響

由圖10所示缸壓曲線可以看出,隨著摻混比的增加,缸壓曲線在橫軸上變得更寬。與M0相比,M100與橫軸圍成的面積增加,轉子發動機的做功能力增加,但是由于峰值壓力過于提前,壓縮負功隨摻混比的增加而增加。仿真得到不同甲醇摻混比下轉子發動機的功率和扭矩,如圖14所示。由圖14可以看出,在汽油中摻混甲醇可以提高發動機的功率和扭矩,在摻混比為50%時功率扭矩最大,分別為34.17 kW和40.5 N·m,與M0相比,功率和扭矩分別提升了13.6%和12.8%。之后隨著摻混比的增加,功率和扭矩的增加程度減緩。這是因為摻混比過高,雖然燃燒等容度提升,但是點火時刻并未推遲且點火時缸內溫度上升,燃燒反應速率過快,在轉子發動機高轉速運轉時(8 000 r/min),大部分熱量都在壓縮行程中釋放,此時轉子并未到達上止點,并不利于提升發動機的動力性。在摻混比低于50%時,由于甲醇自身含氧更利于燃燒,而燃燒速率較摻混比高于50%的燃料來說更慢,燃燒放熱更接近上止點,發動機動力性提升更為顯著。

圖14 不同甲醇摻混比下的發動機功率和扭矩

4 結論

1) 通過對轉子發動機和往復式活塞發動機工作方式和機械結構的分析,推導了轉子發動機等效往復式發動機的理論公式,提出了一種用往復式發動機等效轉子發動機的一維建模方法。

2) 隨著甲醇摻混比的增加,進氣時缸內溫度降低,新鮮空氣充量增加。點火前缸內溫度上升,燃料燃燒速率加快,燃燒等容度增加,M0峰值壓力對應的曲軸轉角為13°CA,M100峰值壓力對應的曲軸轉角為-7°CA,缸內峰值壓力也由8.0 MPa提高至8.56 MPa。

3) 在不改變點火提前角時,低甲醇摻混比的燃料對提升發動機性能效果顯著,M50燃料可以將發動機功率和扭矩分別提升13.6%和12.8%。甲醇摻混比高于50%時,需要重新優化點火提前角以改善發動機性能。