噴射壓力對電熱塞引燃甲醇發動機的影響研究

秦超群，吳家正，吳繼盛，林易，戴述禮，樊宏彪

(1.同濟大學機械與能源工程學院，上海 200092；2.上海夏雪科技有限公司，上海 200436)

在機動車排放標準日益嚴苛的背景下，越來越多的新技術被應用到汽車發動機上。受物理化學性質的影響，柴油在發動機中燃燒溫度高，且難以充分霧化燃燒，導致大量的NOx和顆粒物產生，這兩種物質已經成為霧霾的重要來源。柴油發動機的NOx排放處理十分依賴三元催化器，然而其對顆粒物的脫除效果并不理想。因此，除了對傳統柴油機的燃燒、尾氣處理等環節進行技術創新外，尋找替代能源，從根本上控制污染物，成為一個很有意義的應用方向。

甲醇分子結構簡單，燃燒火焰傳播速度快，且低黏度使得甲醇在缸內噴射容易獲得良好的霧化效果，燃燒后NOx排放低，幾乎不產生炭煙，是理想的發動機替代燃料之一。我國的能源組成決定了未來能源發展方向必然依靠煤炭的清潔化轉換和新能源的進一步利用。甲醇主要來自于煤化工和天然氣合成，還可利用生物質、煤層氣等制成，原料來源十分廣泛。將甲醇作為發動機燃料，既能滿足發動機低排放的要求，緩解我國石油對外依存度，同時又可以為國內煤化工等行業生產的甲醇尋找出路。

由于甲醇自燃溫度高，汽化潛熱大，在傳統柴油機中無法直接燃用甲醇。研究表明，若不采用輔助措施，柴油機壓縮比需要達到27以上才能實現甲醇自燃[1]。此外，相關研究者對采用進氣加熱、添加著火改善劑、廢氣再循環[2]、加催化劑[3]、火花塞點火等措施進行了研究，這些措施都在一定程度上增加了系統的復雜性，同時會引起其他問題。

在柴油機中增設電熱塞，當甲醇被噴射到高溫表面時，迅速吸熱氣化，甲醇空氣混合氣達到可燃濃度范圍后便起火燃燒。這種電熱塞引燃點火方式可以在發動機起動前對氣缸進行預熱，保證正常起動，同時，電熱塞可以根據缸溫自行調整發熱功率，與火花塞點火相比，對可燃混合氣濃度要求不高，點火更容易，不存在電極表面積炭導致無法點火的問題。

現有關于電熱塞引燃甲醇發動機的研究都建立在試驗的基礎上，為燃醇商用車的研發提供了有意義的技術參考。史紹熙[4]在X1105直噴式柴油機中研究了電熱塞功率對性能的影響，結果顯示，低負荷時，燃燒室和電熱塞表面溫度低，甲醇著火條件差，滯燃期長，著火點發生在上止點后更遠的位置。研究采用直徑為0.4 mm的雙孔低壓噴射器，并在電熱塞附近迎氣流方向加裝擋板以形成弱氣流區，保證發動機順利著火運轉。孫志遠[5]在此基礎之上對部分負荷下電熱塞功率對甲醇消耗率和燃燒放熱影響的研究表明，在一定范圍內增大電熱塞功率，電熱塞表面溫度相應提高，甲醇滯燃期和燃燒持續期均縮短。同樣采用直噴式柴油機，鑒于甲醇汽化潛熱大，自燃溫度高，王崗[6]對X1120發動機應用電熱塞助燃結合甲醇隨車裂解技術進行了研究，表明裂解產物H2參與燃燒可以改善發動機的運行狀況。Yao[7]等在4缸柴油機中加裝電熱塞，研究了電熱塞輔助壓燃方式(GA-CI)對于柴油機循環變動、燃燒穩定性的影響。結果表明，GA-CI可以減少后燃，避免發動機低負荷工況失火。Suresh.R[8]研究了電熱塞輔助壓燃甲醇發動機采用不同燃燒室催化涂層的燃燒和排放特性。關于包括噴射壓力、噴射正時和噴射次數等在內的噴射參數對電熱塞引燃式甲醇發動機影響的研究非常少見。

噴射壓力直接決定燃料的霧化及其與空氣的混合狀況，影響發動機的動力性能和排放水平[9-10]。對于壓燃式發動機，噴射壓力越高，噴霧液滴直徑越小，比表面積越大，越有利于燃料蒸發及空燃混合。一方面，焰前反應加快，滯燃期縮短[11]；另一方面，有利于增大分層燃燒方式中預混燃燒所占的比例，局部高溫區發展受限，NOx生成得到抑制[12-13]。為改善燃燒，降低柴油機的排放，以高壓共軌技術為主的高壓噴射技術得到越來越廣泛的應用[14]。

在燃燒室增設點火裝置用以引燃可燃混合氣，著火方式不同于狄塞爾循環發動機，前者要求有適當的甲醇射流速度和甲醇空氣混合氣濃度，因此在柴油機中燃用甲醇對噴射壓力的要求不同于燃用柴油。崔心存[1]對原機噴射壓力為19.5 MPa的ZH1105柴油機進行燃用甲醇的研究，指出噴醇壓力應控制在15～18 MPa。

甲醇表面張力小，黏度低，燃料噴射系統中的噴油泵柱塞偶件、噴油器針閥偶件等無法利用燃料形成自潤滑和自密封，因而易出現噴油泵柱塞偶件磨損、噴油器針閥偶件磨損及燃料泄漏等問題，這使得提高低黏度燃料噴射壓力成為國際難題。林易[15-16]等通過改進噴射器本體和流道分配結構設計，將低黏度工質的最高噴射壓力提高到180 MPa。此外，以往研究所用電熱塞均為冷起動用電熱塞，通過線圈通電發熱，連續長時間工作其壽命很短，而高可靠性氮化硅電熱塞的研制使得研究電熱塞引燃式甲醇發動機在高壓噴射下的動力性、經濟性和排放性具備了現實意義。

目前關于高壓噴射甲醇且采用電熱塞直接引燃的發動機工作狀況，包括動力性、排放性等，未見采用三維流體計算軟件進行模擬研究。而對這種著火方式的起燃特點、甲醇空氣混合氣的運動及火焰傳播等必須借助一定的工具加以呈現，以便進一步優化燃燒室結構和噴射策略。本研究利用Converge對加裝電熱塞后的柴油機進行數值模擬，研究了噴醇壓力對甲醇發動機燃燒及排放狀況的影響。

1 模型建立與驗證

1.1 計算模型建立

本研究選用改裝后的DH1115四沖程、單缸、水冷發動機作為研究對象，其主要技術參數見表1。

表1 發動機主要技術參數

圖1、圖2分別為導入Converge中的幾何模型和EnSight中顯示的上止點網格模型。在燃燒室中加裝一支電熱塞，電熱塞在活塞燃燒室凹坑頂部邊緣處傾斜伸入燃燒室，為避免活塞上行觸碰電熱塞，將活塞碗口切去一部分，電熱塞伸入長度為10 mm。所用電熱塞為標定功率33 W的氮化硅電熱塞，可根據需要調整輸出功率。

圖1 燃燒室幾何模型(TDC)

圖2 燃燒室網格模型(TDC)

因內燃機缸內工質的密度會發生強烈變化，故采用經壓縮性修正后的RNGκ-ε湍流模型，即Rapiddistortion RNGκ-ε模型。發動機采用缸內直噴方式供應燃料，高壓噴霧所受阻力大，射流破碎選取KH-ACT-RT模型[17]。KH與RT模型分別考慮氣液界面切向和法向擾動波的不穩定增長，試驗證明組合模型比單一模型準確度更高[18]。KH-ACT模型在KH模型的基礎上，考慮空氣動力學、空化和湍流對初次破損的影響，用于描述液滴噴霧更加可靠。噴霧計算采用的子模型見表2。

表2 噴霧子模型

微小液滴在運動中會受到湍流脈動的影響，使其軌道發生無規則變形，產生湍流擴散效應。采用隨機軌道模擬法，計入氣相脈動對燃料液滴運動的影響，即在液滴運動方程中氣體速度Ui上增加一項脈動速度ui，如式(1)所示。

(1)

式中：CD為液滴在氣體中運動的阻力系數；udi為液滴速度；ρg與ρl分別為氣體和燃料的密度；d為液滴直徑。

本研究中燃料噴射處于較高的壓力范圍，進一步考慮高壓噴霧對氣體湍流表現出明顯的各向異性效應，對液滴脈動速度進行一定的修正[19]。

燃燒計算選用SAGE詳細化學求解器，指定甲醇燃燒為21種物質、93步反應，該簡化化學動力學模型已經被許多研究者采用[20-22]，可以很好地模擬實際的甲醇燃燒過程。Soot模型選用Hiroyasu-Nagle模型,NOx計算采用擴充Zeldovich機理。

計算域采用自適應網格，基于速度和溫度梯度動態加密網格，較好地解決計算域對網格的依賴性。基本網格單元尺寸取1.8 mm(base grid約為20萬)，此外對噴射器噴孔出口、電熱塞、缸蓋和活塞頂分別進行局部網格細化。

1.2 初始邊值條件

本研究忽略進排氣過程的影響，只考慮壓縮和膨脹兩個行程。取缸內初始渦流比為1.5，計算曲軸轉角范圍為從進氣門關閉時刻(-142°ATDC)到排氣門開啟時刻(156°ATDC)，指定壓縮上止點為0°。初始湍流動能(TKE)由式(2)計算得到，湍流耗散率(TDR)取4 500 m2/s3。

TKE=1.5(h×n/60)2。

(2)

式中：h為發動機沖程；n為發動機轉速。初始缸溫取350 K，初始組分指定為空氣。氣缸內邊界條件按照經驗值選取，燃燒室頂部壁面溫度為550 K，氣缸壁面溫度取480 K，活塞頂及凹坑壁面溫度取550 K，三者均定義為絕熱壁面。電熱塞表面溫度設為1 300 K。

1.3 計算模型驗證

為保證計算模型可靠，采用同型號發動機臺架試驗結果加以驗證[23-24]，結果見圖3和圖4。

圖3 模擬計算與試驗缸壓對比

圖4 模擬計算與試驗放熱率對比

可以看出，模擬計算結果與試驗值基本吻合，模擬所得峰值缸壓稍高于試驗值。最大偏差不超過10%，認為誤差產生的原因包括：進排氣過程及缸內殘余廢氣影響；邊界條件按照經驗值給定，與實際工作循環中有一定的偏差；電熱塞被設定為恒壁溫邊界條件，而實際溫度會隨氣流運動、燃料附著以及自身發熱功率變動而產生變化；燃燒室近電熱塞第一邊界層節點(距離電熱塞表面0.056 mm)溫度為1 280 K，不能完全精確地反映實際情況。

2 計算結果及分析

在相同的發動機轉速和負荷下，保持循環噴射量47.5 mg不變。甲醇噴射壓力分別取為17.5，35，52.5，83.5 MPa。采用均勻分布5孔噴油器，為納入噴射壓力對液滴初始破碎的影響，上述4個噴射壓力對應的噴孔直徑分別為0.24，0.20，0.18，0.16 mm，噴射提前角保持26°ATDC。

2.1 噴射壓力對甲醇霧化的影響

由于初始狀態參數以及噴射正時保持不變，在不同的噴射壓力下，甲醇噴入氣缸燃燒室前缸內氣流狀態一致。噴射壓力影響霧化效果，霧化效果越好，越有利于甲醇液滴迅速吸熱蒸發，適宜濃度的甲醇空氣混合氣與電熱塞高溫表面接觸后迅速起火燃燒。

圖5示出不同噴射壓力下甲醇液滴Sauter平均直徑(SMD)的變化情況。計算模型指定初始液滴直徑等于噴孔直徑，因此液滴直徑的變化可以反映出甲醇霧化的程度，液滴直徑越小則表示破碎越充分，即霧化效果越好。由圖5可以看出，總體噴射壓力越大，初期液滴SMD越小，說明提高噴射壓力有利于甲醇液滴破碎。噴射后期，未蒸發的液滴到達燃燒室凹坑和氣缸內壁面時發生一定程度的聚合，導致SMD略有升高。

圖5 不同噴射壓力下甲醇液滴索特平均直徑

2.2 噴射壓力對甲醇空氣混合的影響

在直噴式發動機(GDI)中，燃料與空氣的混合狀況受燃燒室內空氣溫度、壓力、流動狀態以及燃料噴射條件的影響。燃料與空氣的混合效果對火焰傳播及發動機的動力性和排放性都會產生很大的影響。局部過濃會使得燃料不完全燃燒而產生大量的CO和Soot。與缸內直噴汽油機相比，直噴柴油機噴油時間晚，接近上止點時高壓噴入燃料，燃燒室背壓相對較高，而允許的混合時間短，這就要求燃油能夠迅速霧化并與空氣摻混形成可燃混合氣，因噴射速度較高，必須借助發動機扭切進氣道產生的旋轉氣流以及配合ω燃燒室形成的渦流才能獲得較好的可燃混合氣。

圖6示出-7.5°ATDC時刻不同噴射壓力下缸內甲醇濃度的分布情況，截面位置取電熱塞端部所在的縱截面和橫截面。提高噴射壓力，即縮短噴射持續期，燃料離開噴孔時流速高。一方面可以更快地到達近壁空間，噴射貫穿距大；另一方面，射流與空氣相對速度大，氣液交界面處擾動更大，有利于射流蒸發。

由圖6可看出，將甲醇噴射壓力從17.5 MPa提高至52.5 MPa，在所觀測時刻甲醇濃度最大值從0.899減小至0.696，且明顯可見甲醇分布更加趨于均勻。這與部分研究者關于噴射壓力對直噴柴油機燃料霧化及油氣混合影響的研究結果一致[25-26]。噴射壓力繼續升高至83.5 MPa，缸內甲醇的最大濃度反而升高至0.872，不同于其余3個壓力的變化趨勢。分析認為，提高噴射壓力，射流速度大，導致液滴高速射向壁面，觸壁液滴量多使壁面附近甲醇濃度偏高。

圖6 -7.5°ATDC時刻不同噴射壓力下 缸內甲醇濃度的分布情況

2.3 噴射壓力對甲醇燃燒及動力性的影響

圖7和圖8分別示出不同噴射壓力下的放熱率曲線和缸壓曲線。對比4個噴射壓力下對應的放熱率曲線，可以看出隨著噴射壓力提高，放熱始點前移。

一般來說，滯燃期有三種定義，包括壓升滯燃期、溫升滯燃期和閃光滯燃期。滯燃期受燃料物性、缸內混合氣濃度、溫度和點火方式等多種因素影響，其中燃料噴射策略決定了缸內混合氣的狀態。本研究采用壓升滯燃期，即取燃料開始噴入燃燒室至由于燃燒而產生的第一個壓力升高的可見點之間的時間間隔為滯燃期。

圖7 不同噴射壓力下放熱率比較

圖8 不同噴射壓力下的缸壓變化

不同噴射壓力對應的滯燃期統計如表3所示。由表3可見，在所計算的壓力范圍內，著火起燃均發生在上止點前。除17.5 MPa外，隨噴射壓力提高，燃燒始點前移。噴射壓力從35 MPa提高到83.5 MPa，相應的燃燒始點由-2.8°ATDC提前至-7.5°ATDC。

表3 不同噴油壓力的燃燒始點及滯燃期

噴射壓力17.5 MPa對應的燃燒始點較早，為-6.7°ATDC，認為噴射壓力較低時對應的射流速度較小，甲醇容易被缸內原有的旋轉氣流攜帶至電熱塞附近，遇到電熱塞高溫端部即形成火核開始燃燒。總體來看，噴射壓力對燃燒始點及滯燃期的影響較大，在較高的噴射壓力范圍內(高于35 MPa)，滯燃期與噴射壓力呈負相關，即噴射壓力越大，滯燃期越短。

圖9示出不同噴射壓力下平均缸溫的變化情況。本研究采用電熱塞引燃的方式使甲醇起火燃燒，決定燃燒發生的條件主要包括電熱塞表面溫度和甲醇空氣混合氣濃度。

圖9 不同噴射壓力下缸內平均溫度的變化情況

從圖9可知，不同噴射壓力下，缸內平均溫度峰值均達到2 000 K以上，且隨噴射壓力增大，缸溫峰值增大。噴射壓力越高，缸內混合氣流速越大，甲醇液滴及甲醇蒸氣在電熱塞表面附近來不及吸熱升溫，無法在初次達到電熱塞表面時刻達到著火點起燃。提高噴射壓力使得著火點提前，活塞到達上止點之前燃料釋放的熱量增多，使得溫度峰值升高。盡管噴射壓力為17.5 MPa時著火點較早，但混合氣分布不均勻，不利于火焰傳播和燃料快速放熱，對應的溫度峰值低于其余噴射壓力下的溫度峰值。

圖10示出噴射壓力為52.5 MPa所對應的不同時刻缸內溫度云圖。可以看出，缸內混合氣的高溫點最先出現在電熱塞端部，隨后火焰向著遠處未燃甲醇混合氣傳播，類似于汽油機火花點火的火焰傳播現象，但缸內直噴汽油發動機噴油早，火花塞放電時缸內形成了均勻的混合氣，而本研究的電熱塞引燃式甲醇發動機的燃料噴射時刻僅比柴油發動機略有提前，甲醇空氣混合的均勻程度比汽油機差。甲醇有早燃傾向，過早噴入燃燒室，一旦達到可燃濃度范圍的混合氣與電熱塞高溫表面接觸，便會被引燃，使燃料放熱過早，導致壓縮負功過大，使發動機有效動力輸出減少。因此這種工作方式的發動機不能采用過早的噴射提前角。

從溫度云圖可以看出，位于電熱塞端部的甲醇首先被引燃，火焰前鋒呈不規則形狀向燃燒室空間運動，靠近電熱塞的燃燒室底部甲醇起燃快，而活塞接近上止點時，頂部余隙狹窄，火焰難以傳播到，特別是遠離電熱塞的位置，溫度偏低。

發動機工作過程中，通過燃燒反應將化學能轉換為熱能，進而通過氣體膨脹推動活塞運動，將熱能轉換為機械能向外輸出。在整個過程中，除摩擦導致的能量損失外，進排氣過程還會產生泵氣損失，一般將泵氣損失歸入機械損失中，而排氣門提前打開會引起自由排氣損失。本研究只計算發動機壓縮和做功兩個沖程，未考慮進氣和排氣過程。因而采用指示功率和指示效率來評價發動機的動力性。

圖10 噴射壓力為52.5 MPa時缸內溫度分布變化情況

通過對壓縮和膨脹沖程的示功圖進行積分，得到不同噴射壓力下的動力過程功，進而計算出指示功率和指示效率，用來描述發動機的動力性，結果如表4和圖11所示。

表4 不同噴射壓力下的動力性參數

可以看出，不同噴射壓力下壓縮負功基本一致，而膨脹正功相差較多。隨噴射壓力提高，膨脹正功呈增大趨勢，循環指示功、指示功率以及指示效率均隨噴射壓力增大而增大。而噴射壓力為83.5 MPa對應的計算結果則與以上趨勢不相符合。分析認為噴射壓力過大，早燃嚴重，使得膨脹正功偏少，導致動力輸出減少。說明噴射壓力需要在中等范圍內，噴射壓力太高反而有損動力性。

圖11 指示功率和指示效率與噴射壓力的關系

2.4 噴射壓力對甲醇發動機排放的影響

甲醇發動機排放物中除了CO和NOx以及極少量的Soot外，還含有非常規排放物甲醛。圖12示出不同噴射壓力下甲醛和CO含量的變化情況。可以看出，噴射壓力為17.5 MPa時，甲醛和CO的峰值含量最高，隨著燃燒過程進行和發動機膨脹做功，甲醛和CO含量均逐漸降低。物質的化學反應速率由阿累尼烏斯公式確定：

k=A·e-Ea/RT。

(3)

式中：k為速率常數；R為摩爾氣體常量；T為熱力學溫度；Ea為表觀活化能；A為指前因子。

圖12 不同噴射壓力下甲醛與CO含量變化情況

噴射壓力較低時，缸內甲醇空氣混合均勻程度較差，不均勻燃燒導致較低溫區燃料不完全氧化，因此CO和甲醛在燃燒初期產生較多。甲醛是甲醇燃燒反應的中間產物，其濃度分布與燃燒過程緊密相關。圖13示出噴射壓力為52.5 MPa時缸內甲醛濃度的變化情況。可以看出，甲醛在火焰面處濃度最高，隨著燃燒反應進行，甲醛得到進一步氧化，其含量逐漸降低。

圖13 52.5 MPa噴射壓力時缸內甲醛濃度變化

分析認為，當噴射壓力較低時，缸內可燃氣分布不均勻，尤其是活塞在上止點附近時，余隙中可燃氣體很少。而當噴射壓力較高時，進入余隙中的甲醇大大增加，受到壁面淬熄的影響[27]，貼壁區燃燒不充分，甲醛進一步氧化受限。因此，在所研究范圍內，噴射壓力越高，膨脹行程中甲醛殘余量越大。

盡管提高噴射壓力會使膨脹行程甲醛積累量增加，但最大殘留量僅0.115 μg/L，遠少于劉方杰[22]在近似工況下通過試驗所測得排氣過程中產生的甲醛平均值43 μg/L。對排氣成分的檢測結果表明，排氣過程中甲醛的產生原因是未燃甲醇在較低溫度下發生不完全氧化。因此，合理組織缸內混合氣，盡可能減少未燃甲醇含量，才能從根源上控制甲醛排放。

3 結論

a) 提高噴射壓力有利于甲醇液滴破碎和霧化，進而使燃燒室內甲醇和空氣混合更加均勻，但噴射壓力過大，因射流速度過快導致燃料觸壁，反而不利于燃料空氣均勻混合；

b) 采用電熱塞引燃方式在發動機中燃用甲醇，起火位置位于電熱塞端部，火焰傳播呈現出與柴油機和汽油機不同的規律；在高噴射壓力下，處于靠近電熱塞一端的燃燒室凹坑中的可燃混合氣首先燃盡，而后火焰才向外部空間傳播；

c) 噴射壓力對甲醇發動機常規排放物與非常規排放物的影響不同，噴射壓力越大，膨脹行程中積累的甲醛量越高，CO沒有明確的規律性，與排氣過程未燃甲醇不完全氧化產生的甲醛相比，膨脹行程積累的甲醛可以忽略不計；

d) 噴射壓力從17.5 MPa增大到52.5 MPa，發動機的指示功率增加，即增大噴射壓力有利于提高發動機的動力性；噴射壓力為82.5 MPa對應的指示功率反而降低，表明缸內直噴電熱塞引燃式甲醇發動機，不宜采用過高的噴射壓力。