當(dāng)量比天然氣發(fā)動機燃燒和排放的優(yōu)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(yè)技術(shù)學(xué)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(yè)大學(xué),安徽 合肥 230009)

面對日益嚴(yán)峻的能源和環(huán)境問題,天然氣以其良好的環(huán)境和經(jīng)濟效益被廣泛應(yīng)用于內(nèi)燃機[1]。當(dāng)量比燃燒與三元催化轉(zhuǎn)化器相結(jié)合是天然氣發(fā)動機實現(xiàn)高效低排放的有效辦法之一[2]。不過,當(dāng)量比天然氣發(fā)動機也存在相同燃燒配置下熱效率低的問題。為了提高當(dāng)量比天然氣發(fā)動機熱效率,通常采用EGR[3-4]、燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化[5]和進(jìn)氣道噴水技術(shù)。

國內(nèi)外學(xué)者圍繞天然氣發(fā)動機燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化[6-7]和進(jìn)氣道噴水技術(shù)開展了研究[8-9],分析研究結(jié)果發(fā)現(xiàn):燃燒室適當(dāng)增大擠氣比有利于加快天然氣發(fā)動機的火焰?zhèn)鞑ニ俣?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(fā)動機的缸內(nèi)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(dǎo)致水在進(jìn)氣道的蒸發(fā)速率不盡相同,粘附在進(jìn)氣道內(nèi)壁的液膜量也會有所差異,進(jìn)而影響進(jìn)入氣缸的噴水量。噴水溫度對水狀態(tài)演變、缸內(nèi)燃燒和排放的影響仍需要進(jìn)一步研究。本文首先利用三維數(shù)值模擬軟件構(gòu)建并驗證了包含進(jìn)、排氣道的天然氣發(fā)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(nèi)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(fā)動機構(gòu)建了包含進(jìn)、排氣道的發(fā)動機模型。該發(fā)動機的主要技術(shù)參數(shù)如表1所列。仿真模擬采用計算流體力學(xué)軟件(computational fluid dynamics,CFD),所構(gòu)建的三維網(wǎng)格模型如圖1所示。

圖1 三維網(wǎng)格模型

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果如圖2所示,從該圖可以看出,5 mm網(wǎng)格與3 mm、4 mm網(wǎng)格的溫度曲線略有不同,而3 mm和4 mm網(wǎng)格的溫度曲線非常接近,這表明網(wǎng)格尺寸小于4 mm時,模擬計算結(jié)果和網(wǎng)格尺寸無關(guān)。因此,本文結(jié)合現(xiàn)有的計算資源以及保證計算準(zhǔn)確前提下,選擇基本網(wǎng)格尺寸為4 mm進(jìn)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(shù)據(jù)對模型進(jìn)行驗證,試驗與仿真結(jié)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(yù)測精度,能夠開展后續(xù)的模擬研究。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

圖3 試驗與模擬的缸壓、放熱率曲線

2 燃燒室結(jié)構(gòu)和噴水溫度工況設(shè)計

2.1 燃燒室優(yōu)化方案設(shè)計

現(xiàn)有研究結(jié)果表明:燃燒室增大擠氣比能夠改善天然氣發(fā)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(shè)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(jié)構(gòu)如圖4所示。燃燒室的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所列。

圖4 不同縮口角度的燃燒室結(jié)構(gòu)

表2 燃燒室的結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.2 噴水溫度工況設(shè)計

基于優(yōu)化方案,在CFD模型的進(jìn)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(xiàn)[8]已對噴霧模型進(jìn)行了驗證?；谠撃Ｐ驮O(shè)定了不同噴水溫度 (water temperature, WT)工況:WT 298K、WT 343K、WT 363K。

3 結(jié)果與討論

3.1 燃燒室結(jié)構(gòu)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(fā)現(xiàn),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(yōu)化方案二的平均湍動能最小。上止點附近,優(yōu)化方案一和優(yōu)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(yōu)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(nèi)流場和速度的變化如圖6所示。由該圖可發(fā)現(xiàn),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(yōu)化方案一和優(yōu)化方案二的低流速區(qū)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(jié)構(gòu)的影響,燃燒室兩側(cè)以及底部的混合氣形成良好的貼壁流動。這一現(xiàn)象促進(jìn)了燃燒室內(nèi)燃料與空氣的混合。此外,隨著活塞縮口角度的增加,優(yōu)化方案一和優(yōu)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(nèi)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(yōu)化方案一、優(yōu)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(yōu)化方案二的壓力峰值相位比優(yōu)化方案一提前了約2 °CA。這些變化可歸因于:優(yōu)化方案一和優(yōu)化方案二在TDC的湍動能大于原機,促進(jìn)了火核形成和發(fā)展;活塞縮口結(jié)構(gòu)引導(dǎo)缸內(nèi)氣流,促進(jìn)燃燒室邊緣處的燃料和空氣混合;優(yōu)化方案一和優(yōu)化方案二分別在30 °CA BTDC和TDC形成了氣流渦旋,促進(jìn)了燃燒室中心區(qū)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(nèi)平均溫度和燃燒產(chǎn)物超過2 500 K的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。W1的影響如表3所列。平均溫度及燃燒產(chǎn)物超過2 500 K的質(zhì)量分?jǐn)?shù)反應(yīng)了氣缸內(nèi)燃燒產(chǎn)物的溫度。從該表可以看出,優(yōu)化方案一和優(yōu)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(nèi)湍流強度,促進(jìn)了燃料與空氣混合,加快了缸內(nèi)高溫區(qū)傳播速度。這些因素導(dǎo)致燃燒的溫度峰值增大。在較高的溫度下,燃燒產(chǎn)物中NOx比例會增加,同時高溫會使缸內(nèi)的邊緣處過熱導(dǎo)致爆震發(fā)生。

表3 燃燒室結(jié)構(gòu)對燃燒特征參數(shù)和NOx影響

縮口角度對燃燒特征參數(shù)和NOx的影響如表3所列。從該表可以看出,優(yōu)化方案一和優(yōu)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?zhèn)鞑ニ俣?。這導(dǎo)致CA50提前,燃燒持續(xù)期縮短。

從表3還可以看出,相比原機,優(yōu)化方案一和優(yōu)化方案二的NOx生成量分別增多了32.3%和34.8%。由此可得,優(yōu)化方案一的縮口角度增大26°,導(dǎo)致湍動能峰值增大了18.8%。增強氣缸內(nèi)的湍動能,促進(jìn)了燃料與空氣混合,加快了火焰?zhèn)鞑ニ俣?。加快?yōu)化方案一的火焰?zhèn)鞑ニ俣?導(dǎo)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(yōu)化方案二,優(yōu)化方案一可以實現(xiàn)較快的燃燒速度與較低的NOx排放量。因此,選定優(yōu)化方案一為優(yōu)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(yōu)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(nèi)蒸發(fā)水、進(jìn)氣道內(nèi)壁液膜、進(jìn)氣道中蒸發(fā)水、氣缸內(nèi)壁液膜和液態(tài)水的形式存在。在WT 298 K工況中,缸內(nèi)蒸發(fā)水和進(jìn)氣道內(nèi)壁液膜的質(zhì)量分?jǐn)?shù)依次為38.1%和44.8%。WT 343K工況,缸內(nèi)蒸發(fā)水和進(jìn)氣道壁液膜的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為44.1%和38.8%。在WT 363 K工況中,缸內(nèi)蒸發(fā)水和進(jìn)氣道壁液膜的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為46.1%和36.4%。隨著噴水溫度升高,缸內(nèi)蒸發(fā)水量逐漸增多,進(jìn)氣道內(nèi)壁液膜量減少。這是因為隨著噴水溫度升高,水在進(jìn)氣道蒸發(fā)量增多,碰撞壁面形成的液膜量減少,更多的水蒸發(fā)后進(jìn)入缸內(nèi)。

圖8 噴水溫度對水分布的影響

噴水溫度對燃燒特征參數(shù)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(fā)水進(jìn)入氣缸,稀釋效應(yīng)增強,導(dǎo)致燃燒速率降低,CA50延遲,燃燒持續(xù)期延長,即CA10-CA90增大。此外,隨著噴水溫度增大,缸內(nèi)平均溫度降低。這是由于隨著噴水溫度升高,進(jìn)入缸內(nèi)的水量增多,加強了缸內(nèi)水的熱效應(yīng)和稀釋效應(yīng),導(dǎo)致缸內(nèi)平均溫度降低。相比原機和優(yōu)化方案一,噴水工況的溫度峰值都有顯著降低,這表明優(yōu)化燃燒室耦合進(jìn)氣道噴水可以降低缸內(nèi)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(nèi)溫度成正比。由此可得,隨著噴水溫度升高,缸內(nèi)溫度峰值降低,導(dǎo)致NOx排放量減少。相比優(yōu)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(xiàn)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(nèi)燃燒速率,降低燃燒溫度峰值,減少NOx排放。

4 結(jié) 論

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

(2)提高噴水溫度導(dǎo)致噴水在進(jìn)氣道的蒸發(fā)量增多,進(jìn)氣道的液膜量減少,更多的水進(jìn)入缸內(nèi)。

(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(dǎo)致放熱率提升了22.8%,NOx排放降低了4%。

(4)現(xiàn)有的模擬分析提供了天然氣發(fā)動機燃燒和排放優(yōu)化的研究基礎(chǔ)和指導(dǎo)方向,未來的研究中應(yīng)重點關(guān)注縮口燃燒室和噴水耦合優(yōu)化的臺架應(yīng)用。