天然氣發動機燃燒影響因素分析

李玉帥,趙令輝,潘永傳,韓雨,李哲

濰柴動力股份有限公司,山東 濰坊 261061

0 引言

隨著內燃機保有量的持續增加,環境污染問題日益凸顯,為達到雙碳目標,相關部門提高了內燃機排放標準。天然氣發動機比傳統內燃機具有清潔燃燒的特性,因此天然氣發動機的性能開發和優化研究成為目前內燃機領域的研究熱點之一[1-2]。

為了滿足國六排放標準,天然氣發動機采用當量燃燒,甲烷與空氣混合體積比為1：1,利用廢氣再循環(exhaust gas recirculation,EGR)降低發動機熱負荷,通過三效催化轉化器降低NOx、CH4、CO等污染物排放。擠流比、渦流比、米勒強度、點火能量及EGR率等參數是影響發動機燃燒的主要因素,直接影響天然氣發動機的熱效率、經濟性能和排放性能[3-4]。本文中基于某重型天然氣發動機,通過仿真分析與臺架試驗研究不同因素對天然氣發動機性能的影響,為重型天然氣發動機的設計開發和性能優化提供參考。

1 試驗設備與條件

試驗采用某重型天然氣、電控單點噴射發動機,水冷增壓器,發動機滿足國六排放標準,主要技術性能參數如表1所示。通過臺架試驗,由電子控制單元(electronic control unit,ECU)采集發動機轉速、進氣壓力、油門踏板、環境濕度、環境溫度、機油壓力、機油溫度等參數,并控制節氣門、廢氣旁通閥、點火線圈等執行器動作,實現發動機正常運轉。

表1 天然氣發動機主要技術性能參數

試驗設備有ACS 2400進氣空調、JD 450交流電力測功機、KIBO 2893A燃燒分析儀、MEXA-71000 EGR排放分析儀、LSU 4.9氧傳感器、CMF 010P325氣耗儀、ABB 2400質量流量計。試驗邊界為燃燒穩定性和爆震,試驗過程中控制發動機進氣攝氏溫度為25 ℃,進氣相對濕度為50%,中冷后攝氏溫度為(45±2) ℃,試驗過程中燃氣成分、進氣量均相同。分析發動機外特性工況時,不同因素對發動機燃燒性能的影響及對發動機經濟性能和排放性能的影響。

2 燃燒影響因素

2.1 擠流比

試驗用發動機采用碗型燃燒室,其工藝性較好,容積精確,燃燒室表面光滑、緊湊,擠流效果好[5-6]。發動機燃燒評價參數主要有快速燃燒期、火焰發展期、燃燒持續期,已燃天然氣質量分數分別為5%、10%、50%、90%時對應的曲軸轉角分別記為θ5、θ10、θ50、θ90;快速燃燒期指已燃質量分數為5%～50%對應的曲軸轉角,記為θ′;火焰發展期指已燃質量分數為5%～10%對應的曲軸轉角,燃燒持續期指已燃質量分數為10%～90%對應的曲軸轉角[7-8]。設計不同燃燒室型線改變燃燒室擠流比,并分析不同擠流比對燃燒性能的影響,及對發動機燃氣消耗率be、CH4的體積分數、NOx的體積分數的影響。

不同燃燒室型線如圖1所示,受活塞基本結構的限制,燃燒室型線均為碗型燃燒室。仿真計算原機燃燒室型線與7種燃燒室型線,分別記為方案A1、A2、A3、A4、A5、A6、A7、A8,采用AVL軟件仿真計算不同燃燒室有效功、爆壓和擠流比的結果如表2所示。

圖1 不同燃燒室型線示意圖

表2 不同燃燒室擠流比等仿真計算結果

由表2可知:方案A6、A7、A8的有效功較大。對方案A1、A6、A7、A8的發動機進行臺架試驗,試驗過程中控制壓縮比為11.5、有效功率為338 kW,燃燒室型線對擠流比的影響較大,不同擠流比對發動機性能的影響如圖2所示。

圖2 不同擠流比對發動機性能的影響

由圖2a)可知:不同轉速下,方案A1、A7、A8的θ10基本一致;對比其它3種方案,方案A6的擠流比最大,θ10整體較大,且火焰發展期的曲軸轉角最長延遲3°。

由圖2b)可知:對比其他3種方案,方案A6的θ50整體較大,放熱率達到50%時的活塞位置對應的曲軸轉角延遲3°左右,快速燃燒期最長;方案A7的θ50整體小于其他方案,快速燃燒期最短。

由圖2c)可知:不同轉速下方案A7的θ90較小,即方案A7到達火焰傳播終點的速率最快;方案A6、A1到達火焰傳播終點的速率基本一致;方案A8到達火焰傳播終點的速率最慢,比方案A1到達火焰傳播終點時的活塞位置對應的曲軸轉角延遲3°～5°。

由圖2d)可知:不同轉速下,θ′從小到大依次為方案A7、A6、A1、A8;方案A8比A1對應的曲軸轉角最大延遲約5°。由圖2e)可知:不同轉速下,方案A6的be最高,方案A7的be最低。分析原因為方案A6火焰發展期最長,發動機放熱率達到50%時對應的曲軸轉角延遲,導致be最大;方案A7、A8發動機放熱率達到50%時對應的曲軸轉角更靠近上止點,be較小。

由圖2f)、g)可知:方案A7的CH4排放最小,NOx排放最大;方案A6的CH4排放最大,NOx排放最小。分析原因為方案A7燃燒速率最快,導致燃燒溫度較高,NOx排放較高,且由于燃燒速率加快,燃燒越為充分,CH4排放較小,此時be最低,為最佳方案。

2.2 渦流比

設計3種不同型式的進氣道,采用AVL設備進行氣道吹風試驗,確定3種不同型式進氣道的渦流比分別為1.601、1.000、0.768,流程系數分別為0.345 3、0.362 5、0.370 8,記為方案B1、B2、B3,進行臺架試驗,不同渦流比對發動機性能的影響如圖3所示。

圖3 不同渦流比對發動機性能的影響

由圖3a)可知:中低轉速下,渦流比最大的方案B1的θ5最小,方案B2、B3的θ5基本一致,θ5從小到大依次為方案B1、B2、B3;高轉速工況下,隨著渦流比減小,θ5逐漸增大。由圖3b)可知:不同轉速下,隨著渦流比減小,θ50逐漸增大,θ50從小到大依次為方案B1、B2、B3,B1燃燒最快。由圖3c)可知:不同轉速下,渦流比最大的方案B1的θ90最小,到達火焰傳播終點的速率最大;高轉速時,B2方案優于B1方案。由圖3d)可知:不同轉速下,方案B1的θ′最小,燃燒最快;高轉速時,方案B2、B3的θ′基本一致。由圖3e)可知:隨著渦流比增大,be降低。原因為:渦流比增大,強化缸內的湍流強度,有利于天然氣進入氣缸后形成更為均質的當量比混合氣,燃燒充分,加快燃燒速率;低轉速區進氣湍動能較低,影響正常燃燒,be差異性較大[9]。經以上分析,方案B1的be最小,為最佳方案。

2.3 米勒強度

米勒循環是在奧托循環的基礎上通過改變進氣門關閉時刻,使膨脹化大于壓縮比,提高發動機熱效率,提高燃氣經濟性。米勒循環有2種形式:進氣門早關和進氣門晚關[10]。通常汽油機采用進氣門晚關,柴油機采用進氣門早關。本文中發動機采用進氣門早關,進氣門關閉對應的曲軸轉角θIVC越大,米勒強度越高[11]。原機凸輪軸與改進后的凸輪軸θIVC分別為560°、530°、520°,分別記為方案C1、C2、C3,不同米勒強度對發動機性能的影響如圖4所示。

圖4 不同米勒強度對發動機性能的影響

由圖4a)～c)可知:方案C2、C3的θ5、θ10、θ90均比方案C1延遲,且米勒強度越大,延遲越明顯。原因為:米勒循環降低了有效壓縮功,使壓縮終點缸內溫度降低,滯燃期延長,火焰傳播速率減小,燃燒中心滯后。由圖4d)可知:轉速大于1 500 r/min時,C2的燃燒持續期比C1長。原因為:高轉速使進氣流速增加,強化缸內的對流換熱,進一步降低了混合氣壓縮終點溫度,燃燒持續期加長。

由圖4e)、f)可知:米勒循環技術可以大幅降低NOx排放,但THC排放大幅升高。分析原因為米勒循環使缸內環境溫度降低,NOx容易在高溫、富氧的條件下產生,導致NOx排放大幅度降低,THC排放大幅度升高。

如圖4g)可知:米勒循環使be略有增加,原因為米勒循環使燃燒相位滯后,燃燒持續期延長,增加be;壓縮終點時缸內環境溫度降低,但由于降低了壓縮功,米勒循環后的熱效率并未大幅降低。

根據以上分析可知,若低轉速工況較多,方案C2效果較好;若高轉速工況較多,方案C1、C3效果較好,優于方案C2。

2.4 點火能量

點火能量是衡量發動機點火系統性能的重要指標,影響發動機的經濟性、動力性以及排放性能等[12-13]。提高點火能量,有助于改善零部件老化和在惡劣條件下的發動機冷起動性能。點火能量過小,容易導致發動機燃燒惡化,降低各項性能指標;但點火能量過高,容易導致火花塞電極燒蝕、高壓線擊穿等故障[14-15]。

普通點火線圈能量為65 mJ,高能點火線圈能量為100 mJ,計算不同轉速、不同負荷下,高能點火線圈與普通點火線圈的θ5、θ50、be、NOx排放、THC排放的差,記為Δ(θ5)、Δ(θ50)、Δ(be),Δ(NOx)、Δ(THC),結果如表3所示。

表3 不同轉速、不同負荷下高能點火線圈與普通點火線圈各參數的差

由表3可知:對比普通點火線圈,除100%負荷時,高能點火線圈θ5、θ50都減小,點火時刻提前,低負荷工況θ5、θ50變化較大,點火時刻對應的曲軸轉角大約提前1°～2°;提高點火能量可提高燃氣經濟性,低負荷工況經濟性提升較大,be降低了約2 g/(kW·h);高能點火線圈NOx排放略有升高,負荷較大時THC排放略有降低,負荷較低時THC排放略有升高。原因為:高能點火線圈的電弧點火能量較高,可以快速點燃天然氣混合氣,燃燒時刻提前,燃燒相位提前,燃燒持續期縮短,燃燒溫度升高,燃燒更為充分,發動機做功增加,be降低,提高燃氣經濟型;低負荷時,缸內環境溫度較低,但燃燒溫度略低,導致THC排放增大。

2.5 EGR率

EGR率對發動機性能影響較大[16-17]。轉矩為1 kN·m,轉速為1 300 r/min時,EGR率分別為2.0%、13.5%、16.0%、19.0%,記為方案D1、D2、D3、D4,分析不同EGR率對發動機性能的影響如圖5所示。

圖5 不同EGR率對發動機性能的影響

由圖5a)～d)可知:相同點火提前角時,隨著EGR率增大,θ5、θ50、θ90增大,燃燒時刻滯后;隨著EGR率的提高,點火提前角大幅提前,燃燒充分,燃燒持續期變化不大。原因為:EGR率增大使缸內氧濃度降低,缸內混合氣比熱容增大,燃燒溫度降低,燃燒速率減小,相同點火提前角下,燃燒時刻滯后。

由圖5e)可知:相同點火提前角時,隨著EGR率的增大,be升高;但EGR率越大,點火提前角越大,但燃燒持續期大致相近。由于EGR率增大,降低燃燒溫度,減少了傳熱損失和排氣損失,從而降低be,提高了發動機熱效率。由圖5f)、g)可知:隨著EGR率增大,NOx排放降低,THC排放升高。原因為:采用EGR技術,引入廢氣后的混合氣具有低氧濃度和高比熱容的特性,燃燒溫度降低造成NOx及THC排放發生變化。根據以上分析可知,EGR率增大,點火提前角增大,有利于提高燃油經濟性,但EGR率太高影響發動機正常燃燒,該發動機的EGR率選擇D3或D4方案均可。

3 結論

1)由于缸內湍流強度和傳熱損失的雙重作用,該天然氣發動機存在最佳擠流比,使燃燒速率最快,熱效率最高,CH4排放最低,但NOx排放較高。

2)受缸內湍流強度的影響,大渦流比可以使得缸內混合氣更均質,燃燒更快速充分,燃氣消耗率更低,尤其在低轉速區影響更為明顯。

3)米勒強度越大,壓縮終點缸內環境溫度越低,燃燒速率越慢,壓縮功也越低,熱效率略有下降,THC排放大幅升高,NOx排放大幅降低。

4)提高點火能量,燃燒相位提前,燃燒持續期縮短,熱效率升高,NOx排放升高,THC排放降低,低負荷條件下影響更為明顯。

5)受缸內氧濃度和比熱容共同作用,EGR率越大,燃燒相位越滯后,需大幅提前點火提前角,使燃燒持續期大致不變,低燃燒溫度可以減少傳熱和排氣損失,提升熱效率,降低NOx排放,THC排放升高。