宮寶利，崔連波，彭澤高，馬毅，秦振華，姚實(shí)聰，彭樂高

(1.中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122；2.東風(fēng)日產(chǎn)技術(shù)中心，廣東 廣州 510640)

2016年國家環(huán)保部和國家質(zhì)檢總局聯(lián)合發(fā)布了《輕型汽車污染物排放限值及測(cè)量方法(中國第六階段)》，全面加嚴(yán)了輕型汽車尾氣排放測(cè)試要求，對(duì)排放污染物限值也更加嚴(yán)格，同時(shí)提出了對(duì)PM及PN的排放限值要求。法規(guī)對(duì)汽車污染物排放的嚴(yán)格要求給傳統(tǒng)汽車企業(yè)帶來了巨大壓力，因此尋求一種清潔可持續(xù)發(fā)展的替代燃料迫在眉睫[1]。甲醇燃料來源廣泛，具有十分優(yōu)良的運(yùn)輸優(yōu)勢(shì)和比較高的能量密度，同時(shí)甲醇是一種含氧燃料，點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)在燃用甲醇燃料時(shí)不產(chǎn)生炭煙，且具有超低CO，NOx，HC和PAH排放[2-4]。綜合我國“富煤貧油”國情，可以利用低品質(zhì)泥炭大規(guī)模工業(yè)化生產(chǎn)甲醇，因此甲醇被認(rèn)為是目前最具潛力的可持續(xù)發(fā)展替代燃料之一，部分汽車企業(yè)已經(jīng)開始規(guī)劃推廣甲醇汽車。甲醇燃料推廣的最大難題是發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中有較高的醇醛等非法規(guī)排放，造成新的環(huán)境污染，其中甲醛對(duì)人體健康傷害尤為嚴(yán)重，日本和歐美等眾多國家和地區(qū)已經(jīng)將一些醛類物質(zhì)列入重點(diǎn)污染物名單[5]。非法規(guī)排放已經(jīng)成為制約甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展的關(guān)鍵問題。

甲醇的汽化潛熱大，蒸發(fā)時(shí)吸收大量的熱，嚴(yán)重影響甲醇的蒸發(fā)速度和蒸發(fā)量，導(dǎo)致甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)困難，致使甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)低溫冷起動(dòng)非法規(guī)排放問題更加突出。研究發(fā)現(xiàn)，測(cè)試循環(huán)中70%以上非法規(guī)排放產(chǎn)生于冷起動(dòng)階段。宮長明[6]等研究了空燃比對(duì)缸內(nèi)直噴甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)非法規(guī)排放的影響，研究結(jié)果表明，減稀空燃比能夠降低未燃甲醇及甲醛的濃度。李理光[7]等基于單次循環(huán)HC排放對(duì)比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，失火與著火相比，HC排放的峰值增加80%。冷起動(dòng)時(shí)缸壁溫度較低，水蒸氣易發(fā)生凝結(jié)，濕潤火花塞的概率較大，失火發(fā)生概率增大，而甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)由于甲醇蒸發(fā)潛熱大，冷起動(dòng)缸內(nèi)溫度更低，失火概率大大增加，所以，要控制冷起動(dòng)過程中HC排放，必須嚴(yán)格控制冷起動(dòng)失火現(xiàn)象，實(shí)現(xiàn)首循環(huán)的“即噴即著”。

基于甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)困難問題，本研究主要使用AVL Fire耦合甲醇氧化反應(yīng)機(jī)理，研究噴射時(shí)刻對(duì)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)燃燒、甲醛及未燃甲醇等非法規(guī)排放的影響。

1 甲醇氧化動(dòng)力學(xué)模型及計(jì)算方法

1.1 甲醇氧化動(dòng)力學(xué)模型

甲醇氧化反應(yīng)機(jī)理研究成果很多，目前使用最廣泛的是Grotheer[8]等的甲醇氧化詳細(xì)機(jī)理，該詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理包含43種物質(zhì)和414個(gè)基元反應(yīng)，準(zhǔn)確性得到了大量預(yù)混層流火焰試驗(yàn)和發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)的驗(yàn)證。由于詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理的物質(zhì)種類較多，反應(yīng)復(fù)雜，對(duì)計(jì)算硬件條件要求很高，不利于工程應(yīng)用的推廣。在詳細(xì)氧化機(jī)理基礎(chǔ)上，天津大學(xué)Zhen[9-11]等對(duì)機(jī)理進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化后的機(jī)理更加適于工程應(yīng)用。該機(jī)理涉及21種物質(zhì)和93個(gè)基元反應(yīng)，且經(jīng)過由柴油機(jī)改裝的缸內(nèi)直噴點(diǎn)燃式甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，絕大多數(shù)重要指示參數(shù)和反應(yīng)速率顯示，其模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，完全滿足計(jì)算要求。

1.2 計(jì)算方法

計(jì)算采用三維瞬態(tài)計(jì)算方式，使用商用CFD模擬軟件AVL Fire完成。對(duì)于噴霧過程，破碎模型采用Huh/Gosman模型，碰壁模型采用Walljet模型，蒸發(fā)模型采用Dukowicz模型；湍流模型采用k-zeta-f模型；點(diǎn)火模型采用Spherical模型；燃燒模型采用General gas phase reactions用戶自定義物質(zhì)成分和反應(yīng)機(jī)理及考慮燃燒過程影響的模型。模擬計(jì)算所用發(fā)動(dòng)機(jī)為一款由柴油機(jī)改裝的缸內(nèi)直噴點(diǎn)燃式甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)，該機(jī)和原機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)見表1。研究中將甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)低溫冷起動(dòng)工況的燃燒室頂面溫度、氣缸壁面溫度和活塞頂面溫度統(tǒng)一設(shè)置為266 K。

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

為在火花塞附近聚積比較濃的混合氣以促進(jìn)混合氣點(diǎn)燃，對(duì)噴嘴作了特殊改進(jìn)，將4孔均勻分布噴嘴改為7孔不均勻分布噴嘴，改進(jìn)后的噴孔油線分布及噴霧見圖1。

圖1 甲醇噴嘴噴孔油線分布及噴霧

圖2 動(dòng)態(tài)網(wǎng)格示意

為減少計(jì)算工作量，對(duì)CFD模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化，省略進(jìn)氣道和排氣道，仿真計(jì)算從進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻(160°BTDC)開始到排氣門打開時(shí)刻(-130°BTDC)結(jié)束。由于省略了進(jìn)氣過程，通過AVL Boost軟件對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)渦流比進(jìn)行模擬計(jì)算，然后將模擬計(jì)算值對(duì)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)進(jìn)行初始化賦值。由軟件自帶的Fame Engine Plus 對(duì)模型進(jìn)行動(dòng)網(wǎng)格劃分，所劃分的計(jì)算網(wǎng)格見圖2，整個(gè)網(wǎng)格包含了355 015個(gè)單元格。

1.3 模型驗(yàn)證

采用的甲醇氧化機(jī)理是Zhen[9-11]等簡(jiǎn)化的包含21種物質(zhì)和93個(gè)基元反應(yīng)的機(jī)理，模擬計(jì)算和試驗(yàn)的邊界條件為冷起動(dòng)時(shí)過量空氣系數(shù)1.5，點(diǎn)火正時(shí)14°BTDC，噴油正時(shí)45°BTDC。試驗(yàn)所用氣缸壓力測(cè)量設(shè)備為靈敏度為-260 pC/MPa的SYC04A的石英晶體壓力傳感器匹配 DF3型電荷放大器。模擬計(jì)算缸壓曲線、放熱率曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比見圖3。從圖3可以看出，模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果吻合較好，表明所選模型和計(jì)算方法比較合理。

圖3 模擬值與試驗(yàn)值曲線對(duì)比

2 計(jì)算結(jié)果及分析

針對(duì)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)困難問題，本研究結(jié)合《輕型汽車污染物排放限值及測(cè)量方法(中國第六階段)》對(duì)點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)低溫冷起動(dòng)排放法規(guī)要求，主要研究低溫環(huán)境溫度為266 K時(shí)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒和排放。研究表明，在低溫環(huán)境下不采取輔助起動(dòng)手段，無論首循環(huán)噴多少甲醇，點(diǎn)燃式甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)都無法起動(dòng)[12]，因此，試驗(yàn)及計(jì)算都通過電熱塞預(yù)熱將進(jìn)氣溫度加熱到283 K，在大氣壓力98.3 kPa，起動(dòng)目標(biāo)轉(zhuǎn)速800 r/min，過量空氣系數(shù)1.5，點(diǎn)火時(shí)刻14°BTDC條件下，研究噴射時(shí)刻對(duì)冷起動(dòng)首循環(huán)燃燒及非法規(guī)排放的影響。

2.1 不同噴射時(shí)刻缸內(nèi)混合氣的分布

圖4示出點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)橫截面混合氣的當(dāng)量比分布。由圖4可知，當(dāng)噴油時(shí)刻為57°BTDC時(shí)，缸內(nèi)濃混合氣主要集中在缸壁附近區(qū)域，缸內(nèi)混合氣平均濃度較大，但在火花塞在附近區(qū)域沒有形成濃混合氣聚積區(qū)域；隨著噴射時(shí)刻推遲，缸內(nèi)混合氣平均濃度減小，在缸內(nèi)火花塞附近逐漸形成濃混合氣區(qū)域，但在油束稀少區(qū)域混合氣超稀薄區(qū)域逐漸增大。

圖4 不同噴射時(shí)刻缸內(nèi)混合氣分布

甲醇汽化潛熱很高，在低溫環(huán)境下甲醇蒸發(fā)十分困難。缸內(nèi)甲醇蒸發(fā)速率可以簡(jiǎn)化為φ=F(p,T,ω,S)，甲醇蒸發(fā)量Q=φt。其中，p為缸內(nèi)壓力，T為缸內(nèi)溫度，ω為缸內(nèi)渦流強(qiáng)度，S為甲醇液滴與空氣接觸面積，t為甲醇在缸內(nèi)停留時(shí)間。當(dāng)噴射時(shí)刻為57°BTDC時(shí)，缸內(nèi)壓力、溫度、渦流強(qiáng)度都比較小，甲醇蒸發(fā)速率較小，在缸內(nèi)渦流長時(shí)間的作用下，蒸發(fā)的甲醇很容易被吹散，因此缸內(nèi)混合氣濃度分布不集中。由于甲醇在缸內(nèi)停留時(shí)間t長，因此甲醇蒸發(fā)總量大，所以缸內(nèi)混合氣平均濃度大，且在長時(shí)間渦流作用下混合氣得到充分?jǐn)U散，因此缸內(nèi)混合氣超稀薄區(qū)域很小。隨著噴射時(shí)刻推遲，由于活塞上行對(duì)缸內(nèi)氣體壓縮做功，缸內(nèi)氣體壓力、溫度、渦流強(qiáng)度增大，甲醇蒸發(fā)速率增大，缸內(nèi)渦流作用時(shí)間短，混合氣較容易聚積，在火花塞附近形成濃混合氣聚積區(qū)域。但是由于噴射推遲，甲醇在缸內(nèi)停留時(shí)間t減小，將導(dǎo)致甲醇蒸發(fā)總量減小，因此，缸內(nèi)混合氣平均濃度減小，且在油束稀少區(qū)域由于甲醇蒸發(fā)量少且渦流作用時(shí)間短，甲醇蒸氣得不到有效擴(kuò)散，因此混合氣超稀薄區(qū)域逐漸增大。

2.2 噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)燃燒的影響

圖5至圖7分別示出不同噴射時(shí)刻下的缸內(nèi)壓力、放熱率及溫度。從圖5可知：隨著噴射時(shí)刻推遲，缸內(nèi)最高壓力增大；當(dāng)噴射時(shí)刻由53°BTDC推遲到49°BTDC，缸內(nèi)最高壓力顯著增加；當(dāng)噴射時(shí)刻由49°BTDC繼續(xù)推遲時(shí)，缸內(nèi)最高壓力增加幅度變小。從圖6可知，隨著噴射時(shí)刻推遲缸內(nèi)燃燒放熱率峰值增加，當(dāng)噴射時(shí)刻由53°BTDC推遲到49°BTDC時(shí)，放熱率峰值顯著增加，當(dāng)噴射時(shí)刻繼續(xù)推遲時(shí)，放熱率峰值增加相對(duì)較小。從圖7可知，隨著噴射時(shí)刻推遲，缸內(nèi)最高燃燒溫度增加，當(dāng)噴射時(shí)刻由53°BTDC推遲到49°BTDC時(shí)，最高燃燒溫度增加最為明顯，且排氣溫度(排氣門打開時(shí)刻-130°BTDC)增加最為明顯，當(dāng)噴射時(shí)刻繼續(xù)推遲，缸內(nèi)最高燃燒溫度增加幅度減小，且排氣溫度只有很小幅度增加。

缸內(nèi)混合氣燃燒質(zhì)量主要受缸內(nèi)混合氣濃度分布影響，當(dāng)噴射時(shí)刻為57°BTDC時(shí)，由圖4可知此時(shí)缸內(nèi)混合氣濃度分布很差，且在火花塞附近沒有形成濃混合氣，不利于火焰核心發(fā)展及火焰?zhèn)鞑ィ瑢?dǎo)致缸內(nèi)混合氣燃燒質(zhì)量很差，因此缸內(nèi)最高燃燒壓力、放熱率峰值、最高燃燒溫度都很小。當(dāng)噴射時(shí)刻由53°BTDC推遲到到49°BTDC時(shí)，缸內(nèi)混合氣分布得到改善，且在火花塞附近形成了濃混合氣區(qū)域，有利于火焰核心發(fā)展及傳播，缸內(nèi)混合氣燃燒質(zhì)量得到改善，因此缸內(nèi)最高燃燒、最高溫度、放熱率峰值都能得到顯著提高。當(dāng)噴射時(shí)刻由49°BTDC繼續(xù)推遲時(shí)，雖然火花塞附近區(qū)域濃混合氣區(qū)域進(jìn)一步增大，但是缸內(nèi)平均濃度減小，且在油束稀少區(qū)域混合氣超稀薄區(qū)域逐漸增大，不利于火焰?zhèn)鞑?，因此?duì)缸內(nèi)混合氣燃燒改善不明顯，導(dǎo)致缸內(nèi)最大燃燒壓力、放熱率峰值、最高燃燒溫度增加不明顯。

圖5 不同噴射時(shí)刻的缸內(nèi)壓力

圖6 不同噴射時(shí)刻的放熱率

圖7 不同噴射時(shí)刻的缸內(nèi)溫度

2.3 噴射時(shí)刻對(duì)未燃甲醇及甲醛生成的影響

從圖8可知，噴射時(shí)刻較早(57°BTDC，53°BTDC，49°BTDC)時(shí)，缸內(nèi)甲醛濃度總體隨曲軸轉(zhuǎn)角增加而增加，最后保持相對(duì)穩(wěn)定，且在20°ATDC時(shí)刻附近，缸內(nèi)甲醛濃度略微下降后繼續(xù)增加；當(dāng)噴射時(shí)刻較晚(45°BTDC，41°BTDC)時(shí)，缸內(nèi)甲醛濃度在50°ATDC時(shí)刻后不再明顯增大。

圖8 缸內(nèi)甲醛濃度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖9示出排氣門打開時(shí)刻(-130°BTDC)缸內(nèi)未燃甲醇及甲醛濃度。從圖9可知，隨著噴射時(shí)刻推遲，缸內(nèi)未燃甲醇濃度逐漸減小，且當(dāng)噴射時(shí)刻由53°BTDC推遲49°BTDC時(shí)，缸內(nèi)未燃甲醇濃度顯著減?。划?dāng)噴射時(shí)刻繼續(xù)推遲，缸內(nèi)未燃甲醇濃度減小不明顯。從圖9可知，當(dāng)噴射時(shí)刻由57°BTDC推遲49°BTDC時(shí)，缸內(nèi)甲醛濃度逐漸增大，當(dāng)噴射時(shí)刻由49°BTDC繼續(xù)推遲到45°BTDC時(shí)，缸內(nèi)甲醛濃度顯著下降。

圖9 不同噴射時(shí)刻未燃甲醇及甲醛排放

缸內(nèi)未燃甲醇的濃度直接取決于甲醇的消耗量，當(dāng)噴射時(shí)刻由57°BTDC推遲到49°BTDC時(shí)，缸內(nèi)燃燒得到改善，缸內(nèi)最高燃燒壓力、放熱率峰值、最高燃燒溫度都明顯增加，燃燒消耗的甲醇大大增加，因此缸內(nèi)未燃甲醇濃度下降顯著。隨著噴射時(shí)刻進(jìn)一步推遲，缸內(nèi)混合氣平均濃度減小，且在油束稀少區(qū)域混合氣超稀薄區(qū)域逐漸增大，限制了燃燒質(zhì)量的改善，因此，繼續(xù)推遲噴射時(shí)刻對(duì)燃燒改善效果不明顯，缸內(nèi)未燃甲醇濃度下降也不明顯。從圖9可知，缸內(nèi)甲醛濃度隨噴射時(shí)刻推遲呈先增大后減小的趨勢(shì)。原因是噴射時(shí)刻為49°BTDC時(shí)缸內(nèi)最高燃燒溫度低于1 200 K，當(dāng)點(diǎn)火時(shí)刻推遲到45°BTDC時(shí)，缸內(nèi)最高燃燒溫度大于1 200 K，當(dāng)缸內(nèi)溫度超過1 200 K，甲醛能夠快速氧化，從而使缸內(nèi)甲醛濃度顯著下降；當(dāng)噴油時(shí)刻繼續(xù)推遲，由于缸內(nèi)最高燃燒溫度增加較小，甲醛氧化速度增加幅度減小，甲醛濃度下降幅度不明顯。

3 結(jié)論

a) 當(dāng)噴射時(shí)刻為57°BTDC，缸內(nèi)混合氣濃度分布均勻性差，濃混合氣主要集中在缸壁附近，推遲噴射時(shí)刻能在火花塞附近區(qū)域聚積濃混合氣，但是缸內(nèi)混合氣平均濃度減小，油束稀少區(qū)域混合氣超稀薄區(qū)域增大；

b) 推遲噴射時(shí)刻能夠改善缸內(nèi)混合氣燃燒質(zhì)量，缸內(nèi)最高燃燒壓力、溫度、放熱率峰值增加，且當(dāng)噴射時(shí)刻由49°BTDC推遲到45°BTDC時(shí)，缸內(nèi)最高燃燒壓力、溫度、放熱率峰值顯著增大；

c) 遲噴射時(shí)刻能夠減小未燃甲醇排放，當(dāng)噴射時(shí)刻由53°BTDC推遲到49°BTDC時(shí)，未燃甲醇排放顯著減少；

d) 噴射時(shí)刻由57°BTDC推遲到49°BTDC時(shí)，甲醛排放逐漸增大；當(dāng)噴射時(shí)刻推遲到45°BTDC時(shí)，缸內(nèi)最高燃燒溫度超過1 200 K，甲醛能快速氧化，導(dǎo)致甲醛排放顯著減少。