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        進(jìn)氣摻氫對柴油-天然氣雙燃料燃燒特性的影響

        2021-12-29 11:56:24彭益源龐晨晨張韋陳永范吉文陶麗
        車用發(fā)動機 2021年6期
        關(guān)鍵詞:發(fā)動機效率

        彭益源,龐晨晨,張韋,陳永,范吉文,陶麗

        (1.昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機重點實驗室,云南 昆明 650500;2.昆明云內(nèi)動力股份有限公司,云南 昆明 650224)

        柴油-天然氣(DN)雙燃料發(fā)動機以天然氣(NG)作為主要燃料,柴油作為引燃燃料為NG提供點火能量[1]。與傳統(tǒng)柴油發(fā)動機相比,DN發(fā)動機具有良好的燃油經(jīng)濟性,并且可有效降低炭煙和氮氧化物(NOx)的排放[2]。但有研究發(fā)現(xiàn),DN發(fā)動機處于中、低負(fù)荷工況時,由于其過量空氣系數(shù)較高、火焰?zhèn)鞑ニ俾事蚨紵式档蚚3],一氧化碳(CO)和未燃碳?xì)浠衔?UHC)排放增加[4]。一些研究指出,通過調(diào)整NG噴射正時[5]、引燃柴油量[6]及其噴油正時[7]、廢氣再循環(huán)(EGR)率[8]等關(guān)鍵參數(shù),可控制雙燃料的燃燒過程,改善燃燒和排放性能。此外,在DN發(fā)動機的進(jìn)氣中摻H2,也是改善發(fā)動機性能的有效手段[4]。H2具有層流燃燒速度快(約為NG的8倍)、熱值高、點火能量低、可燃范圍廣等特點,在燃燒室內(nèi)摻H2可提升火焰?zhèn)鞑ニ俾?,縮短燃燒持續(xù)期,提升燃燒效率,改善經(jīng)濟性[9]。

        對于發(fā)動機進(jìn)氣摻H2的研究,劉世文等[10]針對柴油-壓縮天然氣(CNG)雙燃料發(fā)動機總碳?xì)浠衔?THC)排放高的問題,通過進(jìn)氣摻H2試驗發(fā)現(xiàn),燃燒持續(xù)期明顯縮短,CO和THC排放降低,經(jīng)濟性提高。Wojciech Tutak等[11]利用單缸風(fēng)冷發(fā)動機研究CNG加H2對DN燃燒的影響,探討了70%負(fù)荷工況下H2的等熱值替代率極限。S. Ouchikh等[4]也利用單缸風(fēng)冷發(fā)動機進(jìn)行了H2對DN發(fā)動機燃燒特性影響的試驗研究,發(fā)現(xiàn)在70%負(fù)荷工況下,添加10%的H2可實現(xiàn)與純柴油運行相近的熱效率。Mohd Radzi等[12]通過CFD研究了H2-CH4-柴油三燃料的燃燒特性,發(fā)現(xiàn)H2可改善CH4的可燃性,但由于燃燒溫度提高,導(dǎo)致傳熱損失增加、熱效率降低。Pourya Rahnama等[13]利用CFD研究了不同負(fù)荷下H2對NG-柴油反應(yīng)活性控制壓燃(RCCI)發(fā)動機燃燒的影響。上述研究表明,當(dāng)前發(fā)動機進(jìn)氣摻H2的試驗研究無法反映缸內(nèi)燃燒過程的變化,而單純的CFD模擬難以體現(xiàn)各燃料間的相互影響。因此,有必要針對上述問題,采用CFD耦合柴油-天然氣-氫氣(DNH)三燃料化學(xué)動力學(xué)機理,進(jìn)行DN發(fā)動機進(jìn)氣摻H2的數(shù)值模擬研究。

        為了提高DN雙燃料發(fā)動機在中、低負(fù)荷工況的燃燒效率,降低CO和THC排放,本研究以D19高壓共軌柴油機為研究對象,利用3D-CFD耦合DNH三燃料化學(xué)動力學(xué)模型的方式,通過數(shù)值模擬,研究在較高NG替代率(60%)條件下,在進(jìn)氣中摻H2對DN雙燃料燃燒和排放的影響,為DN發(fā)動機進(jìn)氣摻H2技術(shù)的應(yīng)用提供理論依據(jù)。

        1 模型的構(gòu)建與驗證

        1.1 CFD模型的構(gòu)建

        本研究以D19型16氣門共軌柴油機為研究對象,其技術(shù)參數(shù)見表1。利用AVL FIRE構(gòu)建目標(biāo)柴油機的CFD模型。由于不考慮發(fā)動機進(jìn)、排氣過程的影響,因此仿真歷程為進(jìn)氣門關(guān)閉時刻到排氣門開啟時刻。D19發(fā)動機的噴油器為對稱分布,同時該發(fā)動機的燃燒室呈中心對稱結(jié)構(gòu),為了節(jié)約計算時間及計算工作量,構(gòu)建1/6燃燒室作為計算模型。計算過程中NG和H2在柴油噴射之前通過進(jìn)氣道進(jìn)入氣缸,柴油通過噴油器直噴進(jìn)入氣缸,噴油提前角為14°BTDC,噴油持續(xù)期為34°,噴油量為3.3 mg。表2示出CFD模型邊界及初始條件的設(shè)置,表3示出CFD子模型的選取。

        表1 仿真發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

        表2 邊界及初始條件

        表3 CFD子模型

        在CFD模型構(gòu)建過程中,網(wǎng)格尺寸是一個重要的參數(shù)設(shè)置,直接影響計算的精度和速度。較多的網(wǎng)格數(shù)量可以保證較高的計算精度,但是會占用大量計算時間和計算機內(nèi)存,導(dǎo)致計算資源的浪費;較少的網(wǎng)格數(shù)量可以提高計算速度,但同時會降低計算精度,造成計算結(jié)果的不準(zhǔn)確。本研究選取3種網(wǎng)格數(shù)的燃燒室模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證(見圖1),計算過程中對噴霧區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。圖2示出柴油機在2 200 r/min、50%負(fù)荷條件下,3種不同數(shù)量的網(wǎng)格模型計算得到的缸內(nèi)壓力和放熱率對比。從圖中可以看出,中等數(shù)量的網(wǎng)格尺寸2與網(wǎng)格密度較高的網(wǎng)格尺寸1的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線一致性較好,考慮到計算時間和精度,選擇網(wǎng)格尺寸2的CFD模型進(jìn)行后續(xù)計算。

        圖1 D19發(fā)動機上止點網(wǎng)格模型

        圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

        1.2 化學(xué)動力學(xué)機理的選取

        目前,對于DNH三燃料混合燃燒化學(xué)動力學(xué)機理的研究較為薄弱,現(xiàn)有的研究只是將柴油、NG、H2三種燃料單獨的燃燒機理進(jìn)行簡單組合[12],缺乏對DNH機理的系統(tǒng)構(gòu)建與驗證。因此,本課題組[17]將GRI 3.0 NG機理[18]與95/5vv柴油替代機理[19]、H2機理[20]組合,添加炭煙(Soot)生成機理[21]及其氧化機理[22-23],調(diào)整化學(xué)動力學(xué)參數(shù),構(gòu)建了DNH三燃料化學(xué)動力學(xué)機理。該機理規(guī)模較小,包含79種組分、244步反應(yīng),適合與CFD耦合進(jìn)行數(shù)值模擬,可分別對柴油、DN、DNH這3種模式下的缸內(nèi)燃燒進(jìn)行預(yù)測。圖3a和圖3b分別示出柴油、DN燃燒模式下缸內(nèi)壓力和放熱率的對比曲線。圖3a的計算工況為2 200 r/min、90%負(fù)荷,試驗值來自D19 型高壓共軌柴油機試驗數(shù)據(jù);圖3b的計算工況為2 000 r/min、80%負(fù)荷,天然氣替代率為27%,試驗值來自文獻(xiàn)[24],詳細(xì)的發(fā)動機技術(shù)參數(shù)參考文獻(xiàn)[24]。從圖中可以看出,兩種燃燒模式下,缸內(nèi)壓力和放熱率的模擬值與試驗值均具有較好的一致性。圖3c示出DNH缸內(nèi)壓力的對比曲線,計算方案見表4,發(fā)動機參數(shù)見文獻(xiàn)[10]。由圖3c可見,模擬值與試驗值隨著燃料組分的變化趨勢一致。因此,DNH三燃料機理可用于仿真計算。

        圖3 柴油、DN、DNH燃燒模式下DNH機理的驗證

        表4 DNH三燃料燃燒計算方案

        1.3 CFD模型的驗證

        利用CFD耦合DNH三燃料機理的方法進(jìn)行模擬計算,發(fā)動機工況選擇D19發(fā)動機的最大扭矩轉(zhuǎn)速2 200 r/min、50%負(fù)荷。圖4示出上述工況下缸內(nèi)壓力、放熱率和一氧化氮(NO)、Soot排放的試驗值與模擬值對比,試驗值來自D19柴油機臺架試驗數(shù)據(jù)。由圖可知,缸內(nèi)壓力和放熱率模擬值與試驗值曲線吻合度較好,NO和Soot排放模擬值與試驗值的誤差較小,分別為4.9%和3.0%。因此,本研究構(gòu)建的仿真模型可以較準(zhǔn)確地模擬D19發(fā)動機的缸內(nèi)燃燒過程以及污染物排放,滿足對真實發(fā)動機的仿真要求。

        圖4 CFD模型驗證

        2 DN燃燒關(guān)鍵參數(shù)的確定

        為了研究進(jìn)氣摻H2對高NG替代率DN燃燒的影響,需對NG替代率、噴油提前角、噴油持續(xù)期等關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行逐一確定。

        2.1 NG替代率對DN燃燒的影響

        在保持噴油提前角為14°BTDC、噴油持續(xù)期為34°不變的條件下,采用等熱值替代法將部分柴油用NG來代替,方案見表5。

        表5 NG替代率方案

        圖5示出不同NG替代率下的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線。隨著NG替代率的增加,缸內(nèi)壓力和放熱率的峰值均呈下降趨勢,并且峰值出現(xiàn)的時刻逐漸推遲。這是因為NG增加使柴油的量減少,點火能量減弱,再加上NG反應(yīng)活性較低、燃燒速率慢,導(dǎo)致燃燒持續(xù)期延長、后燃增加,熱效率降低。當(dāng)NG替代率達(dá)到60%時,缸內(nèi)燃燒惡化,缸壓和放熱率大幅下降。

        圖5 NG替代率對DN燃燒的影響

        2.2 噴油提前角對DN燃燒的影響

        為了改善60% NG替代率下的燃燒品質(zhì),保持噴油量1.32 mg和噴油持續(xù)期34°不變,改變噴油提前角,計算中分別取14°,18°,22°,24°,26°BTDC。

        在本研究中,燃燒效率ηc為燃料化學(xué)能通過燃燒轉(zhuǎn)化為熱能的百分比:

        (1)

        式中:Q1為單缸每循環(huán)燃燒放熱量;gb為單缸每循環(huán)燃料消耗量;Hu為燃料低熱值。

        圖6a示出噴油提前角對缸內(nèi)壓力的影響。隨著噴油時刻提前,缸內(nèi)壓力增大,燃燒品質(zhì)得到改善。圖6b示出噴油提前角對累計放熱量的影響,CA10表征著火時刻,CA50表征燃燒重心時刻,CA90表征放熱截止時刻,CA10到CA90之間經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角為燃燒持續(xù)期。由圖可知,噴油時刻提前,可使著火時刻前移,燃燒重心向上止點方向靠近,燃燒持續(xù)期縮短,可適當(dāng)彌補由于NG替代率增加而導(dǎo)致燃燒速率減慢、燃燒效率降低的問題,這使得放熱率峰值隨著噴油時刻的提前而增大(見圖6c)。由圖6d可見,隨著噴油時刻提前,發(fā)動機的燃燒效率增加,與噴油提前角14°BTDC相比,當(dāng)噴油提前角為18°BTDC,22°BTDC,24°BTDC,26°BTDC時,燃燒效率分別提升了4.9%,9.0%,9.3%,8.7%,其中,當(dāng)噴油提前角為24°BTDC時,缸內(nèi)燃燒效率達(dá)到81.5%。

        圖6 噴油提前角對DN燃燒的影響

        2.3 噴油持續(xù)期對DN燃燒的影響

        噴油持續(xù)期對DN的燃燒過程也有較大影響,持續(xù)期過大將導(dǎo)致后燃增加,因此,需對噴油持續(xù)期進(jìn)行調(diào)整,以尋求更高的燃燒效率。在60%的NG替代率下,保持噴油量1.32 mg和噴油提前角24°BTDC不變,改變噴油持續(xù)期,計算中分別取34°,29°,24°,22°。

        圖7a示出噴油持續(xù)期對缸內(nèi)壓力的影響,縮短引燃柴油的噴油持續(xù)期,可使缸內(nèi)壓力的峰值大幅度增加。較短的噴油持續(xù)期會使更多的柴油參與燃燒,同時也使更多NG被引燃,燃燒重心提前,燃燒持續(xù)期縮短(見圖7b),從而提高了燃燒等容度,改善了燃燒品質(zhì)。放熱率峰值隨著噴油持續(xù)期的縮短而增大,并且峰值出現(xiàn)的時刻也隨之提前(見圖7c)。圖7d示出噴油持續(xù)期對燃燒效率的影響,縮短噴油持續(xù)期,燃燒效率總體呈現(xiàn)增加的趨勢,當(dāng)噴油持續(xù)期為24° 時,燃燒效率達(dá)到86.0%,與噴油持續(xù)期為34° 時相比提高了5.5%。

        圖7 噴油持續(xù)期對DN燃燒的影響

        NG替代率為60%,噴油提前角為24°BTDC,噴油持續(xù)期為24°時,DN雙燃料發(fā)動機的燃燒效率為86.0%,下文將在此基礎(chǔ)上研究進(jìn)氣摻H2對雙燃料燃燒的影響。

        3 進(jìn)氣摻H2對雙燃料燃燒的影響

        3.1 DNH三燃料計算方案

        通過3D-CFD耦合DNH三燃料化學(xué)動力學(xué)機理,進(jìn)行DN雙燃料摻H2燃燒的研究,雙燃料發(fā)動機的NG替代率為60%,在保持柴油量不變的情況下,將部分NG等熱值替換成H2,計算方案見表6。H2在進(jìn)氣道中與NG、空氣混合后進(jìn)入氣缸,柴油采用缸內(nèi)直噴,噴油量為1.32 mg,噴油提前角為24°BTDC,噴油持續(xù)期為24°。

        表6 DNH三燃料熱值分配方案

        3.2 DNH三燃料計算結(jié)果分析

        3.2.1 進(jìn)氣摻H2對燃燒的影響

        圖8a和圖8b分別示出DNH燃燒的缸內(nèi)壓力和溫度。當(dāng)H2替代率為5%和10%時,缸內(nèi)壓力和溫度并未明顯提升,這是因為摻H2率小,對缸內(nèi)燃燒的影響較小。隨著H2的增加,缸內(nèi)壓力和溫度的峰值隨之增大,但當(dāng)H2替代率達(dá)到25%時,壓力和溫度的峰值則有所下降,燃燒效率降低,這是由于過多的H2使發(fā)動機有爆震傾向,燃燒惡化。圖8c示出DNH燃燒放熱率。由圖8c可見,隨著H2摻入比例的增加,放熱率的峰值增大,H2的燃燒速度約為NG的8倍,燃燒速度增加會使放熱更為集中。圖8d示出DNH的燃燒效率,與缸內(nèi)壓力的變化規(guī)律相似,當(dāng)H2替代率為5%和10%時,受限于摻H2率較低,燃燒效率較低;隨著H2的增加,燃燒效率隨之增大,最高可達(dá)95.7%,此時H2替代率為20%,與不摻H2時相比,燃燒效率增加了11.3%。

        圖8 DNH的燃燒過程

        圖9示出DNH燃燒過程中關(guān)鍵自由基O、H、OH的發(fā)展歷程。由圖9可見,隨著H2的增加,3種自由基的峰值均隨之增大。當(dāng)摻入25%的H2時,O,H,OH質(zhì)量分?jǐn)?shù)的峰值分別增加了20.2%,12.9%,22.8%,缸內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)速率提升,燃燒持續(xù)期縮短,燃燒效率顯著增加。

        圖9 DNH燃燒過程關(guān)鍵自由基的發(fā)展歷程

        3.2.2 進(jìn)氣摻H2對排放的影響

        圖10a示出燃用DNH的THC排放。由圖10a可見,隨著H2摻入比例增加,THC顯著降低,當(dāng)H2替代率為5%,10%,15%,20%,25%時,THC分別下降12.7%,22.7%,32.0%,40.3%,49.0%。部分NG被H2替代,碳?xì)淙剂峡傎|(zhì)量減少,另外H2的摻入使燃燒效率增加,從而抑制了THC的排放。

        圖10 DNH燃燒的污染物排放

        圖10b示出燃用DNH的CO排放,隨著H2摻入比例的增加,CO明顯降低,當(dāng)H2替代率為5%,10%,15%,20%,25%時,CO分別降低6.6%,14.2%,21.3%,28.9%,37.4%。CO主要是柴油和NG不完全燃燒的產(chǎn)物,而H2的加入提高了燃燒效率,減少柴油與NG的不完全燃燒,從而降低CO排放。此外,在NG中加入H2增加了高活性自由基O,H,OH的質(zhì)量分?jǐn)?shù),使缸內(nèi)氧化反應(yīng)速率提高,增強了NG的稀燃穩(wěn)定性,減少了CO排放。

        圖10c示出燃用DNH的CO2排放,隨著H2摻入比例的增加,CO2排放降低,當(dāng)H2替代率為5%,10%,15%,20%,25%時,CO2分別降低了2.2%,4.6%,7.1%,10.0%,12.7%。CO2是碳?xì)淙剂贤耆紵漠a(chǎn)物,在引燃柴油量不變的情況下,H2的摻入替代了部分NG,CO2排放隨之降低。

        圖10d示出燃用DNH的NO排放,當(dāng)H2替代率為5%,10%,15%,20%,25%時,NO分別增加了4.4%,6.0%,8.7%,10.0%,14.3%。在缸內(nèi)氧濃度不變的條件下,摻入H2使燃燒效率增加,缸內(nèi)溫度隨之增加,促進(jìn)了NO的生成。

        4 結(jié)論

        a) DN雙燃料發(fā)動機進(jìn)氣中摻適量H2,可促進(jìn)高活性自由基O,H,OH的生成,提高缸內(nèi)化學(xué)反應(yīng)速率,加快NG燃燒速率,改善了發(fā)動機燃燒品質(zhì);

        b) 當(dāng)NG替代率為60%,噴油提前角為24°BTDC,且噴油持續(xù)期為24°時,DN雙燃料可達(dá)到86.0%的燃燒效率;摻入20%的H2可使燃燒效率提升11.3%,達(dá)到95.7%;

        c) DN雙燃料發(fā)動機摻H2,可顯著降低THC,CO,CO2排放,H2替代率為25%時,THC減少49.0%,CO降低37.4%,CO2下降12.7%,但由于燃燒溫度的增加,會使NO排放增加14.3%。

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