蔣炎坤，陳燁欣，何都，魯偉，梅梓晗

(華中科技大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

面對我國“缺油、少氣、富煤”的資源特點，在“保能源安全”的背景下，煤制甲醇是一種理想的發(fā)動機燃料。此外，通過可再生能源捕獲CO制取甲醇，并將其作為能源的移動載體是實現(xiàn)“碳中和”的途徑之一。甲醇具有來源廣泛、可再生、辛烷值高、氧含量高、火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤斓奶匦裕状计瘽摕岽?，冷啟動困難。在催化劑作用下，通過回收發(fā)動機尾氣余熱可以將液態(tài)甲醇催化裂解為甲醇裂解氣。理想狀態(tài)下該裂解氣為一種富氫氣體，其H與CO物質(zhì)的量之比是2∶1，能夠有效解決液態(tài)甲醇冷啟動困難和腐蝕性問題，同時回收利用了尾氣余熱。甲醇裂解氣中富含氫氣，點火能量低、放熱速度快、可燃極限廣，從而使發(fā)動機缸內(nèi)燃燒更接近定容燃燒。研究表明，將甲醇裂解氣作為燃料可以提高發(fā)動機的經(jīng)濟性和排放性能，對于點燃式發(fā)動機，當量燃料消耗率較原機下降可達24%，NO和CO排放分別可下降90%和50%。在動力性方面，使用甲醇裂解氣會導(dǎo)致充氣效率下降，從而導(dǎo)致全負荷輸出功率減小。目前，大多數(shù)研究都集中在純甲醇裂解氣、汽油摻燒甲醇裂解氣以及甲醇摻燒氫氣等燃料的燃燒特性研究上，較少涉及到甲醇與甲醇裂解氣的摻混燃燒，因此在甲醇發(fā)動機上進行摻混甲醇裂解氣的研究具有重要的理論價值和現(xiàn)實意義。本研究在前期研究的基礎(chǔ)上，以一臺進氣道預(yù)混甲醇點燃式發(fā)動機為原型，對甲醇摻燒甲醇裂解氣當量比燃燒特性進行了研究，為甲醇裂解氣實際應(yīng)用于甲醇發(fā)動機摻混燃燒提供了理論依據(jù)。

1 發(fā)動機模型建立與驗證

試驗和仿真所使用的進氣道預(yù)混甲醇點燃式發(fā)動機主要參數(shù)見表1。根據(jù)表中的幾何數(shù)據(jù)，在不影響計算分析準確性的前提下，考慮計算效率，建立帶進排氣道的單缸模型(見圖1)。

表1 甲醇發(fā)動機參數(shù)

三維模型的基本網(wǎng)格尺寸設(shè)置為2 mm，同時對局部進行網(wǎng)格加密：加密進排氣門和氣門座附近網(wǎng)格至1 mm，設(shè)置半徑為5 mm的球形區(qū)域，加密火花塞附近網(wǎng)格至0.25 mm。因為在計算中主要關(guān)注缸內(nèi)燃燒對發(fā)動機的影響，為了提高計算效率，減少計算時間，未對排氣道網(wǎng)格進行加密處理。

圖1 甲醇發(fā)動機三維模型

基于Converge進行三維仿真，湍流模型采用RANS(Reynolds-Averaged Navier-Stokes)模型，點火模型采用Source/sink modeling模型，燃燒模型采用SAGE模型來模擬甲醇發(fā)動機的預(yù)混燃燒，傳熱模型采用Han-Reitz模型，NO排放模型采用擴展Zeldovich模型。根據(jù)臺架試驗數(shù)據(jù)和相關(guān)經(jīng)驗數(shù)據(jù)給出模型的邊界條件(見表2)。

表2 邊界條件設(shè)定

圖2示出了發(fā)動機臺架示意。試驗過程中，測功機經(jīng)由彈性聯(lián)軸器與甲醇發(fā)動機相連，控制發(fā)動機的轉(zhuǎn)速和負載，測功機另一端連接上位機，可以直接記錄和調(diào)整運行參數(shù)。供油油路中，液態(tài)甲醇通過燃油濾清器、醇耗儀進入供油油軌并同時記錄甲醇消耗量。選取發(fā)動機轉(zhuǎn)速分別為1 500 r/min，2 000 r/min，2 500 r/min和3 000 r/min，為了保證發(fā)動機的動力性和經(jīng)濟性，同時考慮到工作負荷，控制CA50為6°～10°ATDC，缸壓峰值不超過9 MPa。在運行穩(wěn)定后，記錄缸壓、轉(zhuǎn)速、扭矩和醇耗量等參數(shù)。通過甲醇機試驗缸壓數(shù)據(jù)驗證三維模型，選取的工況見表3。

圖2 發(fā)動機臺架示意

表3 試驗工況

缸內(nèi)壓力試驗及模擬曲線對比結(jié)果見圖3。表4示出了缸壓峰值誤差Δ及缸壓峰值的曲軸轉(zhuǎn)角誤差Δ。

圖3 試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對比

表4 缸壓峰值誤差Δpi與曲軸轉(zhuǎn)角誤差Δθi

從圖3和表4中可以看出，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果符合良好，最大缸壓及其對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角最大誤差分別為0.1 MPa和3°。因此，基于上述標定模型能較準確地進行原機的燃燒特性分析。

2 替代比對發(fā)動機特性的影響分析

固定轉(zhuǎn)速為2 500 r/min，進氣壓力為 98.7 kPa，過量空氣系數(shù)為1，改變甲醇裂解氣替代比(Substitution Ratio，SR)，分別為0%(純甲醇)，10%，30%，50%和80%，研究裂解氣替代比對甲醇發(fā)動機燃燒特性及性能的影響。理想條件下甲醇完全裂解反應(yīng)如下：

(1)

根據(jù)式(1)定義甲醇裂解氣是物質(zhì)的量之比為2∶1的H與CO的混合氣。替代比定義為甲醇裂解氣質(zhì)量與燃料總質(zhì)量的比值，即

(2)

式中：SR為甲醇裂解氣替代比；為甲醇裂解氣質(zhì)量；為液態(tài)甲醇質(zhì)量。

2.1 對燃燒特性的影響

為了探究甲醇裂解氣替代比對缸內(nèi)燃燒的影響，保持發(fā)動機點火提前角為13.5°不變。圖4示出了替代比分別為0%，10%，30%，50%和80%情況下的缸內(nèi)壓力曲線。

圖4 不同替代比下的缸壓曲線

隨著替代比的增大，缸壓峰值不斷提高，對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角不斷前移。相比于純甲醇，最大缸壓相應(yīng)增大0.60 MPa，1.11 MPa，1.41 MPa和1.95 MPa，增大比例分別為12.3%，22.8%，30.0%和40.0%，對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角相應(yīng)提前了4°，6°，8°和16°。當替代比達到80%時，缸內(nèi)最大壓力已經(jīng)出現(xiàn)在上止點之前。這是因為隨著替代比增大，混合氣中的氫氣含量增加，而氫氣火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，放熱重心前移從而?dǎo)致缸壓峰值對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角不斷提前。

圖5示出不同替代比下的放熱率曲線，圖中CA10，CA50和CA90分別表示累計放熱量為10%，50%和90%所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。

圖5 不同替代比下的放熱率曲線

由圖5放熱率曲線可以看出，隨著替代比的增大，放熱率變化趨勢與缸壓的變化趨勢相同，放熱率峰值分別達到59 J/(°)，66 J/(°)，83 J/(°)，92 J/(°)和133 J/(°)，相應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角不斷前移，釋放熱量更加集中且迅速，當替代比達到80%時，放熱已經(jīng)主要集中在上止點之前，這也進一步說明了該條件下最大缸內(nèi)壓力出現(xiàn)在壓縮階段的原因。

表5示出不同替代比下的燃燒特征參數(shù)，表中表示燃燒持續(xù)期，定義為CA90和CA10的差值。由表5可知， 甲醇裂解氣替代比的增加會導(dǎo)致CA10，CA50和CA90都不斷提前，并且燃燒持續(xù)期逐漸縮短，與放熱率規(guī)律一致。這是因為甲醇裂解氣是一種富氫燃料，氫氣的點火能量低，層流火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，有利于火核的穩(wěn)定形成，因此滯燃期縮短，CA10提前；同時氫氣層流火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，相同時間內(nèi)釋放出更多熱量，放熱率峰值提高，放熱集中在上止點，急燃期縮短，CA50提前；同時后燃期也會加快結(jié)束，整體的燃燒持續(xù)期縮短。

表5 不同替代比下的燃燒特征參數(shù)

2.2 對發(fā)動機做功性能的影響

固定轉(zhuǎn)速為2 500 r/min，改變點火正時，通過三維仿真研究不同摻燒比例對發(fā)動機做功能力的影響。做功能力用平均指示壓力(Indicated Mean Engine Pressure，IMEP)表征，表示活塞單位面積上的作用力。

從圖6可以看出，對于給定的替代比，點火提前角不斷增大會導(dǎo)致IMEP先增大后減小。當點火提前角過小時，整個燃燒過程后移，最大壓力對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角偏離上止點，做功能力下降；當點火提前過大時，會造成過多燃料在上止點之前燃燒，導(dǎo)致壓縮負功變大，動力性能下降。

圖6 不同替代比下平均指示壓力與點火提前角的關(guān)系

對比不同替代比下的最佳提前角可以發(fā)現(xiàn)，替代比的增大會導(dǎo)致最佳點火提前角逐漸推遲，當替代比為0%(純甲醇)，10%，30%，50%和80%時，對應(yīng)的最佳點火提前角分別為13.5°，13.5°，12°，10.5°和4.5°BTDC。由前文對缸壓曲線及放熱率曲線的分析可知，增大甲醇裂解氣的替代比，混合氣的燃燒速度加快，放熱重心前移，更加靠近上止點，造成壓縮階段的壓縮負功增加，因此需要推遲點火提前角以達到較好的動力輸出。同時，即使在最佳點火提前角下，隨著替代比的增大，發(fā)動機的IMEP逐漸減小，從原機的1.11 MPa分別減小為1.10 MPa，1.07 MPa，1.03 MPa和0.97 MPa，下降比例達到了0.9%，3.6%，7.2%和12.6%。動力性能逐漸下降，主要原因是進入缸內(nèi)的工質(zhì)質(zhì)量和總熱值減少(見圖7)。

當替代比為10%，30%，50%和80%時，進入缸內(nèi)的總質(zhì)量相比于純甲醇分別下降了2.43%，6.85%，9.38%和16.98%，進入缸內(nèi)的燃料總熱值分別下降了1.08%，3.37%，3.59%和6.32%。在進氣壓力不變時，每循環(huán)進入氣缸的氣體體積未發(fā)生明顯變化。當燃料為當量比混合時，相同體積下甲醇裂解氣與空氣的混合氣熱值要小于純甲醇與空氣的混合氣熱值。因此雖然甲醇裂解氣能夠回收部分發(fā)動機尾氣余熱能量，熱值更高，但進入氣缸的燃料總量和總熱值會不斷下降，并且替代比越大，下降越明顯。

圖7 不同替代比下的進缸燃料質(zhì)量和熱值變化

2.3 對指示熱效率的影響

固定發(fā)動機的轉(zhuǎn)速和負荷不變，同時調(diào)整其到最佳點火提前角，通過三維仿真研究不同替代比對指示熱效率的影響。這里分別定義兩種指示熱效率，綜合指示熱效率和燃料指示熱效率：

(3)

(4)

式中：表示單缸循環(huán)指示功；表示每循環(huán)進入缸內(nèi)燃料的總熱值；表示每循環(huán)從尾氣中回收的熱量。對于，認為甲醇裂解氣熱值中有部分來自于尾氣中的能量，消耗的甲醇裂解氣熱值應(yīng)該以等質(zhì)量的氣態(tài)甲醇熱值來進行計算，即是考慮尾氣余熱回收后的熱效率。而則不考慮甲醇裂解氣的能量來源，只考慮進缸燃料在缸內(nèi)的燃燒情況，即是沒有考慮尾氣余熱回收的熱效率。

圖8示出了指示熱效率隨甲醇裂解氣替代比的變化曲線。如圖8所示，隨著替代比的增大，綜合指示熱效率先增大后減小，在替代比為50%時達到最大值，為41.26%，而燃料指示熱效率則一直呈現(xiàn)下降趨勢。主要原因是，甲醇裂解氣富含氫氣，火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤欤瑫?dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度升高，相應(yīng)的壁面?zhèn)鳠釗p失增大，在相同的輸出功下需要更大的進缸總熱值，燃料指示熱效率下降；進缸總熱值增大，其中余熱回收的能量也在不斷增大，兩種因素共同決定了綜合指示熱效率的變化。

圖8 不同替代比下的指示熱效率變化

表6示出了在相同轉(zhuǎn)速與負荷下，不同替代比下進缸總熱值、余熱回收能量和凈能量-。可以看到，隨著替代比的增大，凈能量先減小后增大，但一直小于純甲醇工況下的燃料熱值，因此相應(yīng)的綜合熱效率先增大后減小，但均高于原機。

表6 不同替代比下進缸能量

3 結(jié)論

a) 甲醇發(fā)動機摻混甲醇裂解氣后，缸內(nèi)的燃燒重心前移，燃燒過程縮短，放熱更加集中，更接近等容燃燒；缸壓峰值和放熱率峰值呈現(xiàn)升高的趨勢，對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角提前；

b) 對于給定的甲醇裂解氣替代比，IMEP隨著點火提前角的增加先增大后減小；隨著替代比的增大，最佳點火提前角會逐漸推遲；在最佳點火正時下，發(fā)動機動力性能會隨著替代比增加有所下降，當替代比為10%，30%，50%和80%時，IMEP下降比例分別為0.9%，3.6%，7.2%和12.6%;

c) 在最佳點火提前角下，隨著替代比的增大，燃料指示熱效率有所降低；但由于甲醇裂解裝置通過裂解甲醇回收了部分尾氣余熱，所以考慮尾氣余熱回收后的綜合指示熱效率先增大后減小,且始終高于原機效率。