羅修超,吳強(qiáng)
(四川航天職業(yè)技術(shù)學(xué)院,成都610100)
天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)主要排放是 CO、非甲烷HC(NMHC)、 CH4、 NOx。 其中 CO、 NMHC由于自身理化特性比較容易在發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣后處理中被氧化,CH4由于結(jié)構(gòu)穩(wěn)定,不易被氧化,而NOx的處理則需要通過還原反應(yīng);同時(shí),在優(yōu)化燃空比的時(shí)候,CH4和NOx的生成關(guān)系相互矛盾,所以天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排放控制的難點(diǎn)在于平衡CH4和NOx排放[1]。出于成本和技術(shù)方面的原因,當(dāng)前天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)大多采用稀薄燃燒+氧化催化后處理的技術(shù)方案來滿足排放要求。其利用稀薄燃燒的方式在發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)降低NOx排放,結(jié)合氧化催化器對(duì)CH4、NMHC、CO進(jìn)行機(jī)外凈化,從而達(dá)到當(dāng)前的國家排放要求[2-3]。
為改善稀薄燃燒的發(fā)動(dòng)機(jī)功率輸出,部分廠商采用稀薄燃燒+低比例廢氣再循環(huán) (EGR)燃燒模式,在保證NOx低排放的情況下,適度提高混合氣的燃空比。這樣可以在依然只采用氧化催化后處理技術(shù)條件下達(dá)到國Ⅴ排放,并在滿足國Ⅴ排放前提下,一定程度上改善發(fā)動(dòng)機(jī)的功率輸出。然而這種稀薄燃燒+低比例EGR燃燒模式的排放潛力依然不夠,不能滿足更高的排放要求[4-5]。為此,本研究對(duì)采用稀薄燃燒+低比例EGR的燃燒模式和當(dāng)量燃燒+高比例EGR的燃燒模式的2種發(fā)動(dòng)機(jī)性能進(jìn)行數(shù)值模擬,旨在研究這2種燃燒模式下的發(fā)動(dòng)機(jī)的性能潛力。
用AVL-Fire軟件對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程進(jìn)行模擬研究。模擬研究對(duì)象為中國重型汽車集團(tuán)有限公司某直列6缸增壓中冷天然氣發(fā)動(dòng)機(jī) (以下稱為原機(jī)),主要參數(shù)如表1所示。用AVL-Fire軟件建立發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型,以進(jìn)氣上止點(diǎn)180°曲軸轉(zhuǎn)角 (°CA)為初始時(shí)刻,對(duì)進(jìn)氣和做功沖程進(jìn)行動(dòng)網(wǎng)格劃分,如圖1所示。
圖1 燃燒模型動(dòng)網(wǎng)格劃分
本次模擬忽略進(jìn)氣道和氣門結(jié)構(gòu)對(duì)缸內(nèi)混合氣運(yùn)動(dòng)影響,及活塞頂部、燃燒室頂部、缸套內(nèi)表面的溫度變化。計(jì)算初始條件和邊界條件如表2所示。
表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)
表2 計(jì)算參數(shù)和邊界條件
在發(fā)動(dòng)機(jī)1 400 r/min、100%節(jié)氣門開度(100%負(fù)荷)的試驗(yàn)工況點(diǎn)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型進(jìn)行模擬校正。以原機(jī)的臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ),發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型選擇正確的點(diǎn)火模型、燃燒模式等,并調(diào)整相關(guān)參數(shù),使發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型的缸內(nèi)壓力曲線與臺(tái)架試驗(yàn)的缸內(nèi)壓力曲線相匹配。校正結(jié)果如圖2所示。從圖2中可見,急燃期內(nèi),發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型的缸內(nèi)壓力曲線和缸內(nèi)最高壓力與試驗(yàn)值略有差異,但相對(duì)誤差在5%以內(nèi),滿足工程應(yīng)用要求。因此,可以認(rèn)為發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型對(duì)試驗(yàn)工況點(diǎn)的模擬是可靠的。
圖2 缸內(nèi)壓力模擬曲線和試驗(yàn)曲線對(duì)比
利用燃燒仿真模型,在1 400 r/min、100%負(fù)荷工況點(diǎn),分別研究3種稀燃燃空比 (燃空比為0.708、0.688和0.668)在不同EGR率下的發(fā)動(dòng)機(jī)性能,并與同工況下的原機(jī)性能 (采用稀燃模式,優(yōu)化燃空比和點(diǎn)火提前角,輔以氧化催化后處理技術(shù)來滿足國Ⅴ排放要求)進(jìn)行比較,結(jié)果如圖3所示。 圖3a) ~3d) 中9.5 MPa、 376.2°CA、10.2 E-02%及2E-02%四條直線分別表示原機(jī)的缸內(nèi)最高壓力、燃燒重心位置、CH4排放和NOx排放。由圖3可見,隨著EGR率的上升,參與再循環(huán)的廢氣量逐漸增多,缸內(nèi)氣體比熱容逐漸增大,滯燃期和急燃期被延長,缸內(nèi)壓力峰值逐漸降低,如圖3a)所示;燃燒重心不斷后移,但后移速度在EGR率達(dá)到某個(gè)值后加快,如圖3b)所示;CH4排放隨著EGR率的增大不斷增加,當(dāng)EGR率增大到一定值后,CH4排放急劇上升,且隨著燃空比的減少,EGR率稍增加,CH4排放增加就很大,如圖3c)所示;NOx排放隨著EGR率的上升先急劇下降然后趨于平緩,且燃空比越大,EGR對(duì)NOx的遏制作用越明顯,如圖3d)所示。
圖3 不同EGR率對(duì)稀薄燃燒的影響
與原機(jī)各性能參數(shù)對(duì)比發(fā)現(xiàn),由于缸內(nèi)存在少量EGR,所以只有當(dāng)燃空比取較大值時(shí),才能在滿足排放優(yōu)于稀薄燃燒的情況下,發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能同時(shí)得到提升,但選取匹配稀薄燃燒的EGR率范圍狹窄。當(dāng)燃空比取0.708,EGR率取0.16時(shí),缸內(nèi)最高壓力提高8.4%,CH4下降18.7%,NOx下降26.2%。
為達(dá)到較好的排放目標(biāo)和發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能,當(dāng)量燃燒+EGR燃燒模式需要采用比稀薄燃燒+ERG燃燒模式更高的EGR率。對(duì)當(dāng)量燃燒以及2個(gè)低一點(diǎn)的燃空比 (燃空比為0.9和0.8)在不同EGR率下的發(fā)動(dòng)機(jī)性能進(jìn)行模擬研究,并與在同工況下的原機(jī)性能進(jìn)行比較,結(jié)果如圖4所示。
圖4 不同EGR率對(duì)當(dāng)量燃燒的影響
由圖4可知,當(dāng)量燃燒+EGR燃燒模式下的缸內(nèi)壓力峰值隨EGR率的上升而下降,變化趨勢(shì)與稀薄燃燒+低比例EGR的情況相似,但壓力峰值隨EGR率的變化更明顯,如圖4a)所示;燃燒重心隨EGR率的上升而上升,在EGR率達(dá)到一定值后,上升趨勢(shì)加快,且隨著燃空比增大,這個(gè)值越大,如圖4b)所示;CH4排放與稀薄燃燒+低比例EGR燃燒模式的變化一致,但是,由于當(dāng)量燃燒時(shí)前期火焰發(fā)展快速,且缸內(nèi)氧氣含量更少,導(dǎo)致后期部分混合氣燃燒不太充分,使CH4排放在EGR率較低時(shí)就略高于燃空比為0.9時(shí)的CH4排放,如圖4c)所示;NOx排放隨EGR的變化趨勢(shì)同樣與稀燃+低比例EGR燃燒模式的變化一致,但是,由于當(dāng)量燃燒時(shí)缸內(nèi)混合氣氧含量降低,遏制了NOx的產(chǎn)生,使當(dāng)量燃燒的NOx排放比燃空比為0.8的還低,如圖4d)所示。
與原機(jī)性能參數(shù)對(duì)比發(fā)現(xiàn),當(dāng)燃空比取0.8和0.9時(shí),雖然能通過選取合適的EGR率獲得發(fā)動(dòng)機(jī)排放和動(dòng)力性能共同提升,且在滿足最高燃燒壓力和NOx排放要求后,CH4的排放有所降低,但是NOx和CH4均處于開始急劇上升階段。當(dāng)燃空比取值為1時(shí),通過匹配不同的EGR率,可找到排放和動(dòng)力性能都優(yōu)于稀薄燃燒的EGR率區(qū)域,且EGR率的優(yōu)選范圍較大,而且NOx和CH4排放變化均緩慢。當(dāng)燃空比取1,EGR率取0.3時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)最高壓力提高34.7%,CH4下降67.6%,NOx下降66.7%。
(1)稀薄燃燒+低比例EGR的燃燒模式需要采用比稀薄燃燒模式更大的燃空比,才能在滿足排放優(yōu)于稀薄燃燒的情況下,發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能同時(shí)得到提升,但是適合稀薄燃燒的EGR率范圍狹窄。
(2)采用當(dāng)量燃燒+高比例EGR燃燒模式,通過匹配不同的EGR率,可找到排放和動(dòng)力性能都優(yōu)于稀薄燃燒模式的EGR率區(qū)域,且EGR率的選配范圍較大。
(3)對(duì)比稀薄燃燒+低比例EGR和當(dāng)量燃燒+高比例EGR兩種不同的燃燒模式發(fā)現(xiàn),在模擬工況下,當(dāng)量燃燒+高比例EGR燃燒模式能使發(fā)動(dòng)機(jī)在滿足更好的排放性能的同時(shí)獲得更好的動(dòng)力提升。