王大健，于 笑，李 晶

(南京工業(yè)大學 機械與動力工程學院, 江蘇省 南京市 211816)

1 引言

隨著國民經濟的飛速發(fā)展，內燃機發(fā)電應用范圍越來越廣泛[1]。在一些重要部門(如郵電、高層建筑、礦山、金融機構、商場、醫(yī)院等)可以其作為備用應急電源；在軍事上，隨著我軍裝備現(xiàn)代化的發(fā)展，其應用范圍也急劇擴大，成為各軍兵種、各武器系統(tǒng)中(如導彈、高炮、通信、艦船、電子對抗等)不可缺少的重要裝備；在滿足特種用電(如海洋石油鉆井平臺、沙漠石油勘探、大型露天礦開采用移動電站)方面，內燃機電站也有其不可替代的地位[2]。然而，燃用傳統(tǒng)燃料的內燃機發(fā)電勢必會造成環(huán)境污染[3]和能源短缺[4]。

為了應對當今社會面臨的能源和環(huán)境問題，我國將“碳達峰”、“碳中和”確定為國家自主貢獻目標，這將對中國內燃機發(fā)電的發(fā)展產生深遠影響。隨著生物質能轉換技術的發(fā)展，通過生物質能來發(fā)電的方式逐漸多樣化[5]。大量研究表明，醇類燃料是生物質能中極具潛力的燃料[6]。在醇類燃料中，正辛醇因其高能量密度和高十六烷值而具有與柴油相近的燃料特性，被認為是醇類燃料中替代柴油的理想選擇[7]。相比于傳統(tǒng)燃料，醇類燃料不僅表現(xiàn)出比較優(yōu)勢的燃燒特性，并且能夠通過木質纖維素生產得到，是可再生能源[8]。盡管醇類燃料燃燒會產生碳排放，但木質纖維素可進行光合作用，吸收CO2產生O2。對于整個碳循環(huán)生命周期而言，該過程實現(xiàn)了“零碳”排放[9]。因此，應用生物質內燃機對促進“雙碳”的發(fā)展目標有著重要意義。

然而，傳統(tǒng)內燃機的噴射策略是以柴油作為應用燃料進行設計的。若將使用燃料由柴油改為生物燃料，由于燃料物理化學性質改變會導致缸內混合氣形成及燃燒過程發(fā)生變化，進而影響內燃機工作性能。因此，為使得生物質能柴油發(fā)電機實現(xiàn)較高的效率和較低的污染，需要對其噴射策略進行優(yōu)化。大量研究表明，噴射正時(Start of Injection, SOI)對內燃機的效率、排放和經濟性有很大影響[10-11]。黃祿豐等[12]發(fā)現(xiàn)改變內燃機SOI能夠改善燃燒和排放特性。Arash，Tuan和Surya等[13-15]都研究提前SOI對內燃機的影響，結果顯示在低負荷下提前SOI有利于提高內燃機的燃燒效率，降低NOx和soot排放。此外，噴射錐角對內燃機燃燒、排放特性的研究越來越受重視。Zhou等[16]研究了噴射錐角對柴油機燃燒及排放特性帶來的影響。Shu等[17]基于計算流體力學(Computational Fluid Dynamics, CFD)和簡化化學動力學模型研究了噴油嘴噴射角對天然氣/柴油雙燃料內燃機燃燒和排放特性的影響。因此，優(yōu)化SOI和噴油錐角進行優(yōu)化對改善生物質內燃機的燃燒和排放特性具有重要意義。

因此，作者提出基于數(shù)值模擬及計算的正交設計法，研究正辛醇內燃機在1500r/min和2400r/min下，SOI和噴射錐角兩個參數(shù)對內燃機燃燒和排放特性的影響，并優(yōu)化噴射策略，獲得最優(yōu)工況。

2 研究方法

2.1 KIVA4-CHEMKIN

多維CFD是研究內燃機燃燒和排放特性的一種有效的方法[18,19]。采用KIVA-CHEMKIN耦合代碼開展3-D內燃機燃燒過程模擬。KIVA[20]是基于Fortran語言編寫的CFD計算代碼。通過將CHEMKIN與KIVA耦合，可以實現(xiàn)詳細的化學動力學計算。具體過程如圖1所示。

圖1 KIVA與CHEMKIN的耦合原理圖Fig.1 Coupling schematic of KIVA and CHEMKIN

通過輸入邊界條件/初始條件(表1)和燃料參數(shù)，并對網格進行流場計算，當某一單元網格溫度達到指定值，就會調用CHEMKIN[21]進行化學反應的計算。此時，KIVA將該單元網格的溫度、壓力、組分濃度等數(shù)據(jù)傳遞給CHEMKIN，CHEMKIN再結合化學反應機理和熱力學數(shù)據(jù)構建常微分方程矩陣，采用化學反應求解器DVODE進行求解，求解得到的組分濃度及放熱量將返回到KIVA，并進行下一個時間步長的計算。采用服務器單核模擬一個工況的計算時長大約為55小時。

為了提高模擬內燃機燃燒過程的可靠性，本研究采用Kelvin-Helmholtz和Rayleigh-Taylor(KH-RT)破碎模型代替了原有的Taylor Analogy破碎模型，更準確地模擬了破碎過程。采用RNG k-ε模型用于湍流計算[22]。此外，值得注意的是KIVA模擬了液滴碰壁后可能形成的油膜的流動現(xiàn)象，為保持與噴霧模擬時離散液滴模型的一致性，對油膜的模擬仍采用離散液滴模型，而液滴粒子半徑服從關于索特平均粒子半徑的羅辛拉姆勒分布規(guī)律。模擬的具體值如表1所示。

表1 模擬的邊界條件/初始條件Tab.1 Boundary conditions / initial conditions of simulation

2.2 正辛醇燃料模型

將Wang等人[23]構建的正辛醇骨架機理與KIVA-CHEMKIN耦合，實現(xiàn)正辛醇燃燒化學反應動力學模擬。該機理包括87個組分和422個基元反應?，F(xiàn)簡要介紹該機理在低溫和高溫條件下的主要反應路徑。

1)低溫燃燒主要路徑。一開始大部分正辛醇是通過脫氫反應(1)來消耗的，此時生成了大量的C8H16OH。然后C8H16OH自由基被氧化反應(2)，生成的氧化物再進一步發(fā)生異構化反應(3)，然后異構化生成物會再次被氧化反應(4)。此時生成的氧化物通過反應(5)和反應(6)生成羰基羥烷基氫過氧化物(C8KET)。最后，C8KET裂解形成小分子物質。

RH+OH=R·+H2O

(1)

R·+O2=ROO·

(2)

ROO·=·QOOH

(3)

·QOOH+O2=·OOQOOH

(4)

·OOQOOH= 羰基羥烷基氫過氧化物 + ·OH

(5)

·QOOH+O2= 羰基羥烷基氫過氧化物 +H2O

(6)

2)高溫燃燒主要路徑。與低溫燃燒相比，高溫燃燒遵循不同的反應路徑。首先大部分正辛醇燃料也是通過脫H反應生成C8H16OH自由基。然后，一部分C8H16OH自由基會通過反應(2)被氧化，然后通過一系列裂解反應轉化成小分子物質。另一部分C8H16OH自由基會直接通過一系列裂解反應分解成小分子物質。因此，在高溫條件下，燃料裂解成小分子物質的路徑起著主要作用。

此外，正辛醇的熱物理性質，如沸點、汽化潛熱、密度、粘度等，已添加到KIVA的燃料庫中[24]。

2.3 內燃機燃燒室模型

以某單缸柴油機為原型[25]，基于Wang等[23]優(yōu)化的燃燒室，進一步對內燃機的噴射策略進行優(yōu)化。上止點處的燃燒室網格如圖2所示，內燃機規(guī)格見表2。

圖2 上止點處的燃燒室網格Fig.2 Combustion chamber grid at TDC

表2 內燃機的配置參數(shù)Tab.2 Configuration parameters of engine

由于噴油器有8個均勻分布的噴油孔，為了節(jié)省數(shù)值模擬時間，因此本文建立了一個45°扇形的網格。通過開展網格獨立性驗證[23]，最終選定的網格在燃燒室碗狀部分的精度為每格r =1.36mm、θ= 2.81°、z =1.01mm。此時，上止點和下止點處的網格數(shù)分別為4800和12400。

2.4 模型驗證

為了驗證KIVA4-CHEMKIN中的模型和機理，將Kerschgens等人[25]的實驗數(shù)據(jù)與表3條件下的數(shù)值模擬結果進行比較。圖3比較了選定條件下的實驗和數(shù)值模擬結果之間的缸內壓力和熱釋放率(Heat Release Rate, HRR)。模擬的峰值壓力和HRR可以很好地再現(xiàn)實驗中的總體趨勢，實驗和模擬結果吻合得很好。

表3 內燃機實驗工況Tab.3 Load points of experiments

圖3 不同工況下的實驗與模擬的缸壓和熱釋放率對比Fig.3 Comparison of in-cylinder pressure and HRR between experiment and simulation under different cases

2.5 正交設計方案

在1500r/min和2400r/min兩種工況下，采用正交設計法，通過同時改變SOI和噴射錐角兩個因素，設計了全因素試驗工況140組。其中，SOI的范圍為-3°ATDC ～ -12°ATDC，間隔為1°ATDC，共10個水平數(shù)；噴射錐角的范圍為73.5° ～ 79.5°，間隔為1°，共7個水平數(shù)，如表4所示。然后，基于KIVA-CHEMKIN開展數(shù)值模擬計算，分別獲得兩個轉速下的最優(yōu)工況，并研究噴射錐角和SOI對正辛醇內燃機在燃燒和排放特性的影響。

表4 正交試驗表格Tab.4 Orthogonal design table

3 結果與討論

3.1 噴射策略

3.1.1 低轉速噴射策略

如圖4所示，在1500r/min下不同噴射策略的最大壓力升高率(Maximum Pressure Rise Rate, MPRR)，指示功率Pi，NOx和CO的云圖。首先為了保證內燃機正常工作，MPRR不宜過高，否則缸內易發(fā)生“爆震”。從圖中可以觀察到SOI為 -10°ATDC附近的MPRR較小。此外，應盡可能提高內燃機的功率，從圖中可以看出在SOI為-10°ATDC時，噴射錐角為74.5°和77.5°時的功率較高。然而，噴射錐角為74.5°時產生的CO和NOx排放更低。因此，在1500r/min下，SOI為-10°ATDC、噴射錐角為74.5°時是最優(yōu)工況。

圖4 在1500r/min下的(a)MPRR、(b)功率、(c)NOx排放和(d)CO排放的云圖Fig.4 Contour plots of (a) MPRR, (b) Power, (c) NOx and (d) CO at 1500r/min

3.1.2 高轉速噴射策略

如圖5所示，在2400r/min下不同噴射策略的MPRR，指示功率Pi，NOx和CO的云圖。

圖5 在2400r/min下的(a)MPRR、(b)功率、(c)NOx排放和(d)CO排放的云圖Fig.5 Contour plots of (a) MPRR, (b) Power, (c) NOx and (d) CO at 2400r/min

從圖中可以發(fā)現(xiàn)，2400r/min下，SOI對內燃機燃燒及排放特性的影響效果遠遠高于噴射錐角的影響效果。依據(jù)1500r/min下選取最優(yōu)工況的分析策略，可以看到在SOI為 -9°ATDC時，能夠保證MPRR較低且功率較高，同時NO和CO排放均在可接受范圍。此外，考慮到噴射錐角對2400r/min工況下的影響較小，而在1500r/min下噴射錐角為74.5°，因此，2400r/min下，SOI為-9°ATDC、噴射錐角為74.5°時能夠獲得最優(yōu)工況。

3.2 噴射錐角的影響

3.2.1 缸壓和熱釋放率

圖6為不同噴射錐角對燃燒室缸壓和熱釋放率的影響對比圖，其中1500r/min和2400r/min的SOI分別為-10和-9°ATDC，即取自不同轉速的最優(yōu)工況。

圖6 不同噴射錐角在(a)1500r/min和(b)2400r/min下的缸壓和熱釋放率對比圖Fig.6 Comparison of in-cylinder pressure and heat release rate with different the spray angles at (a)1500r/min and (b) 2400r/min

從圖6(a)中可以看出，在1500r/min下，當噴射錐角大于75.5°時，隨著噴射錐角的增大，缸壓峰值逐漸降低，且當噴射錐角為79.5°時，缸壓峰值最低。隨著噴射錐角增大，燃料可能會噴射到氣缸壁上，不利于燃料蒸發(fā)氣化，并參與燃燒，因此會導致燃料燃燒不充分，進而壓力峰值和熱釋放率峰值均有所下降。

從圖6(b)中可以看出，在2400r/min下，噴射錐角對缸壓和熱釋放率的影響較小。與1500r/min獲得的結果不同，噴射錐角較大時并沒有觀察到明顯的缸壓峰值降低。這主要是因為高轉速下噴射燃料量及噴油持續(xù)期更長，燃燒呈現(xiàn)出預混和擴散燃燒兩個階段，即部分燃料在點火后才噴入氣缸，而這部分燃料并不會噴射到氣缸壁上。此外，高轉速下燃燒室內的擠流強度增大，有利于燃料霧化，避免了燃料噴射到氣缸壁。因此，在高轉速下，增大噴射錐角對缸壓及熱釋放率的負作用小于低轉速情況。

3.2.2 NOx和CO排放

如圖7所示在1500r/min和2400r/min轉速下不同噴射錐角對NOx和CO排放的影響。

圖7 不同噴射錐角在1500r/min和2400r/min下的NOx排放和CO排放對比圖Fig.7 Comparison of NOx emission and CO emission at1500r/min and 2400r/min with different the spray angles

從圖中可以看出，轉速為1500r/min時，79.5°的噴射錐角會導致生成大量的CO，而此時NOx排放最低。當噴射錐角為79.5°時，因為部分燃料噴射到氣缸壁，導致其周圍出現(xiàn)富燃區(qū)，有利于CO的生成。也是由于部分燃料未能參與完全燃燒，導致缸內溫度下降，抑制了NOx的生成。轉速為2400r/min時，噴射錐角對NOx和CO排放的影響較小。

3.2.3 發(fā)電功率分析

柴油發(fā)電機組的發(fā)電功率是由柴油機的功率所決定的。發(fā)電功率可以寫成：

P=Pi·η

(1)

式中：P柴油發(fā)電機組的發(fā)電功率，Pi是柴油機指示功率，η是柴油機帶動的發(fā)電機的效率，該數(shù)值一般在93%～98%之間，本文為了便于分析，這里取η=95%。

如圖8所示在1500r/min和2400r/min轉速下噴射錐角對發(fā)電功率的影響。轉速為1500r/min時，噴射錐角能夠對功率產生較為明顯的影響。其中，當噴射錐角變?yōu)?9.5°時，功率明顯下降，該結果也能夠從缸壓曲線推斷得出，這主要是由于燃料噴射到氣缸壁上，導致燃料無法充分燃燒。

圖8 不同噴射錐角在(a)1500r/min和(b)2400r/min下的發(fā)電功率對比圖Fig.8 Generating power comparison of different the spray angles at (a) 1500r/min and (b) 2400r/min

轉速為2400r/min時，噴射錐角對發(fā)電功率的影響較小。這是由于高轉速下避免了燃料噴射到氣缸壁的情況。此外，不同噴射錐角下的缸壓曲線(圖5)也幾乎重疊，也能夠推斷出噴射錐角對功率影響較小。

3.3 SOI的影響

3.3.1 缸壓和熱釋放率

圖8對比了不同SOI下的缸壓和熱釋放率，其中噴射錐角固定為74.5°，即取自不同轉速的最優(yōu)工況。

如圖9(a)所示，轉速為1500r/min時，隨著SOI的提前，著火時刻提前，且壓力峰值增大。這是因為SOI提前，燃燒相位更接近上止點，此時缸內的壓力及溫度最高，有利于燃料更充分地燃燒，因此可以觀察到SOI提前會導致缸壓峰值增大。

圖9 不同SOI在(a)1500r/min和(b)2400r/min下的缸壓和熱釋放率對比圖Fig.9 Comparison on in-cylinder pressure and heat release rate at (a) 1500r/min and (b) 2400r/min with different SOI timings

如9(b)所示，轉速為2400r/min時，觀察到的現(xiàn)象與1500r/min時基本一致，且該影響更為明顯。這主要是因為高轉速下的缸壓及溫度更高，提前SOI導致燃燒相位靠近上止點更有利于燃料充分燃燒。

3.3.2 NOx和CO排放

如圖10所示在1500r/min和2400r/min轉速下不同SOI對CO和NOx排放的影響。在兩個轉速下可以觀察到相似的結果。總體來看，隨著SOI的提前，CO排放呈現(xiàn)逐漸減少的趨勢，NOx排放呈現(xiàn)逐漸增多的趨勢。從前文分析可知，隨著SOI提前，缸壓峰值增大，表明缸內燃燒溫度更高，而高溫有利于NOx生成。于此同時，高溫有利于CO的氧化。因此，SOI提前會減少CO排放，但不可避免地導致NOx增多。

圖10 不同SOI在1500r/min和2400r/min下的NOx和CO對比圖Fig.10 Comparison of NOx and CO at 1500r/min and 2400r/min with different SOI timings

綜上所述，SOI比噴射錐角對內燃機的燃燒和排放性能的影響更大。提前SOI有利于燃料充分燃燒，燃燒效率提高，所生成的NOx較多，但是可以有效地降低CO的排放。

3.3.3 發(fā)電功率分析

應用公式(1)計算內燃機發(fā)電機組的發(fā)電功率。如圖11所示的1500r/min和2400r/min下不同SOI對發(fā)電功率的影響。轉速為1500r/min時，隨著SOI的提前，功率先增大后減小。因為SOI從-3°ATDC逐漸提前，導致燃燒相位靠近上止點，有利于輸出正功；但當SOI為-11°ATDC時，燃燒時刻早于上止點，此時燃燒的熱能推動活塞做負功，不利于熱能轉化為機械能，因此導致功率降低。

圖11 不同SOI在(a)1500r/min和(b)2400r/min下的發(fā)電功率對比圖Fig.11 Generating power comparison of different SOI timings at (a) 1500r/min and (b) 2400r/min

轉速為2400r/min時，隨著SOI的提前，功率逐漸增大。從缸壓圖可以看出，高轉速時，SOI為-12°ATDC時，著火點仍然未早于上止點，不存在負功情況，因此，隨著SOI提前，壓力峰值增大，有利于提高發(fā)電功率。

3.4 內燃機優(yōu)化工況選取

本研究基于Wang等[23]獲得的優(yōu)化燃燒室進行噴射策略優(yōu)化研究，并對比原始燃燒室確定優(yōu)化工況。在1500r/min下，可以確定SOI為-10°ATDC、噴射錐角為74.5°的工況為最優(yōu)工況。在該最優(yōu)工況下，發(fā)電功率可提高3.71%，MPRR可降低36.78%，NOx排放略有增大，CO排放不變。在2400r/min下，可以確定SOI為-9°ATDC、噴射錐角為74.5°的工況為最優(yōu)工況，此工況下發(fā)電功率可提高2.72%，MPRR可降低6.76%，NOx排放降低24.08%，CO排放降低51.93%。具體數(shù)值見表5。

表5 不同轉速下MPRR、發(fā)電功率、NOx和CO排放變化趨勢Tab.5 Change trend of MPRR, generating power, NOx and CO emissions at different engine speeds

4 結論

本研究是在發(fā)展“雙碳”目標的背景下，以生物質柴油發(fā)電機為研究對象，基于KIVA-CHEMKIN數(shù)值模擬程序，結合正交設計法，研究在不同轉速下噴射錐角和噴射正時(SOI)對柴油機燃燒及排放特性的影響，從而獲得較好的發(fā)電功率。主要獲得以下結論：

(1)噴射錐角在1500r/min轉速下對內燃機的燃燒和排放性能影響較大，噴射錐角過大，會導致燃油噴射在缸壁上，進而引起內燃機性能下降、CO排放升高等問題。在2400r/min下，噴射錐角影響不明顯。

(2)在1500r/min和2400r/min下，提前SOI都有利于燃料充分燃燒，內燃機性能提高，并有效地降低了CO排放，但是會導致NOx排放增加。

(3)在1500r/min工況下，當SOI為-10°ATDC、噴射錐角為74.5°時，內燃機的表現(xiàn)更好，其中發(fā)電功率提升了3.71%，MPRR降低了36.78%，NOx的排放略有增大，CO排放維持不變；在2400r/min工況下，當SOI為-9°ATDC、噴射錐角為74.5°時，發(fā)電功率可提高2.72%，MPRR可降低6.76%，NOx排放降低了24.08%，CO排放降低了51.93%。