不同米勒循环对沼气机燃烧性能影响及优化研究

2023-11-01苏展望黄永仲赵华裴毅强曾志龙莫员王家祥祝传艮

机械科学与技术 2023年10期

苏展望, 黄永仲, 赵华, 裴毅强, 曾志龙, 莫员, 王家祥, 祝传艮

(1. 天津大学机械工程学院,天津 300072; 2. 广西玉柴机器股份有限公司,广西玉林 537005;3. 中国北方发动机研究所,天津 300400)

随着排放法规日益严峻和能效利用不断提升,分布式能源发电用沼气发动机正朝着大功率、高效率、低排放等高性能方向努力发展。当前,国外颜巴赫陆用发电用的J920型单燃料天然气发电机组,其单台最大功率已达到9.5 MW,发电效率48.7%(发电机效率按97%计算,其发动机热效率已达到50.2%),其热、电、冷三联供的综合效率为90%,氮氧化物排放≤250 mg/Nm3(排气中氧气含量5 %),该高性能大功率沼气发动机关键核心技术主要包括米勒循环技术在内的高效稀薄燃烧、燃气气道喷射、两级增压等先进技术[1-4]。

米勒循环技术以其降低NOx排放和提高热效率等优点已在柴油机和汽油机上得到了广泛的开发、研究和应用[5-9]。米勒循环用于沼气发动机上还可以大大降低缸压、燃烧温度、提高爆震裕度,因此越来越受到国际社会内燃机同行的关注。米勒循环通过控制进气门实际的关闭正时角(早关或晚关),实现有效压缩比减小,进而实现膨胀比大于有效压缩比的高效工作循环,再通过高压进气的方式实现足够进气充量,可以达到相同功率下缸内燃烧压力、温度及氮氧化物的有效降低。米勒循环还可以提高沼气发动机几何压缩比,进而增加实际膨胀比,确保有效压缩比降低,促使更多的燃烧热能转化为有效功率,最终实现较高的热效率[10-14]。Zaccardi 等在一台小型汽油机上开展了不同负荷下进气门早关和晚关对发动机的性能对比研究,实验表明在小功率工况下早米勒优于晚米勒,在大功率工况下晚米勒可以有效率的降低爆震,早米勒表现出功率不足的现象[15]。Millo等在一台高压比柴油机上进行米勒循环试验,结果表明采用米勒循环其最大爆压和燃烧温度降低,在一定的缸内压力条件下,其柴油机输出功率提升约有5 %的能力,效率提升约2 %的效果[16]。

当前,国内外内燃机研究者关于米勒循环技术的研究虽然已经相当深入,但这些研究主要针对小功率部分负荷的工况下对柴油机或汽油机降低排放和提高效率。但对于高性能大功率沼气发动机在高功率和高爆压的工况下,研究米勒循环技术对燃烧、充气及性能的影响非常少。本文基于一台大功率沼气发动机,通过改变进气米勒的正时和型线,对其开展不同米勒循环的技术研究,重点探索不同米勒循环对沼气发动机额定工况下的燃烧、充气及性能等指标的影响分析。

1 研究样机米勒循环方案和仿真模型建立

1.1 研究对象及米勒循环方案

本文研究的对象是一款四冲程中速12缸双增压预混沼气发动机,排量为79 L,转速1 000 r/min,标定功率1 150 kW,运行最大燃烧压力限值14 MPa。

为了实现不同米勒度的进气关闭正时及型线设计,本文是在原有的奥拓循环进气关闭时刻基础上,通过进气门提前关闭和推后关闭实现不同的米勒正时(或米勒度),凸轮型线基于多项式高次方函数进行设计,保证气门间隙及对应角度不变的前提下,控制工作段凸轮型线加速度不大于原凸轮型线的要求下,计算出不同米勒度的凸轮型线,其进气早米勒和进气晚米勒型线分别如图1和图2所示。分别标记为“ML±米勒度”,其中“ML”表示米勒循环符号,“±”表示在原进气关闭角基础上提前关闭(用“-” 表示)或推迟关闭(用“+”表示),“米勒度”表示在原进气关闭角基础上推迟关闭或提前关闭的角度差值,例如:“ML-40”表示相对于原进气关闭正时提前关闭40 °CA的米勒循环,相对米勒度为负40 °CA。

图1 进气门早关气门升程Fig.1 Lift of early closing intake valve

图2 进气门晚关气门升程Fig.2 Lift of late closing intake valve

1.2 沼气发动机GT-POWER仿真模型标定验证

为了实现不同米勒循环对高性能大功率沼气发动机的燃烧及性能等参数的影响研究,通过GT-POWER性能仿真软件,根据该沼气发动机的燃烧系统、曲轴箱系统及增压中冷进排气系统等结构参数,建立该发动机的仿真模拟模型,如图3所示。

图3 沼气发动机GT-POWER仿真模型Fig.3 GT-POWER simulation model of biogas engine

通过试验数据与模拟结果的对比,并标定仿真模型的燃烧模型、传热模型和增压匹配等设置参数,其模拟计算结果与试验值的相对误差小于3 %(见表1所示)。

表1 实验数据与仿真结果误差率Tab.1 Error rate between experimental data and simulation results

两者一致性较好,满足仿真分析的精度和一致性要求,因此该模型可以作为燃烧及性能等参数研究的对标虚拟样机。

2 不同米勒循环仿真结果对比分析

为了研究不同米勒正时对燃烧、充气及性能的影响,本文是在沼气发动机输出功率相同的条件下进行模拟分析,即发动机的目标功率、燃烧模型、过量空气系数、节气门开度等主要参数不变的条件下,单一改变增压器的压气机和涡轮机的参数提高增压压力来进行仿真计算,在此结果基础上研究不同米勒正时对燃烧、充气及性能的变化规律。

2.1 不同米勒循环对燃烧影响

2.1.1 不同米勒循环对缸压的影响

沼气发动机缸内燃烧压力是衡量发动机机械负荷的主要指标之一。图4展示了不同米勒循环下的缸内燃烧压力随进气门关闭正时变化的对比情况。图5为不同米勒循环下的最大缸内压力变化趋势图。

图4 不同米勒循环下的缸内燃烧瞬态压力Fig.4 Transient pressure of in-cylinder combustion under different Miller cycles

图5 不同米勒循环下的最大缸内压力变化趋势Fig.5 Variation trend of maximum in-cylinder pressure under different Miller cycles

从图4和图5中最大爆压变化趋势来看,随着进气门关闭提前,最大爆压先增大,在ML-20时达到最大值,之后逐渐降低。这是由于进气门关闭正时接近下止点,进气总量不变,而有效压缩比增大,缸内压力随之增加;随着进气正时门关闭正时越过下止点后,有效压缩比随之降低,最大爆压逐渐降低;随着进气门关闭推后,有效压缩比逐渐减小,压缩终了的温度降低,最大爆压逐渐一路走低。这表明:在保持功率不变的条件下,进气门关闭正时在下止点时刻提前或推后,即实现早米勒或晚米勒的加深,其缸内爆发压力是朝着降低的趋势发展。

2.1.2 不同米勒循环对温度的影响

缸内最大燃烧温度是衡量发动机热负荷最主要的参数之一。图6和图7所示为不同米勒循环时刻缸内燃烧温度瞬态曲线及最大燃烧温度变化趋势规律。

图7 不同米勒循环时刻最大燃烧温度变化趋势Fig.7 Variation trend of maximum combustion temperature at different Miller cycles

由图7可知,随着早米勒的提前关闭或者晚米勒的推迟关闭,其缸内最大燃烧温度显著降低,最大温降达90 K。这主要是保证功率不变的条件下,进入的混合气体一定的条件下,进入的气体温度较低,加之随着早米勒提前和晚米勒推后深入,其压缩终了的温度显著下降,即在点火时刻工质的温度已经比原ML0时刻的温度降低了50 K;随着燃烧推进,最大缸内燃烧温度相差90 K;最大燃烧温度在上止点后25 °CA;在之后的做功过程中,高温燃烧气体迅速散热,不同米勒循环的燃烧温度迅速降低,其温差逐渐缩小,在排气门打开时刻,不同米勒循环的燃烧温度温差减小到40 K。

2.1.3 不同米勒循环对放热率的影响

图8所示为不同米勒循环时刻的累计放热率变化。由图8可知,不同米勒循环的放热率并基本保持不变,这是由于沼气发动机的功率不变条件下,其混合气的过量空气系数一定,且点火系统的火花塞点火型式也未曾变化,因此在气体浓度、点火能量和点火时刻不变的条件下,以及在压缩终了高压、高温和高密度的状态时,其进气米勒配气相位对瞬态放热率影响甚微。最大放热率均出现在上止点后8.5°CA的位置。

图8 不同米勒循环时刻的累计放热率变化Fig.8 Cumulative heat release rate changes at different Miller cycle times

2.2 不同米勒循环对充气影响

2.2.1 不同米勒循环对进气回流的影响

图9所示的不同米勒循环进气质量流量瞬态图。

图9 不同米勒循环进气质量流量瞬态图Fig. 9 Diagram of transient inlet mass flow with different Miller cycles

图10 不同米勒循环压缩终了温度变化趋势Fig.10 Temperature change trend at the end of different Miller cycle compression

在重叠角区域,进气门打开初始所有米勒循环均未出现进气倒流现象,表明进气压力大于缸内压力,此时进气门开启时刻合理;进气门正时提前打开的ML-90、ML-80、ML-70、ML-60、ML-40的早米勒在进气门关闭时刻都未发生进气倒流现象,这是由于进气门均在活塞下止点前提前关闭,进气压力始终大于缸内压力;从ML-20、ML0、ML+20、ML+40、ML+60、ML+70、ML+80、ML+90的米勒循环都发生进气倒流现象,且依次倒流严重,这是由于随着活塞越过下止点后,在压缩过程缸内压力不断提升,逐渐大于进气门压力时,就发生进气倒流现象,且进气门约晚关,缸内压力上升越快,其倒流现象剧烈,进气质量损失越大。

2.2.2 不同米勒循环对压缩终了缸内温度的影响

由于早米勒(或晚米勒)的进气门关闭角的提前(或推迟),其有效压缩比相应减小,其压缩终了工质的温度和压力势必降低。由10图所示,在ML-20到ML-90有效压缩比从11.01减小到10.51,压缩比减小了原来的8.2 %,温度由412 K降低到375 K,温度下降了原来的8.8 %,为了满足输出相同的功率,其进气量相同的状况下,其压缩终了的工质压力和温度随之变小。

2.2.3 不同米勒循环对充气效率的影响

图11所示,在米勒循环ML-20时充气效率最大,最大值为0.97,在此时刻进气门提前关闭和推后关闭状态,其进气充气效率逐渐降低,特别是在米勒循环ML+90处,充气系数最小,仅为0.52。

图11 不同米勒循环充气效率变化趋势Fig.11 Variation trend of charging efficiency of different Miller cycles

这表明,随着早米勒循环和晚米勒循环的米勒度不断加深,其进气充气效率逐渐变差。相应的,为了保证一定的输出功率的进气量,就必须在米勒度的增大时其进气压力也不断的提升,图12为不同米勒度的增压后进气压力变化趋势图。

图12 不同米勒循环增压压力变化趋势Fig.12 Variation trend of booster pressure in different Miller cycles

2.3 不同米勒循环对性能影响

2.3.1 不同米勒循环对燃气消耗率的影响

图13所示为不同米勒循环下的燃气消耗率的计算对比结果。

图13 不同米勒循环燃气消耗率变化趋势Fig.13 Variation trend of gas consumption rate in different Miller cycles

图13表明:在目标输出功率相同、点火燃烧一致、过量空气系数相同等条件下,在米勒循环ML-20处的燃气消耗率最大,最大值为174.5 g/kWh,在米勒循环ML-20之前或之后,其燃气消耗率均减小,沼气发动机的效率增大。这是由于:

1) 随着早米勒提前和晚米勒的推迟,其泵气损失不断减小;

2) 在膨胀比不变条件下有效压缩比降低,在PV图中表现为压缩过程缸内压力数值整体变小,而膨胀过程缸内压力基本保持不变,相应的PV图中膨胀过程与压缩过程的面积增大,其做正功的增加;

3) 各缸排气温度降低(见2.3.2节),其排气损失也相应减小。

以上原因也充分表明:随着早米勒进气关闭角提前和晚米勒进气关闭角推后其沼气发动机的热效率在不断增大。

2.3.2 不同米勒循环对排温的影响

由图14所示,在整个仿真计算中,不同米勒循环都是在不改变点火时刻、点火能量及混合气体浓度条件下,这相当于瞬态燃烧基本一致,在此基础上的排温,随着早米勒进气关闭角提前和晚米勒进气关闭角推后,单缸排温也随之减小,单缸排温在由873 K降低到817 K,最大可降低56 K。

图14 不同米勒循环单缸排气温度变化趋势Fig.14 Variation trend of single cylinder exhaust temperature in different Miller cycles

2.3.3 不同米勒循环对排放的影响

由于当前陆用发电用沼气发动机排放主要控制当氧化物排放,一般以德国排放标准TA-luft为参考标准,要求氮氧化物排放≤500 mg/Nm3(排气中氧气含量5 %),因此本文主要对氮氧化物的排放进行对比分析。由图15所示的不同米勒循环氮氧化物排放对比图可知,早米勒进气关闭角提前和晚米勒进气关闭角推后对氮氧化物排放影响非常明显。这是由于,米勒循环可以有效降低有效压缩比,在压缩终了其工质温度和压力也相应降低,在过量空气系数一定的状况下,从火花塞点火到燃烧最大放热时,其缸内燃烧温度整体降低,进而大大降低了氮氧化物生成。在米勒循环ML-90和ML+90时刻的氮氧化物分别为148.7 ppm和76.8 ppm,相比原ML0的氮氧化物排放281.9 ppm分别降低了47.2 %和72.7 %。

图15 不同米勒循环氮氧化物的排放变化趋势Fig.15 Variation trend of nitrogen oxide emissions in different Miller cycles

3 基于最佳米勒循环大功率天然气机整机性能优化提升分析

3.1 基于最佳米勒循优选及燃烧性能结果综合分析

通过上述不同米勒循环对沼气发动机的燃烧、充气及性能分析,早米勒和晚米勒都可以对于降低缸内燃烧压力、缸内温度及氮氧化物的排放,但随着早米勒提前和晚米勒推迟,相同功率下的充气效率降低,而增压压比增大。而随着晚米勒的加强,其进气门关闭前的进气倒流也随之严重,对于沼气发动机来言,进气倒流会带来进气回火的风险,晚米勒如ML-20、ML0、ML+20、ML+40、ML+60、ML+70、ML+80、ML+90均产生进气倒流,因此这些进气门关闭时刻不适合沼气发动机的优化方向,但是随着早米勒进气关闭角的不断提前,充气系数逐渐降低,相同功率下的增压压比也越来越高,且在ML-80处有排温升高的凸点。

因此综合考虑米勒循环ML-70时刻是最佳的进气门关闭时刻, ML-70时刻与原ML0时刻的燃烧、充气及性能参数对比如表2所示,由表可知,ML-70时刻比原ML0时刻其优点是爆发压力、燃气消耗率、氮氧化物排放分别下降3.74 %、2.49 %、23.58 %,达到了降低爆震、提高效率、减小排放的目标。

表2 ML-70与原ML0米勒循环仿真结果对比Tab.2 Comparison of simulation results between ML-70 and original ML0 Miller cycles

1.13.2基于最佳米勒循不同压缩比对整机性能提升分析

由于米勒循环有效压缩比降低,减少了爆震倾向,提高了爆震裕度,因此在上述最佳米勒循环ML-70基础上,可以在相同功率和最大爆压不超过限值条件下,通过增加压缩比和增压压力继续提高燃烧和热效率。图16～图20分别为在米勒循环ML-70时刻其它条件不变基础上仅增大压缩比的缸内燃烧瞬态压力、燃烧温度、单缸排气温度、氮氧化物排放和燃气消耗率变化图。

图16 不同压缩比缸内燃烧瞬态压力Fig.16 Transient pressure of combustion in cylinder at different compression ratios

图17 不同压缩比缸内燃烧瞬态温度Fig.17 Transient combustion temperature in cylinder at different compression ratios

图18 不同压缩比单缸排温变化趋势Fig.18 Variation trend of single cylinder exhaust temperature at different compression ratios

图19 不同压缩比氮氧化物变化趋势Fig.19 Variation trend of nitrogen oxides at different compression ratios

图20 不同压缩比燃气消耗率变化趋势Fig.20 Variation trend of gas consumption at different compression ratios

图16～图20结果表明:随着压缩比增大,缸内燃烧压力有所增加,在压缩比为12.5时(对应ML-70-RC12.5曲线)缸内燃烧压力增大到121.6 bar,仍小于最大爆压限制140 bar,其缸内最大燃烧温度几乎没有变化,排气温度降低了6.35 K,燃气消耗率降低了1.82 g/kWh,氮氧化物增加了29 ppm,其排放虽然又增加,但仍满足氮氧化物排放≤500 mg/Nm3的标准。综合缸内燃烧压力、排气温度、燃气消耗率及氮氧化物,其压缩比可提高到12.5其发动机的燃烧和性能相对较优。

表3所示为基于米勒循环ML-70且12.5压缩比(简称“ML-70-RC12.5”)的性能与ML0技术参数相比较,由表可知,ML-70-RC12.5相比ML0整机燃油消耗率降低了3.57%,排温降低了4.69%,因此高压比的米勒循环对发动机燃烧及效率提升有一定的效果。