进气歧管喷水对发动机燃烧性能的试验研究

2024-01-22叶坦王雷曹永

机械科学与技术 2024年1期

叶坦,王雷,曹永

(1. 淮北职业技术学院机电工程系,安徽淮北 235000;2. 潍坊职业学院汽车工程学院,山东潍坊 262737; 3 盛瑞传动股份有限公司电控技术研究院,山东潍坊 261000)

工业化步伐的加快、汽车保有量的增加带来了全球性的能源危机和环境污染,随之而来的是不断收紧的新油耗和排放法规相继出台[1]。因此,量大面广的内燃机肩负着节能减排的重要使命。涡轮增压或高压缩比技术的应用实现了发动机的小型化,并使其出色的热功转换效率成为了当前研究的热点[2-5]。然而,爆震现象阻碍了小型化发动机热效率的进一步提升[6-8]。针对发动机爆震的抑制,国内外研究机构提出并研究了多种技术手段,如高膨胀比Miller循环和Atkinson循环[9],高辛烷值燃料[10-13],废气再循环(Exhaust gas recirculation, EGR)[14-15],稀薄燃烧[16-18],爆燃转爆轰(Deflagration to detonation transition, DDT)[19]等技术。

发动机进气管喷水技术(Port water injection, w PWI)是一种将水喷射到发动机进气管中的技术。该技术可发挥水的高气化潜热特性,充分冷却缸内混合气,有利于降低燃烧峰值温度和压力,同时水蒸气在燃烧过程中还可发挥稀释作用,进一步降低燃烧温度,对爆震的抑制和NOx排放的降低均发挥积极作用。此外,水的引入还具有改善燃烧质量的化学动力学潜力,当喷入的水分子在燃烧过程中可分解为氢自由基和羟基自由基。这两种自由基均有助于提高火焰速度和减少有害气体排放,从而改善燃烧质量[20]。因此,喷水技术已逐渐成为当前国内外研究关注的重点技术之一[21-22]。然而,w PWI技术作为经济可行的最佳方案更是得到研究的重视[21-25]。Worm等[26]研究了不同抗爆燃料(87 AKI、91 AKI和110AKI)在满负荷条件下进气歧管喷水对发动机爆震的抑制效果,结果表明,采用w PWI技术可使发动机单位有效功所消耗的燃油量,即有效燃油消耗率(Brake specific fuel consumption, BSFC)改善34%。De Bellis等[23]数值模拟的结果表明,17%的水/燃料比足以抑制爆震的发生, BSFC得到了明显的改善。同时,喷水有利于降低涡轮前的温度,可使发动机在化学计量比条件下在高负荷运行。Bern等[27]利用三维流体动力学仿真的手段对汽油直喷(Gasoline direct injection, GDI)发动机的进气歧管喷水进行了优化,结果表明,由于喷水降低了发动机的爆震倾向,使点火时刻更提前,最终燃油消耗减少了17%。Harrington等[28]对比研究了进气道喷液态水和气态水的效果,发现液态水具有更强的冷却效应,由于水的加入,物理点火延迟期增大,燃烧持续期延长,爆震倾向降低。此外,当水/油比例较高时,NOx排放降低,但未燃HC排放因失火的发生有所增加。Arturo等[20]在一台可变气门的增压火花点火(Spark ignition, SI)发动机上进行了喷水实验,结果表明,喷水可以减少爆震的发生,在高负荷时,可使涡轮进口温度降低25 ～ 50 K,同时,NOx排放随喷水量的增加而降低,喷水量越多,抗爆性能越好,点火时刻越提前,但轻微增加了未燃HC和CO排放。类似于EGR技术,水在燃烧过程中也起稀释作用。Bozza等[29]从化学动力学的角度对比研究了喷水和EGR对层流火焰速度的影响,结果表明:质量分数为10%的水对火焰传播速度的影响大于40%EGR率的影响。

综上所述,喷水技术有助于抑制爆震,优化内燃机的燃烧和排放特性,并进一步提高发动机的压缩比,从而改善热效率水平。尽管如此,目前仍缺乏对于不同压缩比和负荷下喷水技术效果的全面研究数据和成果。因此,有关不同压缩比和负荷条件下喷水技术结合的效果以及发动机性能提升的潜力尚不清楚,还需要进行更深入的系统性研究。基于此,本研究针对一台具备可自由变换压缩比的缸内直喷单缸研究型热力学发动机,通过试验手段研究了进气歧管喷水对发动机燃烧和排放的影响。通过这些研究,为进一步应用进气歧管喷水技术提供了基础研究数据和理论应用指导。

1 试验对象和试验方法

1.1 试验对象

研究中采用一台研究型单缸热力学缸内直喷汽油发动机,该发动机系统可以自由切换压缩比大小,并通过对进气系统进行适应性改造,使其具备了进气歧管喷水能力,试验过程中可维持0.55 MPa的喷水压力。试验用发动机主要技术参数见表1。图1为试验台架示意图。

表1 发动机主要参数Tab.1 The main parameters of the engine

图1 试验台架示意图Fig.1 Test bench schematic diagram

试验研究采用的台架测控系统由AVL公司提供,其中AVL PUMA瞬态测功机用于发动机转速的控制和扭矩的采集,采用AVL 365C角标器及解码器共同输出发动机的转角和上止点信号,采用AVL 515进气模拟增压系统对进气压力和温度进行控制,采用可编程时序控制单元(Programmable time unit, PTU)对喷油时刻、喷油量、喷水时刻、喷水量及点火时刻进行调整,喷油器的电流曲线由Scienlab喷油控制器输出并基于外触发模式对喷油器进行控制,采用可基于外触发控制的变压模块对喷水器的开启和关闭进行控制。采用Kistler 6054BR缸压传感器对缸压进行测量,利用AVL Indicom系统对燃烧过程示功图及时序控制信号进行采集和分析,采样分辨率为0.5 °CA,每个工况点均采集200个循环进行平均以消除测量误差。采用Bosch的LSU 4.9线氧传感器及ETAS ES 630.1测量仪对过量空气系数(λ)进行测量,采用HORIBA MEXA-7500D测量仪对发动机的排放结果进行测量,可直接得到发动机排气中的气态常规排放物的含量。

1.2 试验方法

试验中选取发动机最佳油耗点工况对应的转速2 750r/min,通过改变喷油脉宽控制喷油量,相应改变进气压力控制进气量将过量空气系数(λ)固定为1,并通过调整喷油脉宽改变发动机的平均指示有效压力(Indicated mean effective pressure, IMEP),试验过程中的发动机单循环的燃油消耗率通过AVL 735直接测得,喷水流量采用称重法获得,其中称重法参考SAE测量汽油流量的标准,因水的蒸发性远低于汽油。因此,该标准同样适用于喷水流量的测试,研究中的水占油水比(w/o-w)采用单循环总喷水质量与单循环总水油质量之比表示。

试验过程中进气温度保持30±2 ℃,冷却水温度保持88±2 ℃;喷油压力控制在35 MPa,进气歧管喷水压力控制在0.55 MPa。喷水时刻为压缩上止点前(Before top dead center, BTDC)330 °CA。采用单次喷射,喷油时刻控制在300 °CA BTDC,进气过程中较早的单次喷射使得缸内混合气在点火时刻呈均质状态。为让燃烧过程在最佳状态下进行,需要通过调整点火时刻,使燃烧在爆震边界或者燃烧重心位置最佳的区域发生。在这个位置,燃烧过程能够最有效地转化为热能,并提供最佳的动力输出。文献[17,30]指出将CA50控制在压缩上止点后(After top dead center, ATDC) 7°CA左右,有助于保持发动机的最佳热工转化效率。控制200个循环IMEP的循环变动率(CoV)在3%以内。热效率的计算是基于循环喷油总量计算求得。文中燃烧持续期(CA10-90)定义为10%到90%累积放热量的曲轴转角,燃烧重心(CA50)定义为50%累积放热量对应的曲轴转角,滞燃期(CA10)定义为点火时刻至10%累积放热量对应的曲轴转角。指示热效率(Indicated thermal efficiency, ITE)降低及指示油耗率(ISFC)升高表示热效率和油耗率的恶化,反之ITE的升高及ISFC的降低表示热效率和油耗率得到改善。

1.3 能量损失的计算

本研究在计算缸内损失的过程中,将内燃机视为稳态流动平衡开口系统,燃烧室作为开口系统,认为每一循环燃烧室内总能量不变。输入系统的能量包括燃油燃烧后的热量即总燃油减去未燃物燃烧后的热量、进气系统流动焓;输出系统的能量包括工质对活塞做的功(IMEP)、排气系统流动焓、缸内传热;活塞功又可分为曲轴有效功和摩擦功。因此,燃油总能量由有效功、未燃损失、排气损失、传热损失、摩擦损失5项组成。

本研究中涉及的未燃损失功率的计算方式为

(1)

式中:QUb为未燃损失功率,kW;MTHC、MCO分别为总碳氢、一氧化碳的直流流量排放,g/h;LHVFuel、LHVCO分别为燃油、一氧化碳的低热值,MJ/kg。

排气损失的计算方式为

(2)

式中:QExh为排气损失功率,kW;cpExh为排气的定压比热容,kJ/(kg·K);TExh为排气歧管温度,°C;MExh为排气的湿基质量流量,kg/h;QH2O为水的汽化潜热,kJ/kg;cp为水蒸汽的平均定压比热容比,kJ/(kg·K);t为排气与水蒸汽温差;MH2O为喷水量,kg/h。

对于传热损失,缸内换热最终被冷却液、机油及辐射传热等形式带走,故无法直接测量。传热损失计算时可以用总能量与有效热效率、未燃损失、排气损失、摩擦损失的差计算得到。

2 试验结果与分析

2.1 不同喷水比例对发动机燃烧性能的影响研究

图2为压缩比(Compression ratio, CR)CR=14.8,高压(压缩和做功两个冲程)的平均指示有效压力(Indicated mean effective pressure, IMEP)PIME(h)=8.5 bar不同喷水比例下的点火时刻及CA50的变化规律,从图中可以得到,随着喷水比例的增加,爆震边界对应的点火时刻逐渐提前,水占油水比为74%时,对应的点火时刻为-46 °CA ATDC,相比于未采用喷水技术(w/o PWI)的结果提前了37 °CA,累计放热50%对应的相位(CA50)与点火时刻的变化规律基本一致,水占油水比为64%时,CA50已提前至热功转化效率最佳的时刻7 °CA ATDC,相比于w/o PWI的结果提前了13 °CA。主要是因为进气歧管喷水引入燃烧室后,在压缩过程中,由于缸内压力和温度的迅速升高,促成了水的蒸发吸热,降低了缸内温度,进而抑制了爆震的发生。

图2 CA50及点火时刻随水占油水比的变化规律Fig.2 The variation pattern of CA50 and ignition timing with changes in the w/o-w rate

同时,不可燃的水与可燃混合气混合,抑制了可燃混合气的燃烧,且水的蒸发过程降低了缸内温度,不利于燃料的快速放热,从规律上看,CA50在大的喷水比例下变化趋缓,其变化的程度小于点火时刻的结果。同时从图3可以得到,在此影响下,燃料的滞燃期(火焰发展期)及燃烧持续期均随着喷水比例的增加而增加。

图3 燃烧持续期及滞燃期随水占油水比的变化规律Fig.3 Variation of combustion duration and ignition delay with changes in the w/o-w rate

为了明确进气歧管喷水对缸内燃烧性能的影响,对不同喷水比例下的缸内压力与燃烧放热率进行了对比分析,结果如图4所示。在点火时刻、CA50的影响下,从图中可以得到,随着喷水比例的增大,缸内压力的峰值对应的曲轴转角提前,更多的燃料在上止点之前完成燃烧放热,缸压峰值增大。从放热率曲线可以得到,随着喷水比例的增大,放热相位提前,放热完成的时间点提前;但因滞燃期、燃烧持续期及水降温作用的综合影响,最大放热峰值逐渐降低。

图4 缸内压力及放热率随曲轴转角的变化规律Fig.4 Variation of in-cylinder pressure and heat release rate with crankshaft angle

随着膨胀做功的进行,喷水的比例越大,水蒸气膨胀做功的能力越强,气体剩余压能降低更为明显,缸内平均温度及废气温度降低,排气温度相应降低,有利于热效率的提升,如图5所示。但是随着喷水量的增加,排气中带走的水中吸收了大量的汽化潜热,所以排气能量损失随着喷射比例增加先降低后增加。

图5 排气能量损失及排气温度随水占油水比的变化规律Fig.5 Variation of exhaust energy loss and exhaust temperature with changes in the w/o-w rate

随着喷水的引入,有利于缸内燃烧温度的降低,缸内气体与气缸壁面之间的热量传递减少,有利于传热损失的降低,如图6所示,随着喷水比例的增大,传热损失逐渐降低。与w/o PWI的结果相比,采用进气歧管喷水技术可以大幅降低传热损失。由于喷水的引入,燃烧室壁面温度降低,或水直接分布在燃烧室壁面,促进了壁面淬熄效应的发生,且水蒸气在稀释缸内燃油浓度的同时降低了氧浓度,不利于燃油的完全燃烧,两者共同作用下导致未燃损失的增加,如图6所示,相比于w/o PWI的结果,采用进气歧管喷水技术均导致未燃损失增加。

图6 未燃损失及传热损失随水占油水比的变化规律Fig.6 Variation of unburned loss and heat transfer loss with changes in the w/o-w rate

从绝对数值上看,当水占油水比从30%增大到64%时,传热损失逐渐降低。喷水的引入会导致燃烧速率变慢从而引起未燃损失的增加,虽然排气温度随着喷水的增加而降低,但是由于喷入的水蒸发和升温导至排温吸收的热量逐渐增加,所以排气能量损失先降低后增加。最终反应到经济性的表现为热效率随着喷水比例的增大呈先增加后降低的趋势,油耗率的表现同热效率的结果相反。但水占油水比增大到68%并进一步提升时,未燃损失及传热损失对热效率的恶化开始明显,热效率随着喷水比例的增加逐渐降低。油耗率的变化趋势和热效率相反。为了展示发动机的燃料转化为有用功的能力以及单位净功输出所消耗的燃料量。图7给出了净指示热效率(Gross indicated thermal efficiency, GITE)和净指示油耗率(Gross indicated specific fuel consumption, GISFC)随喷水比例的变化规律,最佳热效率点及最佳油耗点对应的水占油水比为64%,此时的GITE为43.1%,相比于w/o PWI的结果升高了2.5%;此时的GISFC为197.9 g/(kW·h),相比于w/o PWI的结果降低了11.8 g/(kW·h)。

图7 净指示热效率及净指示油耗率随水占油水比的变化规律Fig.7 Variation of indicated net thermal efficiency and indicated net fuel consumption rate with changes in the w/o-w rate

2.2 不同负荷下进气歧管喷水对发动机燃烧性能的影响研究

试验还基于RC=14.8以及3种喷水比例下,研究了3种负荷下喷水对燃烧和排放的影响。从图8可以得到,随着负荷的增大,CA50逐渐推迟,采用喷水技术后,相比于w/o PWI的结果,CA50均得到优化,CA50的提前量也随着负荷的增加逐渐增大。

图8 燃烧参数随负荷的变化规律Fig.8 Variation pattern of combustion parameters with load

喷水技术下燃烧持续期总体上随着负荷的增加呈逐渐降低的趋势,当PIMEP(h)=10.5 bar时,喷水技术下的燃烧持续期已经优于w/o PWI的结果。这主要是因为负荷越大,缸内燃烧温度越大,喷水降温作用对燃烧的不利影响相应降低,且大负荷下基础的爆震趋势大,燃烧相位整体靠后,更多的燃料在膨胀冲程中完成燃烧,燃烧等容度差,燃料的做功效率低,燃烧恶化程度严重,在此基础上,CA50的优化能对燃烧带来更显著的改善效果。

从图9a)可以得到,在不同负荷下,喷水能有效降低传热损失,而且随着负荷增大到最大负荷,传热热损失降低效果更明显,相比于w/o PWI,喷水比例达到64%时,在PIMEP(h)=10.5 bar时,传热损失最大降低31.8%。一方面由于喷水之后可以使得燃烧相位CA50提前,燃烧速率加快,有利于降低传热损失,另一方面,燃烧相位提前,更接近上止点,此时缸壁的换热面积更小,也会有利于传热损失降低。如图9b)所示,相比于w/o的结果,喷水技术下未燃损失的增幅总体上虽然随着负荷的增加而有所增加,但未燃损失在各损失中所占的比重相比于排气能量损失而言相对较小,而占比较大的排气能量损失随着负荷的增大改善效果也逐渐明显,如图9c)所示,当PIMEP(h)=6.5 bar时,喷水的排气能量损失大于w/o PWI的结果,而当PIMEP(h)=10.5 bar时,喷水的排气能量损失小于w/o PWI的结果。

图9 能量损失随负荷的变化规律Fig.9 Variation of energy loss with load

是因为负荷较小时,排气中水蒸汽的汽化潜热和温升吸热占比较大的比例,所以喷水会增加排放能量损失,当负荷增加时,排气温度增加,废气能量占据主导,此时喷射导致排气温度降低的效果大于水蒸汽的汽化潜热和温升吸收热量,所以最终喷水会导致排气能量损失下降。同时,该结果也意味着,随着喷水技术的应用,发动机的负荷极限能进一步扩展,且在高负荷运用喷水技术将达到更显著的热效率改善及油耗改善效果。

如图10和图11可以看出,随着负荷的增加,喷水对热效率及油耗率的改善优势逐渐明显。PIMEP(h)=10.5 bar时,采用喷水技术实现的最佳热效率点相比于w/o PWI的结果在热效率上提升了4.39%,油耗率降低了23.89 g/(kW·h);PIMEP(h)=8.5 bar时对应的结果为2.37%,油耗率降低了11.58 g/(kW·h);而PIMEP(h)=6.5 bar时对应的结果则为1.27%,油耗率仅降低了6.08 g/(kW·h),且水占油水比为40%时,该负荷下的热效率不增反降。

图10 净指示热效率随负荷的变化规律Fig.10 Variation indicatednet thermal efficiency of GITE with load

2.3 不同压缩比下进气歧管喷水对发动机燃烧性能的影响研究

试验还基于前文最佳热效率对应的负荷即PIMEP(h)=8.5 bar,研究了压缩比对燃烧和排放的影响。实验测得的燃烧参数随RC的变化规律,能量损失随RC的变化规律,净指示热效率随RC的变化规律和净指示油耗率随RC的变化规律,依次如图12～图15所示。

图12 燃烧参数随RC的变化规律Fig.12 Variation of combustion parameters with RC

从图12a) 可以得到,在不同的压缩比下,归功于水的降温作用,采用喷水技术均可有效提前CA50,但大的压缩比下,缸内基础的燃烧温度高,爆震趋势强,燃烧相位过于靠后,燃烧等容度差,CA50提前对燃烧的优化作用相比于其他压缩比更为明显,而小的压缩比下,w/o PWI的CA50已处于相对较优的状态,采用喷水技术的CA50也均优于其他RC的结果,燃烧等容度好。因此,反应到燃烧持续期的表现为随着压缩比的增大呈先增加后降低的趋势,如图12b)所示。同时,从图中可以得到,喷水的降温作用对爆震的抑制效果明显,因此CA50在各个压缩比下对喷水的比例变化更为敏感,而燃烧室持续期除了受CA50的影响之外,喷水对燃烧室的降温作用及水蒸气对混合气的稀释作用也会对燃烧持续期产生不利影响,且该影响随着喷水比例的增大逐渐明显,因此在大比例喷水如水占油水比为64%及72%时,燃烧持续期差别并不大,当压缩比增大到RC=15.8,在CA50推迟的影响下,水占油水比降低至58%时,和比例为64%及72%时的结果对比,CA10-90的变化也不明显。

从图13中传热损失、未燃损失及排气能量损失的分解来看,总体上,喷水比例大于40%时,随着压缩比的增大,传热损失呈逐渐降低的趋势,这是由于CA50提前对燃烧的优化作用随着压缩比的增大而逐渐明显。对于喷水比例等于40%时,喷水对燃烧相位影响不大,所以随着压缩比增大,缸内燃烧温度增加导致传热损失逐渐增加。未燃损失的总体表现来看,未燃损失的绝对数值在各个压缩比下的差别并不大,差别均在0.2 kW以内。因为CA50提前对燃烧的优化作用随着压缩比的增大而逐渐明显,因此相比于w/o PWI的结果。喷水比例低于58%时,排气能量随着压缩比增大增加,与w/o PWI的结果接近,改善效果不明显,主要是因为喷水量较小,对燃烧温度下降效果有限,而且喷的水蒸发和增加到排气温度过程吸收的热量反而会增加排气能量损失,所以排气损失能量随压缩比增加而增加。当喷水比例增加到64%以上时,对燃烧温度下降的效果随着压缩比的增加而逐渐明显,所以排气能量损失的改善效果随着压缩比的增大而逐渐增大,但是由于喷水量较高,也导致整体排气能量损失大于w/o PWI的结果。

图13 能量损失随RC的变化规律Fig.13 Variation of energy loss with RC

图14和图15总体上看,相比于w/o PWI的结果,w PWI对热效率的改善效果随着压缩比的增大而增加。RC=15.8时,采用喷水技术实现的最佳热效率点相比于w/o PWI的结果在热效率上提升了2.93%,油耗率降低了14.97 g/(kW·h);RC=14.8时热效率提升了2.42%,油耗率降低了11.81 g/(kW·h);而RC=13.9时热效率提升了1.73%,油耗率降低了8.55 g/(kW·h)。因此,喷水技术的引入使得发动机高压缩比的应用成为可能。