喷射压力对电热塞引燃甲醇发动机的影响研究

秦超群，吴家正，吴继盛，林易，戴述礼，樊宏彪

(1.同济大学机械与能源工程学院，上海 200092；2.上海夏雪科技有限公司，上海 200436)

在机动车排放标准日益严苛的背景下，越来越多的新技术被应用到汽车发动机上。受物理化学性质的影响，柴油在发动机中燃烧温度高，且难以充分雾化燃烧，导致大量的NOx和颗粒物产生，这两种物质已经成为雾霾的重要来源。柴油发动机的NOx排放处理十分依赖三元催化器，然而其对颗粒物的脱除效果并不理想。因此，除了对传统柴油机的燃烧、尾气处理等环节进行技术创新外，寻找替代能源，从根本上控制污染物，成为一个很有意义的应用方向。

甲醇分子结构简单，燃烧火焰传播速度快，且低黏度使得甲醇在缸内喷射容易获得良好的雾化效果，燃烧后NOx排放低，几乎不产生炭烟，是理想的发动机替代燃料之一。我国的能源组成决定了未来能源发展方向必然依靠煤炭的清洁化转换和新能源的进一步利用。甲醇主要来自于煤化工和天然气合成，还可利用生物质、煤层气等制成，原料来源十分广泛。将甲醇作为发动机燃料，既能满足发动机低排放的要求，缓解我国石油对外依存度，同时又可以为国内煤化工等行业生产的甲醇寻找出路。

由于甲醇自燃温度高，汽化潜热大，在传统柴油机中无法直接燃用甲醇。研究表明，若不采用辅助措施，柴油机压缩比需要达到27以上才能实现甲醇自燃[1]。此外，相关研究者对采用进气加热、添加着火改善剂、废气再循环[2]、加催化剂[3]、火花塞点火等措施进行了研究，这些措施都在一定程度上增加了系统的复杂性，同时会引起其他问题。

在柴油机中增设电热塞，当甲醇被喷射到高温表面时，迅速吸热气化，甲醇空气混合气达到可燃浓度范围后便起火燃烧。这种电热塞引燃点火方式可以在发动机起动前对气缸进行预热，保证正常起动，同时，电热塞可以根据缸温自行调整发热功率，与火花塞点火相比，对可燃混合气浓度要求不高，点火更容易，不存在电极表面积炭导致无法点火的问题。

现有关于电热塞引燃甲醇发动机的研究都建立在试验的基础上，为燃醇商用车的研发提供了有意义的技术参考。史绍熙[4]在X1105直喷式柴油机中研究了电热塞功率对性能的影响，结果显示，低负荷时，燃烧室和电热塞表面温度低，甲醇着火条件差，滞燃期长，着火点发生在上止点后更远的位置。研究采用直径为0.4 mm的双孔低压喷射器，并在电热塞附近迎气流方向加装挡板以形成弱气流区，保证发动机顺利着火运转。孙志远[5]在此基础之上对部分负荷下电热塞功率对甲醇消耗率和燃烧放热影响的研究表明，在一定范围内增大电热塞功率，电热塞表面温度相应提高，甲醇滞燃期和燃烧持续期均缩短。同样采用直喷式柴油机，鉴于甲醇汽化潜热大，自燃温度高，王岗[6]对X1120发动机应用电热塞助燃结合甲醇随车裂解技术进行了研究，表明裂解产物H2参与燃烧可以改善发动机的运行状况。Yao[7]等在4缸柴油机中加装电热塞，研究了电热塞辅助压燃方式(GA-CI)对于柴油机循环变动、燃烧稳定性的影响。结果表明，GA-CI可以减少后燃，避免发动机低负荷工况失火。Suresh.R[8]研究了电热塞辅助压燃甲醇发动机采用不同燃烧室催化涂层的燃烧和排放特性。关于包括喷射压力、喷射正时和喷射次数等在内的喷射参数对电热塞引燃式甲醇发动机影响的研究非常少见。

喷射压力直接决定燃料的雾化及其与空气的混合状况，影响发动机的动力性能和排放水平[9-10]。对于压燃式发动机，喷射压力越高，喷雾液滴直径越小，比表面积越大，越有利于燃料蒸发及空燃混合。一方面，焰前反应加快，滞燃期缩短[11]；另一方面，有利于增大分层燃烧方式中预混燃烧所占的比例，局部高温区发展受限，NOx生成得到抑制[12-13]。为改善燃烧，降低柴油机的排放，以高压共轨技术为主的高压喷射技术得到越来越广泛的应用[14]。

在燃烧室增设点火装置用以引燃可燃混合气，着火方式不同于狄塞尔循环发动机，前者要求有适当的甲醇射流速度和甲醇空气混合气浓度，因此在柴油机中燃用甲醇对喷射压力的要求不同于燃用柴油。崔心存[1]对原机喷射压力为19.5 MPa的ZH1105柴油机进行燃用甲醇的研究，指出喷醇压力应控制在15～18 MPa。

甲醇表面张力小，黏度低，燃料喷射系统中的喷油泵柱塞偶件、喷油器针阀偶件等无法利用燃料形成自润滑和自密封，因而易出现喷油泵柱塞偶件磨损、喷油器针阀偶件磨损及燃料泄漏等问题，这使得提高低黏度燃料喷射压力成为国际难题。林易[15-16]等通过改进喷射器本体和流道分配结构设计，将低黏度工质的最高喷射压力提高到180 MPa。此外，以往研究所用电热塞均为冷起动用电热塞，通过线圈通电发热，连续长时间工作其寿命很短，而高可靠性氮化硅电热塞的研制使得研究电热塞引燃式甲醇发动机在高压喷射下的动力性、经济性和排放性具备了现实意义。

目前关于高压喷射甲醇且采用电热塞直接引燃的发动机工作状况，包括动力性、排放性等，未见采用三维流体计算软件进行模拟研究。而对这种着火方式的起燃特点、甲醇空气混合气的运动及火焰传播等必须借助一定的工具加以呈现，以便进一步优化燃烧室结构和喷射策略。本研究利用Converge对加装电热塞后的柴油机进行数值模拟，研究了喷醇压力对甲醇发动机燃烧及排放状况的影响。

1 模型建立与验证

1.1 计算模型建立

本研究选用改装后的DH1115四冲程、单缸、水冷发动机作为研究对象，其主要技术参数见表1。

表1 发动机主要技术参数

图1、图2分别为导入Converge中的几何模型和EnSight中显示的上止点网格模型。在燃烧室中加装一支电热塞，电热塞在活塞燃烧室凹坑顶部边缘处倾斜伸入燃烧室，为避免活塞上行触碰电热塞，将活塞碗口切去一部分，电热塞伸入长度为10 mm。所用电热塞为标定功率33 W的氮化硅电热塞，可根据需要调整输出功率。

图1 燃烧室几何模型(TDC)

图2 燃烧室网格模型(TDC)

因内燃机缸内工质的密度会发生强烈变化，故采用经压缩性修正后的RNGκ-ε湍流模型，即Rapiddistortion RNGκ-ε模型。发动机采用缸内直喷方式供应燃料，高压喷雾所受阻力大，射流破碎选取KH-ACT-RT模型[17]。KH与RT模型分别考虑气液界面切向和法向扰动波的不稳定增长，试验证明组合模型比单一模型准确度更高[18]。KH-ACT模型在KH模型的基础上，考虑空气动力学、空化和湍流对初次破损的影响，用于描述液滴喷雾更加可靠。喷雾计算采用的子模型见表2。

表2 喷雾子模型

微小液滴在运动中会受到湍流脉动的影响，使其轨道发生无规则变形，产生湍流扩散效应。采用随机轨道模拟法，计入气相脉动对燃料液滴运动的影响，即在液滴运动方程中气体速度Ui上增加一项脉动速度ui，如式(1)所示。

(1)

式中：CD为液滴在气体中运动的阻力系数；udi为液滴速度；ρg与ρl分别为气体和燃料的密度；d为液滴直径。

本研究中燃料喷射处于较高的压力范围，进一步考虑高压喷雾对气体湍流表现出明显的各向异性效应，对液滴脉动速度进行一定的修正[19]。

燃烧计算选用SAGE详细化学求解器，指定甲醇燃烧为21种物质、93步反应，该简化化学动力学模型已经被许多研究者采用[20-22]，可以很好地模拟实际的甲醇燃烧过程。Soot模型选用Hiroyasu-Nagle模型,NOx计算采用扩充Zeldovich机理。

计算域采用自适应网格，基于速度和温度梯度动态加密网格，较好地解决计算域对网格的依赖性。基本网格单元尺寸取1.8 mm(base grid约为20万)，此外对喷射器喷孔出口、电热塞、缸盖和活塞顶分别进行局部网格细化。

1.2 初始边值条件

本研究忽略进排气过程的影响，只考虑压缩和膨胀两个行程。取缸内初始涡流比为1.5，计算曲轴转角范围为从进气门关闭时刻(-142°ATDC)到排气门开启时刻(156°ATDC)，指定压缩上止点为0°。初始湍流动能(TKE)由式(2)计算得到，湍流耗散率(TDR)取4 500 m2/s3。

TKE=1.5(h×n/60)2。

(2)

式中：h为发动机冲程；n为发动机转速。初始缸温取350 K，初始组分指定为空气。气缸内边界条件按照经验值选取，燃烧室顶部壁面温度为550 K，气缸壁面温度取480 K，活塞顶及凹坑壁面温度取550 K，三者均定义为绝热壁面。电热塞表面温度设为1 300 K。

1.3 计算模型验证

为保证计算模型可靠，采用同型号发动机台架试验结果加以验证[23-24]，结果见图3和图4。

图3 模拟计算与试验缸压对比

图4 模拟计算与试验放热率对比

可以看出，模拟计算结果与试验值基本吻合，模拟所得峰值缸压稍高于试验值。最大偏差不超过10%，认为误差产生的原因包括：进排气过程及缸内残余废气影响；边界条件按照经验值给定，与实际工作循环中有一定的偏差；电热塞被设定为恒壁温边界条件，而实际温度会随气流运动、燃料附着以及自身发热功率变动而产生变化；燃烧室近电热塞第一边界层节点(距离电热塞表面0.056 mm)温度为1 280 K，不能完全精确地反映实际情况。

2 计算结果及分析

在相同的发动机转速和负荷下，保持循环喷射量47.5 mg不变。甲醇喷射压力分别取为17.5，35，52.5，83.5 MPa。采用均匀分布5孔喷油器，为纳入喷射压力对液滴初始破碎的影响，上述4个喷射压力对应的喷孔直径分别为0.24，0.20，0.18，0.16 mm，喷射提前角保持26°ATDC。

2.1 喷射压力对甲醇雾化的影响

由于初始状态参数以及喷射正时保持不变，在不同的喷射压力下，甲醇喷入气缸燃烧室前缸内气流状态一致。喷射压力影响雾化效果，雾化效果越好，越有利于甲醇液滴迅速吸热蒸发，适宜浓度的甲醇空气混合气与电热塞高温表面接触后迅速起火燃烧。

图5示出不同喷射压力下甲醇液滴Sauter平均直径(SMD)的变化情况。计算模型指定初始液滴直径等于喷孔直径，因此液滴直径的变化可以反映出甲醇雾化的程度，液滴直径越小则表示破碎越充分，即雾化效果越好。由图5可以看出，总体喷射压力越大，初期液滴SMD越小，说明提高喷射压力有利于甲醇液滴破碎。喷射后期，未蒸发的液滴到达燃烧室凹坑和气缸内壁面时发生一定程度的聚合，导致SMD略有升高。

图5 不同喷射压力下甲醇液滴索特平均直径

2.2 喷射压力对甲醇空气混合的影响

在直喷式发动机(GDI)中，燃料与空气的混合状况受燃烧室内空气温度、压力、流动状态以及燃料喷射条件的影响。燃料与空气的混合效果对火焰传播及发动机的动力性和排放性都会产生很大的影响。局部过浓会使得燃料不完全燃烧而产生大量的CO和Soot。与缸内直喷汽油机相比，直喷柴油机喷油时间晚，接近上止点时高压喷入燃料，燃烧室背压相对较高，而允许的混合时间短，这就要求燃油能够迅速雾化并与空气掺混形成可燃混合气，因喷射速度较高，必须借助发动机扭切进气道产生的旋转气流以及配合ω燃烧室形成的涡流才能获得较好的可燃混合气。

图6示出-7.5°ATDC时刻不同喷射压力下缸内甲醇浓度的分布情况，截面位置取电热塞端部所在的纵截面和横截面。提高喷射压力，即缩短喷射持续期，燃料离开喷孔时流速高。一方面可以更快地到达近壁空间，喷射贯穿距大；另一方面，射流与空气相对速度大，气液交界面处扰动更大，有利于射流蒸发。

由图6可看出，将甲醇喷射压力从17.5 MPa提高至52.5 MPa，在所观测时刻甲醇浓度最大值从0.899减小至0.696，且明显可见甲醇分布更加趋于均匀。这与部分研究者关于喷射压力对直喷柴油机燃料雾化及油气混合影响的研究结果一致[25-26]。喷射压力继续升高至83.5 MPa，缸内甲醇的最大浓度反而升高至0.872，不同于其余3个压力的变化趋势。分析认为，提高喷射压力，射流速度大，导致液滴高速射向壁面，触壁液滴量多使壁面附近甲醇浓度偏高。

图6 -7.5°ATDC时刻不同喷射压力下 缸内甲醇浓度的分布情况

2.3 喷射压力对甲醇燃烧及动力性的影响

图7和图8分别示出不同喷射压力下的放热率曲线和缸压曲线。对比4个喷射压力下对应的放热率曲线，可以看出随着喷射压力提高，放热始点前移。

一般来说，滞燃期有三种定义，包括压升滞燃期、温升滞燃期和闪光滞燃期。滞燃期受燃料物性、缸内混合气浓度、温度和点火方式等多种因素影响，其中燃料喷射策略决定了缸内混合气的状态。本研究采用压升滞燃期，即取燃料开始喷入燃烧室至由于燃烧而产生的第一个压力升高的可见点之间的时间间隔为滞燃期。

图7 不同喷射压力下放热率比较

图8 不同喷射压力下的缸压变化

不同喷射压力对应的滞燃期统计如表3所示。由表3可见，在所计算的压力范围内，着火起燃均发生在上止点前。除17.5 MPa外，随喷射压力提高，燃烧始点前移。喷射压力从35 MPa提高到83.5 MPa，相应的燃烧始点由-2.8°ATDC提前至-7.5°ATDC。

表3 不同喷油压力的燃烧始点及滞燃期

喷射压力17.5 MPa对应的燃烧始点较早，为-6.7°ATDC，认为喷射压力较低时对应的射流速度较小，甲醇容易被缸内原有的旋转气流携带至电热塞附近，遇到电热塞高温端部即形成火核开始燃烧。总体来看，喷射压力对燃烧始点及滞燃期的影响较大，在较高的喷射压力范围内(高于35 MPa)，滞燃期与喷射压力呈负相关，即喷射压力越大，滞燃期越短。

图9示出不同喷射压力下平均缸温的变化情况。本研究采用电热塞引燃的方式使甲醇起火燃烧，决定燃烧发生的条件主要包括电热塞表面温度和甲醇空气混合气浓度。

图9 不同喷射压力下缸内平均温度的变化情况

从图9可知，不同喷射压力下，缸内平均温度峰值均达到2 000 K以上，且随喷射压力增大，缸温峰值增大。喷射压力越高，缸内混合气流速越大，甲醇液滴及甲醇蒸气在电热塞表面附近来不及吸热升温，无法在初次达到电热塞表面时刻达到着火点起燃。提高喷射压力使得着火点提前，活塞到达上止点之前燃料释放的热量增多，使得温度峰值升高。尽管喷射压力为17.5 MPa时着火点较早，但混合气分布不均匀，不利于火焰传播和燃料快速放热，对应的温度峰值低于其余喷射压力下的温度峰值。

图10示出喷射压力为52.5 MPa所对应的不同时刻缸内温度云图。可以看出，缸内混合气的高温点最先出现在电热塞端部，随后火焰向着远处未燃甲醇混合气传播，类似于汽油机火花点火的火焰传播现象，但缸内直喷汽油发动机喷油早，火花塞放电时缸内形成了均匀的混合气，而本研究的电热塞引燃式甲醇发动机的燃料喷射时刻仅比柴油发动机略有提前，甲醇空气混合的均匀程度比汽油机差。甲醇有早燃倾向，过早喷入燃烧室，一旦达到可燃浓度范围的混合气与电热塞高温表面接触，便会被引燃，使燃料放热过早，导致压缩负功过大，使发动机有效动力输出减少。因此这种工作方式的发动机不能采用过早的喷射提前角。

从温度云图可以看出，位于电热塞端部的甲醇首先被引燃，火焰前锋呈不规则形状向燃烧室空间运动，靠近电热塞的燃烧室底部甲醇起燃快，而活塞接近上止点时，顶部余隙狭窄，火焰难以传播到，特别是远离电热塞的位置，温度偏低。

发动机工作过程中，通过燃烧反应将化学能转换为热能，进而通过气体膨胀推动活塞运动，将热能转换为机械能向外输出。在整个过程中，除摩擦导致的能量损失外，进排气过程还会产生泵气损失，一般将泵气损失归入机械损失中，而排气门提前打开会引起自由排气损失。本研究只计算发动机压缩和做功两个冲程，未考虑进气和排气过程。因而采用指示功率和指示效率来评价发动机的动力性。

图10 喷射压力为52.5 MPa时缸内温度分布变化情况

通过对压缩和膨胀冲程的示功图进行积分，得到不同喷射压力下的动力过程功，进而计算出指示功率和指示效率，用来描述发动机的动力性，结果如表4和图11所示。

表4 不同喷射压力下的动力性参数

可以看出，不同喷射压力下压缩负功基本一致，而膨胀正功相差较多。随喷射压力提高，膨胀正功呈增大趋势，循环指示功、指示功率以及指示效率均随喷射压力增大而增大。而喷射压力为83.5 MPa对应的计算结果则与以上趋势不相符合。分析认为喷射压力过大，早燃严重，使得膨胀正功偏少，导致动力输出减少。说明喷射压力需要在中等范围内，喷射压力太高反而有损动力性。

图11 指示功率和指示效率与喷射压力的关系

2.4 喷射压力对甲醇发动机排放的影响

甲醇发动机排放物中除了CO和NOx以及极少量的Soot外，还含有非常规排放物甲醛。图12示出不同喷射压力下甲醛和CO含量的变化情况。可以看出，喷射压力为17.5 MPa时，甲醛和CO的峰值含量最高，随着燃烧过程进行和发动机膨胀做功，甲醛和CO含量均逐渐降低。物质的化学反应速率由阿累尼乌斯公式确定：

k=A·e-Ea/RT。

(3)

式中：k为速率常数；R为摩尔气体常量；T为热力学温度；Ea为表观活化能；A为指前因子。

图12 不同喷射压力下甲醛与CO含量变化情况

喷射压力较低时，缸内甲醇空气混合均匀程度较差，不均匀燃烧导致较低温区燃料不完全氧化，因此CO和甲醛在燃烧初期产生较多。甲醛是甲醇燃烧反应的中间产物，其浓度分布与燃烧过程紧密相关。图13示出喷射压力为52.5 MPa时缸内甲醛浓度的变化情况。可以看出，甲醛在火焰面处浓度最高，随着燃烧反应进行，甲醛得到进一步氧化，其含量逐渐降低。

图13 52.5 MPa喷射压力时缸内甲醛浓度变化

分析认为，当喷射压力较低时，缸内可燃气分布不均匀，尤其是活塞在上止点附近时，余隙中可燃气体很少。而当喷射压力较高时，进入余隙中的甲醇大大增加，受到壁面淬熄的影响[27]，贴壁区燃烧不充分，甲醛进一步氧化受限。因此，在所研究范围内，喷射压力越高，膨胀行程中甲醛残余量越大。

尽管提高喷射压力会使膨胀行程甲醛积累量增加，但最大残留量仅0.115 μg/L，远少于刘方杰[22]在近似工况下通过试验所测得排气过程中产生的甲醛平均值43 μg/L。对排气成分的检测结果表明，排气过程中甲醛的产生原因是未燃甲醇在较低温度下发生不完全氧化。因此，合理组织缸内混合气，尽可能减少未燃甲醇含量，才能从根源上控制甲醛排放。

3 结论

a) 提高喷射压力有利于甲醇液滴破碎和雾化，进而使燃烧室内甲醇和空气混合更加均匀，但喷射压力过大，因射流速度过快导致燃料触壁，反而不利于燃料空气均匀混合；

b) 采用电热塞引燃方式在发动机中燃用甲醇，起火位置位于电热塞端部，火焰传播呈现出与柴油机和汽油机不同的规律；在高喷射压力下，处于靠近电热塞一端的燃烧室凹坑中的可燃混合气首先燃尽，而后火焰才向外部空间传播；

c) 喷射压力对甲醇发动机常规排放物与非常规排放物的影响不同，喷射压力越大，膨胀行程中积累的甲醛量越高，CO没有明确的规律性，与排气过程未燃甲醇不完全氧化产生的甲醛相比，膨胀行程积累的甲醛可以忽略不计；

d) 喷射压力从17.5 MPa增大到52.5 MPa，发动机的指示功率增加，即增大喷射压力有利于提高发动机的动力性；喷射压力为82.5 MPa对应的指示功率反而降低，表明缸内直喷电热塞引燃式甲醇发动机，不宜采用过高的喷射压力。