双燃料柴油机

双燃料柴油机（精选10篇）

双燃料柴油机 篇1

摘要：针对所选取的S195柴油机,选取天然气与空气的混合方式为进气管预混合方式,进而设计出了双燃料发动机的燃气供给系统。同时,根据所选S195柴油机确定的一些基本参数,对燃气供给系统的各个部件进行了详细的设计、计算与选型。

关键词：燃气供给系统,双燃料发动机,柴油机

0 引言

天然气/柴油双燃料发动机保留原柴油机的全部装置和功能,增加了燃气供给系统、油气切换系统、油气控制系统,对发动机的改造较简单。用柴油作引燃燃料,天然气作主体燃料,采用原柴油机压燃的工作方式,由柴油着火引燃天然气。这种双燃料发动机以其改装方便、经济性好、燃料选用灵活、热效率高以及排放性能好等优点在国内外日益受到重视[1]。在天然气/柴油双燃料发动机的研究和应用上,以天然气资源供应充足的意大利、加拿大、美国等国技术最为先进,技术相对最为成熟,并出现了一些高水平的双燃料发动机[2,3,4,5]。

我国对双燃料发动机的研究仍停留在以天然气对柴油的简单替代阶段,并未发挥天然气作为发动机燃料的真正潜力。因此,开展对天然气发动机基础工作的研究,赶超国外先进水平,已成为我国天然气发动机研究中迫在眉睫的任务。

1 燃气供给系统的总体设计

1.1 机型的选择

在整个社会对环保越来越重视的情况下,各方都看到了单缸机行业的环保问题,为此需要采取措施对单缸机进行改造。所以本文选取S195柴油机为改装对象,增加一个燃气供给系统,将其改装为双燃料发动机,以实现良好的经济和环保效益。

1.2 燃气混合方式的确定

天然气/柴油双燃料发动机的供气方式分为缸外供气和缸内直接喷气两种。其中,缸外供气又有进气管混合器供气和进气喷射两种形式[6]。

采用气体燃料喷射技术能达到较严格的排放标准;但对于双燃料发动机,若采用气体燃料喷射技术,其喷油系统需要重新设计以满足双燃料发动机对小引燃油量的要求。因此,考虑到成本及改装复杂程度的要求,本文选用进气管混合器供气方式。该方式的双燃料发动机采用了原来的供油系统,这样的双燃料发动机改装简单、成本较低、工作量较小、工作较为可靠,且能达到一定的排放要求,与现阶段我国的实际情况相符。

1.3 双燃料发动机燃气供给系统的结构

燃气供给系统包括天然气的储存、调节和供给3部分。混合器式供气系统的结构,如图1所示。

当打开阀门时,气瓶中的天然气首先流过预热器进行加热后,来到高压减压阀减至适当的中压,在过滤器中滤去其它杂质,再经过低压减压阀减至所要求的压力,最后通过天然气流量控制进入混合器,与空气混合均匀后经进气道吸入气缸内,被柴油引燃后燃烧做功。

2 燃气供给系统零部件的设计与选型

2.1 天然气储气瓶

考虑到气瓶的容量与价格,储气瓶选用的是现在天然气汽车普遍使用的WGA-229I型压缩天然气钢瓶。该瓶质量为65.1kg,水容积为49.1L,外径为235mm,高度为1450mm,工作压力为20MPa。

2.2 截止阀

储气瓶与减压阀之间应设置手动截止阀,又称主气阀。当天然气汽车因加气、修理、入库停车时,用来截止储气瓶到减压阀之间的气路联结。本文选用的是石家庄市阀门二厂生产的外螺纹角式截止阀,其型号为JL24H-320,公称通径6mm;公称压力为32MPa;高为160mm;适用温度为-30～50℃。

2.3 预热器

由于天然气储存于高压容器中,在天然气的减压过程中,其体积膨胀需吸收大量的热,这一效应会导致整个天然气供气系统内高凝点气体凝结成冰状,引起系统的堵塞,无法正常供气。因此,必须在天然气减压前给其加热,提高温度,使高凝点气体不会降到凝结温度之下,防止系统结冰堵塞。天然气预热器设计中的主要参数,如表1所示,其结构如图2所示。

天然气预热器采用的是套管式,这是最简单的一种间壁式换热器,依两种流体的流动方向不同而又有顺流布置与逆流布置之别。这种换热器的优点是结构简单,适用于高温高压流体,特别是小容量流体的传热。

2.4 减压阀

为了提高燃气汽车一次充气的行使里程,车用天然气一般是压缩到20MPa储存在高压气瓶中。但发动机工作时,却要求燃气压力降到1～2.5kPa进入到混合器,以便与空气混合进入气缸,因此在燃气供给系统中必须要有减压阀。高压减压阀主要设计参数如表2所示。

天然气高压减压阀所担负的任务是将高压气瓶输出的天然气减压到较为安全的中压,以降低对其后面的各机构和管路系统密封性及零部件所需压力强度的要求。其结构如图3所示。进入高压减压阀的天然气通过阀进入高压减压阀的低压腔中,然后由高压减压阀右端的出口恒压输出。整个机构中压力调节弹簧的弹簧力、膜片通过阀杆作用在阀上的力、平衡弹簧作用于阀上的力,3个力保持平衡。高压减压阀就是利用这3个力之间的变化关系,进而调节天然气通过能力,使天然气输出压力保持恒定。

由于低压减压阀的设计过程、工作原理与高压减压阀基本相同,结构相似,因此本文不进行详细介绍。低压减压阀设计中主要参数,如表3所示。

2.5 天然气过滤器及开关阀

天然气过滤器及开关阀选用的是四川西恩基机电公司生产的天然气电磁阀。其技术参数为公称压力:1.0MPa;公称通径为10mm;电源电压:DC24伏。装置的功用是滤除高压减压后系统内的杂质,防止系统的堵塞。此外,它还具有控制低压系统气路通断的功能。

2.6 天然气供气量控制阀

天然气供气量控制阀(蝶阀)是调节供给发动机天然气量的关键部件,它随驾驶员的加“油”减“油”过程使蝶阀的开度增大或减小,实现天然气供给量的加大和减小,来保持发动机与外界负荷的平衡。其结构如图4所示。

2.7 混合器

混合器是将减压器输出的常压天然气和空气混合形成可燃混合气的装置。混合器选取的是四川西恩基有限公司生产的CYTZ-100型比例式混合器,其基本参数为输入压力为1～2kPa,天然气进入混合器阀口外径为16mm,内径为8mm;空气进入混合器阀口直径为60mm。

3 结论

本文针对双燃料发动机的研究现状,并结合实际情况,选取S195柴油机为改装对象,设计出了整个燃气供给系统。并根据所选的S195确定的一些基本参数对燃气供给系统各个部件进行了相应的设计、计算与选型。该系统的设计对解决当前所面临的能源与环境危机具有重要意义。

参考文献

[1]P.R.Danyluk.Development of a High Output Dual Fuel Engine[J].ASME Paper,93-1CE-20.

[2]李克,杨铁皂,徐斌,等.天然气/柴油双燃料发动机研发现状及发展[J].河南科技大学学报(自然科学版),2004,25(2):28-31.

[3]Karimga,liuz,Jones W.Exhaust Emission from Duel Engines at Light load[J].SAE Paper,932822,1993.

[4]Bruce Wadman.重型汽车双燃料发动机的发展[J].段缨,于海涛,译.国外内燃机,1997,29(6):53-55.

[5]Gebert Kersimir.All Electric Dual Fuel Injection System for the Belarus D2144Di-esel Engine[J].SAE Paper,901502,1990.

[6]徐国强,高献坤,侯瑞娟,等.CNG/柴油双燃料发动机供气技术研究[J].内燃机,2004,10(5):15-18.

双燃料柴油机 篇2

煤油-氢双燃料的超声速燃烧室中的自点火和燃烧稳定特性在直联式试验装置上进行了实验研究.实验空气总温1650～1980K,总压基本保持在1.8MPa左右,燃烧室进口M数为2.5.用激光粒度仪测量了在加压下煤油的`雾化程度.为了寻找能点燃并维持煤油稳定燃烧的最低氢当量比,设计加工了四种不同构型引导火焰与凹稳焰一体腔结构,利用氢引导火焰局部地加速煤油的化学反应和凹腔的联合促进作用与优化结合,发现在没有强迫点火能源条件下点燃并维持煤油稳定燃烧的最低氢当量比能降低至0.03.燃烧室的性能用简化的一维计算机程序SSC-3作了初步估算.在长度425mm的燃烧室中获得了煤油的燃烧效率50%.引导火焰凹腔一体化结构对点火特性和性能的影响作了讨论.

作 者：俞刚 李建国 陈立红 黄庆生 YU Gang LI Jian-guo CHEN Li-hong HUANG Qing-sheng  作者单位：中国科学院力学研究所高温气体动力学研究开放实验室,北京,100080 刊 名：流体力学实验与测量  ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS 年，卷(期)：2000 14(1) 分类号：V312+.1 关键词：煤油   双燃料   超声速燃烧   凹腔   火焰稳定器  

★ 基于Van Leer+AUSM混合格式超声速流场的并行数值算法研究

★ 旋转盘腔紊流流动的数值研究

★ 不对称喷管欠膨胀超声速射流的数值模拟

★ 直升机旋翼机身流动特性数值模拟

★ 三维非轴对称薄壁管件旋压成形机床液压系统的研究

★ 封闭空腔声学特性研究

★ 松花江水污染模型的数值研究

★ 并行计数法脉冲激光测距的研究

★ 黑液水煤浆的燃烧和污染排放特性研究

双燃料柴油机 篇3

【关键词】生物柴油-柴油 烟度 试验

1.引言

2011年6月15日，财政部、国家税务总局发布财税[2011]46号《关于明确废弃动植物油生产纯生物柴油免征消费税适用范围的通知》，对《财政部国家税务总局关于对利用废弃的动植物油生产纯生物柴油免征消费税的通知》（财税[2010]118号）所称“废弃的动物油和植物油”的范围进行了明确[1]。自此，地沟油冶炼生物柴油正式纳入国家免征消费税范围，地沟油冶炼生物柴油产业在全国特别是东部发达地区得到快速发展。

利用地沟油冶炼生物柴油虽然得到了国家、地方及企业的高度重视，在全国范围内蓬勃发展[2]，但是由于原材料收购、技术、销售渠道等方面的原因，生物柴油却没有像乙醇汽油一样被广泛的应用。本项目主要从技术的角度来解决生物柴油的应用问题，为生物柴油尽早的大规模应用提供技术积累。

2.试验燃料及设备

试验燃料为0号商品柴油（市售，以下用D100表示）和阳谷县凯歌新能源生物科技有限公司生产的地沟油生物柴油（市售，以下用B100表示），该生物柴油是以地沟油为原材料，采用塔式反应器，利用活性较高的固体酸催化剂，经酯化反应获得。

试验过程中所用到的主要设备包括：长城GW2.8TC高压共轨发动机台架、南华NHT-6型烟度计、KT670故障诊断仪、柴油滤清器、烧杯、玻璃棒、燃油管路若干和储油容器。

3.试验方案及过程

3.1 试验方案

在发动机台架上燃烧D100、B10（表示混合燃料中所含生物柴油体积分数为10%，下同）、B20、B30、B50、B100燃料，分别在800 r/min（怠速）、1100 r/min、1400 r/min、1700 r/min、2000 r/min、2300 r/min、2600 r/min、3000 r/min时测取烟度值。对不同转速范围内的烟度值进行分析，最终得出何种掺混比的烟度值最小，发动机排放性能最佳，为现实的生产、应用提供试验依据。

3.2 试验过程

首先，改装发动机台架，在原有发动机台架的进油管和回油管上各加一个三通阀，相当于一个发动机台架有两个油箱，这两个油箱可以切换使用，然后，配制不同混合比例的试验燃料；最后，进入了试验系统的调试阶段，起动发动机进行预热，当冷却液的温度达到80℃时，由怠速工况将油门踩到底，连续踩下3次，使发动机内的碳渣完全排出，以便保证测量的准确性，接着把烟度计的取样管插入发动机台架的排气管中，取样管的探头插入排气管内的深度约30cm，预热烟度计15分钟后进入试验。试验过程中，轻踩油门，当发动机台架达到规定转速时，稳定约3秒钟读取数据，每种燃料进行3次试验，最后取三次的平均值进行数据分析，每次试验的时间间隔为1分钟。对于偏差比较大的数据，进行补做试验。

4. 试验结果及分析

4.1 试验结果

根据试验数据绘制出的曲线图如图2所示，为了便于数据的分析，又另外绘制出800r/min～1900r/min的曲线图如图3所示。

4.2 结果分析

燃料D100、B10、B20、B30、B50、B100在长城GW2.8TC高压共轨发动机台架上进行燃烧时，分别在800 r/min（怠速）、1100 r/min、1400 r/min、1700 r/min、2000 r/min、2300 r/min、2600 r/min、3000 r/min时测取烟度值，通过对不同转速下的烟度值整理、分析，得出如下结论[3]：

图2 800r/min～3000r/min的燃料曲线图

图3 800r/min～1900r/min的燃料曲线图

（1）由表2可知，长城GW2.8TC高压共轨发动机的排放标准是欧Ⅲ，烟度满足GB 3847-2005标准。燃料D100、B10、B20、B30、B50、B100通过在发动机台架上做试验实测到的烟度范围：0.10m-1≤k≤2.90m-1，满足GB 3847-2005标准中要求：k≤3.5m-1，由此可知，这几种燃料的烟度排放均满足GB 3847-2005标准。

（2）由图2和图3可以看出，在相同转速下，燃料D100、B10、B20、B30、B50、B100随着生物柴油比例的升高，烟度值逐渐降低，此趋势随着转速的升高更加明显。

（3）由图3可以看出，在800r/min～1900r/min范围内，混合燃料的烟度排放的差距不是太大，出现了数据重合的现象。出现这种现象的主要原因：1）长城GW2.8TC高压共轨发动机的排放符合欧Ⅲ的标准，烟度值本来就比较低，而且，发动机在低转速时，烟度排放更低；2）南华NHT-6型烟度计的分辨力是0.01m-1；3）整个试验过程中测取的数据均是动态的。

（4）由图2可以看出，燃料D100、B10、B20、B30、B50、B100的烟度排放在发动机800r/min～1900r/min范围内规律性不是很强。在1900r/min～3000r/min范围内规律性比较强，随着发动机转速的升高，燃料D100、B10、B20、B30、B50、B100的烟度值明显升高。

（5）发动机在最大扭矩225N·m/1600r/min～2600r/min时，燃料D100、B10、B20、B30、B50、B100的烟度排放在相同的转速下，排放值是逐渐降低的，并且变化也比较明显，随着转速的升高，烟度值增大。

综上所述，燃料D100、B10、B20、B30、B50、B100的烟度排放随着转速的升高而增大。如果仅仅从烟度的排放方面考虑，B100的烟度排放最小。

【参考文献】

[1]财政部、国家税务总局：《关于明确废弃动植物油生产纯生物柴油免征消费税适用范围的通知》（[2011]46号）.

[2]胡志远，岳晗.共轨柴油机燃用乳化柴油的颗粒排放特性.内燃机工程，2012，（8）：41-45.

双燃料柴油机 篇4

2011年我国石油对外依存度己超过56%,并且随着工业的发展,依存度将会持续增加,能源安全的压力也会随之增大。重载柴油机每年消耗的柴油量达到全年消耗量的60%。而我国煤资源中40%是高含硫煤,这些煤既不适合发电业也不宜作民用,如果将这些煤用来制造甲醇则可以激活这些资源。另一方面,目前我国的甲醇产能已经超过4000万吨,国内可消化的产量不到2000万吨,加上国外进口甲醇的冲击,使甲醇生产企业雪上加霜,造成甲醇多余空闲产能的闲置浪费。

和传统纯柴油重卡相比,甲醇-柴油双燃料重卡是匹配双燃料发动机作为动力源的重型卡车,甲醇将部分替代柴油做功来带动发动机运转。因此,甲醇-柴油双燃料重卡不仅能减少对柴油的消耗,减少有害物质的排放,还有利于发挥我国现有的甲醇产能,对缓解我国柴油紧张,减少石油对外依存度和保障国家能源安全具有重要的战略意义。

1、甲醇行业发展现状及趋势

随着石油资源短缺的形势越来越严峻,业内都在积极探索替代能源。我国开展甲醇汽车研发和应用始于上世纪80年代,不少省、市及企业积极参与,取得了大量的技术成果和宝贵经验,形成了一定的规模。尤其是山西省不但起步早,且投入力度大,甲醇作为车用燃料已经比较广泛。如山西博士通汽车新技术开发有限公司就是专门从事针对小轿车的汽油车改甲醇车的企业,该公司掌握了发动机控制技术及燃油系统耐醇技术,已在改装车行业占有一席之地。山西佳新能源化工实业有限公司也是从事传统的汽油车改装的公司,该公司早在2006年已将改装的77辆甲醇出租车已在晋中投入使用。但这些改装技术都只是针对乘用车的汽油车改装,对重卡的柴油车改装及生产还是空白。2011年工信部拟试点甲醇汽车时,重卡行业中陕汽集团、一汽解放表现出对该技术的浓厚兴趣。

2、国内甲醇-柴油重卡发展现状

2.1 政策支持

我国开展甲醇汽车研发和应用始于上世纪80年代,并形成了一定的规模。“十一五”以来,甲醇作为车用替代燃料逐步发展,《车用甲醇汽油(M85)》和《车用燃料甲醇》两项国家标准颁布实施,甲醇汽车开发、试验等活动取得积极成果,特别是在柴油机上实现了技术突破,为甲醇燃料代替柴油提供了可能。工业和信息化部从2009年就启动了甲醇汽车相关研究工作,重点开展高比例甲醇燃料替代汽油、柴油研究,组织专题研究组对甲醇汽车所涉及的能源、环保、安全、技术、经济等问题进行了综合研究,委托有关机构进行了甲醇燃料与汽油、柴油、乙醇汽油的排放检测对比实验,开展了甲醇汽车安全性评价,提出了甲醇汽车产品技术要求。2012年我国发布的《“十二五”国家战略性新兴产业发展规划》将新能源汽车列入国家战略性新兴产业,并针对节能与新能源汽车国家又专门制订了《节能与新能源汽车产业发展规划(2012—2020年)》,同时陕西省《“十二五”科学和技术发展规划》也将CNG、LNG、甲醇、纯电动、混合动力等新能源汽车列入我省汽车行业重点发展的新兴产业,国家、省、市政府将在“十二五”及今后相当一段时期大力支持新能源汽车发展。可见,开发清洁燃料汽车符合政策发展方向。

2.2 节能减排的需要

我国已经成为世界第一汽车产销国,在今后较长一段时期内我国汽车产销量还将保持快速增长势头,预计到2020年汽车保有量将超过2亿辆,按当前汽车燃油经济性水平估计,车用燃油年消耗量将突破4亿吨,由此带来的能源安全和环境问题将更加突出,产业技术转型升级压力巨大。

甲醇俗称“木醇”或“木精”,分子式CH3OH,分子量32。甲醇燃料属高含氧物质、碳氢比高、汽化潜热大、不含硫,在发动机上应用,不仅有利于减少CO2、排放的颗粒物和氮氧化物(NOx)、SO2和PM等有害物质的排放[1],还可以减轻废气后处理技术和设备对国外产品的依赖。因此甲醇作为车用燃料既有利于经济减少的健康发展,也有利于大气环境质量、调整能源结构,而且有利于实现社会经济的可持续发展。

因此,大力发展新能源汽车,加快推进新能源汽车的产业化进程,既是有效应对能源和环境挑战,实现中国汽车产业可持续发展的必然选择,也是把握战略机遇,缩短与先进国家差距,实现汽车产业跨越式发展的重要举措。

3、甲醇-柴油双燃料重卡简介

3.1 概念介绍

甲醇-柴油双燃料重卡是匹配双燃料发动机作为动力源的重型卡车,双燃料重卡中,甲醇燃料将部分替代柴油,车辆的运行是由甲醇和柴油两种燃料共同作用下实现的。其中甲醇-柴油双燃料控制系统将对喷入的甲醇和柴油进行实时控制。

3.2 甲醇-柴油双燃料重卡关键技术现状

3.2.1 传统甲醇-柴油存在的问题

甲醇-柴油在开发、生产和应用中普遍存在一些有待攻克的技术问题,如:甲醇加入柴油后的混融和分层问题,甲醇燃烧不充分产生甲醛的问题,如何使甲醇大比例加入的问题,甲醇-柴油的动力下降和速度冲击问题,应用中甲醇-柴油对油路及气缸金属部分的腐蚀问题、以及对橡塑件的腐蚀和溶胀问题等[2]。

3.2.2 关键技术发展现状

甲醇-柴油双燃料重卡关键技术主要是针对甲醇-柴油存在的普遍问题而展开的。目前国内各大高校,如天津大学,西安交通大学等,对乙醇、甲醇、二甲醚等替代燃料的核心技术研究较多,且主要针对双燃料发动机这个重点。西安交通大学在甲醇-柴油双燃料发动机的工作区域研究得出双燃料发动机的三个工作区域,即熄火界限、工作粗暴界限和碳烟排放界限,并得出了甲醇-柴油双燃料发动机万有特性曲线中最经济区域位于发动机中高转速和中高负荷区,且随着引燃柴油量的增加向发动机高转速区域移动,并且随着甲醇质量分数的增加,发动机NOx和碳烟排放可以同步降低[3]的结论。天津大学对替代燃料的双燃料发动机方面的研究颇深。天津大学拥有内燃机国家重点实验室,该实验室是我国内燃机学科唯一的国家重点实验室。天津大学的“大型公交车用柴油/天然气双燃料发动机研究与开发”项目,已通过了天津市科委组织的鉴定。它在双燃料发动机关键技术方面,尤其是智能化程度上取得的重大突破。另外安装有天津大学内燃机研究所参与研发的“柴油-LNG”双燃料混燃装置的津塘渔03808和津塘渔03820清洁能源示范渔船,也进行了入海试航。这是我国首批采用“油改气”技术改进的渔船进行试航。此外,天津大学还承担国家高科技研究发展计划(863计划)甲醇-柴油双燃料重型柴油机关键技术研究的课题,攻关双燃料系统在重型卡车上应用可能会遇到的各种难题。以上都是各大高校对双燃料核心零部件方面的探索与研究。目前,陕汽集团正在积极探索研发甲醇-柴油双燃料重型卡车,该车研发成功后将弥补我国这一方面的空白。

3.3 双燃料重卡的优势

由于全球资源紧张,油价高涨,重卡使用的成本不断高涨。而甲醇-柴油双燃料重卡由于甲醇将部分取代柴油,使得使用重卡的成本显著降低。本文中以甲醇-柴油运输车的平均替代率为30%,普通柴油车百公里油耗40升为例,对比甲醇-柴油双燃料车和柴油车二者的燃料运输成本分析如下:

燃料单价以2012西安市场10月价格为例,柴油单价:7.7元/升,甲醇单价:2.7元/升。柴油车百公里能耗40升,对应甲醇-柴油车按平均替代率30%计算,百公里能耗为28升(油)+24升(醇)。本文中按重卡行驶里程每年15万公里计算,每年的燃料消耗费用为:

单价×百公里能耗×每年行驶里程=年消耗费用

柴油车:40升×7.7元/升×15万公里/年=46.2万元

甲醇-柴油车:(28升×7.7元/升+24升×2.7元/升)×15万公里/年=42万元

柴油车和甲醇-柴油车每年燃料消耗费用差:46.2-42=4.2万元

可见,虽然甲醇车改装成本比普通柴油车要贵(增加约2万元),但甲醇车不到一年就可收回成本,还可盈利2.2万元。因此甲醇-柴油车在经济性上是显而易见的。

此外,甲醇-柴油双燃料重卡还很好的解决了续驶里程的问题。甲醇-柴油双燃料车可以实现纯柴油、甲醇-柴油双燃料两种模式之间的自由切换,并且运行不受甲醇供应的限制,即使在没有甲醇供应或是甲醇消耗完毕的情况下,仍然能够以纯柴油模式正常工作。因此双燃料车兼顾了用户长途运输利益,这也是它的最大优势所在。

4、甲醇-柴油双燃料重卡前景分析

由上述可知,甲醇-柴油双燃料车不但节能、环保、经济,并且能不受加醇站的限制满足长途运输,因此随着新型长途运输重卡的使用和推广,双燃料重卡产品也终将会得到推广和广泛的认可。此外,我们巨大的空闲甲醇产能以及政府部门的支持也将会促进甲醇-柴油双燃料车的应用和推广。未来,双燃料重卡可广泛运用于物流公司、煤矿企业、搅拌站以及港口集装箱运输市场和各大城市市政专用车辆,因此,甲醇-柴油双燃料重卡具有广阔的前景。

参考文献

[1]吴冠京.车用清洁燃料[M].北京:石油工业出版社.2004:335.

[2]骆毅,何飞.新型燃料甲醇-柴油研究及发展趋势.浙江省温州轻工研究院,浙江温州,325003.

双燃料柴油机 篇5

记者早在三年前就当场验证过当时新配方，经过几年的从降低成本、环保节能、提高产品质量下功夫又研制出新配方，记者闻讯又再次来验证新配方的效果，董老师当场按新配方配制汽油和柴油，当场在机器和车上分别对耗油量、动力、排烟量作了试验，效果确实比三年前还更好，成本还降低了10％左右，并对水烃液体燃料分别在饭店猛火灶和农用全气化灶试验效果也比三年前更环保，更节能，成本再次降低，无烟无味无毒，二个项目在半天的试验后，记者和众多学员拍手叫好，技术又一次全面升级，开发研制是无止境的，不久将来效果会更好。

水烃液体燃料是用烃质类一些易购化工原料加入水合成，成本不足2元／公斤，以低成本、热值高，环保节能淘汰了传统的醇基燃料和生物醇油，最近研制的全气化灶具使用比液化气还好，比烧煤、油、电、气都便宜，环保安全，适合家庭、饭店、锅炉使用，三口之家日耗一元多钱，深受用户欢迎。

他研究的汽、柴油多种配方均是几种化工原料手工配制而成，成本5200元／吨左右，可生产0#、－10#、－20#柴油和90#、93#、97#汽油，加工出来的汽油、柴油从颜色、味道、发热量、耗油量、动力等指标均同市场汽油、柴油一样，可单独用也可混用，不需改造车上任何部件，对车体无任何损伤，而且排烟量减少20％以上。

据了解他发明的水烃燃料、复合汽油、柴油多年来已有多家媒体记者亲临现场考察采访报到过，已在《生意经》、《安徽科技报》、《现代营销》、《新财路》、《大众投资指南》、《商界城乡致富》等二十多家媒体多次报道过，消息传开后，已有周边一些县城及来自全国三十多个省市、自治区前来的商户与他签约独家加盟协议，他表示要在5－7年内让全国2700多个县都用上这种价廉环保的水烃燃料和复合汽、柴油，单位申请的“清大源”商标品牌可授权给加盟商免费使用。

双燃料柴油机 篇6

1 试验用发动机及仪器设备

1.1 试验发动机及电控甲醇低压喷射系统

(1)试验发动机

试验用发动机为TY1100型单缸、四冲程、强制水冷、自然吸气、直喷式柴油机。发动机的主要性能和结构参数见表1。

(2)电控甲醇低压喷射系统

图1为电控甲醇低压喷射系统示意图。甲醇低压轨道选用奥拓多点喷射油轨。安装在甲醇箱内的EKP型沉底式电动泵单位时间内的输醇量比甲醇电子喷油器单位时间内的喷醇总量多几倍,多余的甲醇经过压力调节器中弹簧控制的出口流回甲醇箱,回流的甲醇既冷却了甲醇管路,又通过压力调节器使甲醇低压轨道中的甲醇压力与电子喷油器外气压之间保持一定的压差(即喷醇压力)[1]。由于发动机进气管内气压较低,较小的甲醇低压轨道中的压力就可以使甲醇喷出并获得良好的雾化效果。甲醇低压轨道中的压力通常以能防止甲醇管内甲醇蒸气产生“气阻”为准,压力为0.25～0.4MPa即可,本试验将甲醇低压轨道中的压力控制在0.3MPa左右。

1.2 其他主要设备仪器

其他主要设备仪器有FCM205瞬态自动油耗仪,HORIBA 7100气体分析仪,FQD2102A博世烟度计等。

2 试验结果及分析

2.1 甲醇柴油混合燃料对发动机HC排放的分析

图2发动机燃用甲醇柴油双燃料时,不同发动机工况下HC排放随甲醇质量分数的变化曲线。从图中可以看出:在所有试验工况下,发动机燃用甲醇/柴油双燃料后,HC排放随甲醇质量分数的增加而迅速增加;发动机负荷增加,HC排放下降。发动机采用柴油引燃甲醇的双燃料燃烧模式,甲醇在进气管喷入,随新鲜空气进入气缸,在压缩冲程阶段,一部分甲醇-空气可燃混合气进入活塞顶部间隙和喷油器间隙等隙缝中,以及气缸壁对火焰的冷激效应,导致一部分混合气不能或部分燃烧,HC排放增加;发动机负荷增加,缸内混合气的平均温度升高,排气温度较高,且在相同的甲醇质量分数下,需要喷入更多的甲醇量,甲醇-空气可燃混合气变浓,燃烧改善,有利于甲醇-空气可燃混合气稳定燃烧和HC排放的后期氧化,HC排放减少。

2.2 甲醇柴油混合燃料对发动机NOx排放的分析

图3为双燃料发动机不同工况下NOx排放随甲醇质量分数的变化曲线。

由图3可知:在所有实验工况下,NOx排放随甲醇质量分数的增大而减少。根据Zeldovich化学反应机理,NOx生成的3个主要条件为高温、富氧和高温持续时间[2]。甲醇作为预混合气进入气缸,由于其汽化潜热大,降低了进气温度,使滞燃期延长,预混燃烧比例增加,燃烧总体上以火焰传播为主,缸内燃烧温度下降,使得NOx排放降低。

图4给出了双燃料发动机燃用最小引燃柴油量NOx排放与发动机燃用纯柴油时NOx排放外特性的对比曲线。从图中可以看出:发动机燃用双燃料后,NOx排放随发动机转速的变化与原柴油机大不相同;双燃料发动机NOx排放随发动机转速的升高先减少,在1600r/min时,达到最低值后增加,在低、高转速时,发动机燃用双燃料时的NOx排放比燃用纯柴油时的高。NOx的生成主要受高温、富氧和高温持续时间的控制,随着发动机转速升高,一方面,减少了缸壁向外界的传热量,缸内温度升高。另一方面,以时间计的燃烧持续时间缩短,在上述因素的综合作用下,发动机燃用纯柴油时的NOx排放呈先增加后减少的趋势。发动机燃用甲醇/柴油双燃料后,在最小引燃柴油量下,发动机发出最大功率时,要喷出较多的甲醇量,降低了进气温度,从而使燃烧温度降低,有利于减少NOx生成量,但随着转速的升高,传热量减少,发动机热负荷增加,再加上甲醇含氧量高,燃烧速度快,NOx生成量增加,因此,在两者的综合作用下,NOx排放有先减少后增加的趋势。

2.3 甲醇柴油混合燃料对发动机碳烟排放的分析

图5给出了发动机燃用甲醇/柴油双燃料、燃用最小引燃柴油量发动机所能达到的最大功率时碳烟排放与发动机燃用纯柴油时碳烟排放外特性对比。从图中可以看出:发动机燃用甲醇/柴油双燃料后,碳烟排放随发动机转速的变化与原柴油机大不相同;双燃料发动机的碳烟排放远低于原柴油机,且基本不随发动机转速的变化而变化。在最小引燃柴油量、最大功率下,甲醇质量分数均超过75%,燃油中总含氧量高,不利于碳烟的生成。

图6给出了双燃料发动机不同工况下碳烟排放随甲醇质量分数的变化曲线。从图中可以看出:在所有试验工况下,随着甲醇质量分数的增加,发动机碳烟排放迅速下降,高负荷(Pme=0.77MPa)时,碳烟排放最大降幅均超过80%;中低负荷(Pme=0.35、0.56MPa)时,发动机碳烟排放在甲醇质量分数达到40%后保持在一较低水平,基本不随甲醇质量分数的变化。甲醇含氧量高,燃烧过程中有自供氧效应;甲醇不含C-C键,且甲醇燃烧过程中很少产生甲基(CH3)[3],从而从根本上消除了碳烟生成的可能性。

3 结语

研究结果表明:与原柴油机相比,双燃料发动机的HC排放增加,且随着甲醇质量分数的增加,HC排放迅速增加,尤其在高负荷时;发动机NOx排放随着甲醇质量分数的增加而减少;发动机碳烟排放大幅度降低,高负荷时尤为显著,碳烟最大降低幅度超过80%,中低负荷时,碳烟排放在甲醇质量分数达到约40%后基本保持在较低水平;这表明采用柴油引燃甲醇双燃料燃烧模式可以同步降低NOx和碳烟排放。

摘要：介绍了柴油引燃甲醇双燃料燃烧对柴油机CH、NOx和碳烟排放的影响。采用柴油引燃甲醇双燃料在一台单缸、直喷、中冷柴油机上进行。随着甲醇质量分数的增加,HC排放迅速增加,NOx排放减少,发动机碳烟排放大幅度降低。

关键词：甲醇,柴油,双燃料发动机,排放,分析

参考文献

[1]刘元鹏.代用燃料汽车的研究与发展[J].汽车研究与开发,2000(4):15-19.

[2]蒋德明.内燃机燃烧与排放学[M].西安:西安交通大学出版社,2001.

双燃料柴油机 篇7

液化天然气(liquefied natural gas,LNG)作为船舶动力燃料有助于 缓解能源 危机和减 少环境污染[1]。图1为一种典型的LNG-柴油双燃料增压发动机方案[2,3]。由图1可见,该方案基本不改变原型柴油机的结构,通过增加一套LNG燃料供给系统,在进气总管采用单点预混合LNG燃料方式进入气缸,利用柴油压缩点燃LNG-柴油双燃 料和空气 混合气。

LNG-柴油双燃料方式具有结构简单、控制可靠和便于改装等优点,从而广泛应用于目前国内LNG-柴油双燃料船舶动力的试点项目中。

但这种单点预混合LNG-柴油双燃料方式在气门重叠期间可能存在较严重的LNG燃料通过排气门泄漏问题。这是因为:(1)气门重叠期间燃烧室扫气不可避免地将导致预混合LNG燃料通过排气门的泄漏;(2)增压发动机较高的进气管压力和较大的气门重叠角将加剧预混合LNG燃料通过排气门的泄漏。

LNG燃料通过排气门的泄漏不仅增加了燃料消耗,而且将大幅增高发动机的HC排放。

气门重叠期间通过进气门和排气门的混合气体流动状态、气缸压力、气门重叠角、气门重叠期间气门流通截面、混合气体与边界之间的热交换等因素都会影响气门重叠期LNG泄漏量。实际测量气门重叠期LNG泄漏量存在较大的技术难度,目前尚未见LNG-柴油双燃料发动机气门重叠期LNG泄漏量的相关研究报道。

本文中以Z6170ZLC型LNG-柴油双燃料增压发动机为研究对象,采用AVL-Boost发动机性能仿真方法,利用发动机台架实测数据确定计算边界条件和校核仿真模型,分析气门重叠期间LNG燃料通过排气门的泄漏及其影响因素。

1 仿真模型和计算方法

1.1 仿真模型

表1为Z6170ZLC型船用增压柴油机的技术参数。

发动机性能仿真模型如图2所示。仿真模型可以同时应用于原型柴油机和双燃料发动机。空气从进气系统边界SB1依次经过涡轮增压器TC1和中冷器CO1,到达进气总管PL1,由各个进气歧管进入气缸C1~C6。排气分支采用1-2-3和4-5-6分别由排气歧管PL2和PL3进入涡轮增压器TC1,最终由管道18到达排气系统边界SB2。仿真模型采用燃料缸内喷射和压燃方式,AVL-Boost发动机性能仿真软件不能自定义双燃料,本文中采用等热值当量和质量加权方法模拟双燃料。

利用原型柴油机和双燃料发动机的倒拖工况和性能试验测量结果校核了仿真模型。

1.2 双燃料仿真模型处理

相比较原型柴油机仿真模型,双燃料发动机仿真模型进行了以下处理:(1)构造不同混燃比例的LNG-柴油双燃料;(2)修正预混合LNG燃料对充气效率的影响。

AVL-Boost发动机性能仿真软件不能模拟预混合和缸内压燃同时出现的情况,采用等热值当量和质量加权方法处理LNG-柴油双燃料。

根据等热值当量假定:

式中,MDiesel为原型柴油机的柴油消耗量;M′Diesel为双燃料发动机的柴油消耗量;MLNG为双燃料发动机的LNG燃料消耗量;HDiesel和HLNG分别为柴油和LNG燃料的低热值。

根据质量加权,LNG-柴油双燃料的热值HMix和理论空燃比AMix可以表述为

式中,ALMG和ADiesel分别为LNG燃料和柴油的理论空燃比。

双燃料模式时,预混合LNG气体燃料会减少进气充量,从而降低充气效率。双燃料发动机缸内压燃仿真模型无法模拟预混合LNG燃料对充气效率的影响,可以利用相同替代率的预混合LNG燃料点燃式发动机的性能仿真模型计算LNG燃料对充气效率的影响,或者采用式(4)[4,5]修正双燃料发动机仿真模型的充气效率。

式中,η′v为双燃料发动机的充气效率;ηv为原型柴油机的充气效率;M′a为双燃料发动机消耗的空气量;Ma为原型机消耗的空气量;μa为空气的平均相对分子质量;μf为天然气的平均相对分子质量;λ 为原型柴油机的过量空气系数;Lo为原型柴油机燃料的理论空燃比;ψ为当量掺烧比,定义为(掺烧LNG燃料量×LNG低热值)/(原型机燃料量×原型机燃料低热值)。

1.3 计算方法

仿真计算的假定和计算条件为:(1)仅考虑标定工况;(2)双燃料发动机中的LNG燃料替代等热值的柴油;(3)设定双燃料发动机的柴油替代率为70%;(4)LNG燃料与空气均匀混合;(5)不计及活塞环泄漏;(6)考虑预混 合LNG对充气效 率的影响。

气门重叠期间排气门LNG燃料泄漏量MLNG泄漏可以表示为

式中,M混合气泄漏为排气门混合气泄漏量;M混合气泄漏为根据每循环通过进气门进入气缸的混合气量M进入气缸和实际留在缸内的混合气量M留在气缸确定。为混合气体中LNG量与混合气量的比值,其中MAir为混合气中空气的质量。MLNG可以由式(1)根据原型柴油机循环柴油量和柴油替代率确定。

不同增压比的发 动机有相 应的气门 重叠角范围。本文中对于增压比1.8~3.0选取的气门重叠角范围为100~140°CA,其中进气提前角和排气迟闭角范围均为50~70°CA[6,7,8]。

2 仿真计算分析

2.1 预混合 LNG 燃料对双燃料发动机充气效率的影响

图3为70% 替代率下 不同转速 工况预混 合LNG燃料对充气效率的影响。采用中冷器后进气管(图2中MP3)作为参考点计算充气效率,采用式(4)修正双燃料模式的充气效率。柴油模式和双燃料模式的充气效率均随着转速的增加而下降,双燃料模式的充气效率在高转速工况下降更为显著。各转速工况双燃料模式的充气效率相比较柴油模式均有所下降,标定转速工况双燃料模式的充气效率相比柴油模式下降了5.2%。

文献[9]表明增压比对充气效率的影响较小(中冷器后进气状态作为参考)。表2列举的仿真计算结果也表明增压比对充气效率的影响较小,其中转速为1000r/min。

2.2 气门重叠和增压比对 LNG 泄漏的影响

图4和图5分别为气门重叠对LNG燃料泄漏量和LNG燃料百分比泄漏量的影响。泄漏量和百分比泄漏量分别表征LNG燃料的绝对泄漏量变化和相对泄漏量变化。泄漏量比值定义为每循环指定的气门重叠和增压比时的泄漏量与参照工况(增压比1.8,进气提前角和排气迟闭角均为50°CA)泄漏量的比值,如:图4中最大泄漏量(增压比3.0,进气提前角50°CA,排气迟闭角70°CA)相比较参照工况的泄漏量增加了八倍左右。LNG燃料百分比泄漏量定义为每循环LNG燃料泄漏量与进入气缸LNG燃料量的百分比值。

如图4所示,实线表示排气迟闭角对泄漏量的影响(保持进气提前角50°CA不变),虚线表示进气提前角对泄漏量的影响(保持排气迟闭角50°CA不变)。LNG燃料泄漏量随着进气提前角和排气迟闭角的增大呈上升趋势,排气迟闭角对LNG燃料泄漏量的影响稍大于进气提前角对LNG燃料泄漏量的影响。相同气门重叠条件时,LNG燃料泄漏量随着增压比的增加而增加。

如图5所示,实线表示排气迟闭角对百分比泄漏量的影响(保持进气提前角50°CA不变),虚线表示进气提前角对百分比泄漏量的影响(保持排气迟闭角50°CA不变)。LNG燃料百分比泄漏量随着进气提前角和排气迟闭角的增大亦呈上升趋势,进气提前角和排气迟闭角对LNG燃料百分比泄漏量的影响近乎相同。

值得指出的是,相同气门重叠条件 时,LNG燃料百分比泄漏量随着增压比的变化与LNG燃料泄漏量随着增压比的变化(图4)不同。尽管LNG燃料百分比泄漏量随着增压比的增加呈上升趋势(增压比1.8增至2.5),百分比泄漏量随着增压比的增幅远小于泄漏量随着增压比的增幅。此外,当增压比继续增加(增压比2.5增至3.0),百分比泄漏量基本保持不变。图5中,即使较低的增压比和较小的气门重叠(增压比1.8、进气提前角和排气延迟均为50°CA),LNG燃料百分比泄漏量可达到1%左右,LNG燃料最大百分比泄漏 量达到4.74% (增压比3.0、进气提前角50°CA、排气迟闭角70°CA)。

图6为进气提前角对进气压力、气缸压力和排气压力的影响。其中,进气压力和排气压力分别为图2中MP4和MP5处的压力;虚线工况为增压比1.8、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA;实线工况为增压比1.8、进气提前角为70°CA、排气迟闭角50°CA。两种工况 下的压力 曲线趋势 相似,自130°CA BTDC时进气管压力高于气缸压力和排气管压力,进气阀打开后在压差作用下预混合燃料进入气缸。自30°CA BTDC时气缸压力高于排气管压力,压差作用下LNG燃料有可能直接从排气口泄漏。进气提前角对压力曲线的影响可以很好地解释图4和图5中LNG泄漏量和LNG百分比泄漏量随着进气提前而增加的原因。

图7为排气迟闭角对进气压力、气缸压力和排气压力的影响。其中,进气压力和排气压力仍然分别为图2中MP4和MP5处的压力;虚线工况为增压比1.8、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA;实线工况为增压比1.8、进气提前角为50°CA、排气迟闭角70°CA。两种工况的压力曲线趋势基本相似,只是实线工况比虚线工况的气缸压力和排气压力曲线水平平移了20°CA。随着排气迟闭角增大,LNG燃料排气门泄漏的时间相应增加,解释了图4和图5中LNG泄漏量和LNG百分比泄漏量随着排气延迟角而增加的原因。

图8为增压比对进、排气压力和气缸压力的影响。其中,虚线工况为增压比1.8、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA;实线工况为增压比2.5、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA。两种工况的压力曲线趋势基本相同,只是实线工况比虚线工况的压力曲线均沿纵坐标垂直平移。随着增压比增大,气缸与排气的压差相应增加,解释了图4中LNG泄漏量随着增压比增大而增加的原因。

图9为转速对LNG百分比泄漏量和泄漏量的影响。计算工况:增压比为1.8,100% 负荷,进气提前角和排气延迟角均为50°CA。相比较标 定转速工况(1000r/min),部分转速工况(相同气门重叠角和相同的 增压比)对应的泄 漏时间增 加,导致LNG百分比泄漏量和泄漏量随着转速降低呈线性增加,700r/min相比较标 定转速的 泄漏量增 加了一倍左右。

2.3 气门重叠期间气门流通截面对 LNG 燃料泄漏量的影响

影响混合气流通能力的因素有很多,包括有进、排气系统和增压器系统的结构参数和流动阻尼等。由于气门重叠期间气门流通截面是流动瓶颈,因此分析气门流通截面对LNG燃料泄漏量的影响。

气门流通截面是气门、气门座及其之间的气门升程所构成的环形截面,气门直径和气门升程均会影响气门流通截面。计算工况:标定工况,增压比1.8,进气提前角和排气迟闭角均为50°CA。

通过改变气门直径(相同的气门升程曲线)评估气门流通截面对LNG百分比泄 漏量的影 响,如图10所示。其中,实线和虚线分别表示进、排气门直径对LNG百分比泄漏量的影响。随着气门直径减小,LNG百分比泄漏量呈线性减少,进气门直径的变化对LNG百分比泄漏量的影响较小,而排气门直径的变化对LNG百分比泄漏量的影响较大,如当排气门直径由74mm变为68mm时,LNG百分比泄漏量由0.85%减至0.66%,相对变化达22.4%。

3 结论

(1)单点预混合LNG-柴油双燃料方式气门重叠期间LNG燃料通过排气 门的泄漏 问题较严 重。气门重叠角、增压比和气门流通截面是排气门LNG燃料泄漏的重要影响因素。

(2)气门重叠角是LNG燃料泄漏的最重要影响因素。LNG燃料泄漏量和百分比泄漏量均随着气门重叠角的增大而增加,其影响程度远大于其他影响因素。进气提前角和排气迟闭角对LNG燃料泄漏的影响基本相同。

(3)虽然LNG燃料泄漏量随着增压比的增加而增加,但是LNG百分比泄漏量随着增压比的增幅远小于泄漏量随着增压比的增加幅度。此外,如果较高增压比时继续提高增压比,LNG泄漏量随着增压比的增加而增加,但是LNG百分比泄漏量基本保持不变。

(4)对于增压比为1.8~3.0的LNG-柴油双燃料增压发动机(标定转速、标定负荷),排气门LNG燃料泄漏量可以达到全部LNG燃料的1% ~5%。部分转速工况和更大的进气提前角和排气迟闭角会进一步增加LNG泄漏。

双燃料柴油机 篇8

面对化石燃料的不断消耗及由此带来的环境污染问题,生物燃料作为可再生清洁能源成为具有较高潜力的替代能源。目前,生物燃料在内燃机中的应用得到高度重视[1]。2,5-二甲基呋喃(简称DMF,分子式C6H8O)作为新型第二代生物燃料,因其原料来源广泛且适于发动机应用的特性,已逐渐成为新型生物燃料的研究重点。

DMF相对于乙醇具有较大的体积能量密度、较高的辛烷值及更低的水溶性,同时制备DMF消耗的能量仅为制备生物乙醇的三分之一[2]。为深入研究DMF在发动机中的燃烧反应机理,构建化学动力学模型并与发动机三维计算机流体力学(computational fluid dynamics,CFD)模型耦合具有极其重要的意义。然而,由于详细机理的组分与反应数量较多,其与三维CFD耦合时的计算量大且复杂,因此为更深入揭示DMF在内燃机中的燃烧特性与燃烧机理,简化其复杂详细动力学机理至关重要。

国内针对DMF的研究内容大多是通过发动机台架试验对DMF的燃烧特性进行分析与总结,如:文献[3-4]研究了不同比例(体积分数分别为20%和40%)的DMF与柴油混合物在共轨柴油机中的低温燃烧与排放特性;文献[5-6]在一台多缸共轨柴油机上对比研究了柴油分别掺混体积分数为30%的DMF、正丁醇及汽油燃料的燃烧与排放特性。研究结果一致表明,DMF作为低十六烷值(CN为9)含氧燃料[5,6],其与柴油掺混后的双燃料特性能有效降低柴油机低温燃烧过程碳烟的排放。国外针对DMF的基础研究及化学动力学机理研究起步较早且研究进展较快,如:文献[7]研究了DMF在单脉冲激波管中的单分子热解反应,提出了DMF的单分子热解过程;文献[8]通过试验及计算研究了DMF在燃烧过程中的重要中间产物及组分的分子结构,构建了一个详细的DMF化学动力学模型,并在激波管试验下对点火延迟进行了充分的验证;文献[9]在不同当量比下通过预混火焰试验对DMF重要组分的生成与消耗进行了详细研究;文献[10]通过激波管、射流搅拌反应器、层流火焰等基础试验研究,构建了适用范围更广的DMF详细机理,在低压及高压条件下的计算值与试验值的滞燃期吻合较好,同时不同浓度下的重要组分生成规律与试验基本一致,层流火焰传播速度与试验结果也得到了较好的验证。

本文中基于DMF详细机理(545种组分和2 768个反应)[10],通过峰值浓度分析、反应路径分析、敏感性分析和反应速率分析等简化方法对详细机理进行简化,构建了一个DMF的简化动力学机理。在此基础上耦合了柴油多组分替代物(正庚烷/甲苯/正己烯)简化模型[11,12],最终构建了包含123种组分和394个反应的柴油/DMF双燃料简化机理,并对两种燃料的滞燃期、重要组分浓度、层流火焰速度等进行了验证,提出了一个使用范围较宽的组合简化模型。

1 DMF简化机理的构建

1.1 机理构建方法简介

本文中机理简化的方法主要运用了峰值浓度分析法[13]、反应路径分析法、敏感性分析法[14]及反应速率分析法。峰值浓度分析法是通过反应过程中各组分的最大生成量的多少来判定一个组分在整个机理中的重要性,通过设定阈值把生成量峰值过小的组分及其相关反应剔除以达到初步简化目的。

反应路径分析法主要是通过计算及查找相关文献了解机理中的主要骨架反应,并且通过改变当量比、温度等条件的计算确定机理中的主要反应框架,了解机理在不同当量比及不同温度下的主要反应,剔除次要反应,达到简化机理的目的。

敏感性分析法用于分析系统对于各控制参数的响应敏感程度,常用于机理简化过程。温度敏感性系数为正,表明增大反应速率将提高温度;温度敏感性系数为负,则增大反应速率将降低温度。将温度敏感性系数较小的反应去除,可达到简化目的。

反应速率分析法描述了各个基元反应对于某种组分净生成或者消耗速率的贡献,反应速率的快慢在一定程度上表征某个反应的重要程度,可将速率较低的反应剔除以达到简化的目的。

1.2 DMF简化机理构建过程

DMF简化机理的构建主要是在原详细机理[10]的基础上进行,对各组分的命名及分子结构的定义均按照原详细机理来进行。计算首先采用CHEMKIN软件中的均相反应器模块进行峰值浓度分析,初始温度为850~1 200K,当量比为0.5~2.0,初始压力为0.1~8.0MPa。首先设置阈值为10-10摩尔浓度,验证滞燃期参数,然后逐渐减小阈值至10-6摩尔浓度,完成初步简化。通过计算得到包含165种组分和992个反应的半详细机理。

在上述基础上,通过对详细机理的反应路径分析(图1),得到DMF高温反应过程中的主要反应路径为:(1)通过DMF的热分解反应生成CH3CO和CHCCHCH3;(2)通过脱氢反应生成DMF252J(与呋喃环连接的两个甲基分子中,其中一个甲基分子上脱掉一个氢原子)及H自由基。高温环境下DMF252J通过开环热解反应生成可异构化的非环类的酮4,5-hexadiene-2-one-3-yl(H45DE2O3J),进而得到同分异构体3,5-hexadiene-2-one-1-yl(H35DE201J),然后通过再次成环反应生成初级产物2,4-和2,5-环己二烯酮2,4-cyclohexadiene-1-one/2,5-cyclohexadiene-1-one(CHDE241O、CHDE251O),同时这两种物质通过C—H键断裂生成苯氧自由基及通过C—C键的断裂生成CO和戊二烯类物质。DMF低温反应过程中的主要反应路径为:(1)通过呋喃环C—O键的断裂使得OH自由基加入,生成链状的己二酮类物质2,5-hexadione-3-yl(H25O3J),进而再次通过C—C键的断裂生成甲基乙烯基酮(methyl vinyl ketone,MVK)和CH3CO;(2)在最初的反应开始阶段,DMF上的一个甲基脱离生成2-甲基呋喃(MF2),MF2通过甲基再次脱离、开环氧化、脱氢等反应生成呋喃类物质、MVK及MF22J(甲基呋喃甲基上脱氢),MF22J通过氧化反应最终生成甲酸基呋喃2-formylfuran(F2CHO);(3)通过脱氢反应生成DMF252J,低温环境下DMF252J与HO2/CH3O2发生氧化反应(在脱掉氢原子的甲基分子上进行氧化加入氧原子)生成5-methyl-2-furylmethanoxy(DMF252OJ),进而生成比较稳定的带有甲酸基的甲基呋喃类5-methyl-2-formylfuran(MF25CHO),此物质可以通过再次的脱甲酸基反应生成MF25J(甲基呋喃环上脱氢),最终通过开环反应生成C3H4与HCCO自由基。

在了解主要骨架反应基础上,为进一步简化组分与反应数量,采用CHEMKIN反应包中的零维单区内燃机模型对机理进行温度敏感性与反应速率分析。计算开始时刻为上止点前128°曲轴转角,初始压力为0.2 MPa,进气成分为空气(21%氧气+79%氮气),压缩比为18.5,排量为1.85L,连杆曲轴比为3.13,当量比分别为0.5、1.0和2.0。

图2为初始温度800K时不同当量比下的温度敏感性分析及当量比为0.5时不同温度条件下的温度敏感性分析,单位进行了无量纲化处理。由图2可见,对于DMF最重要的反应是脱氢反应、甲基自由基的脱离及开环氧化等反应,这与DMF主要的反应路径吻合。在温度敏感性分析的基础上对主要反应中的重要组分DMF25、DMF252J、DMF252OH3J和MF2进行反应速率分析,将反应速率较慢的反应剔除以达到进一步简化反应数量的目的。

图3为当量比1.0时,针对重要组分保留下来的反应速率,相关反应式见表1。由图3(a)可知,DMF的主要消耗反应为R27、R28、R29、R32和R62等,主要为DMF的脱氢反应及羟基加成开环反应。其中,R25反应速率比较慢,但MF2是重要的中间产物且此反应对温度影响较大,故保留。DMF与O2的反应(R30)也是对温度影响很大的反应并且生成重要的氧化剂HO2,其对机理的滞燃期影响较大,故也保留。图2(b)中保留了DMF252J的主要生成反应(R27、R28)及主要的高温(R4)和低温(R34)消耗反应。图2(c)保留了低温反应的重要中间产物DMF252OH3J的主要生成与消耗反应。图2(d)保留了对温度及DMF消耗起到重要作用的中间产物2-甲基呋喃(MF2)主要的生成与消耗反应。

综合运用以上几种机理简化方法,最终得到DMF的简化机理,共包含95种组分和352个反应。下面将对DMF简化机理进行验证。

2 DMF简化机理的验证

2.1 DMF简化机理滞燃期的验证

文献[10]在激波管中对DMF进行了不同氧浓度下滞燃期试验测量。试验条件是在大气压力状态下,将0.75%摩尔分数的DMF分别与不同浓度的氧气进行混合,分别测量了当量比为0.5、1.0和2.0时的着火延迟期。在进行本文DMF简化机理与试验数据对照计算中,假设激波过后,激波管内气体在均质、定容和绝热的环境下进行反应,滞燃期定义为相对于初始温度当温度升高400 K时所用的时间[15,16]。计算结果与试验值对比如图4所示,图中点表示试验值,线表示简化机理计算结果。由图4可见,简化机理可以反映不同当量比下滞燃期的整体变化趋势,在中、低温度范围内与试验值吻合得较好,在高温区域时计算值略有偏差。在当量比增大至2.0时,简化机理对滞燃期的预测误差增大,但整体趋势正确。

文献[8]在不同当量比下及相同当量比不同DMF摩尔分数(0.50%和1.00%)下对激波管中的滞燃期进行了试验测量,文献[10]对此试验数据进行了详细机理的对照计算。本文中基于DMF简化机理的计算值与试验值[8]对比如图5所示。由图5可见,在较宽的当量比范围内简化机理与试验值吻合得较好,在试验值上下浮动偏差不超过10%,并且在相同的当量比条件下简化机理同样可以描述不同DMF摩尔分数下的滞燃期变化特性。

为进一步验证简化机理滞燃期准确程度,采用CHEMKIN反应包中均相反应器对DMF简化机理计算值与DMF详细机理计算值进行对比。计算条件为:当量比为1.0,初始压力分别为2 MPa与8MPa。对比结果如图6所示。由图6可见,在较宽压力范围内简化机理与详细机理计算结果吻合同样较好,反映出DMF简化机理对滞燃期较好的预测能力。

2.2 DMF简化机理组分的验证

对于DMF简化机理在燃烧过程中对重要组分的预测,尤其是对燃料和O2的消耗及重要产物(如H2、CO2、CO、H2O等)的生成与消耗过程预测,是验证燃烧反应机理的重要指标。本文中采用CHEMKIN中的零维单区内燃机模型,在当量比0.5时将DMF简化机理计算所得的燃烧产物浓度与DMF详细机理计算值进行对比。图7~图12为简化机理与详细机理主要物种的摩尔分数对比情况。由图7~图12可见,除CO在生成量上有一定偏差外,其他物种的生成相位、生成量及消耗规律与详细机理吻合度较好。这说明简化机理也能较好预测DMF在燃烧反应中的重要物种摩尔分数。

3 柴油/DMF双燃料简化机理的耦合与验证

3.1 柴油/DMF双燃料简化机理的耦合方法

本文中在文献[11-12]构建的三组分柴油燃料替代混合物(正庚烷/甲苯/正己烯)简化动力学模型(LUO模型)的基础上,耦合了DMF简化机理,构建了柴油/DMF双燃料简化动力学组合模型。LUO柴油简化模型[11,12]包含67种组分和135个反应。该简化模型是在对正庚烷/甲苯燃烧模型[17,18]进行敏感性分析加以简化的基础上,加入了正己烯反应机理、扩展的Zeldovich-NOx机理(并增加了N2O中间产物的反应机理及NO与NO2之间的转换反应)及碳烟前驱物PAHs(包括苯A1、萘A2、菲A3、芘A4)的重要生成反应[19],碳烟生成机理采用以A4作为生成前驱物的反应机理[20]。文献[11-12]中对此机理进行了激波管、定容燃烧弹等基础燃烧试验数据及实际共轨柴油机台架试验数据验证,证实该机理能较准地确模拟低EGR率和高EGR率下(低温燃烧模式)共轨柴油机的燃烧过程及NOx与碳烟的生成趋势[12]。本文中在构建柴油/DMF双燃料简化机理的过程中,采用“解耦”[21,22]的思想,即对于低碳数的反应(C0~C4)采用发展相对较为成熟的柴油替代物反应系数,对于高碳数的反应则偏向于DMF简化机理参数,因为这部分反应主导低温反应过程,其对预测着火特性起关键作用。为了提高双燃料机理对DMF滞燃期预测能力,对合并后的柴油/DMF双燃料简化机理进行滞燃期的敏感性分析[10],调整了C0~C4子机理以外的对DMF滞燃期影响较大的相关反应的反应速率,调整的主要反应见表2。最终得到包含123种组分和394个反应的柴油/DMF双燃料简化动力学机理,具体验证过程如下。

3.2 柴油/DMF简化机理滞燃期的验证

由于缺乏柴油/DMF双燃料机理的试验验证数据,针对本文中所构建的柴油/DMF双燃料简化机理,分别与柴油和DMF单一燃料进行对比实现验证,即双燃料机理对DMF化学反应动力学过程的预测通过与DMF详细机理及DMF基础燃烧数据对比完成。本文中选用LUO柴油机理[11,12],考虑到该机理已被广泛验证,因此双燃料机理对柴油化学反应动力学过程的预测通过与LUO柴油简化机理对比完成。

双燃料机理滞燃期的验证是在CHEMKIN反应包的均相反应器中进行。验证条件为:相同当量比(1.0)不同初始压力下(2、4、8MPa)及同一压力(8MPa)不同当量比下(0.5、1.0、2.0)单独燃烧一种燃料时与其现有燃料机理进行对比验证。图13为双燃料机理与DMF详细机理滞燃期对比。图14为双燃料机理与LUO柴油机理滞燃期对比。由图13和图14可见,在不同的初始压力和当量比条件下,柴油/DMF双燃料简化机理总体上均可较好地反映出两种燃料滞燃期的变化规律。

3.3 柴油/DMF简化机理组分浓度的验证

射流搅拌反应器常用来验证机理对重要组分生成及浓度变化趋势的预测能力。图15为不同当量比(0.5~2.0)条件下,双燃料机理与DMF在射流搅拌器(JSR)燃烧反应过程中主要物质浓度试验数据[10]对比情况。试验条件见表3。反应滞留时间为0.7s。

由图15可见,双燃料机理对重要组分摩尔分数的预测值与试验值变化趋势基本相同,对燃料与O2的消耗及CO、CO2、H2O、CH4等物质的生成趋势上得到较好预测,虽然对于乙炔、甲醛等燃烧中间产物生成峰值有一定偏差,但整体趋势与试验值趋于一致。

图16为双燃料机理与LUO柴油机理在零维单区内燃机模型中(当量比为0.5)的计算物种摩尔分数的对比情况。

针对LUO柴油机理在耦合时改动不大且原简化机理验证较为充分,所以双燃料机理对主要物种摩尔分数生成与消耗的预测与组合前LUO柴油机理总体吻合较好。其中,针对碳烟的预测通过对比验证其重要前驱物乙炔(C2H2)和A4(被认为是碳烟成核的主要组分)实现。由图11可见,组合简化机理对这两种组分(C2H2、A4)生成量的预测值稍有偏高,但整体的生成规律基本相同,具有一定的预测作用。

2.1柴油/DMF简化机理层流火焰速度的验证

运用层流火焰速度来验证简化机理是机理验证的重要手段。本文中选用DMF层流火焰速度试验数据[10]来验证双燃料机理对DMF层流火焰速度预测的准确性。当量比选为0.6~1.6,温度分别为298K和358K,初始压力为一个标准大气压。

如图17所示,双燃料简化机理在不同当量比和温度条件下对DMF层流火焰速度的预测能力总体较好,虽然与试验值存在一定偏差(整体偏低,尤其在低温高当量比时),但整体变化趋势与试验值相同。计算结果表明:柴油/DMF双燃料简化机理能较好预测DMF的层流火焰速度。

5 结论

(1)基于DMF详细机理,通过峰值浓度分析法、反应路径分析法、敏感性分析法和反应速率分析法等机理简化法,构建了一个包含95种组分和352个反应的DMF简化化学动力学机理。在DMF简化机理基础上,与三组分柴油燃料替代物(正庚烷/甲苯/正己烯)简化机理耦合,采用“解耦”思想最终构建了一个包含123种组分和394个反应的柴油/DMF双燃料简化机理。

双燃料柴油机 篇9

随着对柴油机车排放尾气要求的日益严格,柴油/乙醇双燃料发动机成为了近年来各研究机构研究的对象和重点。通过柴油参混乙醇、在进气歧管增设独立喷醇装置等方式很好地实现了柴油、乙醇之间的混合及燃烧问题[1,2,3,4,5]。然而,在试验过程中发现,虽然柴油/乙醇双燃料发动机能够有效地提高柴油机的燃料经济性,改善柴油机的排放性能,但是由于做作功行程中,乙醇燃烧后所产生的巨大压力作用于活塞顶部,并通过活塞销作用于连杆小头,从而导致连杆变形加剧。

然而,测量双燃料发动机运行过程中的连杆变形是很困难的。为此,本文提出在构建连杆受力模型的基础上,通过ANSYS软件对连杆受力进行有限元分析,并最终得到柴油/乙醇双燃料发动机连杆变形的趋势。

1 双燃料发动机连杆受力模型的构建

如何正确处理作用于连杆上的载荷是双燃料发动机连杆受力模型构建的关键。在柴油/乙醇双燃料发动机中,活塞顶部承受着柴油燃烧后所产生的作用力F1,乙醇燃烧后所产生的作用力F2,而这些作用力又将通过活塞销传递至连杆小头。为此,连杆小头受到5种作用力,分别为F1,F2,活塞组件因往复运动而产生的惯性力F3,连杆自身的惯性力F4和连杆安装时的预紧力F5。连杆所受到的合力大小F可表示如下

F=F1+F2+F3+F4+F5

其中,各力均为矢量。

由于连杆在工作过程最大载荷出现在压缩上止点后9℃A曲轴转角范围,因此可选择这一时刻对连杆受力进行分析。

为了简化两种燃料燃烧后所产生的作用力,考虑通过燃料低热值将乙醇燃烧的热值转化为柴油燃烧转化的热值。柴油/乙醇混合燃料的质量低热值随两种燃料混合比变化的关系为[1]

HL=(100-E)HLd+26.778

式中 HL,HLd—分别为混合燃料的质量低热值、柴油的质量低热值(MJ/kg);

E—掺醇率(%)。

在做功行程时,由于柴油、乙醇两种燃料的剧烈燃烧所释放出来的能量,使连杆受到由活塞、活塞销传过来的最大爆发压力。对连杆来说,施力物体是活塞销加载时把最大爆发压力作用在活塞销上方。

假设两种燃料燃烧后,作用在活塞顶部的力均为同方向的均布力,则气体变化的压力为

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其中,F1+F2单位为N;Pb为做功冲程中,双燃料燃烧爆发的压强,且Pb=αHL,α为常系数;Vc为气缸燃烧室容积;D为气缸截面积;R为曲轴曲柄回转半径;T为时间变量;n1为做功冲程时的绝热指数,综合考虑双燃料的燃烧特性后,取为1.30;压缩行程后9°CA曲轴转角处的压强(Pa)。

假设在9°CA曲轴转角时,活塞组件中的所有零件包括活塞、活塞环、活塞销和活塞销卡环的角加速度为j。由于活塞组件的运动方向平行于气缸中心线,且与活塞加速度方向相反。若整个活塞组件的总质量为M,则活塞组件的惯性力F3为[7]

F3=-M·j

同理,若连杆的总质量为ML,角加速度为jL。则连杆自身的惯性力F4为[7]

F4=-ML·jL

根据达朗贝尔原理,只要在作用于连杆的力系中,引入相应的惯性力,就可以将求解连杆的动力问题化为相应的静力问题。为此,忽略连杆振动对惯性力的影响。

考虑到连杆预紧力包括连杆轴颈安装时的预紧力、连杆小头与活塞销过盈装配时的预紧力以及螺栓拧紧所产生的预紧力。为此,这些力的大小取决于原机的装配要求。

2 实例分析

选择某款295发动机作为研究对象。原柴油机结构的具体参数为:涡流式燃烧室;连杆大头直径为70mm;连杆小头直径为36mm;缸径/行程为95mm /100 mm;压缩比为18∶1;活塞总排量为1.418L;标定功率为12.1kW;标定转速为2 200r/min;最大扭矩/转速为80.6N·m/1 750r·min-1;标定工况时的平均有效压力为622.3kPa;标定工况时燃油消耗率为不大于272g/kW·h。

在原机的基础上,在进气歧管处安装独立单点喷醇装置,掺醇率为15%,从而将原机改装为双燃料发动机。

利用ANSYS软件构建连杆实体[8,9],如图1(a)所示。为了便于观察连杆应力变形情况,将连杆实体划分网络精度取为3。自由网格划分后的连杆如图1(b)所示。将连杆大头孔内3/4处设置约束,连杆小头孔内半圆处施加模型载荷,计算得到的最大载荷约为860N,则连杆受力变形如图1(c)所示。显然,从图1(c)可见,连杆小头因承受着较大的作用力,因而存在横向变形的趋势。长期使用的柴油/乙醇双燃料发动机易在连杆小头横向出现疲劳裂纹,这与实际情况相符。

图2为连杆从压缩上止点运动9°CA曲轴转角过程中的内部应力变化图。图2(a)中,连杆在压缩上止点时,连杆杆身及大头处受力较为均匀,杆身与大头左侧连接处,连杆小头底部承受较大的作用力。图2(b)为曲轴转过4°后的受力情况图,此时杆身及连杆大头受力增大,杆身左侧受力较右侧大。图2(c)为压缩上止点后9°CA曲轴转角时的受力图,连杆受力达到最大。此时,连杆杆身左侧与连杆大头连接处出现达400N的作用力,易导致该处出现疲劳断裂,为此可适当提高其硬度。

3 结论

本文通过构建柴油/乙醇双燃料发动机连杆的受力模型,得到了连杆的合理表达式及计算方法。通过以某款柴油发动机改装的柴油/乙醇双燃料发动机为研究对象,利用ANSYS软件根据所构建的力学模型对其进行有限元分析,得到了柴油/乙醇双燃料发动机在工作过程中连杆的受力变形情况,研究所得结论将为分析柴油/乙醇双燃料发动机连杆失效提供有价值的参考依据。

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双燃料柴油机 篇10

关键词：双燃料混烧系统,系统设计,柴油机,天然气

0 引言

随着柴油价格的不断攀升以及越来越苛刻的排放法规的颁布, 许多动力制造商正寻求使用新的燃料来取代传统燃料。目前, 减少对石油的依赖是全球广泛提出的问题, 排放法规的制定, 可再生、无污染技术的发展已被各国提到议事日程。

为了满足日后的发展需要, 清洁能源动力技术的研发和推广环节从未停下过脚步。目前, 现实、经济且很快能市场化供应的清洁汽车燃料就是天然气。天然气资源蕴藏丰富, 加上全球可燃冰的勘探储量可观, 在可替代能源使用中可以起到很大的过渡作用。相比于柴油发动机, 天然气运用技术在降低碳排放以及其他污染物的排放方面具有显著优势, 值得一提的是, 在使用成本方面, 以天然气作为燃料的发动机则有着不可比拟的优势[1]。而目前, 在工程机械、载 (货) 运等行业几乎全部使用柴油机作为动力, 因此柴油机采用CNG/柴油双燃料系统具有广阔的应用前景。

1 双燃料系统概述

柴油机改装为CNG/柴油双燃料发动机, 原柴油机燃油系统不变, 增加一套天然气供给系统。天然气通过进气管道混合后进入燃烧室或者通过喷气嘴直接喷入燃烧室, 再由原柴油机的喷油器喷入少量柴油作为引燃燃料, 柴油被压燃之后, 将引燃燃烧室内的混合燃料并使发动机开始工作, 这就是双燃料混烧发动机的燃烧过程。

1.1 双燃料机械控制系统

在机械控制系统中, 双燃料系统的燃料供给方式分别是:天然气缸外进气管供气, 通过混合器进行燃料和空气的充分混合, 然后进入发动机燃烧室燃烧;柴油通过固定喷油泵齿条的方式来确定引燃柴油量的大小。该双燃料系统中, 燃料燃烧方式有两种[2]:第一种是在发动机怠速的条件下, 柴油机使用纯柴油燃烧, 天然气没有参与燃烧;发动机在中高负荷的条件下, 柴油机采用双燃料混烧形式, 即天然气和柴油同时燃烧。第二种是发动机全程采用双燃料混烧形式, 低载荷时, 需要较多的柴油喷油量, 以增加天然气燃烧速率, 缩短滞燃期, 降低排放;高载荷时, 需要较少的柴油喷油量, 以便发挥天然气燃料的稀燃特性[3]。

1.1.1 天然气燃料的控制原理

天然气供给方式为机械混合方法, 如图1 所示。压缩天然气经手动截止阀、电磁阀、过滤器后进入调压器, 使天然气的压力降低到略高于常压的压力范围, 以便流入发动机的进气管。减压后的天然气经过功率阀、气体流量计等, 最后进入混合器, 使减压后的天然气和过滤后的空气均匀混合后进入发动机燃烧室燃烧。

由于混合器进气管道处的截面积不变, 通过旋进或旋出功率阀的调整螺钉, 则可以达到调节燃气与空气的混合比例的目的, 实现发动机功率与负荷的匹配。手动调整功率阀的时候, 需要注意的是控制发动机的空燃比值 (λ) , 当 λ 保持在发动机所需工况的燃烧范围 (如1.4~2.0) 时, 保持功率阀开度不变[1,4,5]。

1.1.2引燃柴油燃料的控制原理

根据喷油泵工作原理, 在了解其喷油过程和供油量调节过程之后, 双燃料发动机的引燃油量需要确定齿条齿圈或拨叉拉杆的位置, 可以根据发动机的负荷情况变化而相应的改变或者直接固定其相应的位置 (最简单的方法) , 使引燃油量在整个发动机工作过程中保持不变。

双燃料发动机中, 机械控制引燃油量的方法有以下几种:一是使用钢绳或螺栓直接固定齿条拉杆。第二种是使用供油量限位器;第三种是使用步进电机控制齿条拉杆, 步进电机根据发动机工况改变引燃油量大小, 因为要增加传感器及ECU, 更适合于机电混合控制[2]。

1.2 双燃料电子控制系统

在电子控制系统中, 双燃料发动机的燃料供给方式如图2所示。双燃料发动机的燃料燃烧方式分为两种[6]:第一种是非全程燃烧, 即负荷在小于50%时, 使用纯柴油燃烧;而负荷超过50%时, 柴油和天然气混烧, 天然气做主要燃料。第二种是全程燃烧, 根据发动机负荷情况分别调节柴油的引燃油量和天然气的供气量。

双燃料控制方案有机械控制、机电联合控制和电脑控制三种方式。机电联合控制系统较其他两个控制方式优势较多, 在功率和扭矩上有所提高, 且可以实现闭环控制。机电联合控制天然气/柴油双燃料系统如图3所示[7]。

电控单元接收几个基本传感器信号, 如发动机转速、加速踏板行程、冷却水温等, 对天然气的进气量和柴油的引燃量进行控制。天然气供给系统主要有天然气流量阀和混合器。

引燃柴油由原柴油机供油系统供给, 齿条从原来的踏板控制改为用执行器来控制。采用执行器来控制, 可以实现油量的分配大小从零到最大值的连续变化, 同时可以控制超速断油。执行器需要对发动机负荷的瞬变做出迅速反应, 具备瞬态响应时间短, 动态特性良好的特性。电控单元 (ECU) 的主要作用是根据发动机的运转工况来确定油泵齿杆和天然气流量控制阀的位置。

另外, 燃气喷射系统有缸外和缸内两种方式, 天然气喷射嘴根据发动机的工况依据电控单元的指令准时定量的向相应的进气歧管喷射天然气。同时, 引燃柴油的供给也由电控单元控制高压油泵齿条驱动器或者高压共轨系统的信号, 通过喷油器喷入燃烧室。

2 双燃料混烧系统设计方案

2.1 燃料供给及燃烧方式

根据双燃料系统控制的简易难度以及实验室软、硬件条件, 综合以上分析, 可采用如图4 所示的机械混合式CNG/柴油双燃料混烧系统。

该系统的主要工作过程是:发动机启动热机, 高压电磁阀1 的开关断开, 这时天然气停止供气。由于高压电磁阀2 和供油量限位器4 直接和电源接通, 因此在启动开关打开的同时, 高压电磁阀2 和供油量限位器4 的电源同时接通开始工作。此时, 柴油机的喷油量已限制在设定值, 柴油机以微量柴油启动发动机, 使柴油机保持在怠速状态。当冷却水温度上升到50 ℃以上之后, 合上高压电磁阀1 的开关, 使天然气高压管气道接通, 双燃料系统开始工作。

废气分析仪 (EGA) 6 的主要作用有两方面:一方面是测量出柴油机尾气里的气体成分, 包括CO, NOx, HC, CO2等;另一方面, EGA自动计算出发动机实时的 λ, 作为控制策略的参考参数。

天然气的供给量由功率阀3 控制, 根据发动机运转工况以及EGA提供的 λ 来确定柴油机混合气燃烧的浓度大小。当 λ < 1 时, 混合气过浓, 此时功率阀的螺栓应顺时针旋进, 使气体流通截面积变小, 减少天然气供给量;当 λ > 2 时 (发动机有抖动、马上要熄火的情况等) , 混合气过稀, 此时, 功率阀的螺栓应逆时针旋出, 使气体流通截面积变大, 增加天然气供给量。

2.2 CNG/柴油双燃料混烧系统控制过程思路

2.2.1 发动机启动电路控制

如果考虑到发动机启动时冷循环却水温度较低, 不利于天然气减压时膨胀吸热而导致管路堵塞。在上面的条件下, 可以在CNG供给系统的高压管路中增加两个高压电磁阀。其工作思路如下:

两个高压电磁阀都与启动开关相连, 在第一个高压电磁阀的线路中安装了一个通断开关, 常态下是断开状态, 当发动机启动时, 第二个高压电磁阀 (常态下是接通状态) 接通使管路通道打开。由于喷油泵提供柴油机少量的引燃柴油能够维持发动机基本的机械损失, 使发动机在怠速的情况下能够正常的运转, 待冷却水温上升到50 ℃以上之后, 再接通第一个高压电磁阀, 使天然气能够通过管路进入进气歧管。另一种情况, 如果柴油量控制系统中增加了供油量限位器, 也可以把供油量限位器和第一个高压电磁阀的通断开关连接在一起, 当发动机启动的时候, 天然气供给系统和限位器都不工作, 此时发动机以纯柴油燃烧正常工作, 当冷却水温到达50 ℃以上之后, 接通CNG供给系统和供油量限位器线路, 使发动机处在微量柴油喷射引燃、天然气做主燃的双燃料系统中工作。

2.2.2λ 控制

机械控制方法无法使用传感器控制 λ, 出厂前, 必须在台架试验过程中完成性能标定, 然后确定合适的λ。在台架试验标定的过程中, λ 的确定需要调整功率阀。实验中需要使用的主要仪器是废气分析器, 依靠废气分析器的参数确定功率阀开度大小。因为柴油机有很高的压缩比, 所以能够很好的适应天然气高辛烷值的要求, 能够适应在稀燃的状态下工作[3,4]。

2.2.3 天然气耗气量及引燃柴油量的计算

双燃料系统的油耗包括柴油引燃的消耗量和天然气的消耗量。其中柴油引燃量在测功机上容易读取, 天然气的消耗量需要读取气体流量计的数据。

(1) 天然气耗气量计算

天然气耗气量是通过气体流量计读出相应的流量、耗气量等结果。在图4 中, 气体流量计使用的是天津流量仪表有限公司生产的智能气体涡轮流量计, 基本参数见表1。

气体流量计和功率阀之间没有直接的对应关系, 气体流量计的主要作用是计算出天然气耗气量, 以了解天然气在双燃料系统中的消耗情况, 便于燃料经济性、替代率的对比。该智能气体涡轮流量计自带温压补偿功能, 可以显示以下数据:总累积、瞬时量、管道压力、相对密度以及温度。

(2) 引燃油量的计算

发动机每循环喷油量[8,9]的大小由以下公式确定:

式中: g为柴油机每循环喷油量, 单位:kg;B为柴油机每小时的耗油量, 单位:kg/h;τ 为冲程数, τ=4;n为发动机转速, 单位:r·min-1;i为气缸数, i = 1, 试验用发动机为单缸发动机。

该公式可以在纯柴油和双燃料两种模式下通用。

3 存在问题及解决措施

3.1 气路短路, 气体经高压管路运行到调压器处, 因膨胀吸热导致管路堵死

压缩天然气从20 MPa降低到微正压的过程是膨胀吸热过程, 由于天然气中含有少数水分和其他杂质, 降压的过程中容易使水分凝固并且结冰, 导致天然气的高压管道堵塞, 从而切断天然气燃料的供给, 使发动机转速急剧下降, 最后停机。不仅如此, 长时间运行的结果会损坏调压器的内部调压膜片, 影响调压器正常工作。

最可靠的方法是在发动机的水温上升到50 ℃以上之后, 才开始供给天然气燃料, 由发动机循环水提供给天然气膨胀吸热的热量, 以避免因为冷凝而引起的高压管道的堵塞问题。

3.2 爆震

由于天然气的燃烧速度较汽、柴油慢, 发动机在使用双燃料系统的时候, 其燃料的燃烧过程同时具备点燃和压燃的燃烧方式, 热量传递时间延长, 容易导致燃烧爆震的情况发生。可以通过降低发动机的压缩比、改变供油提前角、调整燃料燃烧空燃比和增加引燃油量等措施减少发动机爆震的发生[10]。

3.3 腐蚀、磨损、拉缸

天然气中含有硫等杂质, 其值比柴油高, 燃烧后的温度比柴油的要高200 ℃左右, 在高温的作用下, 普通机油会氧化过快, 其品质会下降甚至过快失效, 不利于对发动机的润滑及保护。另外, 高温容易使发动机部件表面产生坚硬的沉积物。同时, 高温会导致排放物中的氮氧化物含量增加。柴油已微小液滴喷入燃烧室, 可以对阀门阀座等活动部件起到润滑冷却作用, 而天然气以气态进入燃烧室, 会极大降低使用柴油的时所带来的润滑作用, 造成相关活动部件的磨损, 尤其在燃烧室中, 严重时会导致拉缸, 损坏机体。

为避免因天然气气体的物化特性所带来的不利因素, 一方面是过滤掉天然气气体中的杂质, 另一方面可以使用粘度较低的润滑油或天然气汽车专用的发动机润滑油, 不仅可以减少发动机功率损失, 提升发动机的效率, 还可以防止气门、活塞环等燃烧室相关部件的磨损和腐蚀, 减少发动机拉缸风险。

4 结语

本文通过对S1105 单缸柴油机在台架上的改装, 设计了CNG/柴油双燃料混烧系统, 实现了柴油机的正常运转。双燃料系统能显著地减少柴油的消耗, 降低排放, 拥有良好的推广前景。把柴油机改装为CNG/柴油双燃料发动机的时候, 根据课题的实际情况, 选择恰当的技术设计方案, 机械混合式双燃料系统不仅能满足技术、排放等要求, 而且还能在降低试验难度的条件下节约使用成本和缩短台架试验的开发时间, 具有简单可行的特点。

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