進(jìn)氣流態(tài)對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究

唐志剛，潘永傳，李 衛(wèi)，李 哲，李 亮，劉洪哲

(1.濰柴動(dòng)力股份有限公司，山東 濰坊 261061；2.濰柴西港新能源動(dòng)力股份有限公司，山東 濰坊 261041)

天然氣儲(chǔ)量豐富、排放清潔、使用成本低以及存儲(chǔ)安全等優(yōu)點(diǎn)，使得天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)成為商用車領(lǐng)域的重要發(fā)展方向[1].目前，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)多采用當(dāng)量燃燒＋廢氣再循環(huán)(EGR)＋三元催化器(TWC)的技術(shù)路線，以應(yīng)對(duì)國(guó)Ⅵ排放法規(guī)要求，由于天然氣不易著火、燃燒速度慢的特征，導(dǎo)致國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定、氣耗高和排溫高等問題[2].

解決上述問題，改善天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火與燃燒過程是關(guān)鍵.摻混氫氣，采用離子體點(diǎn)火、激光誘導(dǎo)點(diǎn)火和電暈點(diǎn)火等新型點(diǎn)火系方式可改善天然氣的著火過程[3-6]，改善燃燒過程重點(diǎn)則在于進(jìn)氣流的組織和利用[7].進(jìn)氣強(qiáng)滾流運(yùn)動(dòng)，壓縮沖程存在滾流崩塌效應(yīng)，可提高點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)的湍流強(qiáng)度，強(qiáng)化火焰?zhèn)鞑ニ俣萚8-9]，因而點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)組織合適的滾流是關(guān)鍵.李浩冉等[10]和張曉彬等[11]研究了可變滾流系統(tǒng)對(duì)燃燒的影響；為了獲得最優(yōu)的滾流進(jìn)氣道，文獻(xiàn)[12—14]分析了不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下的滾流組織；為改善當(dāng)量天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒，王獻(xiàn)澤[15]采用仿真手段對(duì)進(jìn)氣道和燃燒室結(jié)構(gòu)進(jìn)行了協(xié)同優(yōu)化，韓志[16]仿真分析了燃燒室頂部起脊，并匹配切向氣道實(shí)現(xiàn)高滾流的方式.這些研究都表明，進(jìn)氣道優(yōu)化對(duì)于組織滾流運(yùn)動(dòng)的重要作用.商用車天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)大都由柴油機(jī)改制而來，進(jìn)氣通常具有明顯的渦流特征，通過對(duì)進(jìn)氣道進(jìn)行適當(dāng)改制，提高滾流比，可兼顧改善燃燒和控制開發(fā)成本的要求.

鑒于目前缺乏改制氣道相關(guān)的性能試驗(yàn)，筆者展開對(duì)某天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)匹配渦流進(jìn)氣道和改制滾流進(jìn)氣道的性能試驗(yàn)，探究進(jìn)氣流態(tài)對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響規(guī)律.相關(guān)研究結(jié)論對(duì)重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能提升具有理論指導(dǎo)意義.

1 進(jìn)氣道設(shè)計(jì)

為實(shí)現(xiàn)滾流進(jìn)氣，對(duì)原渦流進(jìn)氣道進(jìn)行了改制，改制前、后進(jìn)氣道特征對(duì)比如圖1所示.通過弱化渦流進(jìn)氣道的螺旋特征(虛線處)，并將進(jìn)氣口改成了漸縮形式(實(shí)線處)，同時(shí)增加了魚肚形設(shè)計(jì)(點(diǎn)線處)，以此增加進(jìn)氣滾流強(qiáng)度.通過渦流比測(cè)試臺(tái)架進(jìn)行進(jìn)氣道穩(wěn)流試驗(yàn)，對(duì)比了不同流態(tài)進(jìn)氣道差異，渦流比通過AVL方法予以評(píng)價(jià)[17]，試驗(yàn)結(jié)果見表1.可以看出，采用滾流進(jìn)氣道設(shè)計(jì)后，渦流強(qiáng)度減弱，并且伴隨流量系數(shù)的降低.

表1 渦流比與流量系數(shù)對(duì)比Tab.1 Comparison of swirl ratio and flow coefficient

圖1 不同流態(tài)進(jìn)氣道設(shè)計(jì)對(duì)比Fig.1 Comparison of intake port design for different flow patterns

由于缺乏滾流比測(cè)試設(shè)備，采用了Converge軟件對(duì)不同進(jìn)氣道進(jìn)行了流動(dòng)分析，湍流模型選用燃燒仿真推薦模型RNG k-epsilon，基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為2mm，氣門錐角附近設(shè)置有兩層加密網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.5mm，并添加了基于溫度和速度的網(wǎng)格自適應(yīng)策略，最小網(wǎng)格尺寸為0.5mm.不同進(jìn)氣道采用相同的溫度邊界，轉(zhuǎn)速設(shè)為1200r/min，進(jìn)氣溫度和壓力(采用絕對(duì)壓力)分別設(shè)為50℃和178kPa，工質(zhì)為空氣.圖2為不同進(jìn)氣道流動(dòng)特征對(duì)比.渦流比和滾流比定義分別為渦流角速度(繞Z軸旋轉(zhuǎn))和滾流角速度(繞X或Y軸旋轉(zhuǎn))與曲軸角速度的比值，通用公式見式(1).X方向?yàn)橹鳚L流方向(Y方向不同氣道滾流比差別小，不予討論)，方向正、負(fù)基于右手定則判定.與渦流進(jìn)氣道相比，滾流進(jìn)氣道渦流比有所下降，趨勢(shì)與穩(wěn)流試驗(yàn)結(jié)果一致，同時(shí)X方向滾流比增加，進(jìn)氣初期最大滾流比接近1.3(0°CA為壓縮上止點(diǎn))，而渦流進(jìn)氣道不足0.5.隨著進(jìn)氣的進(jìn)行，滾流進(jìn)氣道滾流衰減明顯，但仍保持一定滾流優(yōu)勢(shì)，直至壓縮行程在60°CA BTDC左右，進(jìn)一步壓縮時(shí)，滾流形態(tài)開始破碎，滾流比降低，上止點(diǎn)時(shí)兩種進(jìn)氣道滾流比趨于一致.整體上，設(shè)計(jì)的滾流進(jìn)氣道滿足預(yù)期要求.

圖2 不同進(jìn)氣道流動(dòng)特征Fig.2 Flow characteristics for different intake ports

式中：ε為渦流(滾流)比；Ωflow、Ωcran分別為繞坐標(biāo)軸旋轉(zhuǎn)的流動(dòng)角速度和曲軸角速度.

2 性能測(cè)試臺(tái)架配置

試驗(yàn)樣機(jī)為天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，基本參數(shù)見表2.發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)控系統(tǒng)為湘儀普聯(lián)FC2000，主要包括Siemens KTY84-130型交流電力測(cè)功機(jī)、艾默生公司CMF010科里奧利燃?xì)赓|(zhì)量流量計(jì)、ABB公司FMT700熱膜式空氣質(zhì)量流量計(jì)、同圓進(jìn)氣中冷器以及湘儀普聯(lián)FC2110B油門控制儀等，可以實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)定油門、定轉(zhuǎn)速和定轉(zhuǎn)矩等控制.缸內(nèi)壓力由Kistler 6118CF傳感器進(jìn)行測(cè)量，并通過Kistler燃燒分析儀KiBox 2893B121對(duì)6個(gè)缸的缸內(nèi)壓力信號(hào)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，曲軸轉(zhuǎn)角信號(hào)由Kistler 2614C型角標(biāo)儀進(jìn)行采集，精度為0.1°CA.選用HORIBA MEXA-ONE對(duì)EGR率進(jìn)行測(cè)量，EGR率ηEGR由式(2)進(jìn)行計(jì)算.試驗(yàn)測(cè)控系統(tǒng)見圖3.

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)配置參數(shù)Tab.2 Engine specifications

圖3 試驗(yàn)測(cè)控系統(tǒng)示意Fig.3 Schematic diagram of test and control system

式中：φCO2,in、φCO2,ex和φCO2,Bkg分別為進(jìn)氣CO2體積分?jǐn)?shù)、排氣CO2體積分?jǐn)?shù)以及大氣CO2體積分?jǐn)?shù).

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 基本性能對(duì)比

為分析不同流態(tài)進(jìn)氣道發(fā)動(dòng)機(jī)在常用工況區(qū)的表現(xiàn)，基于實(shí)際路譜選擇了工況1(1100r/min，1000 N·m)、工況2(1100r/min，1600N·m)、工況3(1200r/min，1400N·m)和工況4(1300r/min，1200N·m)進(jìn)行研究，進(jìn)氣中冷后溫度控制為50℃，發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度控制為95℃.在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩、點(diǎn)火角度和EGR率等基礎(chǔ)運(yùn)行數(shù)據(jù)基本一致的情況下，不同流態(tài)進(jìn)氣道發(fā)動(dòng)機(jī)性能見表3，滾流進(jìn)氣道與渦流進(jìn)氣道性能參數(shù)差值見圖4.可以看出，采用滾流進(jìn)氣道后，渦前溫度(各缸排溫均值)降低近6℃，渦前壓力降低4～9kPa，而燃?xì)庀穆式档?～2g/(kW·h).

表3 不同流態(tài)進(jìn)氣道發(fā)動(dòng)機(jī)性能對(duì)比Tab.3 Performance comparison under different intake ports

圖4 滾流進(jìn)氣道與渦流進(jìn)氣道性能參數(shù)的差值Fig.4 Difference of performance parameters between tumble intake port and swirl intake port

3.2 燃燒性能對(duì)比

進(jìn)行3.1節(jié)試驗(yàn)的同時(shí)，對(duì)6個(gè)缸的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行了采集，每個(gè)工況采集燃燒循環(huán)110個(gè).燃燒分析時(shí)，采用6個(gè)缸平均值進(jìn)行對(duì)比，這種方式可以有效反映不同流態(tài)進(jìn)氣道的燃燒表現(xiàn).燃燒放熱率由熱力學(xué)第一定律推導(dǎo)得出，不計(jì)泄露和傳熱損失，公式參見文獻(xiàn)[18].圖5為所選4個(gè)工況缸內(nèi)壓力與燃燒放熱率對(duì)比.顯然，在相同的點(diǎn)火角下，采用滾流進(jìn)氣道以后，缸內(nèi)壓力更高，缸內(nèi)壓力最大值比渦流進(jìn)氣道的高0.5～1.2MPa.從燃燒放熱率上看，滾流進(jìn)氣道下著火更早，但燃燒放熱率曲線形狀卻與渦流進(jìn)氣道的相當(dāng)，并且30°CA ATDC以后，燃燒放熱率比渦流進(jìn)氣道的略高，表明滾流進(jìn)氣道加速燃燒效果不明顯，并且后期燃燒較慢.不同進(jìn)氣流態(tài)下，燃燒特征參數(shù)對(duì)比見圖6.AI 05、AI 10、AI 50和AI 90分別表示燃燒放熱5%、10%、50%和90%時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，其中AI 05為燃燒始點(diǎn)，AI 50為燃燒中心，AI 50與AI 10的差值(AI 50-10)為燃燒前半段持續(xù)期，AI 90與AI 50的差值(AI 90-50)為燃燒后半段持續(xù)期，AI 90與AI 10的差值(AI 90-10)為燃燒持續(xù)期.CoVIMEP表示平均指示壓力(IMEP)的循環(huán)變動(dòng)率，CoVIMEP計(jì)算參見文獻(xiàn)[19].KFRQ為爆震發(fā)生頻率，即一定數(shù)量燃燒循環(huán)內(nèi)爆震發(fā)生次數(shù)，其中燃燒循環(huán)選取50次，爆震事件采用Siemens VDO算法進(jìn)行判別[20]，爆震閾值設(shè)置為1.5，參考窗口和爆震窗口分別取缸內(nèi)壓力最大值前、后各30°CA，為提高爆震判別精度，設(shè)置偏置角度為4°CA，即缸內(nèi)壓力最大值前、后4°CA不參與能量積分運(yùn)算.圖6a顯示，采用滾流進(jìn)氣道以后，燃燒始點(diǎn)AI 05明顯提前，整體提前2°～3°CA，而AI 10和AI 50也整體提前2°～3°CA，但AI 90卻表現(xiàn)出滯后，整體滯后3°～4°CA.由圖6b可以看出，滾流進(jìn)氣道燃燒前半段持續(xù)期與渦流進(jìn)氣道的相當(dāng)，但燃燒后半段持續(xù)期卻更長(zhǎng)，滾流進(jìn)氣道的這種燃燒特征分布導(dǎo)致其燃燒持續(xù)更長(zhǎng)，整體長(zhǎng)5°～7°CA，這與滾流進(jìn)氣道后期燃燒較慢有關(guān).圖6c顯示滾流進(jìn)氣道CoVIMEP更低，4個(gè)工況下CoVIMEP都在1%以下，而滾流進(jìn)氣道的爆震傾向更嚴(yán)重，在工況2運(yùn)行時(shí)，滾流進(jìn)氣道爆震傾向遠(yuǎn)高于同工況下的渦流進(jìn)氣道，滾流進(jìn)氣道對(duì)應(yīng)的KFRQ為35.4%.

圖5 不同進(jìn)氣流態(tài)缸內(nèi)壓力和燃燒放熱率對(duì)比Fig.5 Comparison of cylinderpressure and rate of heat release under different intake flow patterns

圖6 不同進(jìn)氣流態(tài)燃燒特征參數(shù)對(duì)比Fig.6Comparison of combustion characteristic parameters under different intake flow patterns

通過分析不同流態(tài)進(jìn)氣道下的燃燒，結(jié)合滾流進(jìn)氣道下的燃燒表現(xiàn)，可以推斷滾流進(jìn)氣道有利于火花塞掃氣，能改善火花塞的著火環(huán)境，進(jìn)而縮短點(diǎn)火滯燃期，引起著火提前、缸內(nèi)壓力升高以及循環(huán)變動(dòng)降低，但由于加速燃燒效果不明顯，著火提前引起爆震傾向增加.圖7示出壓縮行程為60°CA BTDC時(shí)不同進(jìn)氣道下的速度場(chǎng)流動(dòng)仿真分析.滾流進(jìn)氣道下，缸蓋頂部X方向的氣流運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)更明顯，并且火花塞處存在-Y方向的氣流運(yùn)動(dòng).因此，無論火花塞電極位置如何，滾流進(jìn)氣道都有更好的火花塞掃氣，這從流場(chǎng)層面證實(shí)了前面的推論.

圖7 60°CA BTDC時(shí)不同進(jìn)氣道下的速度場(chǎng)Fig.7Velocity field under different intake port at 60°CA BTDC

對(duì)于滾流進(jìn)氣道加速燃燒的效果不明顯的原因，可能與滾流強(qiáng)度增加有限而渦流損失較大有關(guān)[16].

3.3 DOE試驗(yàn)性能對(duì)比

表4為1200r/min(1400N·m)時(shí)不同流態(tài)進(jìn)氣道試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案(DOE)性能對(duì)比.數(shù)據(jù)表明，相同轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩以及EGR率下，一定范圍內(nèi)，每增加1°CA點(diǎn)火角，渦前溫度降低為2～3℃，進(jìn)氣歧管壓力降低約0.5kPa，燃?xì)庀穆式档图s0.5g/(kW·h)，但爆震傾向也隨之增加.繼續(xù)增大點(diǎn)火角度，由于點(diǎn)火過早，活塞做負(fù)功增加，導(dǎo)致燃?xì)庀穆矢纳菩。踔磷儾?增大EGR率，整體上有利于降低渦前溫度、燃?xì)庀穆室约耙种票?，但在保證動(dòng)力性能的情況下，需要增加進(jìn)氣歧管壓力.不同流態(tài)進(jìn)氣道下，點(diǎn)火角和EGR率對(duì)性能的影響并無明顯差別，但通過對(duì)比不同流態(tài)下的性能發(fā)現(xiàn)，采用滾流進(jìn)氣道后，與渦流進(jìn)氣道具有相同點(diǎn)火角時(shí)，在更大的EGR率下，卻表現(xiàn)出更強(qiáng)的爆震.如渦流進(jìn)氣道在點(diǎn)火角為32°CA BTDC、EGR率為13%下，KFRQ為10%；而相同點(diǎn)火角下，滾流進(jìn)氣道在EGR率為14%下，KFRQ為29%.其他EGR率下也存在相同趨勢(shì)，這種現(xiàn)象與滾流進(jìn)氣道加速燃燒效果不明顯以及點(diǎn)火滯燃期短的特性相符.

表4 不同進(jìn)氣流態(tài)DOE性能對(duì)比Tab.4 Comparison of performance of DOE under different intake flow patterns

圖8為上述工況不同流態(tài)和EGR率下平均指示壓力的循環(huán)變動(dòng)率.隨著EGR率的增加，不同流態(tài)進(jìn)氣道下CoVIMEP都存在增加趨勢(shì)，這是由于EGR率增加，燃燒逐漸惡化的結(jié)果；從CoVIMEP數(shù)值上看，滾流進(jìn)氣道下的CoVIMEP明顯低于渦流進(jìn)氣道下的數(shù)值，并且在更大的EGR率下表現(xiàn)出燃燒穩(wěn)定性優(yōu)勢(shì)，滾流進(jìn)氣道在EGR率為18%下的CoVIMEP仍比渦流進(jìn)氣道在EGR率為13%下的低，這表明滾流進(jìn)氣道下的燃燒室對(duì)EGR率的耐受度更高，有利于降低排氣溫度.滾流進(jìn)氣道的這種優(yōu)勢(shì)與滾流改善火花塞掃氣有關(guān).

圖8 不同進(jìn)氣流態(tài)和EGR率下IMEP循環(huán)變動(dòng)率Fig.8 CoVIMEP under different intake flow patternsand EGR rates

工況為1200r/min、1400N·m時(shí)點(diǎn)火角對(duì)缸內(nèi)壓力和燃燒放熱率的影響見圖9.不同進(jìn)氣道下，點(diǎn)火角增加，缸內(nèi)壓力增加，燃燒相位提前，但放熱率曲線形狀以及最大燃燒放熱率變化不明顯.點(diǎn)火角對(duì)缸內(nèi)壓力和燃燒放熱率的影響與圖5中滾流進(jìn)氣道相比渦流進(jìn)氣道表現(xiàn)出的燃燒情況極為相似，這種現(xiàn)象從另一個(gè)角度說明，所設(shè)計(jì)的滾流進(jìn)氣道對(duì)點(diǎn)火過程有明顯影響，能夠縮短點(diǎn)火滯燃期，但整體上對(duì)燃燒過程的影響呈較弱的特征.

圖9 點(diǎn)火角對(duì)缸內(nèi)壓力與燃燒放熱率的影響Fig.9Effect of ignition angle on cylinder pressure and rate of heat release

4 結(jié) 論

(1) 相同工況和控制參數(shù)下，與渦流進(jìn)氣道相比，滾流進(jìn)氣道渦前壓力和渦前溫度更低，渦前溫度降低近6℃，同時(shí)燃?xì)庀穆式档?～2g/(kW·h)，并且滾流進(jìn)氣道缸內(nèi)壓力更高、循環(huán)變動(dòng)更低，AI 05和AI 50提前2°～3°CA.

(2) 滾流進(jìn)氣道AI 50-10與渦流進(jìn)氣道相當(dāng)，但后期燃燒較慢，導(dǎo)致燃燒持續(xù)期整體比渦流進(jìn)氣道長(zhǎng)5°～7°CA.

(3) 滾流進(jìn)氣道的性能優(yōu)勢(shì)主要得益于對(duì)火花塞著火環(huán)境的改善，但滾流進(jìn)氣道加速燃燒的效果不明顯，并且爆震傾向增加明顯，這與其點(diǎn)火滯燃期短和設(shè)計(jì)滾流強(qiáng)度較弱有關(guān).

(4) 滾流進(jìn)氣道有利于火花塞掃氣，因而循環(huán)變動(dòng)低、燃燒穩(wěn)定性好，這種特性使得滾流進(jìn)氣道對(duì)EGR率的耐受度更高，對(duì)降低排氣溫度有利.