郭立新，李康寧，施東曉，劉陽(yáng)，馬立

(中國(guó)一汽無(wú)錫油泵油嘴研究所，江蘇 無(wú)錫 214063)

隨著能源的日益枯竭和排放法規(guī)的日趨嚴(yán)格，尋找清潔的發(fā)動(dòng)機(jī)替代能源已迫在眉睫。天然氣燃燒產(chǎn)物主要是H2O和CO2，CO和HC排放量很少，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣排放量和溫室氣體生成量與燃用汽油或柴油的同類機(jī)型相比下降很多[1-2]，因此天然氣作為替代燃料己廣泛用于汽車、發(fā)電機(jī)組、船舶等多種行業(yè)。同時(shí)以其燃燒清潔度高、儲(chǔ)量大、成本低等特點(diǎn)一直受到國(guó)內(nèi)外發(fā)動(dòng)機(jī)行業(yè)的廣泛關(guān)注，而裝配氣體發(fā)動(dòng)機(jī)的各種車輛市場(chǎng)占有率越來(lái)越高[3-6]。

目前中重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)選擇當(dāng)量燃燒路線達(dá)到國(guó)Ⅵ排放限值，當(dāng)量燃燒與稀薄燃燒相比，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)熱負(fù)荷和爆震風(fēng)險(xiǎn)顯著增加，有效功的油耗量高于稀燃。采用高壓冷卻EGR可以降低熱負(fù)荷和爆震傾向，降低有效功的耗油量，EGR對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒的影響也遠(yuǎn)大于稀薄燃燒。各缸EGR率不一致會(huì)導(dǎo)致各缸燃燒差異加大，不利于發(fā)動(dòng)機(jī)可靠耐久運(yùn)行和排放標(biāo)定，這就對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)各缸的EGR 均勻性提出了更高的要求。

本研究利用CFD方法對(duì)某重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)的各缸EGR率不均勻問(wèn)題進(jìn)行了仿真分析，根據(jù)進(jìn)氣歧管內(nèi)的EGR混合及分布計(jì)算結(jié)果對(duì)EGR系統(tǒng)進(jìn)行了改進(jìn)，驗(yàn)證試驗(yàn)表明各缸均勻性相對(duì)原方案有很大改善，改進(jìn)后能滿足設(shè)計(jì)要求。

1 EGR系統(tǒng)

重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)使用了高壓EGR的方法，把渦輪前的高壓廢氣引入中冷后的進(jìn)氣充量中。在發(fā)動(dòng)機(jī)工作的大多數(shù)工況，渦輪前的排氣壓力要大于中冷后的進(jìn)氣壓力，可實(shí)現(xiàn)較高的EGR率。但增壓發(fā)動(dòng)機(jī)高負(fù)荷工況下進(jìn)氣平均壓力高于排氣平均壓力，EGR實(shí)現(xiàn)起來(lái)具有一定難度，即使能實(shí)現(xiàn)一定量的EGR排氣和進(jìn)氣間的壓差，但難以實(shí)現(xiàn)高的EGR率。為了提高EGR率，可采取對(duì)引入的廢氣進(jìn)行冷卻的方法，也可利用排氣的脈沖增加引入進(jìn)氣管路的EGR量。本研究中重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)EGR系統(tǒng)見(jiàn)圖1。

1—壓氣機(jī)；2—雙流道渦輪機(jī)；3—EGR管路在排氣歧管上的取氣口；4—EGR冷卻器；5—EGR閥；6—EGR混合器；7—進(jìn)氣中冷器；8—天然氣混合器；9—4，5，6缸排氣歧管；10—1，2，3缸排氣歧管；11—旋流片。圖1 重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)EGR系統(tǒng)示意

為了更好地利用排氣脈沖增加EGR率，廢氣從1—2—3缸排氣歧管引出，首先經(jīng)過(guò) EGR 冷卻器流向 EGR 閥，再引入到EGR混合器后與空氣、燃?xì)膺M(jìn)行混合，然后經(jīng)過(guò)旋流片進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣總管流向發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管，最后經(jīng)進(jìn)氣歧管流向發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸。

2 各缸EGR率均勻性試驗(yàn)及仿真建模

2.1 開(kāi)發(fā)中的問(wèn)題

在開(kāi)發(fā)中對(duì)該款重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)各缸 EGR率進(jìn)行了測(cè)量，由于廢氣引入進(jìn)氣管，導(dǎo)致進(jìn)氣管中的CO2體積分?jǐn)?shù)增加，而進(jìn)氣管中的CO2體積分?jǐn)?shù)越大，EGR率越大。

(1)

式中：[CO2]man為進(jìn)氣管中CO2體積分?jǐn)?shù)；[CO2]bkg為背景氣體中的CO2體積分?jǐn)?shù)；[CO2]exh為排氣管中的CO2體積分?jǐn)?shù)。

一般情況下，[CO2]bkg=0，無(wú)EGR時(shí)，[CO2]man=[CO2]bkg，EGR率為0，其他情況下使用CO2傳感器測(cè)量出CO2體積分?jǐn)?shù)，可以根據(jù)式(1)求得EGR率。受傳感器布置限制，只對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)1缸、6缸和進(jìn)氣總管的EGR率進(jìn)行測(cè)量，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖2。

圖2 各缸EGR率測(cè)量結(jié)果

工況1為1 200 r/min中高負(fù)荷時(shí)的工況點(diǎn)，工況2至工況5分別為1 200 r/min，1 500 r/min，1 700 r/min，1 900 r/min外特性上的工況點(diǎn)。在1 200 r/min時(shí)，工況1總管中測(cè)得EGR率可達(dá)12.2%，高于工況2的7.8%。這是因?yàn)樨?fù)荷減小時(shí)，排氣能量相對(duì)減小，渦輪增壓器提供的增壓壓力相對(duì)較小，燃燒廢氣和進(jìn)氣總管的相對(duì)壓差更大，所以工況1能引入的EGR大于外特性工況2。試驗(yàn)測(cè)試表明，1缸和6缸間EGR率絕對(duì)誤差較大，最大扭矩轉(zhuǎn)速1 200 r/min的EGR率絕對(duì)誤差達(dá)到2.96%，相對(duì)誤差為41.9%；最大功率轉(zhuǎn)速1 900 r/min時(shí)1缸和6缸間EGR率絕對(duì)誤差為1.45%，相對(duì)誤差為8.24%。1缸、6缸和總管EGR率也有很大的差別，工況2時(shí)6缸和總管的EGR率相對(duì)誤差為-9.78%，1缸和總管相對(duì)誤差高達(dá)到28.02%；工況6時(shí)，6缸和總管的EGR率相對(duì)誤差為-6.14%，1缸和總管相對(duì)誤差為1.59%。

圖2b示出不同工況下最高燃燒壓力。由圖可見(jiàn)，1，2，3缸最高燃燒壓力隨轉(zhuǎn)速的增加變化趨勢(shì)一致，4，5，6缸最高燃燒壓力隨轉(zhuǎn)速的增加變化趨勢(shì)一致，1，2，3缸和4，5，6缸間的最大燃燒壓力差值最大達(dá)到5.53 MPa。而1，2，3缸最大壓力差值較小，最大僅為1.12 MPa；4，5，6缸之間的最大燃燒壓力差值也較小，最大僅為1.06 MPa。由文獻(xiàn)[7]可知，隨著EGR率的增加，大量的惰性氣體進(jìn)入缸內(nèi)，燃燒質(zhì)量變差，很大程度上抑制了燃燒速度，放熱率曲線后移，后燃現(xiàn)象嚴(yán)重，缸壓、放熱率呈下降趨勢(shì)，可見(jiàn)EGR率是影響最大燃燒壓力的主要因素之一。由圖2也可以看出，1缸、6缸最高燃燒壓力和其EGR率呈現(xiàn)相關(guān)性，不同工況下6缸的EGR率均低于1缸，且6缸最高燃燒壓力高于1缸。因此，一定條件下，通過(guò)測(cè)量各缸的最高燃燒壓力可以反映各缸的EGR率，下面的方案驗(yàn)證中將使用各缸的最高燃燒壓力反映各缸EGR率差異。因進(jìn)入各缸的EGR率差別較大，造成了發(fā)動(dòng)機(jī)失火、爆震、各缸均勻性差等一系列問(wèn)題，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)的正常運(yùn)行和可靠性，鑒于此，需進(jìn)行改進(jìn)優(yōu)化以提高各缸的EGR均勻性。

2.2 計(jì)算模型

用于發(fā)動(dòng)機(jī)各缸EGR均勻性計(jì)算的CAD三維模型見(jiàn)圖3。計(jì)算中選擇EGR冷卻器出口作為EGR管道入口，空氣入口選在增壓器后節(jié)氣門前，出口設(shè)在進(jìn)氣道出口。計(jì)算網(wǎng)格的類型及尺度都會(huì)直接影響到CFD 計(jì)算結(jié)果的精度和穩(wěn)定性，本研究中網(wǎng)格主要是由多面體單元組成，對(duì)天然氣混合器、EGR混合器、旋流片等區(qū)域作了網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格模型見(jiàn)圖4。

圖3 CAD模型

圖4 計(jì)算網(wǎng)格模型

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 200 r/min，1 500 r/min，1 900 r/min時(shí)，全負(fù)荷下EGR管路入口邊界條件見(jiàn)圖5至圖7。

圖5 1 200 r/min時(shí)EGR管路入口邊界

圖6 1 500 r/min時(shí)EGR管路入口邊界

圖7 1 900 r/min時(shí)EGR管路入口邊界

2.3 計(jì)算模型驗(yàn)證

計(jì)算模型準(zhǔn)確是保證模擬計(jì)算成功的關(guān)鍵，因此需要對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證。圖8示出不同工況下1缸、6缸EGR率計(jì)算值和試驗(yàn)值的比較。由圖8可見(jiàn)，在不同工況下，1缸EGR率均高于6缸，這和試驗(yàn)結(jié)論一致。最大扭矩工況點(diǎn)(工況2)，1缸和6缸EGR率絕對(duì)誤差為3.75%(試驗(yàn)值為2.96%)，最大功率工況點(diǎn)(工況5)EGR率絕對(duì)誤差為1.93%(試驗(yàn)值為1.45%)。計(jì)算表明，不同工況下1，2，3缸的EGR率均高于4，5，6缸，EGR率計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量的各缸最大燃燒壓力吻合得很好，可見(jiàn)模型有一定的預(yù)測(cè)精度，可以用于方案對(duì)比分析。由圖8可見(jiàn)， 1 200 r/min和1 900 r/min時(shí)，前3缸的EGR率均高于平均值，后3缸EGR率低于平均值，各缸EGR率差別較大，1 200 r/min時(shí)相對(duì)誤差在-29.43%～25.9%之間，1 900 r/min時(shí)相對(duì)誤差在-6.96%～3.64%之間，可見(jiàn)，轉(zhuǎn)速提高后，各缸之間的EGR率的差異減小(和試驗(yàn)趨勢(shì)一致)。

圖8 各缸EGR率計(jì)算結(jié)果

3 原方案計(jì)算分析

分別提取進(jìn)氣總管出口截面空氣、天然氣和EGR氣體濃度的均勻性系數(shù)(見(jiàn)圖9)，對(duì)混合效果進(jìn)行評(píng)價(jià)，其中均勻性系數(shù)(φ)定義為

均勻性系數(shù)越接近1.0表明截面上氣體混合得越均勻。

由圖9可見(jiàn)，空氣、天然氣和EGR氣體經(jīng)過(guò)天然氣混合器、EGR混合器充分混合后，在進(jìn)氣總管出口截面處，不同時(shí)刻天然氣均勻系數(shù)均在0.97以上，不同時(shí)刻EGR均勻系數(shù)均在0.90以上?？梢?jiàn)EGR混合器本身已滿足要求，并不是因?yàn)镋GR混合器混合不均勻?qū)е赂鞲譋GR率出現(xiàn)較大偏差。

圖9 進(jìn)氣總管出口截面均勻性系數(shù)

從圖10可以看出，在1，2，3缸進(jìn)氣時(shí)，進(jìn)氣腔中同進(jìn)氣道相對(duì)應(yīng)位置均具有較濃的EGR氣體，而在4，5，6缸進(jìn)氣時(shí)，進(jìn)氣腔中同進(jìn)氣道相對(duì)應(yīng)的位置均具有較稀的EGR氣體，因此導(dǎo)致1，2，3缸的EGR率均高于4，5，6缸。不同氣缸進(jìn)氣的時(shí)候，進(jìn)氣總管和進(jìn)氣腔內(nèi)EGR氣體濃度不同，即同一位置不同時(shí)刻EGR氣體濃度差別較大，表明管路中存在較大EGR率波動(dòng)。這是因?yàn)樵摪l(fā)動(dòng)機(jī)從排氣歧管引出EGR的方式為1，2，3缸單側(cè)取氣(即只引出3個(gè)缸的燃燒廢氣)，3個(gè)缸排氣相位相差240°，依次排氣導(dǎo)致排氣歧管中燃燒廢氣出現(xiàn)周期性波動(dòng)，進(jìn)而將導(dǎo)致EGR率出現(xiàn)周期性波動(dòng)。雖然進(jìn)氣總管出口空間軸向截面上混合氣是均勻的，但燃燒廢氣波動(dòng)將導(dǎo)致進(jìn)氣總管不同空間軸向截面上EGR率波動(dòng)。

1個(gè)循環(huán)內(nèi)進(jìn)氣總管出口截面不同時(shí)刻EGR率的變化見(jiàn)圖11。由圖11可見(jiàn)，1個(gè)循環(huán)內(nèi)進(jìn)氣總管出口截面EGR率有3個(gè)波峰和波谷的波動(dòng)，這3個(gè)波動(dòng)是因?yàn)?，2，3缸依次排氣導(dǎo)致的。因發(fā)動(dòng)機(jī)不同氣缸進(jìn)氣門開(kāi)啟和關(guān)閉時(shí)刻不同，進(jìn)氣總管中EGR率的波動(dòng)將導(dǎo)致氣體發(fā)動(dòng)機(jī)各缸內(nèi)EGR率出現(xiàn)較大差異。

圖10 1 200 r/min下各缸進(jìn)氣時(shí)刻EGR率分布

圖11 1 200 r/min時(shí)進(jìn)氣總管出口處EGR率

4 改進(jìn)措施

根據(jù)以上分析可以看出，要改善各缸EGR率的均勻性，需要盡量減小進(jìn)氣總管出口處EGR率的波動(dòng)，使不同軸向截面處EGR率更加均勻，進(jìn)入 6 個(gè)氣缸的EGR率累積差別更小。鑒于此，改進(jìn)EGR取氣方式，同時(shí)對(duì)進(jìn)氣腔和混合器間進(jìn)氣總管進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，以進(jìn)一步提高各缸EGR率均勻性。改進(jìn)前后的排氣歧管結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖12。因?yàn)榕艢馄绻苡扇纹绻苓B接而成，所以只需要修改排氣歧管中段就可以實(shí)現(xiàn)取氣方式的改進(jìn)。此外，為了和排氣歧管連接方便，原有的雙流道增壓器改為單流道增壓器。

圖12 改進(jìn)前后的排氣歧管示意

改進(jìn)后EGR管路中的流量和壓力波動(dòng)見(jiàn)圖13。由圖13可見(jiàn)，原方案EGR流量及壓力波動(dòng)為3個(gè)波峰和波谷，改進(jìn)后波動(dòng)為6個(gè)波峰和波谷。新的排氣總管取氣方式相對(duì)原取氣方式，EGR流量及壓力波動(dòng)幅度顯著減小。

圖13 1 200 r/min時(shí)改進(jìn)前后EGR管路流量及壓力波動(dòng)

由進(jìn)氣總管不同截面處EGR率變化曲線(見(jiàn)圖14)可知，改進(jìn)后進(jìn)氣總管出口截面EGR率隨時(shí)間的波動(dòng)幅度明顯減小，改進(jìn)后的進(jìn)氣腔和混合器間進(jìn)氣總管后B處的EGR率波動(dòng)明顯小于混合器后A處，該段管路能減小EGR率的波動(dòng)。

圖14 1 200 r/min時(shí)不同截面處EGR率

改進(jìn)后進(jìn)氣腔中同各缸進(jìn)氣道對(duì)應(yīng)位置的EGR率在不同時(shí)刻變化較小，因此在不同氣缸進(jìn)氣門打開(kāi)時(shí)，進(jìn)入各缸的EGR率差異較小。

改進(jìn)后1 200 r/min時(shí)各缸的EGR率差別較小(見(jiàn)圖15)，相對(duì)誤差僅為-1.99%～1.51%(見(jiàn)圖16)，相對(duì)原方案獲得顯著改善。

圖15 改進(jìn)后1 200 r/min時(shí)各缸進(jìn)氣時(shí)刻EGR率分布

圖16 改進(jìn)后各缸EGR率計(jì)算結(jié)果

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

針對(duì)改進(jìn)方案進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖17。試驗(yàn)結(jié)果表明，改進(jìn)方案各缸最大燃燒壓力差值最大僅為1.4 MPa，可見(jiàn)各缸的EGR率分布更加均勻，相對(duì)原方案，改進(jìn)方案能滿足設(shè)計(jì)要求。

圖17 改進(jìn)方案試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果

6 結(jié)束語(yǔ)

建立了能夠仿真分析各缸EGR均勻性的CFD仿真模型，該模型計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)吻合較好，變化趨勢(shì)一致，有一定的預(yù)測(cè)精度。

由計(jì)算分析可知，原方案EGR氣體經(jīng)混合器進(jìn)行充分混合后，在進(jìn)氣總管出口截面不同時(shí)刻EGR均勻系數(shù)在0.90以上，可見(jiàn)混合器本身已滿足要求，并不是空間截面混合不均勻?qū)е赂鞲譋GR率存在較大差異。原方案不同工況下，進(jìn)氣總管EGR率波動(dòng)較大，不同缸在進(jìn)氣門打開(kāi)時(shí)進(jìn)入氣缸EGR濃度出現(xiàn)差異，導(dǎo)致各缸的EGR率出現(xiàn)較大差異。

通過(guò)計(jì)算分析，改進(jìn)了EGR取氣方式，并對(duì)進(jìn)氣腔和混合器間進(jìn)氣總管進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，提高了各缸EGR均勻性；經(jīng)過(guò)CFD計(jì)算分析，改進(jìn)后1 200 r/min時(shí)各缸的EGR率差別顯著減小，各缸EGR率更加均勻；試驗(yàn)驗(yàn)證也表明，改進(jìn)方案各缸最大燃燒壓力差值最大僅為1.4 MPa，改進(jìn)方案能滿足設(shè)計(jì)要求。