唐志剛，潘永傳，李 衛(wèi)，李 哲，李 亮，劉洪哲

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

天然氣儲量豐富、排放清潔、使用成本低以及存儲安全等優(yōu)點，使得天然氣發(fā)動機成為商用車領(lǐng)域的重要發(fā)展方向[1].目前，天然氣發(fā)動機多采用當量燃燒＋廢氣再循環(huán)(EGR)＋三元催化器(TWC)的技術(shù)路線，以應對國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，導致國Ⅵ天然氣發(fā)動機出現(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)動機的點火與燃燒過程是關(guān)鍵.摻混氫氣，采用離子體點火、激光誘導點火和電暈點火等新型點火系方式可改善天然氣的著火過程[3-6]，改善燃燒過程重點則在于進氣流的組織和利用[7].進氣強滾流運動，壓縮沖程存在滾流崩塌效應，可提高點火時刻缸內(nèi)的湍流強度，強化火焰?zhèn)鞑ニ俣萚8-9]，因而點燃式發(fā)動機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)對燃燒的影響；為了獲得最優(yōu)的滾流進氣道，文獻[12—14]分析了不同進氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下的滾流組織；為改善當量天然氣發(fā)動機的燃燒，王獻澤[15]采用仿真手段對進氣道和燃燒室結(jié)構(gòu)進行了協(xié)同優(yōu)化，韓志[16]仿真分析了燃燒室頂部起脊，并匹配切向氣道實現(xiàn)高滾流的方式.這些研究都表明，進氣道優(yōu)化對于組織滾流運動的重要作用.商用車天然氣發(fā)動機大都由柴油機改制而來，進氣通常具有明顯的渦流特征，通過對進氣道進行適當改制，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，筆者展開對某天然氣發(fā)動機匹配渦流進氣道和改制滾流進氣道的性能試驗，探究進氣流態(tài)對天然氣發(fā)動機性能的影響規(guī)律.相關(guān)研究結(jié)論對重型天然氣發(fā)動機燃燒性能提升具有理論指導意義.

1 進氣道設(shè)計

為實現(xiàn)滾流進氣，對原渦流進氣道進行了改制，改制前、后進氣道特征對比如圖1所示.通過弱化渦流進氣道的螺旋特征(虛線處)，并將進氣口改成了漸縮形式(實線處)，同時增加了魚肚形設(shè)計(點線處)，以此增加進氣滾流強度.通過渦流比測試臺架進行進氣道穩(wěn)流試驗，對比了不同流態(tài)進氣道差異，渦流比通過AVL方法予以評價[17]，試驗結(jié)果見表1.可以看出，采用滾流進氣道設(shè)計后，渦流強度減弱，并且伴隨流量系數(shù)的降低.

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

圖1 不同流態(tài)進氣道設(shè)計對比Fig.1 Comparison of intake port design for different flow patterns

由于缺乏滾流比測試設(shè)備，采用了Converge軟件對不同進氣道進行了流動分析，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)格自適應策略，最小網(wǎng)格尺寸為0.5mm.不同進氣道采用相同的溫度邊界，轉(zhuǎn)速設(shè)為1200r/min，進氣溫度和壓力(采用絕對壓力)分別設(shè)為50℃和178kPa，工質(zhì)為空氣.圖2為不同進氣道流動特征對比.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方向為主滾流方向(Y方向不同氣道滾流比差別小，不予討論)，方向正、負基于右手定則判定.與渦流進氣道相比，滾流進氣道渦流比有所下降，趨勢與穩(wěn)流試驗結(jié)果一致，同時X方向滾流比增加，進氣初期最大滾流比接近1.3(0°CA為壓縮上止點)，而渦流進氣道不足0.5.隨著進氣的進行，滾流進氣道滾流衰減明顯，但仍保持一定滾流優(yōu)勢，直至壓縮行程在60°CA BTDC左右，進一步壓縮時，滾流形態(tài)開始破碎，滾流比降低，上止點時兩種進氣道滾流比趨于一致.整體上，設(shè)計的滾流進氣道滿足預期要求.

圖2 不同進氣道流動特征Fig.2 Flow characteristics for different intake ports

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

2 性能測試臺架配置

試驗樣機為天然氣發(fā)動機，基本參數(shù)見表2.發(fā)動機測控系統(tǒng)為湘儀普聯(lián)FC2000，主要包括Siemens KTY84-130型交流電力測功機、艾默生公司CMF010科里奧利燃氣質(zhì)量流量計、ABB公司FMT700熱膜式空氣質(zhì)量流量計、同圓進氣中冷器以及湘儀普聯(lián)FC2110B油門控制儀等，可以實現(xiàn)發(fā)動機定油門、定轉(zhuǎn)速和定轉(zhuǎn)矩等控制.缸內(nèi)壓力由Kistler 6118CF傳感器進行測量，并通過Kistler燃燒分析儀KiBox 2893B121對6個缸的缸內(nèi)壓力信號進行監(jiān)測，曲軸轉(zhuǎn)角信號由Kistler 2614C型角標儀進行采集，精度為0.1°CA.選用HORIBA MEXA-ONE對EGR率進行測量，EGR率ηEGR由式(2)進行計算.試驗測控系統(tǒng)見圖3.

表2 發(fā)動機配置參數(shù)Tab.2 Engine specifications

圖3 試驗測控系統(tǒng)示意Fig.3 Schematic diagram of test and control system

式中：φCO2,in、φCO2,ex和φCO2,Bkg分別為進氣CO2體積分數(shù)、排氣CO2體積分數(shù)以及大氣CO2體積分數(shù).

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 基本性能對比

為分析不同流態(tài)進氣道發(fā)動機在常用工況區(qū)的表現(xiàn)，基于實際路譜選擇了工況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)進行研究，進氣中冷后溫度控制為50℃，發(fā)動機出水溫度控制為95℃.在發(fā)動機轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩、點火角度和EGR率等基礎(chǔ)運行數(shù)據(jù)基本一致的情況下，不同流態(tài)進氣道發(fā)動機性能見表3，滾流進氣道與渦流進氣道性能參數(shù)差值見圖4.可以看出，采用滾流進氣道后，渦前溫度(各缸排溫均值)降低近6℃，渦前壓力降低4～9kPa，而燃氣消耗率降低1～2g/(kW·h).

表3 不同流態(tài)進氣道發(fā)動機性能對比Tab.3 Performance comparison under different intake ports

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

3.2 燃燒性能對比

進行3.1節(jié)試驗的同時，對6個缸的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)進行了采集，每個工況采集燃燒循環(huán)110個.燃燒分析時，采用6個缸平均值進行對比，這種方式可以有效反映不同流態(tài)進氣道的燃燒表現(xiàn).燃燒放熱率由熱力學第一定律推導得出，不計泄露和傳熱損失，公式參見文獻[18].圖5為所選4個工況缸內(nèi)壓力與燃燒放熱率對比.顯然，在相同的點火角下，采用滾流進氣道以后，缸內(nèi)壓力更高，缸內(nèi)壓力最大值比渦流進氣道的高0.5～1.2MPa.從燃燒放熱率上看，滾流進氣道下著火更早，但燃燒放熱率曲線形狀卻與渦流進氣道的相當，并且30°CA ATDC以后，燃燒放熱率比渦流進氣道的略高，表明滾流進氣道加速燃燒效果不明顯，并且后期燃燒較慢.不同進氣流態(tài)下，燃燒特征參數(shù)對比見圖6.AI 05、AI 10、AI 50和AI 90分別表示燃燒放熱5%、10%、50%和90%時所對應的曲軸轉(zhuǎn)角，其中AI 05為燃燒始點，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)變動率，CoVIMEP計算參見文獻[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不參與能量積分運算.圖6a顯示，采用滾流進氣道以后，燃燒始點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，滾流進氣道燃燒前半段持續(xù)期與渦流進氣道的相當，但燃燒后半段持續(xù)期卻更長，滾流進氣道的這種燃燒特征分布導致其燃燒持續(xù)更長，整體長5°～7°CA，這與滾流進氣道后期燃燒較慢有關(guān).圖6c顯示滾流進氣道CoVIMEP更低，4個工況下CoVIMEP都在1%以下，而滾流進氣道的爆震傾向更嚴重，在工況2運行時，滾流進氣道爆震傾向遠高于同工況下的渦流進氣道，滾流進氣道對應的KFRQ為35.4%.

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

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

通過分析不同流態(tài)進氣道下的燃燒，結(jié)合滾流進氣道下的燃燒表現(xiàn)，可以推斷滾流進氣道有利于火花塞掃氣，能改善火花塞的著火環(huán)境，進而縮短點火滯燃期，引起著火提前、缸內(nèi)壓力升高以及循環(huán)變動降低，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時不同進氣道下的速度場流動仿真分析.滾流進氣道下，缸蓋頂部X方向的氣流運動趨勢更明顯，并且火花塞處存在-Y方向的氣流運動.因此，無論火花塞電極位置如何，滾流進氣道都有更好的火花塞掃氣，這從流場層面證實了前面的推論.

圖7 60°CA BTDC時不同進氣道下的速度場Fig.7Velocity field under different intake port at 60°CA BTDC

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

3.3 DOE試驗性能對比

表4為1200r/min(1400N·m)時不同流態(tài)進氣道試驗設(shè)計方案(DOE)性能對比.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點火角，渦前溫度降低為2～3℃，進氣歧管壓力降低約0.5kPa，燃氣消耗率降低約0.5g/(kW·h)，但爆震傾向也隨之增加.繼續(xù)增大點火角度，由于點火過早，活塞做負功增加，導致燃氣消耗率改善小，甚至變差.增大EGR率，整體上有利于降低渦前溫度、燃氣消耗率以及抑制爆震，但在保證動力性能的情況下，需要增加進氣歧管壓力.不同流態(tài)進氣道下，點火角和EGR率對性能的影響并無明顯差別，但通過對比不同流態(tài)下的性能發(fā)現(xiàn)，采用滾流進氣道后，與渦流進氣道具有相同點火角時，在更大的EGR率下，卻表現(xiàn)出更強的爆震.如渦流進氣道在點火角為32°CA BTDC、EGR率為13%下，KFRQ為10%；而相同點火角下，滾流進氣道在EGR率為14%下，KFRQ為29%.其他EGR率下也存在相同趨勢，這種現(xiàn)象與滾流進氣道加速燃燒效果不明顯以及點火滯燃期短的特性相符.

表4 不同進氣流態(tài)DOE性能對比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)變動率.隨著EGR率的增加，不同流態(tài)進氣道下CoVIMEP都存在增加趨勢，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，滾流進氣道下的CoVIMEP明顯低于渦流進氣道下的數(shù)值，并且在更大的EGR率下表現(xiàn)出燃燒穩(wěn)定性優(yōu)勢，滾流進氣道在EGR率為18%下的CoVIMEP仍比渦流進氣道在EGR率為13%下的低，這表明滾流進氣道下的燃燒室對EGR率的耐受度更高，有利于降低排氣溫度.滾流進氣道的這種優(yōu)勢與滾流改善火花塞掃氣有關(guān).

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

工況為1200r/min、1400N·m時點火角對缸內(nèi)壓力和燃燒放熱率的影響見圖9.不同進氣道下，點火角增加，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.點火角對缸內(nèi)壓力和燃燒放熱率的影響與圖5中滾流進氣道相比渦流進氣道表現(xiàn)出的燃燒情況極為相似，這種現(xiàn)象從另一個角度說明，所設(shè)計的滾流進氣道對點火過程有明顯影響，能夠縮短點火滯燃期，但整體上對燃燒過程的影響呈較弱的特征.

圖9 點火角對缸內(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，與渦流進氣道相比，滾流進氣道渦前壓力和渦前溫度更低，渦前溫度降低近6℃，同時燃氣消耗率降低1～2g/(kW·h)，并且滾流進氣道缸內(nèi)壓力更高、循環(huán)變動更低，AI 05和AI 50提前2°～3°CA.

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

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

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