郭喆晨,黃勇成,施永生,劉偉,韓志玉

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,710049,西安;2.江蘇上淮動(dòng)力有限公司,223005,江蘇淮安;3.同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院,201804,上海)

天然氣作為一種清潔的替代燃料,與傳統(tǒng)化石燃料相比,成分相對(duì)簡單,同時(shí)常溫下呈氣態(tài),與空氣易均勻混合,產(chǎn)生的污染物非常少[1-2]。由于天然氣呈氣態(tài),導(dǎo)致進(jìn)氣時(shí)占用了部分體積,使得發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率下降10%～15%,天然氣的化學(xué)計(jì)量比混合氣熱值相對(duì)于汽油低約10%[3]。

目前,多數(shù)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)是在原有汽油機(jī)基礎(chǔ)上加裝了一套天然氣供氣系統(tǒng),但是未對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣相位等進(jìn)行優(yōu)化,使得發(fā)動(dòng)機(jī)性能下降。廢氣渦輪增壓可有效增加進(jìn)氣量,但是在低速時(shí)由于廢氣能量不足,增壓壓力較低,導(dǎo)致進(jìn)氣量不足,使發(fā)動(dòng)機(jī)的低速扭矩減弱。有研究人員對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)增壓器進(jìn)行匹配,并對(duì)點(diǎn)火提前角、壓縮比和過量空氣系數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,提升了發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性能和熱效率,但扭矩最大僅提升了9.3%,提升幅度不明顯[4]。通過減小進(jìn)氣凸輪升程和包角來提升汽油機(jī)低速動(dòng)力性能,但高速性能有所下降[5]。文獻(xiàn)[6-7]方法可運(yùn)用于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)低速性能的優(yōu)化,研究表明,非同步進(jìn)氣正時(shí)可使缸內(nèi)渦流得到較大提升,改善了缸內(nèi)混合氣的流動(dòng)情況。渦流增大使得壓縮結(jié)束時(shí)缸內(nèi)的湍流強(qiáng)度增大,進(jìn)而使缸內(nèi)混合氣更加均勻,提高了發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率,并對(duì)經(jīng)濟(jì)性有所改善。

本文針對(duì)一臺(tái)由汽油機(jī)改造的增壓天然氣發(fā)動(dòng)機(jī),采取不同進(jìn)氣正時(shí)方案進(jìn)行試驗(yàn)研究并匹配不同的渦輪增壓器,確定了一種非同步進(jìn)氣正時(shí)方案,可使發(fā)動(dòng)機(jī)低速動(dòng)力性能得到較大提升,且能保持高速動(dòng)力性能。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)裝置與儀器設(shè)備

試驗(yàn)所用發(fā)動(dòng)機(jī)為2.4 L增壓點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī),基本參數(shù)如表1所示。

發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)裝置示意圖如圖1所示,利用湘儀CAC160型交流電力測功機(jī)測量發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速和輸出扭矩,采用上海同圓ToCeil20N100型質(zhì)量流量計(jì)測量進(jìn)氣流量,利用首科實(shí)華DMF-1-2-A型氣耗儀測量天然氣消耗量。試驗(yàn)中采用KISTLER公司生產(chǎn)的缸壓傳感器、電荷放大器和角標(biāo)儀,并利用該公司生產(chǎn)的KiBox燃燒分析儀采集示功圖,獲得燃燒放熱率等相關(guān)數(shù)據(jù)。

表1 2.4 L增壓點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)裝置示意圖

2 進(jìn)氣系統(tǒng)優(yōu)化方案設(shè)計(jì)

在保持原汽油機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下將燃料改為天然氣,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行外特性試驗(yàn),得到汽油機(jī)和天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩對(duì)比,如圖2所示。由圖2可知,發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩整體下降,尤其是在低速時(shí)下降更為明顯,這主要是因?yàn)樘烊粴庹紦?jù)了一部分進(jìn)氣體積導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流量減小,而且原汽油機(jī)的增壓器用于發(fā)動(dòng)機(jī)燃用天然氣時(shí)偏大導(dǎo)致低速增壓效果變差,因此需要通過重新匹配增壓器和優(yōu)化進(jìn)氣方案來提升天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的低速性能。

圖2 汽油機(jī)與天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩對(duì)比

對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣過程進(jìn)行考查,方案1為原機(jī)進(jìn)氣方案,原汽油機(jī)的渦輪增壓器偏大,不適用于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī),低速增壓比小、進(jìn)氣流量少。方案2重新匹配了增壓器,并重新設(shè)計(jì)了進(jìn)氣凸輪,提出同步和非同步兩種進(jìn)氣正時(shí)方案,設(shè)計(jì)了不同進(jìn)氣持續(xù)角和配氣相位的進(jìn)氣凸輪軸替換原機(jī)進(jìn)氣凸輪軸來改變氣門升程和配氣相位,最終采用一個(gè)小流量的渦輪增壓器能夠提高低速時(shí)的廢氣能量利用率,進(jìn)而提升低速時(shí)的進(jìn)氣量。

原機(jī)進(jìn)氣方案兩進(jìn)氣門開啟持續(xù)角和最大升程都較大,在方案2的基礎(chǔ)上,方案3將進(jìn)氣門開啟持續(xù)角減小且進(jìn)氣相位提前,目的是減小低速時(shí)進(jìn)氣末期的進(jìn)氣倒流、增加缸內(nèi)進(jìn)氣量,從而提高低速輸出扭矩。方案4在方案3的基礎(chǔ)上改為非同步進(jìn)氣,其中一個(gè)進(jìn)氣門開啟持續(xù)角和最大氣門升程進(jìn)一步減小,另一進(jìn)氣門與方案3相同,同時(shí)兩進(jìn)氣門進(jìn)氣提前角不變,這樣使得低速時(shí)壓縮過程中其中一個(gè)進(jìn)氣門更早關(guān)閉,進(jìn)一步減小新鮮工質(zhì)倒流,同時(shí)保留了一個(gè)大的進(jìn)氣門開啟持續(xù)角以保持高速時(shí)的進(jìn)氣量。4種方案性能的對(duì)比如表2所示[8]。

表2 4種方案的性能對(duì)比

3 結(jié)果與分析

3.1 進(jìn)氣過程分析

3.1.1 增壓器匹配分析 原增壓器和小流量增壓器所采用的渦輪流通特性與發(fā)動(dòng)機(jī)聯(lián)合運(yùn)行工況如圖3所示。方案2改用小流量渦輪后,轉(zhuǎn)速n為1 200、1 600 r/min時(shí),廢氣旁通閥基本未開啟,廢氣驅(qū)動(dòng)渦輪后再排出。采用小流量渦輪膨脹比較大,從而使得渦輪的功率更大,廢氣利用率更高。改用方案4后相似流量增加,進(jìn)一步提高了低速時(shí)的膨脹比。

圖3 渦輪流通特性對(duì)比

渦輪在低速時(shí)功率對(duì)比如圖4所示,可知小流量渦輪功率高于原機(jī)渦輪,方案4渦輪在低速時(shí)功率提升較大,特別是在n為1 600 r/min時(shí),相對(duì)于原機(jī)渦輪功率提升了接近一倍。

圖4 渦輪在低速時(shí)功率對(duì)比

方案1、方案4壓氣機(jī)與天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)外特性的聯(lián)合運(yùn)行圖如圖5、圖6所示。由圖5、6可知:兩種方案中發(fā)動(dòng)機(jī)低速運(yùn)行點(diǎn)均離壓氣機(jī)喘振線較遠(yuǎn),高速運(yùn)行點(diǎn)均在壓氣機(jī)阻塞線以內(nèi),符合匹配要求;原汽油機(jī)所采用的壓氣機(jī)偏大,低速時(shí)在相同流量的情況下無法得到更高的增壓比,因此方案4所采用的壓氣機(jī)更有利于增壓比的提高;由于方案4在低速時(shí)渦輪功率較大、轉(zhuǎn)速更高,因此帶動(dòng)壓氣機(jī)做功增加,與方案1相比,n為1 200、1 600 r/min時(shí),增壓比分別提升了24%、33%,可知采用小流量的增壓器可提高低速時(shí)的增壓比。

圖6 小流量增壓器壓氣機(jī)匹配圖

3.1.2 進(jìn)氣流量分析 不同方案下發(fā)動(dòng)機(jī)外特性進(jìn)氣質(zhì)量流量的對(duì)比如圖7所示。在n為2 000 r/min以下的低速段,與原機(jī)方案相比,其他3種方案進(jìn)氣流量均有所增加,其中方案4改為非同步進(jìn)氣后流量增加最大,n為1 600 r/min時(shí),相對(duì)原機(jī)方案1增量達(dá)到46%。非同步氣門正時(shí)對(duì)低速的進(jìn)氣流量有較大改善,而在高速時(shí)流量并未明顯下降。

圖7 不同方案下發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流量對(duì)比

為了分析低速進(jìn)氣流量提升的原因,利用一維模擬計(jì)算獲得了1 200 r/min全負(fù)荷時(shí)進(jìn)氣過程缸內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的曲線,如圖8所示。由圖8可知:4種方案的進(jìn)氣回流百分比分別為14.6%、14.9%、3%、2%;原機(jī)方案1的進(jìn)氣門開啟持續(xù)角和進(jìn)氣遲閉角過大,使得低速時(shí)進(jìn)氣末期回流量較大,從而導(dǎo)致進(jìn)氣總量較低;方案2進(jìn)氣回流依然很大,但改用小流量增壓器后低速增壓比提高,進(jìn)氣流量有所提高;方案3通過減小進(jìn)氣門開啟持續(xù)角和遲閉角,使進(jìn)氣回流量減小,參與燃燒的工質(zhì)增多,廢氣能量增大,增壓器的功率提升,進(jìn)氣壓力增大,從而使回流前缸內(nèi)充量大幅增加,在進(jìn)氣結(jié)束時(shí),由于進(jìn)氣回流減少,最終缸內(nèi)質(zhì)量較方案2增加;方案4改為非同步進(jìn)氣后,進(jìn)氣回流進(jìn)一步減少,缸內(nèi)捕獲的充量增加,進(jìn)氣流量增加。在高速時(shí),由于非同步進(jìn)氣正時(shí)仍有一個(gè)進(jìn)氣門具有較大的開啟持續(xù)角和進(jìn)氣遲閉角,因此非同步進(jìn)氣方案在高速時(shí)流量并未下降。

圖8 1 200 r/min時(shí)缸內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量對(duì)比

3.1.3 缸內(nèi)流動(dòng)狀況分析 通過三維CFD數(shù)值模擬可得缸內(nèi)的流動(dòng)情況。n為2 000 r/min時(shí),同步進(jìn)氣方案1、非同步進(jìn)氣方案4缸內(nèi)平均滾流比、渦流比、湍動(dòng)能隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線如圖9所示。由圖9可知:在進(jìn)氣過程中,缸內(nèi)滾流強(qiáng)度變化趨勢較為接近,在壓縮沖程末期方案4略有增加;缸內(nèi)湍動(dòng)能的變化也相差不大,方案4的湍動(dòng)能有所增加;非同步方案的渦流強(qiáng)度在進(jìn)氣沖程后期和壓縮沖程要明顯高于原機(jī),在壓縮上止點(diǎn)附近,渦流強(qiáng)度明顯高于其余兩種方案。這是因?yàn)?對(duì)于同步進(jìn)氣方案,在進(jìn)氣過程中始終會(huì)在氣缸中心區(qū)域形成氣流對(duì)沖,也就是形成氣流交匯面,這樣在缸內(nèi)就很難形成較為穩(wěn)定的渦流,實(shí)際進(jìn)氣過程中,進(jìn)氣道和氣缸兩側(cè)并不會(huì)完全對(duì)稱,加上缸內(nèi)流動(dòng)狀況比較復(fù)雜,因此還是有一定強(qiáng)度的渦流存在。采用非同步進(jìn)氣方案后,兩個(gè)進(jìn)氣門進(jìn)氣時(shí)會(huì)有一定的交錯(cuò),缸內(nèi)渦流有較明顯的提升,從而改善了缸內(nèi)的流動(dòng)狀況[9-10]。

(a)滾流比

(b)渦流比

(c)湍動(dòng)能圖9 2 000 r/min時(shí)缸內(nèi)流動(dòng)情況對(duì)比

3.2 燃燒過程分析

圖10 1 200 r/min時(shí)的示功圖和瞬時(shí)放熱率對(duì)比

為了探究各方案對(duì)低速燃燒過程的影響,給出了試驗(yàn)所得1 200 r/min時(shí)的示功圖和瞬時(shí)燃燒放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化,如圖10所示。由圖10可知:在低轉(zhuǎn)速下,與原機(jī)方案1相比,方案2、3、4的最大爆發(fā)壓力分別增加了3.4%、30%、40%,且最大爆發(fā)壓力所在的相位也略有提前;各方案放熱率的變化趨勢與示功圖的變化趨勢相似,相對(duì)于方案1,方案2通過增壓器匹配優(yōu)化后瞬時(shí)放熱率峰值略有增加,在此基礎(chǔ)上,方案3的進(jìn)氣持續(xù)角減小使得瞬時(shí)放熱率峰值明顯增加,燃燒相位提前,采用非同步進(jìn)氣方案4后,瞬時(shí)放熱率峰值進(jìn)一步增加,燃燒相位提前。方案3、方案4瞬時(shí)放熱率大幅增加和燃燒相位提前的主要原因是兩方案的進(jìn)氣流量增加,進(jìn)入缸內(nèi)的燃料增多,放熱率增大;工質(zhì)質(zhì)量增加使得熱力學(xué)狀態(tài)提升,這有利于提高發(fā)動(dòng)機(jī)的熱功轉(zhuǎn)換效率[11-12]。

不同方案的燃燒持續(xù)期對(duì)比如表3所示。由表3可知,相比于方案1,方案2、3、4在低速下的燃燒持續(xù)期都略有縮短,其中方案4在n為1 200、1 600、2 000 r/min時(shí)的燃燒持續(xù)期比方案1分別縮短3.5%、2.3%、1.1%。這是因?yàn)榉桨?采取非同步進(jìn)氣和增壓器匹配進(jìn)行優(yōu)化后能夠增加低速時(shí)進(jìn)氣流量,同時(shí)增強(qiáng)缸內(nèi)的渦流強(qiáng)度,有利于促進(jìn)缸內(nèi)混合氣的均勻性,湍動(dòng)能的增加有利于促進(jìn)火焰?zhèn)鞑?提高燃燒速度,進(jìn)而改善燃燒性能[8]。

表3 不同方案的燃燒持續(xù)期對(duì)比

圖11 各方案下發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩的對(duì)比

3.3 動(dòng)力性分析

各方案下發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩的對(duì)比如圖11所示。天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能經(jīng)過優(yōu)化后低速扭矩有了較大提升,特別是在n為1 200、1 600 r/min時(shí),扭矩超過了原汽油機(jī),在2 000 r/min以下的低轉(zhuǎn)速下扭矩分別提高53%、55.6%、15.2%,最大扭矩范圍變寬,同時(shí)高速扭矩并未下降。

4種方案下功率的對(duì)比如圖12所示。方案4在n為1 200、1 600、2 000 r/min時(shí)相對(duì)于原機(jī)方案功率分別提高了53.2%、50.1%、15%,且高速時(shí)功率基本沒有下降。

圖12 4種方案下發(fā)動(dòng)機(jī)功率的對(duì)比

3.4 經(jīng)濟(jì)性分析

4種方案燃?xì)庀穆实膶?duì)比如圖13所示,可知整體上呈現(xiàn)先減小再增大的趨勢,在n為2 000 r/min附近達(dá)到最低值。n為1 200、1 600、2 000 r/min時(shí),3種優(yōu)化方案比原機(jī)方案的燃?xì)庀穆示兴陆?方案4分別降低了8.1%、5.6%、2.7%。n為2 000、4 000 r/min時(shí)相同扭矩點(diǎn)處,非同步進(jìn)氣方案的燃?xì)庀穆首畹?。非同步進(jìn)氣方案的經(jīng)濟(jì)性最好,主要是因?yàn)檫M(jìn)氣回流減小,進(jìn)氣量增加且混合氣更加均勻,提高了燃?xì)獾睦寐?同時(shí)非同步進(jìn)氣提高了壓縮最終時(shí)刻的缸內(nèi)流動(dòng)狀況,促進(jìn)了缸內(nèi)燃燒,提高動(dòng)力性的同時(shí)經(jīng)濟(jì)性也有所改善[13]。

圖13 4種方案燃?xì)庀穆实膶?duì)比

4 結(jié) 論

本文研究發(fā)現(xiàn),汽油機(jī)改為天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)后,保持發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)不變,低速扭矩性能較差,因此設(shè)計(jì)了4種不同的優(yōu)化方案,來研究非同步進(jìn)氣結(jié)合增壓器匹配對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)低速性能提升的影響,得到如下主要結(jié)論。

(1)原機(jī)采用的渦輪增壓器偏大,改用小流量的增壓器后,低速時(shí)的廢氣利用率提高,渦輪膨脹比和功率增大,帶動(dòng)壓氣機(jī)做功增加,增壓比提升,進(jìn)而增加低速時(shí)的進(jìn)氣量。

(2)原機(jī)進(jìn)氣持續(xù)角較大,導(dǎo)致低速時(shí)進(jìn)氣末期有較大的倒流,進(jìn)氣流量低。采用非同步進(jìn)氣,其中一個(gè)進(jìn)氣門開啟持續(xù)角較小且相位提前,這使得低速時(shí)進(jìn)氣回流減少,提高進(jìn)氣量,而另一個(gè)進(jìn)氣門開啟持續(xù)角較大、進(jìn)氣遲閉角偏大保證了高速時(shí)進(jìn)氣充分。

(3)優(yōu)化后的增壓式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的低速動(dòng)力性能有了較大的提升,低速扭矩最大增加了55.6%,超過原汽油機(jī),且高速的動(dòng)力性能并沒有下降。采用非同步進(jìn)氣后,增強(qiáng)了缸內(nèi)流動(dòng)狀況,進(jìn)而提高了混合氣均勻性,使得發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性也有所改善。