寧德忠，官維，楊葵，王鵬，盛利，高強

廣西玉柴機器股份有限公司，廣西玉林 537005

0 引言

隨著汽車工業(yè)的飛速發(fā)展，傳統(tǒng)燃料的能源安全問題日益突出，汽車的替代燃料一直是科研工作者關(guān)心的重要問題[1-2]。甲醇來源廣泛、生產(chǎn)工藝成熟、辛烷值高、抗爆性好，能夠適應(yīng)更高壓縮比的發(fā)動機，降低燃料消耗和碳排放[3-7]。國內(nèi)外專家學(xué)者針對甲醇燃料開展了研究，徐磊等[8]分析了經(jīng)濟工況下甲醇發(fā)動機與汽油機的泵氣特性、燃燒放熱特性等，研究表明甲醇發(fā)動機通過改變進氣晚關(guān)角調(diào)節(jié)負(fù)荷，可提高進氣壓力、減少節(jié)流損失，甲醇發(fā)動機的燃燒放熱速率更快，其輸出轉(zhuǎn)矩和有效熱效率均優(yōu)于汽油機；李文睿[9]以某三缸柴油機改造的電熱塞助燃純甲醇發(fā)動機為原型，建立了三維全氣道模型，研究了不同進氣壓力、壓縮比、噴孔布置及預(yù)噴正時對燃燒和排放特性的影響，研究發(fā)現(xiàn)在噴油參數(shù)不變的情況下，進氣壓力升高可使燃燒過程整體前移，提高發(fā)動機的熱效率，優(yōu)化發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性；翟旭茂等[10]以4100QBZL增壓中冷柴油機為研究對象，利用GT-Power軟件建立了柴油機燃用M15甲醇柴油混合燃料的仿真模型，通過試驗驗證了模型的正確性，分析、對比了不同壓縮比和供油提前角對發(fā)動機性能的影響。

目前運用仿真分析方法對甲醇等雙燃料發(fā)動機的研究較多[11-13]，但通過專用甲醇發(fā)動機開發(fā)的臺架測試與仿真計算相結(jié)合的系統(tǒng)性研究較少。本文中利用CONVERGE v3.0軟件，基于樣機參數(shù)建立甲醇發(fā)動機仿真模型，應(yīng)用發(fā)動機臺架實測參數(shù)進行模型校準(zhǔn)，分析2種燃燒室結(jié)構(gòu)對重型甲醇發(fā)動機缸內(nèi)湍動能的影響，對缸內(nèi)混合氣均勻性進行計算分析，并通過臺架試驗測試驗證仿真分析的結(jié)果。

1 試驗設(shè)備及研究方法

1.1 試驗發(fā)動機

試驗在一臺直列六缸點燃式甲醇發(fā)動機上進行，該發(fā)動機由某國六K11N當(dāng)量天然氣發(fā)動機改造而來，甲醇供給方式為進氣道多點噴射，配備增壓和廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation，EGR)系統(tǒng)。發(fā)動機的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)

1.2 試驗臺架

試驗臺架示意如圖1所示，試驗過程所采用的主要儀器設(shè)備及技術(shù)參數(shù)如表2所示。由圖1可知，試驗裝置主要由發(fā)動機、電渦流測功機、臺架測控系統(tǒng)、進排氣系統(tǒng)、甲醇供給系統(tǒng)、傳感器、電子控制單元(electronic control unit, ECU)等組成。

1—數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)；2—數(shù)據(jù)記錄電腦；3—控制電腦；4—數(shù)據(jù)采集電腦；5—Kibox；6—EGR閥；7—甲醇燃料桶；8—油耗儀；9—EGR混合器；10—節(jié)氣門；11—ECU；12—曲軸位置傳感器；13—曲軸轉(zhuǎn)角適配器；14—溢流閥；15—甲醇泵；16—濾清器；17—中冷器；18—點火線圈；19—油軌；20—甲醇噴射器；21—火花塞及缸壓傳感器；22—電渦流測功機；23—HORIBA MEXA-7100DEGR排氣分析儀；24—空氣濾清器；25—壓氣機；26—渦輪；27—渦前壓力/溫度傳感器；28—渦后壓力/溫度傳感器；29—EGR中冷器；30—氧傳感器；31—特氟龍采樣袋；32—GC-2010氣相色譜儀。

試驗所用工業(yè)甲醇中甲醇的體積分?jǐn)?shù)超過99.9%，低熱值約為20.26 kJ/kg。為保證甲醇的流量以及霧化效果，甲醇的噴射壓力控制為(500±50)kPa。試驗測試過程中測功機、排放分析儀、油耗儀及溫度壓力采集系統(tǒng)通過控制器局域網(wǎng)(controller area network, CAN)和網(wǎng)線接入自主編寫的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，各系統(tǒng)的數(shù)據(jù)上傳周期均為100 ms。ECU可以實現(xiàn)對EGR、甲醇噴射時刻、甲醇噴射量、點火時刻、節(jié)氣門等的閉環(huán)控制，同時記錄發(fā)動機電控系統(tǒng)的各傳感器執(zhí)行器的狀態(tài)參數(shù)。數(shù)據(jù)采集周期為3 min，為保證數(shù)據(jù)的可靠性和準(zhǔn)確性，取數(shù)據(jù)的平均值作為試驗結(jié)果。通過KiBox實時監(jiān)測缸內(nèi)壓力、燃燒相位、循環(huán)變動以及爆震強度等，KiBox記錄200個循環(huán)的缸壓曲線，曲軸轉(zhuǎn)角每間隔0.1°采集一次缸壓數(shù)據(jù)。

表2 試驗主要儀器設(shè)備及技術(shù)參數(shù)

a) 優(yōu)化活塞 b) 原活塞 圖2 2種活塞結(jié)構(gòu)對比

1.3 研究方法

以K11N發(fā)動機為基礎(chǔ)，利用CONVERGE v3.0軟件搭建發(fā)動機三維模型，通過發(fā)動機臺架實測數(shù)據(jù)對模型精度進行校準(zhǔn)。天然氣發(fā)動機活塞為縮口結(jié)構(gòu)(原活塞)，在此基礎(chǔ)上優(yōu)化設(shè)計一種適合甲醇燃燒的淺盆型活塞(優(yōu)化活塞)，2種活塞的結(jié)構(gòu)示意如圖2所示。針對這2種活塞的燃燒室結(jié)構(gòu)進行模型計算分析，對比不同燃燒室結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)湍動能、混合氣均勻性的影響。最終在發(fā)動機臺架上進行性能對比研究。

2 三維仿真模型建立

計算模型應(yīng)包含部分進氣歧管以保證計算區(qū)域內(nèi)甲醇不會從計算區(qū)域中逃逸。為保證計算結(jié)果可信度和計算精度，連續(xù)計算5個循環(huán)，同時對網(wǎng)格做合理的設(shè)置。搭建的K11N發(fā)動機三維計算幾何模型如圖3所示。

圖3 K11N發(fā)動機三維計算模型

計算過程中湍流模型采用RNGk-ε模型，傳熱模型采用O′Rourke and Amsden模型，使用KH-RT模型模擬甲醇噴霧，噴霧-壁面交互模型采用壁面油膜模型，油膜飛濺模型使用O′Rourke模型，使用油膜剝落模型模擬油膜剝落現(xiàn)象，以上模型均采用軟件默認(rèn)參數(shù)[14-15]。燃燒模型采用SAGE模型，湍流施密特數(shù)設(shè)為0.78，采用一種23組分、108反應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)機理[16]。

根據(jù)試驗結(jié)果，確定以發(fā)動機最高熱效率工況(轉(zhuǎn)矩為1850 N·m、轉(zhuǎn)速為1100 r/min)進行模型的標(biāo)定工作，發(fā)動機活塞采用原活塞，最高熱效率工況對應(yīng)的邊界條件如表3所示。

表3 標(biāo)定工況對應(yīng)的邊界條件

采用相同的物理模型及邊界條件(轉(zhuǎn)矩為1850 N·m、轉(zhuǎn)速為1100 r/min)，對K11N原活塞的工作循環(huán)進行模擬，計算與試驗結(jié)果對比如圖4所示，缸內(nèi)壓力試驗結(jié)果為100個循環(huán)的平均缸內(nèi)壓力。由圖4可知：模型計算的缸內(nèi)壓力和放熱率(單位曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)的放熱量)與試驗結(jié)果較為接近，最大相對偏差均不超過3%，可認(rèn)為模型的精度能較好地滿足計算要求。

圖4 計算和試驗的缸內(nèi)壓力和放熱率對比

3 不同燃燒室結(jié)構(gòu)的影響

在原活塞縮口燃燒室基礎(chǔ)上優(yōu)化設(shè)計一種適合甲醇燃料燃燒的淺盤型燃燒室結(jié)構(gòu)，通過仿真計算和臺架試驗分析、對比不對燃燒室結(jié)構(gòu)對發(fā)動機性能的影響，探索提升缸內(nèi)湍動能的有效路徑，提升甲醇的燃燒速度，優(yōu)化甲醇發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性。缸內(nèi)流場計算俯視圖如圖5所示。

圖5 缸內(nèi)流場計算俯視圖

3.1 性能仿真分析

對比分析進氣過程中缸內(nèi)氣體的流動狀況，包括滾流、渦流、湍動能等，2種活塞在進氣下止點時的缸內(nèi)流場如圖6所示。由圖6可知：x截面，2種活塞的缸內(nèi)流動都以斜軸渦流為主，二者主要的區(qū)別在于淺盆活塞坑沒有縮口，氣流的運動可以一直延伸到活塞坑內(nèi)；原活塞由于縮口設(shè)計阻止了活塞坑內(nèi)的氣流流動，不利于均質(zhì)混合氣的形成；y截面，淺盤活塞的滾流尺度明顯比原活塞要大，形成了一個較為完整的渦，這表明缸內(nèi)的滾流得到了充分發(fā)展，有利于混合氣的形成以及后期湍動能的增加。

a)原活塞x截面 b)原活塞y截面 c)原活塞z截面

2種活塞的缸內(nèi)滾流比與渦流比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖7所示。

a) 滾流比 b)渦流比 圖7 不同活塞的缸內(nèi)滾流比與渦流比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

由圖7可知：優(yōu)化活塞的滾流高于原活塞，但優(yōu)化活塞的渦流比低于原活塞。缸內(nèi)的滾流在活塞接近上止點時會破裂成小尺度的渦流，這會增加湍流強度和湍動能，有利于提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?，而渦流對增加湍動能的作用有限。

發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1200 r/min、轉(zhuǎn)矩為1560 N·m、EGR率為30%、點火時刻對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為-24°時，2種活塞的缸內(nèi)湍動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖8所示。

a)整體 b)局部放大 圖8 不同活塞的缸內(nèi)TKE隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

由圖8可知：在進氣行程，優(yōu)化活塞的缸內(nèi)湍動能略低于原活塞；而在壓縮行程，優(yōu)化活塞的缸內(nèi)湍動能明顯高于原活塞，特別是在點火時刻之后，優(yōu)化活塞的湍動能比原活塞提升約30%，對火焰?zhèn)鞑O為有利。

除缸內(nèi)湍動能水平外，還應(yīng)關(guān)注湍動能在缸內(nèi)的分布，點火時刻缸內(nèi)湍動能的分布如圖9所示。由圖9可知：在火花塞附近，優(yōu)化活塞的湍動能明顯高于原活塞的湍動能，有助于加快火焰的初期發(fā)展。

a)原活塞x截面 b)原活塞y截面 c)原活塞z截面

對點燃式發(fā)動機，除了關(guān)注缸內(nèi)流動狀態(tài)，還應(yīng)考慮缸內(nèi)混合氣的不均勻度，混合氣越均勻，越有利于火焰的傳播。液態(tài)甲醇進入氣缸后，在渦流和離心力的作用下，混合氣呈現(xiàn)中間稀、邊緣濃的狀態(tài)，這種狀態(tài)不利于火焰?zhèn)鞑?。發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1200 r/min、轉(zhuǎn)矩為1560 N·m、EGR率為30%、點火時刻對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為-24°時，優(yōu)化前后的缸內(nèi)混合氣不均勻度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖10所示，缸內(nèi)混合氣空燃比分布如圖11所示。由圖10、11可知：由于采用了最佳噴油策略，2種活塞的混合氣都比較均勻，但優(yōu)化活塞的缸內(nèi)混合氣不均勻度比原活塞小，火花塞附近的稀混合氣較少，有利于火焰的初期發(fā)展。

a)整體 b)局部放大 圖10 不同活塞的混合氣不均勻度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

a)原活塞x截面 b)原活塞y截面 c)原活塞z截面

發(fā)動機工況與表3相同，通過模型計算的活塞優(yōu)化前、后的缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率如圖12所示。由圖12可知，優(yōu)化活塞的燃燒相位更加提前，燃燒速度相對更快，有利于提升熱效率。

圖12 活塞優(yōu)化前后的缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率計算結(jié)果

3.2 臺架試驗結(jié)果

對配置原活塞和優(yōu)化活塞的發(fā)動機在臺架上進行測試對比，測試工況如表4所示。甲醇噴射壓力為(500±50)kPa，噴射角度為15°±5°，最大噴射質(zhì)量流量為(620±25)g/min，EGR率和點火角度分別優(yōu)化至各工況點獲得最高燃油經(jīng)濟性。

表4 試驗工況對應(yīng)的邊界條件

不同工況下原活塞和優(yōu)化活塞對應(yīng)的缸內(nèi)壓力、放熱率、燃油消耗率和有效熱效率臺架測試結(jié)果如圖13、14所示。

a)油耗 b)有效熱效率 圖14 不同活塞發(fā)動機的油耗和有效熱效率臺架測試結(jié)果

由圖13可知：相比原活塞發(fā)動機，優(yōu)化活塞發(fā)動機的缸內(nèi)壓力峰值和放熱率峰值明顯提高，這主要是由于優(yōu)化后缸內(nèi)的湍動能得到了很大提升，缸內(nèi)初期火焰?zhèn)鞑ニ俣雀臁Ｏ啾仍钊l(fā)動機，優(yōu)化后的缸內(nèi)混合氣燃燒速度更快，燃燒等容度更高，燃燒質(zhì)量更好。

由圖14可知：燃燒品質(zhì)的提升改善了燃油經(jīng)濟性，優(yōu)化后發(fā)動機比油耗下降約10 g/(kW·h)，熱效率提升約1%，與缸內(nèi)湍動能計算分析結(jié)果的趨勢一致。

4 結(jié)論

基于CONVERGE v3.0平臺搭建不同活塞結(jié)構(gòu)下的發(fā)動機三維模型，在發(fā)動機最高熱效率工況，根據(jù)試驗結(jié)果對模型的精度進行標(biāo)定校準(zhǔn)；利用校準(zhǔn)后的模型對不同燃燒室結(jié)構(gòu)的影響進行了計算分析，對比分析了缸內(nèi)流動狀況和混合氣均勻性，通過臺架測試進行了驗證。

1)優(yōu)化活塞沒有縮口結(jié)構(gòu)，滾流尺度明顯比原縮口活塞大，可以形成較為完整的渦流，缸內(nèi)的滾流得到充分發(fā)展，有利于混合氣的形成以及湍動能的增加。

2)優(yōu)化活塞發(fā)動機的湍動能比原活塞提升約30%，而且火花塞附近的湍動能明顯高于原活塞，有利于加快火焰的初期發(fā)展和傳播速度。

3)相比原活塞，優(yōu)化活塞后發(fā)動機缸內(nèi)混合氣更均勻，火花塞附近的稀混合氣更少，有助于火焰的初期發(fā)展。

4)臺架測試與缸內(nèi)湍動能計算分析結(jié)果表明，采用優(yōu)化活塞的發(fā)動機經(jīng)濟性更好，比油耗下降約10 g/(kW·h)。