施新，陳雪康，胡晨星

（北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081）

當(dāng)前發(fā)展新型能源動(dòng)力裝置已成為未來的發(fā)展方向[1].在此背景下，自由活塞內(nèi)燃發(fā)電機(jī)(free-piston engine genera-tor，縮寫FPEG)[2]受到越來越多的關(guān)注.FPEG 將內(nèi)燃機(jī)與發(fā)電機(jī)耦合[3]，將燃料化學(xué)能直接轉(zhuǎn)換為電能輸出[4].能量傳遞鏈縮短，能量轉(zhuǎn)換效率得以提高[5].同時(shí)由于FPEG 不受機(jī)械結(jié)構(gòu)的限制，能適應(yīng)多種燃燒模式，可解決傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)所帶來的尾氣污染及化石能源短缺等問題，應(yīng)用前景良好[6].

現(xiàn)階段，F(xiàn)PEG 種類很多[7]，其中超過95%的FPEG都為二沖程[8].二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)換氣時(shí)間短，其性能依賴掃氣質(zhì)量[9].GOLDSBOROUGH 等[10]發(fā)現(xiàn)在二沖程FPEG 設(shè)計(jì)中換氣過程是實(shí)現(xiàn)高效節(jié)能的關(guān)鍵環(huán)節(jié).BERGMAN 等[11]發(fā)現(xiàn)可通過低增壓來限制掃氣短路損失.黃霞[12]發(fā)現(xiàn)掃氣效率會(huì)隨著壓氣機(jī)功率的升高而提高且FPEG 自由排氣過程會(huì)更加充分.郭陳棟[13]認(rèn)為FPEG 理想的掃氣系統(tǒng)應(yīng)具有較長(zhǎng)的氣缸有效行程和氣口重疊距離且采用增壓掃氣.MIKALSEN 等[14]建立了帶渦輪增壓的單活塞FPEG 零維模型，樣機(jī)進(jìn)氣壓比為1.68，以30 Hz 頻率運(yùn)行時(shí)，輸出功率44.4 kW，理論效率可達(dá)42%，但后續(xù)樣機(jī)研制時(shí)渦輪增壓器并未實(shí)際使用.

FPEG 摒除了曲柄連桿機(jī)構(gòu)，無法通過曲軸箱壓縮空氣來實(shí)現(xiàn)掃、排氣過程.此外為了改善換氣質(zhì)量，提高現(xiàn)有二沖程FPEG 的功率密度，增壓技術(shù)的應(yīng)用不可或缺，其中實(shí)現(xiàn)增壓器與FPEG 的良好匹配是關(guān)鍵環(huán)節(jié).文中以一臺(tái)點(diǎn)燃式二沖程兩缸FPEG 物理樣機(jī)為研究對(duì)象，首先在GT-Power 中建立了其一維仿真模型，通過模擬增壓方式研究進(jìn)、排氣壓力，配氣相位，進(jìn)排氣系統(tǒng)幾何尺寸等參數(shù)對(duì)FPEG 性能的影響.在此基礎(chǔ)上針對(duì)多模塊FPEG 設(shè)計(jì)了電動(dòng)增壓方案并確定了匹配參數(shù)，并依據(jù)此選型了一臺(tái)電動(dòng)壓氣機(jī).

1 研究對(duì)象

點(diǎn)燃式二沖程兩缸FPEG 試驗(yàn)樣機(jī)示意圖如圖1所示，兩個(gè)自由活塞內(nèi)燃機(jī)置于直線電機(jī)兩側(cè)，電機(jī)動(dòng)子與自由活塞內(nèi)燃機(jī)活塞相連.啟動(dòng)時(shí)，電機(jī)作為電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)活塞壓縮缸內(nèi)氣體，待缸內(nèi)成功點(diǎn)火穩(wěn)定運(yùn)行后，電機(jī)作為發(fā)電機(jī)將動(dòng)子動(dòng)能轉(zhuǎn)化為電能輸出.兩缸點(diǎn)火間隔角180°，保證動(dòng)子能持續(xù)往復(fù)運(yùn)動(dòng)切割磁感線.FPEG 物理樣機(jī)單缸排量0.136 L，標(biāo)定功率5 kW，標(biāo)定運(yùn)行頻率30 Hz，采用外部增壓進(jìn)氣，換氣方式為氣口-氣口式回流對(duì)稱掃氣.噴油方式為進(jìn)氣道噴射，燃油噴入進(jìn)氣道后與空氣混合形成可燃混合氣，在掃氣箱中進(jìn)一步混合均勻.該樣機(jī)的具體參數(shù)如表1 所示.

表1 FPEG 物理樣機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Technical parameters of the FPEG physical prototype

圖1 FPEG 樣機(jī)示意圖Fig.1 FPEG prototype schematic.

2 FPEG 仿真模型建立與校核

2.1 仿真模型的建立

GT-Power 中沒有FPEG 直接可用的物理模型，需要做出一些等效假設(shè).FPEG 沒有曲柄連桿機(jī)構(gòu)，即沒有傳統(tǒng)意義上的曲軸轉(zhuǎn)角，在建立模型時(shí)以曲軸轉(zhuǎn)角計(jì)的時(shí)間需要被轉(zhuǎn)化，將FPEG 每循環(huán)所用時(shí)間tTFP對(duì)標(biāo)傳統(tǒng)二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)每循環(huán)的360°，根據(jù)FPEG 運(yùn)行時(shí)間tFP占每循環(huán)時(shí)間的比例來獲得FPEG 一維模型中等效的曲柄轉(zhuǎn)角

同樣地，F(xiàn)PEG 運(yùn)行頻率與等效轉(zhuǎn)速的關(guān)系如

式中:fFP為FPEG 運(yùn)行頻率；nFP為FPEG 等效轉(zhuǎn)速.此外，F(xiàn)PEG 沒有傳統(tǒng)意義上的活塞上下止點(diǎn)，規(guī)定FPEG 活塞位置相距火花塞最近處為等效上止點(diǎn)，最遠(yuǎn)處為等效下止點(diǎn).

在上述等效假設(shè)條件下，在GT-Power 中將FPEG樣機(jī)復(fù)雜的工作系統(tǒng)簡(jiǎn)化為各子部件相應(yīng)的物理模型，其一維仿真模型如圖2 所示，由環(huán)境狀態(tài)模塊、曲柄連桿機(jī)構(gòu)模塊、氣缸燃燒室模塊、燃燒噴油閥模塊、進(jìn)排氣管路及氣門組模塊組成，各個(gè)部件模塊互相獨(dú)立又通過連接模塊相互聯(lián)系.

氣缸燃燒室模塊：氣缸燃燒室中采用火花塞韋伯燃燒模型，兩缸點(diǎn)火間隔角設(shè)為180°，通過設(shè)定5%累積放熱率點(diǎn)來規(guī)定燃燒始點(diǎn).FPEG 樣機(jī)缸內(nèi)燃燒流場(chǎng)情況尚不明確，傳熱模型采用WoschniGT模型，并依據(jù)各管路材料的傳熱系數(shù)輸入合理的壁面溫度初值和燃燒氣體的初始狀態(tài).

曲柄連桿機(jī)構(gòu)模塊：設(shè)定沖程數(shù)為2，F(xiàn)PEG 等效轉(zhuǎn)速范圍0～1 800 r/min.按照樣機(jī)實(shí)際尺寸設(shè)定氣缸、活塞和掃氣箱關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)（如缸徑、沖程、連桿長(zhǎng)度、壓縮比、壓縮余隙等）.將試驗(yàn)獲得的活塞位置曲線數(shù)據(jù)導(dǎo)入到仿真模型中作為活塞組件往復(fù)運(yùn)動(dòng)規(guī)律的初值，其中活塞組件包括電機(jī)動(dòng)子磁棒.模型中將一次循環(huán)的計(jì)算結(jié)果當(dāng)作下次循環(huán)計(jì)算初值.

燃燒噴油閥模塊：脈沖噴油模塊中采用進(jìn)氣道噴射，預(yù)混合燃燒，設(shè)定噴油速率1.2 mg/ms，為了使汽油完全燃燒，設(shè)定理論空燃比14.7，噴油量受空燃比控制，這導(dǎo)致不同工況下噴油脈寬不同.噴射燃油溫度設(shè)為77 ℃，噴射燃油蒸發(fā)分?jǐn)?shù)設(shè)為0.2.

進(jìn)排氣管路及氣門組模塊：進(jìn)排氣系統(tǒng)中基準(zhǔn)掃氣效率模型采用混合-替換式掃氣模型.FPEG 樣機(jī)測(cè)量的掃、排氣口最大流通面積分別為1 040 mm2和540 mm2.進(jìn)排氣管路幾何尺寸依據(jù)實(shí)際管路設(shè)定，進(jìn)、排氣管離散長(zhǎng)度分別設(shè)定為0.4 倍和0.5 倍缸徑.對(duì)于二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)為了延長(zhǎng)充氣時(shí)間，排氣口會(huì)比掃氣口提前打開，更早關(guān)閉，在定義FPEG 一維仿真模型的配氣相位時(shí)，設(shè)定自由排氣時(shí)間為定值，且FPEG 配氣相位的掃、排氣時(shí)間相對(duì)于等效下止點(diǎn)對(duì)稱此時(shí)可用掃氣門開啟時(shí)刻來代表配氣相位.以曲軸轉(zhuǎn)角計(jì)的掃氣門開啟時(shí)刻tIVOCA與循環(huán)時(shí)間計(jì)的掃氣門開啟時(shí)刻tIVOFPEG轉(zhuǎn)換關(guān)系為

環(huán)境狀態(tài)模塊：在進(jìn)氣入口和排氣出口設(shè)定環(huán)境模塊，其中進(jìn)口環(huán)境設(shè)定為大氣環(huán)境，工質(zhì)為空氣，出口環(huán)境保持與上游連接管路出口廢氣參數(shù)一致.

仿真計(jì)算循環(huán)周期數(shù)等于FPEG 工作循環(huán)數(shù)，設(shè)定最小循環(huán)計(jì)算周期為100 并設(shè)定所有仿真結(jié)果達(dá)到收斂條件，即穩(wěn)態(tài)時(shí)自動(dòng)結(jié)束計(jì)算.

2.2 仿真模型的校核

FPEG 一維仿真模型搭建完成后，仿真計(jì)算結(jié)果與樣機(jī)實(shí)際運(yùn)行參數(shù)之間可能會(huì)有差異，需要模型校核后才能進(jìn)行后續(xù)研究.通過調(diào)整FPEG 燃燒模型、傳熱模型、摩擦損失模型、進(jìn)排氣系統(tǒng)模型中的系數(shù)因子來使仿真結(jié)果不斷逼近試驗(yàn)結(jié)果.但對(duì)于不同工況來說，上述系數(shù)因子的設(shè)置是不同的，因此重點(diǎn)針對(duì)FPEG 設(shè)計(jì)運(yùn)行工況進(jìn)行校核.

將進(jìn)排氣壓力分別為0.11 MPa 和0.102 Mpa，運(yùn)行頻率30 Hz 工況下樣機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與穩(wěn)態(tài)時(shí)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，如圖3 所示.缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)由Kistler 6052C 缸壓傳感器采集，測(cè)量精度±0.3%，活塞位移由直線電機(jī)中的位移傳感器采集，測(cè)量精度±1%[15].從圖3 可以看出，峰值缸壓前后的壓縮行程和膨脹行程用時(shí)基本相同，活塞動(dòng)子速度幾乎一致，說明此時(shí)FPEG 左、右兩缸處于穩(wěn)定燃燒階段，F(xiàn)PEG 穩(wěn)定運(yùn)行.此外在FPEG 一個(gè)工作循環(huán)中仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)幾乎一致，最大誤差不超過1%.仿真模型可以被用于下一步研究.

圖3 仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.3 Comparison between simulation results with experimental data

3 結(jié)果分析

FPEG 穩(wěn)定運(yùn)行后將長(zhǎng)時(shí)間在額定運(yùn)行頻率下工作，因此文中著重研究FPEG 在運(yùn)行頻率30 Hz 工況下進(jìn)排氣壓力，配氣相位，進(jìn)排氣系統(tǒng)幾何尺寸等參數(shù)對(duì)FPEG 性能的影響.目前單模塊FPEG 物理樣機(jī)在運(yùn)行頻率30 Hz，進(jìn)氣壓力為0.12 MPa 時(shí)，穩(wěn)定運(yùn)行輸出功率為5 kW，功率密度較低.文中將通過增壓技術(shù)來提高單模塊FPEG 發(fā)電功率，設(shè)計(jì)目標(biāo)是在額定運(yùn)行頻率下有效功率達(dá)到10 kW.

3.1 進(jìn)、排氣壓力對(duì)FPEG 性能的影響

首先采用模擬增壓的方式，在仿真模型中提高進(jìn)口環(huán)境壓力，進(jìn)氣壓力從0.12 MPa 開始每隔0.01 MPa設(shè)置一組，出口背壓保持0.108 MPa，分析FPEG 有效功率、缸內(nèi)捕獲率、充量系數(shù)、給氣比以及掃氣效率的變化情況，如圖4 所示.可以看出，隨著進(jìn)氣壓力增加，進(jìn)氣密度得以提高，有效功率線性攀升.進(jìn)氣壓力每增加0.01 MPa，功率平均增加1.03 kW.進(jìn)氣壓力0.18 Mpa 左右時(shí)，F(xiàn)PEG 有效功率突破10 kW.

隨著進(jìn)氣壓力增加，每循環(huán)供入氣缸內(nèi)的氣體質(zhì)量增加，給氣比不斷增加.工況在高進(jìn)氣壓力（大于0.18 MPa）附近變化時(shí)，受到固定的配氣相位和氣口流通面積的限制，供入氣缸內(nèi)氣體質(zhì)量的增加量趨于穩(wěn)定，導(dǎo)致此處給氣比趨于穩(wěn)定.進(jìn)氣壓力逐漸增加時(shí)，充量系數(shù)先增加后趨于穩(wěn)定，進(jìn)氣壓力由0.17 MPa 提高至0.19 Mpa 時(shí)，充量系數(shù)只增加了1.2%，此時(shí)若繼續(xù)以提高進(jìn)氣壓力的方式來獲得高的充量系數(shù)，收益將是有限的.充量系數(shù)增加說明封存在缸內(nèi)的新鮮充量增多，缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)降低，綜合導(dǎo)致掃氣效率提高.而捕獲率卻不斷降低說明缸內(nèi)封存新鮮充量的增加速率低于氣體供入氣缸內(nèi)的速率，即短路損失增加，這是因?yàn)榕艢獗硥罕３植蛔?，進(jìn)排氣壓差增加，短路氣量會(huì)逐漸增加.

圖5 為給氣比不變的情況下，排氣背壓與FPEG功率、燃油消耗率和掃氣效率之間的變化關(guān)系，可以看出，隨著排氣背壓增加，功率線性攀升，這是因?yàn)殡S著排氣背壓的增加，為了保持給氣比一定，進(jìn)氣壓力勢(shì)必增加，這導(dǎo)致進(jìn)排氣壓差會(huì)逐漸增加，背壓每提高0.01 MPa，進(jìn)排氣壓差會(huì)增加6.5%.在這過程中，雖然給氣比一定，但進(jìn)氣密度逐漸增加，缸內(nèi)捕獲的新鮮充量增加，平均有效壓力提高，功率得以提高.

圖5 排氣背壓對(duì)FPEG 性能的影響Fig.5 Influence of exhaust back pressure on FPEG performance.

隨著排氣背壓增加，燃油消耗率平穩(wěn)降低，排氣背壓每提高0.01 MPa，燃油消耗率降低0.63%.說明隨著進(jìn)排氣壓力增加，缸內(nèi)的燃燒過程不斷被改善，熱效率提升，燃油消耗率逐漸降低.但排氣背壓的增加對(duì)于燃燒優(yōu)化的效果是有限的，背壓由0.135 MPa升高至0.185 MPa 時(shí)，燃油消耗率最多減少3.9%，并且排氣背壓增加，排氣阻力相應(yīng)增加，新鮮充量增加的同時(shí)缸內(nèi)殘余廢氣量也在增加，導(dǎo)致掃氣效率下降.

綜合圖4 和圖5，采用增壓技術(shù)可以提高FPEG功率但并不意味著也能使FPEG 具有良好換氣品質(zhì)，完善的換氣系統(tǒng)需要在保證供氣需求下有較小給氣比，同時(shí)又具有較高的掃氣效率，因此需要對(duì)FPEG最優(yōu)配氣相位和換氣系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)一步分析.

3.2 配氣相位對(duì)FPEG 性能的影響

圖6 為FPEG 運(yùn)行頻率30 Hz 時(shí)，進(jìn)氣壓力對(duì)最佳配氣相位的影響.按照最大功率點(diǎn)和最低燃油消耗率點(diǎn)，可以選出兩種最佳配氣相位.可以看出隨著進(jìn)氣壓力增加，按最大功率點(diǎn)選擇的掃氣門最佳開啟時(shí)刻會(huì)提前，從0.12 MPa 至0.19 MPa，掃氣門最佳開啟時(shí)刻每循環(huán)提前了0.74 ms，即進(jìn)氣壓力每提升0.01 MPa，掃氣門最佳開啟時(shí)刻會(huì)提前約0.1 ms.由于氣口相對(duì)于等效上下止點(diǎn)的位置固定，掃、排氣時(shí)間相對(duì)于等效下止點(diǎn)對(duì)稱，掃氣口越晚打開會(huì)更早關(guān)閉，這導(dǎo)致導(dǎo)致等效膨脹比增加，熱效率提高，所以按照最低油耗點(diǎn)選擇的最佳配氣相位要比按最大功率點(diǎn)選擇的配氣相位晚大約1.7 ms，且隨著進(jìn)氣壓力增大這種差異會(huì)越大.

圖6 進(jìn)氣壓力對(duì)最佳配氣相位影響Fig.6 Influence of inlet pressure on optimum valve timing.

圖7 為進(jìn)氣壓力0.19 MPa，運(yùn)行頻率為30 Hz 時(shí)，掃氣門開啟時(shí)刻對(duì)FPEG 性能影響，可以看出隨著掃氣門逐漸晚開，功率先升后降，掃氣門在28.5 ms 左右開啟時(shí)，功率有最大值，最大功率點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的掃氣口開啟時(shí)刻記為A時(shí)刻.掃氣門在A時(shí)刻之前開啟時(shí)，給氣比先保持穩(wěn)定后略有下降，供入氣缸內(nèi)的氣體質(zhì)量變化不大，而隨著掃氣門不斷晚開，缸內(nèi)捕獲率不斷增加，說明封存在缸內(nèi)的新鮮充量增加，短路損失減少，導(dǎo)致充量系數(shù)逐漸增加，因此功率會(huì)逐漸增加，殘余廢氣系數(shù)降低，掃氣效率得以提高，最高掃氣效率點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的掃氣口開啟時(shí)刻記為B時(shí)刻.

圖7 掃氣門開啟時(shí)刻對(duì)FPEG 性能影響Fig.7 Influence of scavenging port opening moment on FPEG performance.

掃氣口在A、B兩時(shí)刻之間開啟時(shí)，充量系數(shù)不斷降低，說明封存在缸內(nèi)的新鮮充量不斷減少，而捕獲率卻不斷增加是因?yàn)殡S著掃氣口晚開供入氣缸內(nèi)的氣體量逐漸減少，給氣比逐漸降低且減少速率快于新鮮充量的減少速率.掃氣口在B時(shí)刻之后開啟時(shí)，捕獲率基本不變，但此時(shí)供氣量和新鮮充量都較少，導(dǎo)致殘余廢氣系數(shù)增加，掃氣效率降低.

綜合圖6 和圖7，隨著掃氣門開啟時(shí)刻變化，充量系數(shù)與FPEG 功率變化關(guān)系密切，而充量系數(shù)又受到給氣比、捕獲率和掃氣效率等換氣系統(tǒng)參數(shù)影響，選擇FPEG 最佳配氣相位時(shí)需要綜合考慮以上多種因素.若按最大功率點(diǎn)選擇配氣相位，此時(shí)給氣比和短路氣量較高而掃氣效率和捕獲率較低，即使封存在缸內(nèi)的新鮮充量占比不多，高的供氣量也能使缸內(nèi)保持較高的充量系數(shù)進(jìn)而導(dǎo)致高功率，但此時(shí)換氣品質(zhì)并不理想.按最高掃氣效率選擇配氣相位，此時(shí)供氣量過低功率需求無法滿足.綜合考慮選擇掃氣門在30.2 ms 時(shí)開啟是比較合適的，此時(shí)FPEG 功率超過10 kW，給氣比1.3 左右，掃氣效率接近90%.

3.3 進(jìn)排氣系統(tǒng)幾何參數(shù)對(duì)FPEG 性能的影響

FPEG 采用增壓技術(shù)后，進(jìn)氣流量增多，流速加快，原有的進(jìn)排氣系統(tǒng)幾何尺寸需要進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整.圖8 展示了運(yùn)行頻率30 Hz，進(jìn)、排氣壓力0.18 MPa 和0.108 MPa 條件下，進(jìn)、排氣管長(zhǎng)度變化對(duì)充量系數(shù)的影響.可以看出存在最佳進(jìn)、排氣管長(zhǎng)度使FPEG 具有較高的充量系數(shù).隨著進(jìn)氣管長(zhǎng)度的變化，充量系數(shù)波動(dòng)較大，最高（長(zhǎng)度200 mm）與最低的（長(zhǎng)度300 mm）充量系數(shù)之間相差8.6%.進(jìn)氣管長(zhǎng)度變化對(duì)充量系數(shù)的影響要高于排氣管長(zhǎng)度變化對(duì)其的影響，隨著排氣管長(zhǎng)度增加，充量系數(shù)整體呈下降的趨勢(shì)，存在小范圍的波動(dòng)情況（200～500 mm），充量系數(shù)的變化量不會(huì)超過1.4%.

圖8 進(jìn)排氣管長(zhǎng)度對(duì)充量系數(shù)的影響Fig.8 Effect of inlet and exhaust duct length on charging coefficient.

圖9 展示了掃氣門開啟時(shí)刻第27.3 ms 時(shí)，長(zhǎng)度200 mm、400 mm 和600 mm 的進(jìn)、排氣管內(nèi)每循環(huán)壓力波動(dòng)的情況.可以看出200 mm 進(jìn)氣管內(nèi)在掃氣門開啟后，出現(xiàn)了一個(gè)正向的壓力波且壓力梯度很大，這對(duì)于強(qiáng)制掃氣以及缸內(nèi)充氣十分有利，因此在圖8 中進(jìn)氣管長(zhǎng)200 mm 時(shí)充量系數(shù)出現(xiàn)了峰值，隨后由于長(zhǎng)度改變這種正向壓力波動(dòng)消失，充量系數(shù)也隨之迅速下降.進(jìn)氣管長(zhǎng)度400 mm 時(shí)，掃氣門打開后管內(nèi)壓力波動(dòng)向著波峰的方向發(fā)展且靠近波峰，這樣進(jìn)氣阻力會(huì)不斷增加進(jìn)而影響進(jìn)氣.進(jìn)氣管長(zhǎng)度600 mm 時(shí)，情況與200 mm 進(jìn)氣管基本一致，因此，圖8 中進(jìn)氣管在此長(zhǎng)度附近時(shí)，充量系數(shù)也得到了提高.

圖9 不同進(jìn)排氣管內(nèi)壓力波動(dòng)每循環(huán)變化特性Fig.9 Characteristics of pressure fluctuations per cycle in different inlet and exhaust pipes.

從圖9 還可以看出隨著排氣管長(zhǎng)度的增加，管內(nèi)壓力波動(dòng)頻率逐漸降低.在排氣門開啟時(shí)，三種排氣管內(nèi)壓力波動(dòng)均向波谷發(fā)展，這減小了排氣阻力利于排氣.此外排氣管內(nèi)壓力振幅要小于進(jìn)氣管內(nèi)的壓力振幅，因此排氣管長(zhǎng)度對(duì)于充量系數(shù)的影響要比進(jìn)氣管小.

進(jìn)氣壓力增加后，進(jìn)氣流量加大，進(jìn)氣管路容積需要擴(kuò)大，圖10 展示了進(jìn)氣管長(zhǎng)度為200 mm 時(shí)，管路直徑變化對(duì)于FPEG 充量系數(shù)的影響.隨著進(jìn)氣管容積的增加，充量系數(shù)先增加后逐漸減小，存在峰值.最高充量系數(shù)（管徑25 mm）與最低充量系數(shù)（管徑70 mm）之間相差12.6%.進(jìn)氣管直徑增加，管內(nèi)的壓力脈動(dòng)減小，氣體波動(dòng)效應(yīng)減弱，充量系數(shù)會(huì)逐漸降低.在管徑30～50 mm 范圍內(nèi)，充量系數(shù)減少了7.4%，F(xiàn)PEG 功率反而增加了7.3%，這說明高的充量系數(shù)并不一定會(huì)使功率增加.進(jìn)氣管內(nèi)容積增加，壓力振幅減小，各缸充氣均勻性得到改善，混合氣密度會(huì)增加，改善燃燒，此時(shí)充量系數(shù)減少所導(dǎo)致的功率下降得到補(bǔ)償.隨著管徑繼續(xù)增加，充量系數(shù)繼續(xù)下降，雖然此時(shí)進(jìn)氣均勻，但換氣品質(zhì)變差，F(xiàn)PEG 性能惡化，有效功率迅速下降.

圖10 進(jìn)氣管直徑對(duì)FPEG 性能的影響Fig.10 Effect of inlet pipe diameter on FPEG performance.

圖11 展示了進(jìn)氣管管徑為25 mm、40 mm 和70 mm 時(shí)管內(nèi)壓力波動(dòng)情況，可以看出隨著管徑增加，壓力波動(dòng)的振幅和頻率都在降低.在掃氣門開啟時(shí)刻，70 mm 管徑內(nèi)的最高壓力比25 mm 管徑時(shí)減少了31.3%，充氣更加均勻，但充量系數(shù)降低，因此在FPEG 進(jìn)氣管路容積設(shè)計(jì)上需要權(quán)衡充量系數(shù)與充氣的均勻性.若FPEG 進(jìn)氣管路前增設(shè)壓氣機(jī)，如果進(jìn)氣管容積過小，壓氣機(jī)性能會(huì)受到FPEG 進(jìn)氣管路內(nèi)的壓力波動(dòng)影響，若進(jìn)氣管容積過大，會(huì)使FPEG 進(jìn)氣波動(dòng)效應(yīng)減弱導(dǎo)致?lián)Q氣質(zhì)量下降從而影響缸內(nèi)燃燒.

圖11 不同進(jìn)氣管內(nèi)壓力波動(dòng)每循環(huán)變化特性Fig.11 Characteristics of pressure fluctuations per cycle in different inlet ducts.

3.4 FPEG 增壓匹配

FPEG 在實(shí)際應(yīng)用中采用的是多模塊串聯(lián)工作，因此采用一臺(tái)增壓器與多模塊的FPEG 相匹配.由于FPEG 沒有曲柄連桿機(jī)構(gòu)，無法采用機(jī)械增壓，考慮采用電動(dòng)增壓方式，由電機(jī)驅(qū)動(dòng)壓氣機(jī)壓縮空氣，這使壓氣機(jī)可以不受到FPEG 工況的影響且FPEG輸出的部分電能可以供給驅(qū)動(dòng)電機(jī)而無需另配電源.根據(jù)確定的增壓方案和前文仿真分析得到的最優(yōu)換氣系統(tǒng)參數(shù)，在GT-Power 中搭建六組FPEG 模塊的仿真模型，并匹配了一臺(tái)電動(dòng)壓氣機(jī)模型，如圖12所示.

圖12 6 組FPEG 模塊增壓匹配仿真模型Fig.12 Boost matching simulation model for six groups of FPEG module.

各缸標(biāo)號(hào)在該圖中被標(biāo)出，6 組多模塊FPEG 的發(fā)火順序?yàn)?-4-5-8-9-12-2-3-6-7-10-11，各缸的點(diǎn)火間隔角為30°.壓氣機(jī)仿真模型中的Map 圖輸入為GTPower 軟件庫中的壓氣機(jī)參考Map 圖，通過調(diào)整Map 圖中“轉(zhuǎn)速因子”、“壓比因子”和“流量因子”來使增壓器與FPEG 相匹配.

良好的匹配特性表現(xiàn)為：1 發(fā)動(dòng)機(jī)流通特性線穿過壓氣機(jī)高效率區(qū)；2 設(shè)計(jì)點(diǎn)工況最好位于壓氣機(jī)高效率區(qū)內(nèi)；3 發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行區(qū)域離壓氣機(jī)喘振線和阻塞線均有一定距離.6 組FPEG 模塊與電動(dòng)增壓器匹配的結(jié)果如表2 所示，表中的功率值為FPEG 系統(tǒng)的凈功率輸出.

表2 FPEG 增壓匹配相關(guān)參數(shù)Tab.2 Boost matching design points and related parameters.

基于表2 的匹配參數(shù)對(duì)壓氣機(jī)進(jìn)行初步設(shè)計(jì)[16]，得出葉輪進(jìn)口直徑36 mm，出口直徑73 mm，擴(kuò)壓器寬度3.5 mm 等參數(shù).根據(jù)匹配參數(shù)及初步設(shè)計(jì)的幾何尺寸選擇某公司產(chǎn)品RDGF8.5-2.0 空壓機(jī)來進(jìn)行后續(xù)研究.該產(chǎn)品壓氣機(jī)采用8-8 長(zhǎng)短葉片，無葉擴(kuò)壓器以及懸掛式單通道壓殼，其具體幾何參數(shù)如表3 所示.將選型的電動(dòng)壓氣機(jī)Map 圖導(dǎo)入到FPEG一維仿真模型中，電動(dòng)壓氣機(jī)和FPEG 匹配結(jié)果如圖13 所示，可以看出在額定運(yùn)行頻率工作時(shí)FPEG負(fù)荷特性線穿過壓氣機(jī)的高效區(qū)，設(shè)計(jì)點(diǎn)工況效率超過73%，且有良好的喘振裕度和阻塞裕度，可以認(rèn)為該款電動(dòng)壓氣機(jī)滿足使用需求.

表3 電動(dòng)壓氣機(jī)幾何參數(shù)Tab.3 Geometrical parameters of the electric compressor

圖13 電動(dòng)壓氣機(jī)匹配結(jié)果Map 圖Fig.13 Map of matching results for electric compressor.

4 結(jié) 論

與原FPEG 物理樣機(jī)相比，文中利用增壓技術(shù)提高了單模塊FPEG 發(fā)電功率，期望在額定運(yùn)行頻率下有效功率達(dá)到10 kW.針對(duì)六組模塊FPEG 設(shè)計(jì)了電動(dòng)增壓方案并確定了匹配參數(shù)，依據(jù)此選型了一臺(tái)電動(dòng)壓氣機(jī).在此過程中得到了以下結(jié)論：

提高進(jìn)氣壓力可以成正比地增加功率.在30 Hz運(yùn)行頻率下，進(jìn)氣壓力每增加0.01 MPa，功率提升1.03 kW.當(dāng)進(jìn)氣壓力超過0.18Mpa 時(shí)，有效功率超過10 kW.采用進(jìn)氣可以提高FPEG 功率，同時(shí)需要關(guān)注FPEG 的換氣質(zhì)量，隨著進(jìn)排氣壓力增加時(shí)，排氣阻力增加，新鮮充量增加的同時(shí)缸內(nèi)殘余廢氣量也在增加，導(dǎo)致掃氣效率下降.

隨著進(jìn)氣壓力的增加，掃氣門最佳開啟時(shí)刻需要適當(dāng)提前.進(jìn)氣壓力每提升0.01 MPa，掃氣門開啟時(shí)刻平均會(huì)提前0.1 ms.隨著掃氣門開啟時(shí)刻變化，充量系數(shù)是影響功率變化的主導(dǎo)因素，而充量系數(shù)又受到給氣比、捕獲率和掃氣效率等換氣系統(tǒng)參數(shù)影響.選擇FPEG 最佳配氣相位時(shí)需要綜合考慮以上多種因素.

采用進(jìn)氣增壓后，進(jìn)排氣管容積需要適當(dāng)擴(kuò)大，尤其是進(jìn)氣管.進(jìn)排氣管容積需要在波動(dòng)效應(yīng)強(qiáng)度和充氣均勻性之間進(jìn)行權(quán)衡，同時(shí)配氣相位會(huì)影響最佳的進(jìn)排氣管容積，氣門開啟關(guān)閉時(shí)刻影響管內(nèi)壓力波動(dòng)，進(jìn)而影響充量系數(shù)和換氣品質(zhì).