王洪悅,董全,顏杰,張鈺欽,王朔

(1.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院,150001,哈爾濱;2.北京理工大學機械與車輛學院,100081,北京)

對于天然氣發(fā)動機而言,供氣方式對其性能有著重要影響。迄今為止,燃氣的供應方式可以分為機械控制混合器式、進氣總管單點噴射、進氣道多點噴射以及缸內(nèi)直噴等[1-3]。進氣歧管多點噴射因其成本相對較低、可以減少因進排氣門重疊導致的甲烷逃逸、各缸充量一致性高以及可以控制噴氣正時、對噴氣量響應性好等優(yōu)點[4-5]而被廣泛應用于車用、船用發(fā)動機中。隨著排放法規(guī)的日趨嚴格,多點噴射天然氣發(fā)動機必須采用更加稀薄的混合氣進行燃燒才能滿足要求。然而,進氣歧管多點噴射時天然氣與空氣混合時間較短,進氣混合充分性差,天然氣本身存在火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷膯栴},稀薄混合氣狀態(tài)下尤為明顯,致使缸內(nèi)燃燒惡化[6-7]。提高進氣混合的均勻性以及形成合理的缸內(nèi)混合氣分布狀態(tài)是多點噴射稀薄燃燒發(fā)動機燃燒優(yōu)化的關鍵[8-9]。

噴氣策略對天然氣發(fā)動機性能有著重要的影響。有學者研究了天然氣噴氣時刻對缸內(nèi)直噴天然氣發(fā)動機的影響[10-12]。Wang等研究發(fā)現(xiàn),當天然氣噴氣時刻推遲,缸內(nèi)速度幅值增大,點火位置周圍分布較豐富的混合氣時,有利于更好地燃燒[11]。一些人研究了天然氣噴氣時刻對柴油和天然氣雙燃料發(fā)動機燃燒性能和排放的影響。Yang等研究表明,適當延遲天然氣噴射時刻可以在低負荷和部分負荷下降低火焰發(fā)展持續(xù)時間和燃燒重心[13-14]。You等研究了噴管結構與噴氣時刻對柴油和天然氣雙燃料發(fā)動機燃燒和排放的影響,發(fā)現(xiàn)改變噴管結構及噴氣時刻會影響天然氣發(fā)動機進氣混合氣的均勻性與缸內(nèi)的混合氣分布狀態(tài)[15]。大量學者在噴氣策略對發(fā)動機的優(yōu)化上都是從噴氣時刻等單方面進行優(yōu)化的,且大多應用在直噴天然氣發(fā)動機以及柴油-天然氣雙燃料發(fā)動機上,從噴氣時刻、噴氣方向與位置、噴氣時刻系統(tǒng)全面分析優(yōu)化噴氣策略對船用多點噴射天然氣發(fā)動機的研究較少。

為了滿足更加嚴格的船用二階段排放法規(guī)(GB 15097—2016),同時指導玉柴YC6K400LN-C30發(fā)動機多點噴氣系統(tǒng)的設計開發(fā),考慮到天然氣射流與進氣道內(nèi)空氣的相互作用以及天然氣進入缸內(nèi)的時間,本文從噴氣方向與位置、噴氣壓力、噴氣時刻三方面開展針對天然氣燃燒特性的影響研究;選取燃燒效果較差的中低負荷為研究工況點,采用臺架試驗與仿真兩種方法,對比不同噴氣策略對發(fā)動機燃燒特性的影響規(guī)律,揭示發(fā)動機缸內(nèi)混合氣形成過程,以期為船用多點噴射稀薄燃燒天然氣發(fā)動機實現(xiàn)高效清潔燃燒提供理論依據(jù)。

1 天然氣發(fā)動機臺架試驗

1.1 發(fā)動機試驗臺架總述

試驗樣機為一臺排量12.939 L、4個氣門(2個進氣門和2個排氣門)、直列6缸的增壓中冷天然氣發(fā)動機。點火方式為火花塞點火,燃燒室形狀為盆型。該發(fā)動機的技術參數(shù)如表1所示,供氣方式為進氣道多點噴射。圖1為發(fā)動機試驗臺示意圖。基于原機控制系統(tǒng)研制了一套電控多點順序噴射系統(tǒng),可以靈活控制天然氣的噴射時刻、壓力、脈寬。試驗所用天然氣成分檢測結果如表2所示。天然氣被壓縮至約20 MPa的氣瓶組中,通過減壓器減壓后進入氣軌,氣軌連接各缸的燃氣噴射閥,燃氣噴射閥型號為Hoerbiger-GV14,在歧管噴射天然氣,最高噴射壓力1 013.25 kPa。為了調(diào)節(jié)空氣流量,設置節(jié)氣門并使之與電子控制單元相連。

圖1 發(fā)動機試驗臺示意圖Fig.1 Schematic diagram of engine test bench

表1 發(fā)動機技術參數(shù)

表2 天然氣的組成

試驗中,發(fā)動機速度和負載由電渦流測功機(湘儀動測GW500)測得,天然氣質(zhì)量流量由動態(tài)氣體流量計(E+H Proline Promass 83)測得?？諝赓|(zhì)量流量采用熱式空氣流量計(ABB FMT700-P)測得。缸壓傳感器(AVL GU22CK)傳感器安裝于1號缸,曲柄轉角度數(shù)每隔0.1°采集一個缸壓數(shù)據(jù)。采用燃燒分析儀(Ki-Box 2893A)整合缸壓傳感器測得的缸壓以及角標儀對應的轉角信號得到缸壓曲線,并對數(shù)據(jù)進行處理。各排放產(chǎn)物由排放分析儀(AVL AMAi60)測得。

1.2 試驗方案

試驗分為不同的噴氣方向與位置、不同的噴氣壓力兩個部分。噴氣方向與位置的示意圖如圖2所示,A、B、C三種噴管(管內(nèi)徑為8 mm)安裝軸線均與空氣來流方向一致。噴管A:側壁打孔(雙排8孔、孔徑3 mm)使得噴氣方向與來流空氣垂直且噴氣位置距氣門較近;噴管B:短直通管,即噴氣方向與來流平行且噴氣位置距氣門較遠(相比于A短3 cm);噴管C:長直通管,即噴氣方向與來流空氣平行且噴氣位置距氣門較近(與A長度一致)。同時為對比不同混合氣稀薄情況下噴氣方向與位置對發(fā)動機的影響,過量空氣系數(shù)λ取1.42、1。試驗工況點為推進特性下50%負荷,天然氣流量保持為22.5 kg/h,噴氣正時上止點前320°,噴氣持續(xù)期為46°,點火正時上止點前41°。

(a)側壁打孔噴管(A)

不同噴氣壓力試驗在保證噴氣量及缸內(nèi)最終進氣量基本一致的前提下,控制燃氣噴射壓力為低壓長脈寬和高壓短脈寬,噴射壓力分別為461.03 kPa與736.63 kPa。試驗工況點為推進特性下中低10%～50%負荷,噴氣壓力作為自變參數(shù),發(fā)動機穩(wěn)定運行的情況下維持其他控制參數(shù)不變,各工況下對應的具體的試驗參數(shù)如表3所示,點火時刻以對應的曲柄轉角表示。

表3 各工況試驗參數(shù)

1.3 不確定度分析

實驗參數(shù)的不確定度受到不同的誤差來源影響,包括所用儀器的隨機波動、試驗臺的校準、觀測精度和實驗方法。為了保證測量精度,研究中使用的所有儀器均經(jīng)過校準。在每個工況下穩(wěn)態(tài)工作1 min后獲取排放數(shù)據(jù),用于分析燃燒過程的缸壓數(shù)據(jù),采集超過140個連續(xù)循環(huán)。在完成選定測試工況的工作后,凈化氣體分析儀,然后在下一次測量前進行校準,以保證測量值的準確性。在每個測試工況下,所有測量參數(shù)值均為數(shù)據(jù)的平均值。將系統(tǒng)不確定度和隨機不確定度相結合,確定實驗結果的總體不確定度[16]。表4為各測量參數(shù)的靈敏度與不確定度[17-19]。分析不確定度可知,本文獲得的測量結果是可接受的。

表4 各測量參數(shù)的不確定度

2 臺架試驗結果分析

2.1 噴氣方向與位置對發(fā)動機燃燒及排放的影響

如圖3所示,λ=1.42時,噴管A的最大燃燒壓力相比噴管B增加了7.1%,噴管C的最大燃燒壓力相比B減少了4.3%,噴管C、B與A最大燃燒壓力的相位也依次前移,燃燒等容性增加。λ=1時,噴管A的最大燃燒壓力相比噴管B增加了1.6%,噴管C與B相比最大燃燒壓力基本不變。稀薄混合氣情況下,噴氣方向與進氣氣流方向垂直相比于噴氣方向與進氣氣流方向一致,缸內(nèi)燃燒明顯改善;噴氣位置遠離氣門相比于噴氣位置靠近氣門,缸內(nèi)燃燒也明顯改善。原因在于缸內(nèi)混合氣濃度分布是由燃氣與空氣在進氣道內(nèi)的預混與缸內(nèi)大尺度摻混共同決定,在整體較為稀薄的混合氣工況下,噴氣方向與進氣氣流方向垂直時,雖經(jīng)過兩段摻混,其缸內(nèi)仍會產(chǎn)生局部混合氣較濃或分層現(xiàn)象,但其濃混合氣距火花塞近,缸內(nèi)混合氣燃燒較快。相比于噴氣方向與進氣來流方向垂直,當噴氣方向與進氣氣流方向一致時,燃氣與空氣在進氣道內(nèi)的預混并不強,進氣混合的均勻性減弱,燃氣受到進氣氣流的帶動,順著氣流運動,燃氣在缸蓋附近的干涉氣流分界作用下沖向缸內(nèi)下部,噴射后期燃氣會沿著缸壁流向活塞頂,從而導致濃混合氣集中在缸內(nèi)中下部?；鸹ㄈ浇旌蠚廨^為稀薄,此混合氣分布不利于火焰面的展開與傳播,缸內(nèi)混合氣燃燒變差。噴氣位置靠近氣門相比于噴氣位置遠離氣門,進氣混合均勻性減弱且缸內(nèi)濃混合氣遠離火花塞,同樣使得缸內(nèi)混合氣燃燒變差。

(a)λ=1.42時噴氣方向與位置對缸壓的影響

為了分析噴氣方向與位置對發(fā)動機燃燒穩(wěn)定性的影響,定義CI為平均有效壓力的循環(huán)變動,是燃燒穩(wěn)定性的評價參數(shù),計算公式為

(1)

式中:σI為平均有效壓力的標準差;I為平均有效壓力,公式為

(2)

其中We為循環(huán)功,Vs為排量。

隨著混合氣變得稀薄,燃燒不穩(wěn)定性增大,由圖3可看出,因部分不穩(wěn)定燃燒循環(huán)的存在,λ=1.42時的缸壓曲線相比于λ=1時缸壓曲線上升過程中出現(xiàn)略微變緩的現(xiàn)象。由圖4可知,當λ=1時,3種噴氣工況CI均為1%左右;當λ=1.42時,CI從5.37%變化到3.89%,CI降低至5%以內(nèi),這是由于火花塞附近混合氣更濃,滯燃期縮短,缸內(nèi)混合氣燃燒速度加快,燃燒穩(wěn)定性提高。

圖4 噴氣方向與位置對CI的影響Fig.4 Effect of injection direction and position on CI

圖5為噴氣方向與位置對發(fā)動機CH4和CO排放的影響?？梢钥闯?當λ=1.42時,與噴管B相比,噴管A的CH4和CO排放均有所降低,CH4和CO排放體積分數(shù)分別減少了9.6%和8.5%。與噴管B相比,天然氣噴射情況噴管C的CH4和CO排放有所增加,體積分數(shù)分別增加了6.7%和4.7%。噴氣方向與進氣氣流方向垂直時,缸內(nèi)混合氣的均勻性得到提高,混合氣過濃與過稀區(qū)域減少,缸內(nèi)混合氣分布合理有利于燃燒,缸內(nèi)溫度相應提高,NOx排放相應增加。噴氣位置遠離氣門會使得缸內(nèi)混合氣分布不利于燃燒,CH4、CO排放惡化。

(a)CH4排放

2.2 噴氣壓力對發(fā)動機燃燒及排放的影響

限于篇幅,對于噴氣壓力對發(fā)動機的影響,僅以50%負荷下缸壓曲線為例進行分析,如圖6所示,相比于低壓長脈寬,高壓短脈寬的最大缸壓增加了4.8%。缸內(nèi)混合氣濃度分布是由燃氣與空氣在進氣道內(nèi)的預混與缸內(nèi)大尺度摻混共同決定的。在一定范圍的發(fā)動機穩(wěn)定運行的稀薄工況下,高噴氣壓力可以使得噴出的燃氣具有更高的動能,燃氣射流對來流空氣的沖擊作用更強,進氣道內(nèi)燃氣與空氣混合的均勻性相對增加,與此同時高噴氣壓力也會增加缸內(nèi)湍流強度。低噴氣壓力不僅會使天然氣射流強度減弱,也會導致噴氣脈寬延長,這樣天然氣進入缸內(nèi)的持續(xù)時間也會延長,隨著活塞持續(xù)下行,泵吸作用會減弱,缸內(nèi)大尺度摻混也會減弱。50%負荷時噴氣壓力對發(fā)動機排放的影響如圖7所示,各負荷下,采用高噴氣壓力下發(fā)動機CH4、CO排放均低于采用低噴氣壓力時的排放,其中50%負荷工況下CH4和CO排放的體積分數(shù)分別降低了13.6%和25%,燃燒和排放明顯改善。在NOx排放上,由于其燃燒效果更好,高噴射壓力時發(fā)動機NOx排放也略有增大。

圖6 噴氣壓力對缸壓的影響(λ=1.26)Fig.6 Effect of injection pressure on cylinder pressure(λ=1.26)

圖7 噴氣壓力對發(fā)動機排放的影響Fig.7 Effect of injection pressure on engine emissions

3 天然氣發(fā)動機進氣、燃燒過程仿真

3.1 仿真模型的建立

采用“逆向工程”得到發(fā)動機三維模型生成stl文件導入CONVERGE,并對幾何形狀區(qū)域進行劃分,分為缸內(nèi)、火花塞、進氣部分、排氣部分,如圖8所示。

圖8 仿真域示意圖Fig.8 Schematic diagram of simulation domain

選用RNGk-ε湍流模型以“重整化群理論”統(tǒng)計方法推導、模擬高速流動及渦流。燃燒模型采用SAGE詳細機理模型,機理為GRI-mech3.0甲烷反應機理。點火模型為能量源火焰面模型。排放模型為擴展的Zel’dovich模型。應用Species Transport模型,同時設置湍流施密特數(shù)Sct=0.78,用以模擬天然氣-空氣流動與混合[20]。壓力與速度耦合算法選用PISO算法。

基礎網(wǎng)格4 mm,天然氣噴管入口加密4級(0.25 mm),空氣流入邊界加密3級(0.5 mm),氣門邊界加密2級(1 mm),對缸內(nèi)整體網(wǎng)格細化至1 mm,開啟AMR3級,即0.5 mm(自適應網(wǎng)格加密可根據(jù)溫度、速度變化自動生成加密網(wǎng)格以捕捉流動及燃燒),其中溫度自適應加密開啟階段為從點火前至燃燒結束。點火核心附近設置3層尺寸逐漸變大、網(wǎng)格由密到疏的加密區(qū),以保證模擬火核成長,加密等級分別為5級、4級、3級,3級加密區(qū)采用全過程加密,用以模擬火花塞附近流場以及混合氣形成過程,4級、5級加密區(qū)在點火燃燒時開啟加密。狀態(tài)巔峰網(wǎng)格數(shù)量220萬。

選取50%負荷工況作為模型驗證的負荷,同時噴管選用側壁打孔噴管,噴氣壓力為736.63 kPa,邊界條件根據(jù)實驗結果以及經(jīng)驗填寫。各壁面溫度邊界條件設置如下:活塞溫度為600 K,缸蓋溫度為550 K,燃氣噴管入口和噴管壁面的溫度為300 K,進氣道溫度設置為310 K,進氣門和排氣門的溫度分別為350、730 K,排氣道溫度為730 K。燃氣噴射采用質(zhì)量流量邊界條件。圖9為采用基于容積法開發(fā)的噴氣規(guī)律測量裝置[21-22]測得的噴氣質(zhì)量流量曲線。

圖9 燃氣質(zhì)量流量曲線Fig.9 Gas mass flow curve

3.2 模型驗證

為了揭示混合氣形成過程,采用側壁打孔噴管,噴氣壓力為736.63 kPa,噴氣正時上止點前320°的方案進行模擬并驗證模型,后續(xù)分析噴氣時刻對發(fā)動機燃燒特性的影響,噴氣時刻為360°、340°、320°、300°。

仿真得到的缸壓曲線和排放數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)的對比如圖10與表5?？梢钥闯?缸壓曲線具有較好的一致性,CH4、CO排放預測準確性良好,NOx排放仿真值略低于實驗測量值,主要是因為數(shù)值模擬只考慮了NO排放,而在實驗研究中測量的是NOx的排放,包含多種成分?？梢娔Ｐ途哂休^好的準確性,可以用于天然氣發(fā)動機燃燒過程的預測分析。

圖10 仿真與實驗缸壓驗證Fig.10 Cylinder pressure verification of simulation and experimental

表5 仿真與實驗排放物排放量對比

4 仿真結果分析

4.1 噴氣時刻對發(fā)動機燃燒過程的影響

如圖11所示,隨著噴氣時刻(以對應的曲柄轉角度數(shù)表示)從上止點前360°推遲至上止點前300°,缸內(nèi)最大燃燒壓力呈現(xiàn)先略微上升后降,之后明顯上升的現(xiàn)象,在300°噴氣時達到最大燃燒壓力5 171.628 kPa,相比于燃燒壓力較低的噴氣時刻,增加了12.52%。同時峰值相位的變化過程為先前移后推遲但變化幅度不大,之后明顯前移。如圖12所示,360°、340°、320°噴氣燃燒始點、燃燒重心、燃燒終點呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢,但是變化幅度不明顯,300°噴氣時,各燃燒參數(shù)所對應相位均明顯提前,燃燒速度最快,缸內(nèi)混合氣燃燒效率提高。

圖11 噴氣時刻對缸壓的影響Fig.11 Effect of injection timing on cylinder pressure

4.2 噴氣時刻對缸內(nèi)混合氣分布演變歷程的影響

圖13為不同噴氣時刻下,進氣、壓縮過程中,以過火花塞中心截面作為分析參考面,用以分析缸內(nèi)混合氣濃度場演變規(guī)律。進氣行程為上止點前360°噴氣,由于其噴氣時刻早,天然氣進入缸內(nèi)的時間也就相對較早,濃混合氣分布更加偏向氣缸下部,燃燒凹坑內(nèi)被濃混合氣覆蓋。隨著噴氣時刻的推遲,燃氣進入缸內(nèi)的時間相應推遲,濃混合氣分布向氣缸上方移動,燃燒室凹坑內(nèi)濃混合氣減少。300°噴氣時,濃混合氣分布于氣缸上部,燃燒室凹坑內(nèi)幾乎無燃氣分布。進入壓縮行程后如圖13b、c所示,缸內(nèi)整體混合氣受到向上的推舉作用,但噴氣時刻對濃混合氣的分布規(guī)律未改變。點火時刻如圖13d所示,300°噴氣時,濃混合氣分布于燃燒室凹坑山上方火力岸余隙,從上到下,混合氣濃度逐漸降低,出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象。對于保留有渦流進氣道的大缸徑船用天然氣發(fā)動機,噴氣時刻決定了濃混合氣在缸內(nèi)的位置,渦流起到維持混合氣分層的作用。

(a)240°

4.3 噴氣時刻對缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ挠绊?/h3>

相比于傳統(tǒng)的簡化燃燒模型,SAGE詳細反應機理模型不僅可以模擬得到溫度、壓力等參數(shù),還可以得到化學反應的中間產(chǎn)物,故采用此模型。碳氫化合物燃燒時會產(chǎn)生中間產(chǎn)物活性OH·于高溫火焰中,以OH·來表征缸內(nèi)燃燒。圖14為不同噴氣時刻下,缸內(nèi)OH·濃度場分布?；鹧姘l(fā)展初期時如圖14a所示,噴氣時刻為300°時的OH·分布范圍遠大于其他噴氣時刻,因為其缸內(nèi)混合氣出現(xiàn)明顯分層,此時火花塞附近燃氣濃度高于其他3個噴氣時刻,有利于初期火焰核心發(fā)展。隨著火焰的發(fā)展,如圖14b～d所示,300°噴氣時其OH·分布范圍亦最大,且OH·整體濃度也最高,燃燒劇烈。圖14e噴氣時其火焰亦最先遍布整個缸內(nèi),火焰?zhèn)鞑ニ俣茸羁?燃氣燃燒效率最高。

(a)20°上止點前

5 結 論

(1)噴氣方向與進氣氣流垂直可以增強擾動作用,噴氣位置距氣門遠可以增加燃氣射流在進氣道中行進的距離,增加進氣混合的均勻性,并且濃混合氣分布合理,燃氣燃燒效率提高,CH4、CO排放得到明顯改善。

(2)相比于低噴氣壓力,采用高噴氣壓力使得噴出的燃氣具有更高的動能,進而增加了缸內(nèi)湍流強度,燃氣射流對來流空氣的沖擊作用更強,進氣道內(nèi)燃氣與空氣預混更優(yōu),脈寬的縮短使得燃氣進入缸內(nèi)時活塞泵吸作用更強,缸內(nèi)大尺度摻混更優(yōu)。高噴氣壓力下缸內(nèi)燃燒明顯改善,CH4和CO排放分別降低了13.6%和25%。

(3)隨著噴氣時刻的推遲,燃氣進入缸內(nèi)的時間相應推遲,濃混合氣分布向缸內(nèi)上方移動,活塞的上行并沒有改變缸內(nèi)混合氣分布規(guī)律,當300°噴氣時,點火時刻缸內(nèi)從上到下,混合氣濃度逐漸降低,出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象,火焰核心穩(wěn)定,火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌?燃氣燃燒效率提高。