天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣不均勻性改善研究

劉勝，蘇立旺，田永海

(1.中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400；2.清華大學(xué)汽車安全與節(jié)能國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084)

增壓天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能有著重要的影響，不僅需要保證發(fā)動(dòng)機(jī)有足夠的進(jìn)氣充量，而且要保證缸外燃?xì)饣旌暇鶆颉Ｈ绻鞲走M(jìn)氣量不同，或各缸空氣與燃?xì)獾幕旌蠞舛炔煌瑒t燃燒過(guò)程的組織也不同，會(huì)使各缸的燃燒過(guò)程產(chǎn)生差異，直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的工作穩(wěn)定性。

進(jìn)氣系統(tǒng)的流動(dòng)損失和壓力波動(dòng)是影響各缸進(jìn)氣均勻性的重要原因[1]。流動(dòng)損失對(duì)進(jìn)氣均勻性的影響可以通過(guò)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與三維流場(chǎng)優(yōu)化來(lái)控制在較低的水平；而系統(tǒng)內(nèi)部的非定常流動(dòng)所導(dǎo)致的管內(nèi)和氣門處強(qiáng)烈的壓力波動(dòng),將影響與之相連的氣缸和增壓器內(nèi)的熱力過(guò)程，對(duì)缸內(nèi)的換氣質(zhì)量和增壓器的匹配性能產(chǎn)生決定性的影響,并在相當(dāng)程度上影響著內(nèi)燃機(jī)的經(jīng)濟(jì)性、動(dòng)力性、排放性能和噪聲，可采用一維熱力學(xué)仿真分析的方法來(lái)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。進(jìn)氣管作為進(jìn)氣系統(tǒng)中的一個(gè)關(guān)鍵部件，在設(shè)計(jì)時(shí)必須以性能需求為目標(biāo)，同時(shí)考慮其流阻特性及動(dòng)態(tài)效應(yīng)[2-4]。

針對(duì)某天然氣發(fā)電用發(fā)動(dòng)機(jī)的功率提升要求，為解決原機(jī)穩(wěn)壓式進(jìn)氣管由于燃?xì)饣旌喜詈瓦M(jìn)氣均勻性差導(dǎo)致的各缸排氣溫差大、性能下降、可靠性降低等問(wèn)題，采用一維熱力學(xué)軟件模擬發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程，優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)氣管結(jié)構(gòu)參數(shù)；通過(guò)三維CAD完成實(shí)體模型后，基于一維與三維CFD耦合的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬，進(jìn)行進(jìn)氣管內(nèi)三維流動(dòng)特性分析和局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)混合氣均勻混合與進(jìn)氣量均勻分配的設(shè)計(jì)目標(biāo)。通過(guò)試驗(yàn)證明發(fā)動(dòng)機(jī)各缸進(jìn)氣均勻性有了較大提升，滿足發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性要求。

1 一維仿真模型及標(biāo)定

根據(jù)該天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)(見(jiàn)表1)，基于GT-Power軟件建立了發(fā)動(dòng)機(jī)的一維仿真模型，對(duì)影響天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能的因素如燃燒模型、傳熱模型等進(jìn)行了詳細(xì)的設(shè)置，以提高對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確度。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

缸內(nèi)模型采用容積法模型，其基本假設(shè)為：缸內(nèi)工質(zhì)混合均勻，缸內(nèi)各處壓力和溫度相同。缸內(nèi)工質(zhì)狀態(tài)可用壓力、溫度和質(zhì)量3個(gè)基本參數(shù)確定，并用能量守恒、質(zhì)量守恒及理想氣體狀態(tài)方程把整個(gè)工作過(guò)程聯(lián)系起來(lái)。

增壓器模型為壓氣機(jī)和渦輪的性能MAP圖模型，即將壓氣機(jī)(或渦輪)的轉(zhuǎn)速、流量、壓比和效率等數(shù)據(jù)輸入增壓器模塊中進(jìn)行插值和外推計(jì)算，完成柴油機(jī)循環(huán)仿真。要達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行，增壓器必須達(dá)到流量平衡、轉(zhuǎn)速平衡和能量平衡，最終根據(jù)增壓器性能MAP圖以及平衡條件確定渦輪增壓器和柴油機(jī)配合運(yùn)行點(diǎn)。高低壓壓氣機(jī)折合流量和折合轉(zhuǎn)速的計(jì)算公式如下。

壓氣機(jī)折合流量計(jì)算公式：

(1)

壓氣機(jī)折合轉(zhuǎn)速計(jì)算公式：

(2)

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)70%標(biāo)定功率的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)一維仿真模型進(jìn)行了標(biāo)定(見(jiàn)圖1)。由圖1可知，第1缸壓力峰值的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有很好的一致性。從整個(gè)缸內(nèi)氣體運(yùn)動(dòng)和燃燒的模擬過(guò)程來(lái)看，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，說(shuō)明定解條件及計(jì)算模型適合該天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)流動(dòng)和燃燒過(guò)程的數(shù)值分析研究。

圖1 第1缸缸壓試驗(yàn)值與模擬值的比較

從宏觀數(shù)據(jù)對(duì)比來(lái)看，一維仿真能較好地反映發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)性能，但卻無(wú)法準(zhǔn)確模擬進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)各缸工作不均勻性的影響，這是因?yàn)樵谶M(jìn)氣總管中設(shè)計(jì)了帶小孔的混合氣出口管段(見(jiàn)圖2)，該管段主要是為了使已充分摻混后的混合氣柔性地進(jìn)入進(jìn)氣總管，并能夠改善發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣不均度。從圖中可以看出，該段管路結(jié)構(gòu)復(fù)雜，無(wú)法通過(guò)一維管路特征表達(dá)，更不能詳細(xì)分析進(jìn)氣管路對(duì)進(jìn)氣不均勻性的影響。因此，需要基于一三維耦合仿真方法對(duì)其進(jìn)氣不均勻性進(jìn)行研究[5]。

圖2 進(jìn)氣管路三維模型

2 基于一三維耦合的發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)模擬

三維計(jì)算瞬態(tài)邊界條件加載困難，且無(wú)法考慮氣門開啟與關(guān)閉過(guò)程中氣體流動(dòng)狀態(tài)對(duì)各缸均勻性的影響。因此，采用一三維耦合仿真方法，將進(jìn)氣管路用實(shí)際的三維模型代替，其他管路以及缸內(nèi)過(guò)程仍采用一維模型，三維求解的瞬態(tài)邊界條件通過(guò)一維結(jié)果獲得。

2.1 耦合模型建立

在原發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)模型中，使用進(jìn)氣流道網(wǎng)格模型替代一維模型中相應(yīng)的進(jìn)氣部分，采用軟件中的CFDComponent模塊和CFDConn模塊對(duì)一維和三維計(jì)算過(guò)程中的數(shù)據(jù)進(jìn)行傳輸。耦合仿真的GT-Power模型結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖3。

圖3 一維/三維耦合仿真模型

2.2 三維CFD模型建立

圖4 CFD計(jì)算網(wǎng)格局部示意

采用Star-CD進(jìn)行三維CFD分析、網(wǎng)格劃分及定解條件的設(shè)置。由于進(jìn)氣腔體形狀比較復(fù)雜，同時(shí)為兼顧計(jì)算速度和計(jì)算精度，體網(wǎng)格采用的是帶兩層邊界層的切割體網(wǎng)格，并對(duì)閥門處和混合氣出口管段上的小孔進(jìn)行了加密，計(jì)算網(wǎng)格總數(shù)63.2萬(wàn)(見(jiàn)圖4)。

耦合仿真時(shí)采用瞬態(tài)計(jì)算模式，在計(jì)算過(guò)程中，認(rèn)為氣流在進(jìn)氣系統(tǒng)中是絕熱、可壓縮的黏性湍流流動(dòng)[6]，采用有限體積法把計(jì)算區(qū)域劃分為離散的控制體積網(wǎng)格，在每個(gè)控制體積上積分控制方程，形成計(jì)算變量的代數(shù)方程。定解條件主要包括邊界條件、初始條件及物理模型、數(shù)學(xué)模型等。

進(jìn)氣管路三維CFD模型的進(jìn)出口邊界條件由一維模型以流量瞬時(shí)值的形式給出。進(jìn)出口均設(shè)為速度進(jìn)口，初始值為0，計(jì)算開始后，三維模型將自動(dòng)讀取一維模型的計(jì)算結(jié)果，獲得進(jìn)口的流速值。

通過(guò)進(jìn)氣質(zhì)量流量來(lái)估算初始的湍流特征參數(shù)：

(3)

湍流尺度l=0.07L，L為關(guān)聯(lián)尺寸，對(duì)于充分發(fā)展的湍流，可取L等于水力直徑。

(4)

根據(jù)一維仿真結(jié)果及管路結(jié)構(gòu)尺寸，計(jì)算得到初始湍流強(qiáng)度I≈4.8%，湍流尺度為7.07 mm。

湍流流動(dòng)采用高雷諾數(shù)κ-ε雙方程模型，該模型聯(lián)立湍流動(dòng)能κ和湍流耗散率ε的輸運(yùn)方程，建立它們與湍流黏性的關(guān)系。

(5)

(6)

(7)

2.3 計(jì)算結(jié)果分析

取耦合仿真的最后一個(gè)穩(wěn)定循環(huán)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，通過(guò)對(duì)各歧管出口流量的結(jié)果處理，得到進(jìn)入各缸的氣體質(zhì)量流量分布(見(jiàn)圖5)。

圖5 單排各缸進(jìn)氣流量

從圖5可以看出，各缸進(jìn)氣質(zhì)量流量的分布規(guī)律并不一致，要評(píng)價(jià)一個(gè)循環(huán)內(nèi)各缸獲得的氣體流量的不均勻性，需要對(duì)曲線作積分以得到進(jìn)氣過(guò)程中各缸的進(jìn)氣量。

定義第i缸不均勻性：

(8)

式中：ηi為第i缸的不均勻性；mi為第i缸一個(gè)循環(huán)的進(jìn)氣量。

由圖6可以看出，前3缸的流量低于后3缸的流量，各缸流量分配很不均勻。進(jìn)入第2缸的氣體流量最少(占進(jìn)氣總量的13.98%)，主要原因是帶小孔的混合氣出口管段出口正好處于2缸的出口附近，第2缸開始進(jìn)氣時(shí)，第6缸已經(jīng)進(jìn)氣120°，由總管內(nèi)壓力及流體的慣性共同導(dǎo)致該缸進(jìn)氣量的不足。第1缸也受混合氣出口管段的影響，混合氣出口管段的布置靠近出口，附近空腔體積小，流通面積降低及壓力較低而導(dǎo)致該缸分配的流量減小，但受流動(dòng)慣性的影響比第2缸略小，流量也略高于第2缸。第3缸由于配氣正時(shí)的原因，與第5、第6缸正好處于交替進(jìn)氣的過(guò)程中，由于進(jìn)氣集氣腔容積大，壓力建立緩慢，導(dǎo)致第3缸“搶氣”能力明顯不足，流量偏小。

圖6 各缸進(jìn)氣不均勻性

圖7示出橫截面上的速度矢量場(chǎng)分布，為便于比較采用相同的量值范圍。通過(guò)比較可以發(fā)現(xiàn)，某一缸進(jìn)氣門開啟時(shí)，進(jìn)氣流速逐漸增大；前一缸的進(jìn)氣速度逐漸降低，直至氣門關(guān)閉速度為0；隨著后一缸氣門的開啟，該氣缸的進(jìn)氣流速逐漸減小。整個(gè)循環(huán)內(nèi)各出口交替打開、關(guān)閉，速度場(chǎng)也隨著有序變化。

各缸進(jìn)氣時(shí)，進(jìn)氣管內(nèi)的流動(dòng)形態(tài)不盡相同，流動(dòng)阻力的表現(xiàn)形式也不一樣。由于進(jìn)氣阻力、壓力損失的存在，各缸進(jìn)氣存在一定的不均勻性，其不均勻性可能導(dǎo)致某缸進(jìn)氣量不足，燃燒惡化和性能降低。進(jìn)氣總管內(nèi)采用帶小孔的混合氣出口管段本身的阻力損失也很大，且在總管的布置靠近前2缸的出口，對(duì)第2缸的影響尤其大，應(yīng)考慮端部遠(yuǎn)離進(jìn)氣管的出口。

圖7 不同曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)速度矢量場(chǎng)

總的來(lái)說(shuō)，整個(gè)進(jìn)氣管的集氣腔較大，必然能夠起到很好的穩(wěn)壓作用，使得缸內(nèi)進(jìn)氣過(guò)程中進(jìn)氣管內(nèi)壓力波動(dòng)不是很明顯，但同時(shí)會(huì)導(dǎo)致進(jìn)氣過(guò)程中壓力建立緩慢、充氣效率降低。因此，較大的集氣腔對(duì)于該機(jī)型并不是很必要，總管的直徑仍有很大的減小余地，同時(shí)可適當(dāng)減小總管后端的氣腔體積，以減少渦流的能量損失。

3 進(jìn)氣管路優(yōu)化

為保證各缸能有較為均勻的進(jìn)氣量，降低各缸進(jìn)氣不均勻性，同時(shí)又不降低各缸的進(jìn)氣性能，需要對(duì)進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)行改型設(shè)計(jì)，以控制各缸進(jìn)氣流量偏差，滿足發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性要求。根據(jù)原進(jìn)氣管設(shè)計(jì)中的不足及改進(jìn)方向，進(jìn)行多方案的優(yōu)化設(shè)計(jì)，主要通過(guò)調(diào)整管徑、后端管長(zhǎng)等結(jié)構(gòu)參數(shù)改變集氣腔容積，同時(shí)結(jié)合混合氣出口管段的布置位置、各歧管與總管軸線相對(duì)位置的優(yōu)化。

以該天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)原方案單排排量L0=35.7 L為參考來(lái)調(diào)整集氣腔容積(原進(jìn)氣管集氣腔容積為1.51L0)，結(jié)合混合氣出口管段與歧管布置設(shè)計(jì)了5種結(jié)構(gòu)方案，并進(jìn)行了耦合仿真，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 不同優(yōu)化方案結(jié)果對(duì)比

從表2可以看出，方案4(見(jiàn)圖8)能夠達(dá)到目標(biāo)要求。該方案將混合管遠(yuǎn)離1、2缸歧管，總管管徑由190 mm減小為160 mm，同時(shí)第6缸后端的管長(zhǎng)縮短77 mm，進(jìn)氣歧管整體下移，此時(shí)集氣腔容積為1.01L0，該方案各缸進(jìn)氣不均勻性均在±4%以內(nèi)，整機(jī)性能指標(biāo)滿足目標(biāo)需求。

圖8 優(yōu)化后的進(jìn)氣管

方案1將總管管徑減小為150 mm，同時(shí)混合管布置于中心，進(jìn)氣不均勻性雖降至10%左右，但后3缸的流量依舊偏大，結(jié)果改善不明顯；方案2針對(duì)后3缸進(jìn)氣過(guò)大的現(xiàn)象在3缸和4缸之間加了帶孔隔板，不均勻性雖略有改善，但導(dǎo)致后3缸流量突降，系統(tǒng)阻力大大增加；方案3減小了后3缸歧管出口截面，各缸進(jìn)氣不均勻性仍然較大，而且對(duì)后3缸的流量有較大的影響。

方案2和方案3對(duì)降低后3缸流量均能達(dá)到明顯的效果，但二者的改動(dòng)對(duì)結(jié)果的敏感性太強(qiáng)，更受管路加工精度的影響，不利于進(jìn)一步的優(yōu)化改進(jìn)。

方案5是在方案4的基礎(chǔ)上進(jìn)一步將管徑縮小為150 mm，但不均勻性超出了±5%的限制，未能達(dá)到預(yù)期要求。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

直接對(duì)各氣缸進(jìn)氣流量進(jìn)行測(cè)量具有一定難度，但對(duì)于該發(fā)動(dòng)機(jī)所采用的燃?xì)馀c空氣在缸外充分混合方式，可以通過(guò)最高燃燒壓力和排氣溫度作為參考指標(biāo)來(lái)表征進(jìn)氣不均勻性[7]。采用方案4進(jìn)氣管在臺(tái)架上進(jìn)行了整機(jī)試驗(yàn)，分別測(cè)試發(fā)動(dòng)機(jī)在標(biāo)定功率70%，80%，90%和100%負(fù)荷工況時(shí)的性能參數(shù)，得到各試驗(yàn)工況下單排的最高燃燒壓力不均勻性和排溫不均勻性(見(jiàn)圖9和圖10)。70%標(biāo)定功率的各缸最高燃燒壓力不均勻性變化趨勢(shì)與方案4(見(jiàn)表2)仿真結(jié)果趨勢(shì)相同，各缸排溫的不均性波動(dòng)較小，并數(shù)值接近，說(shuō)明了通過(guò)一三維耦合數(shù)值仿真可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣不均勻性，各缸排溫?cái)?shù)值接近也間接說(shuō)明了進(jìn)氣總管中的混合氣是均勻混合的。

圖9 各缸最高燃燒壓力不均勻性

圖10 各缸歧管排溫不均勻性

由試驗(yàn)結(jié)果可以看出，采用改進(jìn)后的進(jìn)氣管，機(jī)組各項(xiàng)參數(shù)均在正常范圍內(nèi)，發(fā)動(dòng)機(jī)不同工況下的排溫和最高燃燒壓力不均勻性都控制在±3%以內(nèi)，隨著負(fù)荷的增加，由于進(jìn)氣壓力升高，不均勻性亦逐漸降低，當(dāng)達(dá)到標(biāo)定功率的80%以上時(shí)，各缸的不均勻性能夠控制在1.5%以內(nèi)，表明改進(jìn)后的進(jìn)氣管滿足降低各缸進(jìn)氣不均勻性的目標(biāo)。

5 結(jié)束語(yǔ)

建立了某天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的一三維耦合仿真模型，驗(yàn)證了模型的有效性。基于一三維耦合的發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)仿真計(jì)算表明，原進(jìn)氣管受混合氣出口管段布置靠近歧管出口的影響，導(dǎo)致1，2缸附近空腔體積減小，流通面積降低使得各缸進(jìn)氣流量分配不均勻。根據(jù)CFD分析結(jié)果確定了進(jìn)氣管優(yōu)化方向，通過(guò)多方案對(duì)比，認(rèn)為集氣腔容積為1.01L0時(shí)，混合管遠(yuǎn)離出口，總管管徑減小為160 mm，并縮短第6缸后端管長(zhǎng)的方案可使進(jìn)氣不均勻性控制在±4%以內(nèi)。

整機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果表明，改進(jìn)后的排溫和最高燃燒壓力不均勻性均控制在±3%以內(nèi)，當(dāng)在標(biāo)定功率80%以上時(shí)，不均勻性可在±1.5%以內(nèi)，發(fā)動(dòng)機(jī)排溫和最高燃燒壓力不均勻性得到了很好的改善。