燃燒室結構對重型甲醇發動機缸內流動的影響

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

隨著汽車工業的飛速發展，傳統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心的重要問題[1-2]。甲醇來源廣泛、生產工藝成熟、辛烷值高、抗爆性好，能夠適應更高壓縮比的發動機，降低燃料消耗和碳排放[3-7]。國內外專家學者針對甲醇燃料開展了研究，徐磊等[8]分析了經濟工況下甲醇發動機與汽油機的泵氣特性、燃燒放熱特性等，研究表明甲醇發動機通過改變進氣晚關角調節負荷，可提高進氣壓力、減少節流損失，甲醇發動機的燃燒放熱速率更快，其輸出轉矩和有效熱效率均優于汽油機；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、噴孔布置及預噴正時對燃燒和排放特性的影響，研究發現在噴油參數不變的情況下，進氣壓力升高可使燃燒過程整體前移，提高發動機的熱效率，優化發動機的動力性、經濟性；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動機的研究較多[11-13]，但通過專用甲醇發動機開發的臺架測試與仿真計算相結合的系統性研究較少。本文中利用CONVERGE v3.0軟件，基于樣機參數建立甲醇發動機仿真模型，應用發動機臺架實測參數進行模型校準，分析2種燃燒室結構對重型甲醇發動機缸內湍動能的影響，對缸內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果。

1 試驗設備及研究方法

1.1 試驗發動機

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

表1 發動機主要技術參數

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備及技術參數如表2所示。由圖1可知，試驗裝置主要由發動機、電渦流測功機、臺架測控系統、進排氣系統、甲醇供給系統、傳感器、電子控制單元(electronic control unit, ECU)等組成。

1—數據采集系統；2—數據記錄電腦；3—控制電腦；4—數據采集電腦；5—Kibox；6—EGR閥；7—甲醇燃料桶；8—油耗儀；9—EGR混合器；10—節氣門；11—ECU；12—曲軸位置傳感器；13—曲軸轉角適配器；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。

試驗所用工業甲醇中甲醇的體積分數超過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通過控制器局域網(controller area network, CAN)和網線接入自主編寫的數據采集系統，各系統的數據上傳周期均為100 ms。ECU可以實現對EGR、甲醇噴射時刻、甲醇噴射量、點火時刻、節氣門等的閉環控制，同時記錄發動機電控系統的各傳感器執行器的狀態參數。數據采集周期為3 min，為保證數據的可靠性和準確性，取數據的平均值作為試驗結果。通過KiBox實時監測缸內壓力、燃燒相位、循環變動以及爆震強度等，KiBox記錄200個循環的缸壓曲線，曲軸轉角每間隔0.1°采集一次缸壓數據。

表2 試驗主要儀器設備及技術參數

a) 優化活塞 b) 原活塞 圖2 2種活塞結構對比

1.3 研究方法

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

2 三維仿真模型建立

計算模型應包含部分進氣歧管以保證計算區域內甲醇不會從計算區域中逃逸。為保證計算結果可信度和計算精度，連續計算5個循環，同時對網格做合理的設置。搭建的K11N發動機三維計算幾何模型如圖3所示。

圖3 K11N發動機三維計算模型

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象，以上模型均采用軟件默認參數[14-15]。燃燒模型采用SAGE模型，湍流施密特數設為0.78，采用一種23組分、108反應的化學反應機理[16]。

根據試驗結果，確定以發動機最高熱效率工況(轉矩為1850 N·m、轉速為1100 r/min)進行模型的標定工作，發動機活塞采用原活塞，最高熱效率工況對應的邊界條件如表3所示。

表3 標定工況對應的邊界條件

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

圖4 計算和試驗的缸內壓力和放熱率對比

3 不同燃燒室結構的影響

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

圖5 缸內流場計算俯視圖

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流場如圖6所示。由圖6可知：x截面，2種活塞的缸內流動都以斜軸渦流為主，二者主要的區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；原活塞由于縮口設計阻止了活塞坑內的氣流流動，不利于均質混合氣的形成；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，這表明缸內的滾流得到了充分發展，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種活塞的缸內滾流比與渦流比隨曲軸轉角的變化如圖7所示。

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

由圖7可知：優化活塞的滾流高于原活塞，但優化活塞的渦流比低于原活塞。缸內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，有利于提高火焰傳播速度，而渦流對增加湍動能的作用有限。

發動機轉速為1200 r/min、轉矩為1560 N·m、EGR率為30%、點火時刻對應的曲軸轉角為-24°時，2種活塞的缸內湍動能隨曲軸轉角的變化如圖8所示。

a)整體 b)局部放大 圖8 不同活塞的缸內TKE隨曲軸轉角的變化

由圖8可知：在進氣行程，優化活塞的缸內湍動能略低于原活塞；而在壓縮行程，優化活塞的缸內湍動能明顯高于原活塞，特別是在點火時刻之后，優化活塞的湍動能比原活塞提升約30%，對火焰傳播極為有利。

除缸內湍動能水平外，還應關注湍動能在缸內的分布，點火時刻缸內湍動能的分布如圖9所示。由圖9可知：在火花塞附近，優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

對點燃式發動機，除了關注缸內流動狀態，還應考慮缸內混合氣的不均勻度，混合氣越均勻，越有利于火焰的傳播。液態甲醇進入氣缸后，在渦流和離心力的作用下，混合氣呈現中間稀、邊緣濃的狀態，這種狀態不利于火焰傳播。發動機轉速為1200 r/min、轉矩為1560 N·m、EGR率為30%、點火時刻對應的曲軸轉角為-24°時，優化前后的缸內混合氣不均勻度隨曲軸轉角的變化如圖10所示，缸內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，但優化活塞的缸內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

發動機工況與表3相同，通過模型計算的活塞優化前、后的缸內燃燒壓力和放熱率如圖12所示。由圖12可知，優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 活塞優化前后的缸內燃燒壓力和放熱率計算結果

3.2 臺架試驗結果

對配置原活塞和優化活塞的發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°，最大噴射質量流量為(620±25)g/min，EGR率和點火角度分別優化至各工況點獲得最高燃油經濟性。

表4 試驗工況對應的邊界條件

不同工況下原活塞和優化活塞對應的缸內壓力、放熱率、燃油消耗率和有效熱效率臺架測試結果如圖13、14所示。

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

由圖13可知：相比原活塞發動機，優化活塞發動機的缸內壓力峰值和放熱率峰值明顯提高，這主要是由于優化后缸內的湍動能得到了很大提升，缸內初期火焰傳播速度更快。相比原活塞發動機，優化后的缸內混合氣燃燒速度更快，燃燒等容度更高，燃燒質量更好。

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

4 結論

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

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

2)優化活塞發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展和傳播速度。

3)相比原活塞，優化活塞后發動機缸內混合氣更均勻，火花塞附近的稀混合氣更少，有助于火焰的初期發展。

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