付建勤 劉敬平?┭艋雜? 徐偉 廖誠

摘要：對一臺增壓、液化天然氣（LNG）發(fā)動機低速工況下的瞬態(tài)過程進行連續(xù)檢測，將實測的瞬態(tài)缸壓曲線進行二次處理，得出表征缸內(nèi)燃燒過程的特征參數(shù)，在此基礎(chǔ)上剖析了諸多瞬態(tài)燃燒特征參數(shù)的內(nèi)在聯(lián)系以及對LNG發(fā)動機性能的影響.結(jié)果表明，50%燃燒點位置隨循環(huán)數(shù)變動范圍約為5°CA，其波動主要是由燃燒始點的變化引起的，50%燃燒點和燃燒始點的峰值（或谷值）相互對應(yīng)；50%燃燒點的峰值對應(yīng)著最高壓力升高率和最高爆發(fā)壓力的谷值，反之則相反.10%～90%燃燒持續(xù)期的變化范圍為30～45°CA，它隨循環(huán)數(shù)上升是導(dǎo)致LNG發(fā)動機IMEP和NMEP下降的主要原因之一.燃燒特征參數(shù)的波動，主要歸咎于燃燒始點的不穩(wěn)定.實現(xiàn)對燃燒始點的精準控制，是保證LNG發(fā)動機在低速高增壓瞬態(tài)過程具有較好工作穩(wěn)定性的前提.

關(guān)鍵詞：天然氣；發(fā)動機；瞬態(tài)工況；燃燒；臺架試驗

中圖分類號：TK411 文獻標識碼：A

文章編號：1674-2974（2016）02-0064-06

隨著經(jīng)濟社會和汽車工業(yè)的蓬勃發(fā)展，我國面臨的能源和環(huán)境問題愈來愈嚴重.我國原油對外依存度高，能源供應(yīng)面臨嚴峻挑戰(zhàn).同時，由于汽車保有量的持續(xù)劇增，我國當前已成為CO2排放第一大國，這將導(dǎo)致我國承擔(dān)CO2減排義務(wù)的壓力不斷增大.此外，內(nèi)燃機產(chǎn)生的有害氣體排放量，占全球有害氣體排放總量的50%以上，不僅對人體健康造成直接危害，還會對自然環(huán)境產(chǎn)生破壞作用[1].

發(fā)展清潔、高效的汽車發(fā)動機代用燃料是緩解我國當前能源危機與環(huán)境污染問題的一條直接、有效的途徑[2].天然氣因其資源豐富、價格低廉、污染低、辛烷值高等特點，一直被認為是具有很好發(fā)展前景的汽車代用燃料.許多大中城市都把發(fā)展天然氣公交車作為治理大氣污染的重要舉措之一[3].

天然氣作為發(fā)動機燃料帶來的主要問題是功率下降.通常，點燃式發(fā)動機改用天然氣后，功率會下降20%～25%，而壓燃式發(fā)動機會下降10%～15%，這將引起發(fā)動機動力性能的惡化[4]，進而使其熱功轉(zhuǎn)換效率有所降低.因此，恢復(fù)天然氣發(fā)動機的動力性能、改善其熱效率，是實現(xiàn)天然氣發(fā)動機推廣和應(yīng)用的重要途徑.雖然目前已有許多學(xué)者開展了天然氣發(fā)動機的性能研究[5]，例如采用增壓、提高壓縮比來恢復(fù)其動力性能，但對于低速工況，受限于渦輪增壓系統(tǒng)的工作特性，增壓壓力無法達到理想值，因此導(dǎo)致低速下天然氣發(fā)動機的扭矩不能達到滿意值.此外，對于天然氣發(fā)動機的瞬態(tài)工作過程，尤其是燃燒特征參數(shù)的變化規(guī)律研究甚少.為此，本文以提升重型LNG發(fā)動機低速扭矩為目的，采用額外補氣來提升低速時的進氣壓力，并且研究由于進氣壓力波動引起的燃燒特征參數(shù)的變化規(guī)律，為研究天然氣發(fā)動機的瞬態(tài)性能提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù).

1LNG發(fā)動機瞬態(tài)過程試驗

汽車在道路工況行駛時，60%～80%的時間處于過渡工況，在過渡工況時前后進氣壓力的波動引起循環(huán)進氣量有非常大的變化.進氣壓力波動，瞬時空燃比，尤其是點火提前角控制不準等因素，會影響發(fā)動機瞬態(tài)過程的工作性能.因此，研究瞬態(tài)燃燒過程參數(shù)的內(nèi)在聯(lián)系及其相互影響，對于改善發(fā)動機的實際性能具有重要意義[6-7].

本文的研究對象為一臺由重型柴油機改裝的氣道噴射LNG發(fā)動機，額定功率轉(zhuǎn)速為2 200 r/min，其主要參數(shù)見表1.由于該發(fā)動機在低速時增壓壓力相對較低而導(dǎo)致爬坡工況時扭矩不夠.為了解決這一問題，在爬坡工況時由備用的壓縮空氣瓶向進氣系統(tǒng)（中冷器后）額外“補氣”，相當于額外增壓的效果，等效于提升了進氣系統(tǒng)的增壓壓力（由于天然氣的辛烷值較高，可以采用更高的增壓壓力），從而使低速扭矩得到提升.方案示意圖如圖1所示.

選定目標轉(zhuǎn)速為1 200 r/min，目標增壓壓力（補氣后）0.2 MPa為研究工況點.補氣后，由于改變了壓氣機的實際工作點，使壓氣機工作時有輕微的“喘振”，從而導(dǎo)致進氣系統(tǒng)的壓力不穩(wěn)定（產(chǎn)生波動）.雖然發(fā)動機目標轉(zhuǎn)速為定值，實際上由于進氣壓力等參數(shù)的波動，導(dǎo)致發(fā)動機的運行參數(shù)具有明顯的循環(huán)差異性（隨著循環(huán)產(chǎn)生波動），這樣就使LNG發(fā)動機的實際工作循環(huán)為瞬變狀態(tài).為了研究實際過程（瞬態(tài)過程）LNG發(fā)動機缸內(nèi)燃燒過程參數(shù)的變化情況，基于AVL試驗臺架以及瞬態(tài)缸壓傳感器、氧傳感器、進氣壓力傳感器等，對該發(fā)動機的瞬態(tài)工作過程進行連續(xù)測試.其中，測試時各種傳感器布置方式如圖2所示.發(fā)動機的氧傳感器位于渦輪出口，Lambda儀位于渦輪出口下游.

將測得的每循環(huán)瞬態(tài)缸壓曲線與瞬時氣缸容積變化率進行積分（瞬時氣缸容積由測得的曲軸轉(zhuǎn)角位置和已知的發(fā)動機設(shè)計參數(shù)如缸徑、行程、連桿長度等計算得到），得到活塞的瞬時做功量；對換氣過程和整個循環(huán)過程積分可分別得到泵氣功與循環(huán)指示功[8].對實測缸壓曲線進行二次處理，通過聯(lián)立求解缸內(nèi)的質(zhì)量守恒、能量守恒以及氣體狀態(tài)方程可以計算得出缸內(nèi)的瞬時放熱率和各種表征缸內(nèi)燃燒狀態(tài)的參數(shù)，如燃燒始點位置、50%燃燒點位置、10%～90%燃燒持續(xù)期、最高爆發(fā)壓力、最大壓力升高率等[9].

2發(fā)動機性能評價參數(shù)

3瞬態(tài)過程試驗結(jié)果及分析

3.1動力性能參數(shù)隨循環(huán)數(shù)的變化

圖3所示為LNG發(fā)動機在低速工況（目標轉(zhuǎn)速為1 200 r/min）“補氣后”轉(zhuǎn)速隨循環(huán)數(shù)的變化.可以看到，轉(zhuǎn)速在目標值1 200 r/min附近有輕微的波動，這是由于進氣壓力等參數(shù)的波動引起的.圖4給出了LNG發(fā)動機高壓循環(huán)IMEP隨循環(huán)的變化.由圖可見，相比于轉(zhuǎn)速，高壓循環(huán)IMEP的波動幅度更為明顯，并且從大約第90個循環(huán)后，高壓循環(huán)IMEP開始下降，然后趨于一個穩(wěn)定值.從穩(wěn)態(tài)研究結(jié)果可知，高壓循環(huán)IMEP主要受充氣效率、過量空氣系數(shù)以及燃燒過程參數(shù)（如點火提前角、燃燒持續(xù)期、50%燃燒點位置等）影響.為了分析高壓循環(huán)IMEP的變化原因，圖5給出了LNG發(fā)動機的進氣平均壓力隨循環(huán)數(shù)的變化關(guān)系.可以看到，在1 200 r/min轉(zhuǎn)速下，采用“補氣”后進氣壓力變化范圍為0.193～0.201 MPa，在第30個循環(huán)附近有一個較大幅度的波動，之后波動幅度很小，總體趨勢是進氣壓力隨循環(huán)稍稍下降.進氣壓力下降導(dǎo)致每循環(huán)進入缸內(nèi)的燃氣空氣混合氣減少，這是引起高壓循環(huán)IMEP下降的一個重要因素.圖6給出了過量空氣系數(shù)隨循環(huán)數(shù)的變化關(guān)系.由于在第30個循環(huán)進氣壓力突然下降，相應(yīng)地過量空氣系數(shù)也出現(xiàn)輕微下降，這表明前后循環(huán)之間天然氣（LNG）的噴射量基本上不變.之后，過量空氣系數(shù)隨循環(huán)數(shù)變化基本保持平穩(wěn).綜合圖4， 圖5和圖6可知，進氣壓力和過量空氣系數(shù)的變化幅度極其微小，但是高壓循環(huán)IMEP隨循環(huán)卻變化較大.由此可見，高壓循環(huán)IMEP的下降還受缸內(nèi)燃燒過程（具體體現(xiàn)在燃燒特征參數(shù)的變化）的影響.

循環(huán)數(shù)

圖7給出了轉(zhuǎn)速1 200 r/min、進氣壓力0.193～0.201 MPa時LNG發(fā)動機的PMEP隨循環(huán)數(shù)的變化關(guān)系.從圖中可以看到，在第45個循環(huán)附近，PMEP開始下降，之后雖然PMEP波動幅度較大，但基本上在一個恒定值附近波動（沒有明顯的上升或下降趨勢）.由圖5可知，雖然進氣平均壓力隨循環(huán)數(shù)有輕微的下降，但是PMEP沒有上升反而下降.這是因為在瞬變狀態(tài)下PMEP的主要影響因素是進氣壓力波動而不是進氣平均壓力，此外RGF的影響也不容忽視.高壓循環(huán)IMEP和PMEP隨循環(huán)數(shù)的變化規(guī)律，直接決定了NMEP隨循環(huán)數(shù)的變化趨勢（如圖8所示）.由于PMEP有一個明顯的下降趨勢，因此在一定程度上減緩了NMEP隨循環(huán)數(shù)的下降程度.

3.2燃燒特征參數(shù)隨循環(huán)數(shù)的變化

圖9所示為轉(zhuǎn)速1 200 r/min、進氣壓力0.193～0.201 MPa時LNG發(fā)動機的10%～90%燃燒持續(xù)期隨循環(huán)數(shù)的變化關(guān)系.可以看到，10%～90%燃燒持續(xù)期隨循環(huán)數(shù)產(chǎn)生明顯波動.特別是從第115個循環(huán)開始，10%～ 90%燃燒持續(xù)期急劇上升，大約從30oCA上升到45oCA.10%～90%燃燒持續(xù)期的上升，是高壓循環(huán)IMEP出現(xiàn)下降的又一個重要原因.

Heywood[10]指出，缸內(nèi)殘余廢氣對層流火焰速度的影響遠甚于空氣過量的稀釋.文獻[8]指出，僅約0.18 mol份額的殘余廢氣就能使層流火焰速度減半.據(jù)此可知，該LNG發(fā)動機燃燒持續(xù)期的增加很大可能是歸咎于缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)（RGF）的上升.從前期研究可知，缸內(nèi)殘余廢氣的存在可以在一定程度上降低PMEP，這也可以解釋圖7中PMEP隨循環(huán)數(shù)出現(xiàn)下降趨勢的原因.由于很難對瞬態(tài)缸內(nèi)RGF進行實時檢測，故難以獲得隨循環(huán)數(shù)變化的缸內(nèi)RGF，該問題還有待進一步深入研究.

圖10所示為轉(zhuǎn)速1 200 r/min、進氣壓力0.193～ 0.201 MPa時50%燃燒點位置隨循環(huán)數(shù)的變化.由圖可見，50%燃燒點位置隨循環(huán)數(shù)沒有明顯的上升或下降趨勢，但是波動幅度比較大，變化范圍約為5°CA.與此同時，圖11給出了最高爆發(fā)壓力隨循環(huán)數(shù)的變化規(guī)律.可以看到，該LNG發(fā)動機在低轉(zhuǎn)速下最高爆發(fā)壓力隨循環(huán)數(shù)出現(xiàn)較大波動，變化范圍接近2.0 MPa（相對變化達到±10%）.對比圖10和圖11可以發(fā)現(xiàn)，最高爆發(fā)壓力與50%燃燒點位置有很好的對應(yīng)關(guān)系，即：50%燃燒點位置的峰值對應(yīng)著最高爆發(fā)壓力的谷值（例如第46，56，99個循環(huán)），反之則相反（例如第90，122，144個循環(huán)）.從穩(wěn)態(tài)燃燒過程研究結(jié)果可知，50%燃燒點位置是衡量燃燒放熱率曲線相位的一個重要參數(shù)，50%燃燒點位置越小，表明燃燒越靠近上止點，從而導(dǎo)致最高爆發(fā)壓力越大[11].反之，50%燃燒點位置越遠離上止點，最高爆發(fā)壓力越小.從這點來看，瞬態(tài)過程遵循的規(guī)律與穩(wěn)態(tài)過程是一致的.最高爆發(fā)壓力的劇烈波動，主要是由LNG發(fā)動機工作循環(huán)過程中50%燃燒點的不穩(wěn)定引起的.與此同時，給出了最高壓力升高率的瞬態(tài)變化歷程曲線，如圖12所示.與最高爆發(fā)壓力一樣，最高壓力升高率也隨循環(huán)數(shù)劇烈波動，其變化范圍大約為0.15 MPa/deg.對照圖11和圖12可以發(fā)現(xiàn)，最高爆發(fā)壓力和最高壓力升高率的變化規(guī)律是一致的，即二者的峰值（例如第120，132，144個循環(huán)）和谷值（例如第46，56，99個循環(huán)）同時出現(xiàn).

循環(huán)數(shù)

從圖13所示的燃燒始點隨循環(huán)數(shù)的變化關(guān)系可知，在發(fā)動機實際工作循環(huán)過程中，燃燒始點很難固定在一個穩(wěn)定值，而是隨工作循環(huán)產(chǎn)生較大波動，變化范圍在0～6oCA（個別最大值達7oCA）.燃燒始點取決于點火提前角和燃燒初始條件（過量空氣系數(shù)和RGF等）.前者決定了缸內(nèi)的點火時刻，后者反映了混合氣的滯燃期.燃燒始點隨循環(huán)數(shù)的波動，直接決定了50%燃燒點位置的變化.對比圖10和圖13可知，50%燃燒點位置和燃燒始點位置隨循環(huán)數(shù)的變化趨勢一致，即前者的峰值對應(yīng)后者的峰值（例如第44個循環(huán)，第99個循環(huán)，第105個循環(huán)），反之則相反（例如第90個循環(huán)，第122個循環(huán)，第144個循環(huán)）.由此可見，燃燒始點隨LNG發(fā)動機工作循環(huán)出現(xiàn)較大波動，是引起50%燃燒點位置、最高爆發(fā)壓力、最高壓力升高率等燃燒特征參數(shù)波動的重要原因.實現(xiàn)對發(fā)動機燃燒始點的精準控制，是優(yōu)化瞬態(tài)燃燒做功循環(huán)過程、尤其是減少循環(huán)變動的關(guān)鍵.

4結(jié)論

通過對LNG發(fā)動機瞬態(tài)過程進行試驗研究，展示了LNG發(fā)動機在低速（1 200 r/min）、增壓（0.193～0.201 MPa）時各種燃燒特征參數(shù)隨循環(huán)數(shù)的變化規(guī)律，為下一步的深入研究提供了基礎(chǔ)數(shù)據(jù).

1） 在轉(zhuǎn)速1 200 r/min， 進氣壓力0.193～0.201 MPa時，該LNG發(fā)動機的10%～90%燃燒持續(xù)期變化范圍為30～45oCA.10%～90%燃燒持續(xù)期的上升，是導(dǎo)致該LNG發(fā)動機IMEP（以及NMEP）下降的重要原因之一.

2） 50%燃燒點位置變化范圍約為5oCA，它同時影響最高壓力升高率和最高爆發(fā)壓力.50%燃燒點位置越靠近上止點，最高壓力升高率和最高爆發(fā)壓力越大.最高爆發(fā)壓力變化范圍接近2.0 MPa，最高壓力升高率也隨著循環(huán)數(shù)劇烈波動，其變化范圍大約為0.15 MPa/ oCA.

3） 通過對該LNG發(fā)動機瞬態(tài)過程燃燒特征參數(shù)分析發(fā)現(xiàn)，引起該機循環(huán)波動的一個重要原因是進氣壓力的輕微波動導(dǎo)致燃燒始點的較大波動.實現(xiàn)對燃燒始點的精準控制，是減小燃燒循環(huán)變動量、保證發(fā)動機性能穩(wěn)定的關(guān)鍵.

參考文獻

[1]MENKIEL B， DONKERBROEK A， UITZ R， et al. Combustion and soot processes of diesel and rapeseed methyl ester in an optical diesel engine[J]. Fuel， 2014， 118： 406-415.

[2]付建勤， 劉敬平， 鄧幫林， 等. 余熱氣化甲醇燃料對內(nèi)燃機性能的影響[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版， 2014， 41（3）： 31-36.

FU Jian-qin， LIU Jing-ping， DENG Bang-lin， et al. Effects of waste heat evaporating methanol fuel on internal combustion engine performances[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2014， 41（3）： 31-36.（In Chinese）

[3]鄒博文， 李靜波， 羅福強， 等. LNG發(fā)動機功率恢復(fù)模擬研究[J]. 小型內(nèi)燃機與摩托車， 2010， 39（1）： 72-74.

ZOU Bo-wen， LI Jing-bo， LUO Fu-qiang， et al. A simulation study on the power recovery for LNG engine[J]. Small Internal Engine and Motorcycle， 2010， 39（1）： 72-74. （In Chinese）

[4]卓斌. 天然氣發(fā)動機燃燒特征與功率恢復(fù)[J]. 車用發(fā)動機， 1999（1）： 11-17.

ZHUO Bin. Combustion characteristics and power recovery of natural gas engine[J]. Vehicle Engine， 1999（1）： 11-17. （In Chinese）

[5]李興虎， 張有才， 周大森， 等. 492QC發(fā)動機燃用天然氣的實驗研究[J]. 北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報， 2000， 26（4）： 117-120.

LI Xing-hu， ZHANG You-cai， ZHOU Da-sen， et al. An experimental research for compression natural gas on a 492QC engine[J]. Journal of Beijing Polytechnic University， 2000， 26（4）： 117-120. （In Chinese）

[6]LIU J P， KLEEBERG H， TOMAZIC D. A model for on-line monitoring of in-cylinder residual gas fraction （RGF） and mass flowrate in gasoline engines[R]. No.2006-01-0656 （Transaction）. Washington， DC： SAE International， 2006.

[7]RAKOPOULOS C D， GIAKOUMIS E G. Review of thermodynamic diesel engine simulations under transient operating conditions[R]. No.2006-01-0884. Washington， DC： SAE International， 2006.

[8]MARSHALL S P， TAYLOR S， STONE CR， et al. Laminar burning velocity measurements of liquid fuels at elevated pressures and temperatures with combustion residuals[J]. Combustion and Flame， 2011， 158： 1920-1932.

[9]劉敬平， 趙智超， 唐琦軍， 等. 一種內(nèi)燃機瞬變過程狀態(tài)與性能參數(shù)的準確檢測方法[J]. 內(nèi)燃機學(xué)報， 2014， 32（1）： 64-71.

LIU Jing-ping， ZHAO Zhi-chao， TANG Qi-jun， et al. A diagnostic and analysis method for process and performance parameters of IC engines under transient operation conditions[J]. Transactions of CSICE， 2014， 32（1）： 64-71. （In Chinese）

[10]HEYWOOD J B. Internal combustion engine fundamentals [M]. New York： McGRaw-Hill Inc， 1988：390-410.

[11]劉敬平， 付建勤， 唐琦軍， 等. 自然吸氣式汽油機熱功轉(zhuǎn)換效率影響因素的共性規(guī)律[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù)， 2014， 20（3）： 208-215.

LIU Jing-ping， FU Jian-qin， TANG Qi-jun，et al. A study on the general relationships among the influencing factors of the heat-work conversion process in naturally aspirated gasoline engines[J]. Combustion Science and Technology， 2014， 20（3）： 208-215. （In Chinese）