欧Ⅵ天然气发动机关键技术研究

马义, 王晓辉, 李红洲, 窦慧莉

(中国第一汽车股份有限公司技术中心， 吉林 长春 130011)



欧Ⅵ天然气发动机关键技术研究

马义, 王晓辉, 李红洲, 窦慧莉

(中国第一汽车股份有限公司技术中心， 吉林 长春 130011)

利用GT-SUITE软件建立天然气发动机湍流火焰预测燃烧模型，结合试验数据验证了模型的计算精度，基于该模型对实现欧Ⅵ排放的当量燃烧路线关键技术，包括增压器匹配、米勒循环、瞬态参数优化进行了分析。研究表明：非对称流道增压器在实现相同EGR率前提下泵气损失最小；米勒循环可以抑制爆震，提升发动机经济性和可靠性，适当减小油门响应速度和增加放气阀响应速度可以降低发动机瞬态超负荷率。研究结果对欧VI天然气发动机开发具有一定指导意义。

天然气发动机； 燃烧模型； 涡轮增压； 米勒循环

随着能源的日益枯竭和排放法规的日趋严格，天然气作为一种替代燃料成为近年来国内外发动机行业的研究热点[1-4]。目前中重型天然气发动机采用稀薄燃烧路线达到欧Ⅴ排放标准，通过机内燃烧组织及标定优化降低NOx排放，通过DOC催化转化降低THC排放。欧Ⅵ的NOx及THC排放限值在欧Ⅴ基础上分别下降了77%和55%，稀薄燃烧模式下无法通过机内优化在欧Ⅴ基础上进一步降低NOx排放，而采用SCR系统转化NOx会大大增加发动机成本和整车使用成本。因此国外大多数厂家在开发欧Ⅵ天然气发动机时都选择了当量燃烧路线，使用TWC同时转化NOx和THC等排放物，发动机成本远低于稀薄燃烧路线。当量燃烧与稀薄燃烧相比，发动机缸内热负荷和爆震风险大大增加，燃气消耗率(be)也差于后者。采用高压冷却EGR可以降低热负荷和爆震倾向，同时降低燃气消耗率，而EGR压差驱动的关键在于增压器匹配；米勒循环则可以进一步降低发动机爆震倾向和泵气损失；瞬态响应又是天然气发动机标定的关键。因此，本研究采用GT-SUITE一维计算软件建立了天然气发动机当量燃烧湍流火焰预测燃烧模型，从增压器匹配、米勒循环、瞬态参数优化这几个方面展开深入研究。

1 模型建立

GT-SUITE湍流火焰模型采用双区燃烧模型[5-6]，充分考虑燃烧室形状、点火位置及点火时刻、缸内气流运动、燃料属性对燃烧过程的影响，可预测均质点燃式发动机燃烧放热过程。火焰前锋的燃料卷吸率及燃烧放热率计算公式如下:

dMe/dt=ρu·Ae·(ST+SL)，

(1)

dMb/dt=(Me-Mb)/τ，

(2)

τ=λ/SL。

(3)

式中:Me为未燃混合气质量；t为时间；ρu为未燃混合气密度；Ae为火焰前锋边缘卷吸面积；ST为湍流火焰燃烧速度；SL为层流火焰燃烧速度；Mb为已燃混合气质量；τ为时间常数；λ为泰勒微尺度长度。

表1列出某款天然气发动机基本参数。图1示出采用GT-SUITE软件建立的天然气发动机一维热力学详细计算模型，模型包含了发动机主体模块、高压EGR模块、TWC模块(模拟压力损失)、增压器和节气门以及 EGR 系统的PID控制模块。缸内燃烧模型为湍流火焰模型，并引入爆震预测模块，通过点火角调整使不同方案的爆震诱导时间积分值计算结果始终为1，以保证是在相同的爆震边界下进行对比；缸内壁面温度模型为基于发动机缸体缸盖详细结构参数和壁面平均传热系数的壁温求解模型。

表1 发动机基本参数

图1 GT-SUITE计算模型

2 模型验证

表2列出1 300 r/min不同负荷下的计算与试验结果对比。工况1和工况2为验证工况，扭矩、有效燃气消耗率、最高燃烧压力、空气流量计算误差在5%以内；燃烧重心θCA50和燃烧持续期(θCA10-90)计算误差在2.0°曲轴转角以内。计算与试验结果对比证明了该模型具有较好的计算精度。工况3和工况4为预测工况，从预测结果可知，采用试验用原机增压器预测的外特性条件下EGR率为0，导致该工况点爆震倾向较大，燃烧重心后移，燃油经济性变差，排温达到788 ℃。因此，在后续计算时更换为比原机增压器流通能力更小的增压器MAP以保证外特性EGR率达到5%，并以此作为基础MAP进行优化分析。

表2 1 300 r/min计算与试验结果对比

3 计算结果

3.1 增压器匹配

天然气发动机在当量燃烧模式下缸内热负荷及爆震倾向增加，引入高压冷却EGR能在很大程度上改善上述情况。EGR率大小由EGR管路进出口驱动压差决定，而这主要取决于增压器匹配，尤其是在中低转速外特性工况，普通增压器很难实现较高的EGR率。

在普通增压器基础上通过减小涡轮流通能力(即涡端流量)、降低涡端效率、采用涡端两个流道非对称结构可以增加涡前压力，提升EGR管路驱动压差，增加EGR率。计算时，涡端流量和效率直接在增压器MAP基础上修正，涡端非对称度通过设定EGR取气侧涡端流道大小实现，3种增压器方案调整范围为0%～20%。

图2示出3种增压器匹配方案计算结果对比，计算工况为1 300 r/min，1 660 N·m。由图可知，随着3种方案调整比例增加，EGR率增大，be降低，增压压力升高，泵气损失增加，燃烧重心θCA50提前，排温降低，放气比例减少。3种方案实现的最大EGR率分别为为13.75%，11.40%，12.65%；减小涡端流量所获得的EGR率最大，放气比例也最大，不利于放气阀设计；而减小涡端效率所能获得的EGR率最小，燃烧重心最靠后，燃油经济性最差，但其放气比例下降最快，有利于放气阀设计。采用涡端非对称结构的增压压力最低，泵气损失最小，be最低，涡前排温最低，在3种增压器方案中的综合使用效果最好。

图2 3种增压器匹配方案计算结果

3.2 米勒循环计算

米勒循环[7]是通过进气门在活塞下止点BDC之前提前关闭，减小有效压缩比从而降低缸内爆震倾向。计算采用发动机原机气门型线，进气1 mm升程关闭角为下止点前-10°，在此基础上分别调整进气1 mm升程关闭角为下止点前20°，30°，40°进行对比研究。图3示出1 300 r/min不同负荷下(EGR率保持不变)的米勒循环计算结果。由图可以看出，随着进气门提前关闭，充气效率下降，所需进气压力升高，泵气损失减小，be和涡前排温降低，其中大负荷be降低了5%，涡前排温降低40 ℃，小负荷be降低了3%，涡前排温降低3 ℃。大负荷时改善效果明显，这是因为大负荷工况爆震倾向较大，燃烧重心靠后，米勒循环能较好地抑制爆震，使燃烧重心提前。小负荷工况泵气损失占比较大，米勒循环降低了充气效率，使节气门开度变大，减小了泵气损失，从而降低了be。

从图3还发现，米勒循环降低充气效率的同时，也会降低EGR率，使得EGR阀开度变大，在大负荷工况，进气门关闭角为下止点前40°时，需要减小节气门开度以增加节气门前后压差来保持EGR率不变，这样增加了be，因此米勒循环的应用需要综合权衡不同工况来最终确定最佳相位。

图3 米勒循环计算结果

3.3 瞬态参数优化

天然气发动机油门和增压器放气阀的响应时间直接决定了瞬态工况扭矩变化快慢，油门大小决定节气门开度大小，增压器放气阀为膜片弹簧式放气阀，由外部气源通过占空比阀调节输出压力来控制开度，其开度决定增压压力的大小。计算时分别设定油门和放气阀响应时间在1～3 s内变化，研究其对瞬态扭矩变化的影响。计算工况为1 300 r/min，定转增扭，不考虑爆震限制。从图4可以看出，油门响应时间越快，节气门开度变化越快，10%～90%扭矩响应时间越短，但受限于增压器机械式放气阀机构的响应迟滞，无法及时放掉多余废气，出现过增压，导致发动机超负荷，油门响应越快，瞬态发动机超负荷率越大。不同放气阀响应时间下的扭矩变化证明了这一点，放气阀响应越快，10%～90%扭矩响应时间越短，发动机超负荷率越小。

为了使瞬态工况下扭矩响应最快且发动机超负荷率最小(小于5%)，将油门和放气阀响应时间进行参数优化，计算结果见图5。由图5可以看出，油门和放气阀响应时间分别为1.5 s，1 s时，10%～90%扭矩响应时间最短为2.3 s。

图4 扭矩瞬态响应计算

图5 瞬态参数优化结果

4 结论

a) 与减小涡端流通能力和涡端效率相比，采用涡端非对称结构在相同EGR率下的泵气损失最小，be最低，涡前排温最低，在3种增压器方案中的综合使用效果最好；

b) 米勒循环能减小发动机爆震倾向，降低泵气损失，降低be3%～5%，降低大负荷排温40 ℃，但米勒循环会降低EGR率，需要综合权衡不同工况来确定最佳相位；

c) 天然气发动机油门和放气阀的响应时间直接影响瞬态工况扭矩的变化，适当减小油门响应速度和增加放气阀响应速度可以降低发动机瞬态超负荷率，当油门和放气阀响应时间分别为1.5 s，1 s时，10%～90%扭矩响应时间最短为2.3 s。

[1] 蒋德明，黄佐华.内燃机替代燃料燃烧学[M].西安：西安交通大学出版社，2007.

[2] George Karavalakis, Maryam Hajbabaei，Thomas Durbin. Influence of Different Natural Gas Blends on the Regulated Emissions, Particle Number and Size Distribution Emissions from a Refuse Hauler Truck[C].SAE Paper 2012-01-1583.

[3] Marco Chiodi, Alessandro Ferrari， Oliver Mack. Improvement of a High-Performance CNG-Engine based on an innovative Virtual Devel-opment Process[C].SAE Paper 2011-24-0140.

[4] 莫海俊,黄永全,冒晓建,等.天然气发动机EGR系统的数值研究[J].车用发动机，2012(6)：72-79.

[5] Hires S D, Tabaczynski R J, Novak J M. The Prediction of Ignition Delay and Combustion Intervals for a Homogeneous Charge, Spark Ig-nition Engine[C].SAE Paper 780232，1978.

[6] Morel T, Rackmil C I， Keribar R，et al. Model for Heat Transfer and Combustion in Spark-Ignited Engine and Its Comparison with Experiments[C].SAE Paper 880198, 1988.

[7] Miller R H.Supercharging and Internal Cooling Cycle for High Output[J].Transactions of ASME, 1947,69:453-457.Key Technologies of Euro Ⅵ Natural Gas Engine

[编辑: 李建新]

MA Yi, WANG Xiaohui, LI Hongzhou, DOU Huili

(China FAW Co., Ltd., R&D Center， Changchun 130011， China)

The turbulent flame prediction combustion model of natural gas engine was established with GT-SUITE software and the calculation precision was verified by the test data. The key technologies including turbocharger matching, Miller cycle and transient parameter optimization for equivalent combustion route meeting Euro Ⅵ emission standards were analyzed with the model. The results show that turbocharger with non-symmetrical flow channel has the minimal pumping loss under the same EGR rate. Miller cycle can suppress knock and improve fuel economy and reliability. Properly slowing the throttle response and accelerating the release valve response can reduce transient overloading. Accordingly, the results provide certain guidance for the development of Euro Ⅵ natural gas engine.

natural gas engine； combustion model； turbocharging； Miller cycle

2015-08-12;

2016-03-11

马义(1986—)，男，硕士，工程师，主要研究方向为天然气发动机燃烧与排放控制技术;mayixiajiabin@126.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.02.013

TK431

B

1001-2222(2016)02-0071-05