朱贊，董偉，羅坤，黃勇成

(1.廣西玉柴機(jī)器股份有限公司，廣西 玉林 537005；2.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

發(fā)展內(nèi)燃機(jī)代用燃料被認(rèn)為是解決能源和環(huán)境問題的措施之一。在常用的替代燃料中，天然氣的應(yīng)用技術(shù)比較成熟。天然氣儲量較大，其主要成分甲烷的碳?xì)浔仍诨瘜W(xué)燃料中最低。因此，燃燒天然氣產(chǎn)生的二氧化碳排放量相對較低[1]。天然氣在室溫下呈氣態(tài)，很容易與空氣混合，將其作為車用燃料可以有效地提高發(fā)動機(jī)的經(jīng)濟(jì)性和排放性能[2]。

點燃式天然氣發(fā)動機(jī)按燃燒方式可分為稀薄燃燒和當(dāng)量燃燒兩大類。其中，為滿足當(dāng)前排放法規(guī)要求，采用稀薄燃燒的天然氣發(fā)動機(jī)需要結(jié)合選擇性催化還原(Selective Catalytic Reduction,SCR)后處理方案，發(fā)動機(jī)后處理成本大大增加。相關(guān)研究表明，采用當(dāng)量燃燒模式結(jié)合廢氣再循環(huán)(Exhaust Gas Recirculation,EGR)方案，只需安裝三元催化轉(zhuǎn)換器(TWC)，就可以滿足排放法規(guī)要求，大大降低發(fā)動機(jī)運(yùn)行成本[3-4]。

李鐵等[5-6]通過熱力學(xué)第一、第二定律從理論上分析了EGR系統(tǒng)提高發(fā)動機(jī)熱效率的原理，并利用試驗探究了高壓縮比天然氣發(fā)動機(jī)在應(yīng)用EGR系統(tǒng)后經(jīng)濟(jì)性能的變化情況。研究發(fā)現(xiàn)，EGR技術(shù)的應(yīng)用可以減少發(fā)動機(jī)氮氧化物(NOx)和顆粒物排放，同時降低發(fā)動機(jī)燃油消耗率。沈凱等[7]對增壓汽油機(jī)采用不同EGR引入系統(tǒng)后增壓器的運(yùn)行規(guī)律和對發(fā)動機(jī)燃燒性能的影響進(jìn)行了試驗研究。研究表明，部分負(fù)荷下，相較于原有高壓EGR系統(tǒng)，高低壓EGR系統(tǒng)更有利于利用廢氣熱容抑制燃燒的作用來降低爆震傾向，可以在相對較低的EGR率下實現(xiàn)點火提前角的提前，優(yōu)化燃燒相位，從而降低發(fā)動機(jī)整體油耗。Reppert等[8]通過發(fā)動機(jī)臺架試驗研究了當(dāng)量燃燒天然氣發(fā)動機(jī)采用高壓EGR、低壓EGR和高低壓EGR三種不同EGR引入系統(tǒng)時發(fā)動機(jī)燃燒和排放性能的變化規(guī)律。研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)采用高低壓EGR時，該發(fā)動機(jī)的HC和CO排放降低，NOx和顆粒物排放增加；相較于高壓EGR，采用高低壓EGR可有效降低發(fā)動機(jī)的燃?xì)庀牧?，提高?jīng)濟(jì)性。Simio等[9]研究了不同EGR引入系統(tǒng)對重型天然氣發(fā)動機(jī)性能的影響。研究發(fā)現(xiàn)，與高壓EGR相比，采用高低壓EGR可以在更大的工作區(qū)間內(nèi)實現(xiàn)在廢氣旁通閥完全關(guān)閉的情況下，通過調(diào)節(jié)EGR率將輸出扭矩控制在一定范圍內(nèi)；在相同工況下，采用高低壓EGR可以保持更大的節(jié)氣門開度，有利于減少節(jié)流損失，降低天然氣發(fā)動機(jī)的燃?xì)庀穆省?/p>

盡管上述文獻(xiàn)對不同EGR引入系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)和排放性能的影響進(jìn)行了一定研究，但目前國內(nèi)外關(guān)于采用高低壓EGR技術(shù)對當(dāng)量燃燒天然氣發(fā)動機(jī)燃燒與排放性能影響的研究還較少。部分文獻(xiàn)[8-9]涉及到不同EGR引入系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性能的影響，但主要基于對臺架試驗結(jié)果的定性分析。結(jié)合數(shù)值模擬方法，從發(fā)動機(jī)能量平衡角度對不同EGR引入系統(tǒng)對天然氣發(fā)動機(jī)性能影響進(jìn)行定量分析方面的研究，國內(nèi)外尚有所欠缺。

本研究將通過臺架試驗對當(dāng)量燃燒天然氣發(fā)動機(jī)在高壓廢氣再循環(huán)和高低壓廢氣再循環(huán)兩種模式下的燃燒及排放特性進(jìn)行對比研究，并結(jié)合數(shù)值模擬方法對兩種廢氣再循環(huán)模式下發(fā)動機(jī)的能量平衡進(jìn)行定量分析，以期定量闡明不同EGR引入系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)和排放性能的影響，得到高低壓廢氣再循環(huán)模式下發(fā)動機(jī)的節(jié)油原理，為當(dāng)量燃燒天然氣發(fā)動機(jī)采用高低壓廢氣再循環(huán)提供理論指導(dǎo)。

1 試驗裝置及測試設(shè)備

試驗用發(fā)動機(jī)為一臺增壓中冷點燃式天然氣發(fā)動機(jī)，表1示出了該天然氣發(fā)動機(jī)的主要參數(shù)。圖1示出了在高低壓EGR與高壓EGR兩種模式下的測試臺架示意。由圖1可以看出，高低壓EGR模式下廢氣由渦輪前引出，壓氣機(jī)前引入；高壓EGR模式下廢氣由渦輪前引出，壓氣機(jī)后引入。

表1 試驗用天然氣發(fā)動機(jī)的主要參數(shù)

1—電控開關(guān)閥；2—電子控制單元(Electronic Control Unit,ECU)； 3—噴油器；4—進(jìn)氣氧傳感器；5—火花塞；6—電荷放大器；7—燃燒分析儀；8—氣體流量計；9—電子節(jié)氣門；10—EGR閥；11—EGR冷卻器；12—曲軸轉(zhuǎn)角傳感器；13—發(fā)動機(jī)；14—電力測功機(jī)；15—天然氣氣罐；16—中冷器；17—壓氣機(jī)；18—渦輪；19—催化器前氧傳感器；20—三元催化轉(zhuǎn)化器；21—催化器后氧傳感器。圖1 天然氣發(fā)動機(jī)測試臺架示意

表2示出了臺架試驗中選取的工況及各工況下最佳EGR率和點火提前角。天然氣發(fā)動機(jī)的最大扭矩轉(zhuǎn)速為1 400 r/min，最大功率轉(zhuǎn)速為2 000 r/min。與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)可采用較低的增壓壓力，使得高低壓EGR不需要像高壓EGR那樣采用較大EGR率來抑制爆震。同時，采用高低壓EGR系統(tǒng)后，發(fā)動機(jī)的控制策略需要進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整，實際EGR率和實際點火提前角均有所變化。保持相同點火提前角和EGR率，并不能體現(xiàn)高低壓EGR系統(tǒng)相較于高壓EGR系統(tǒng)的優(yōu)點。因此，為了在相同工況下比較天然氣發(fā)動機(jī)采用高壓EGR和高低壓EGR時所能達(dá)到的最佳經(jīng)濟(jì)性，在試驗過程中，天然氣發(fā)動機(jī)采用不同EGR引入方式時的轉(zhuǎn)速、輸出扭矩保持相同，并控制EGR率和點火提前角使發(fā)動機(jī)的燃?xì)庀穆首畹汀?/p>

表2 試驗工況

表3示出試驗主要儀器設(shè)備。排放物濃度采用HORIBA MEXA-7100型排放儀測量，其中HC的分析方法為氫火焰離子化法(Flame Ionization Detector,FID)，CO的分析方法為不分光紅外線法(Nondispersive Infrared Analyzer,NDIR)，NOx的分析方法為化學(xué)發(fā)光法(Chemiluminescent Detector,CLD)。表4列出了上述主要測試設(shè)備的測量精度和誤差。

表3 試驗主要儀器設(shè)備

表4 相關(guān)測試設(shè)備的測量精度和誤差

2 結(jié)果分析

2.1 發(fā)動機(jī)燃燒特性分析

圖2示出了工況1與工況2兩種EGR模式下缸內(nèi)壓力曲線的對比。由圖2可知，與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下泵氣損失和壓縮負(fù)功顯著降低，這有利于發(fā)動機(jī)指示熱效率的提升。

圖2 不同EGR模式下缸內(nèi)壓力隨氣缸容積變化對比

圖3示出了工況1與工況2兩種EGR模式下缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率曲線的對比。由圖3可知，與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下缸內(nèi)最高壓力和瞬時放熱率峰值明顯增大，缸內(nèi)燃燒放熱加快，燃燒持續(xù)期明顯縮短。該型天然氣發(fā)動機(jī)由重型柴油機(jī)改裝而來，可承受18 MPa的缸壓峰值。采用高低壓EGR系統(tǒng)后，發(fā)動機(jī)缸內(nèi)壓力最大值雖然已接近15 MPa，但是依然處于安全范圍以內(nèi)，發(fā)動機(jī)的機(jī)械強(qiáng)度可以滿足要求。結(jié)合表2可知，與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)可采用較低的增壓壓力，因而進(jìn)氣歧管壓力及進(jìn)入缸內(nèi)的混合氣壓力較低，壓縮行程缸內(nèi)壓力也較低。這使得發(fā)動機(jī)采用高低壓EGR時不需要像高壓EGR那樣采用較大EGR率來抑制爆震；較低的EGR率也使得高低壓EGR模式下缸內(nèi)燃燒速度加快，瞬時放熱率峰值增大，燃燒放熱更為集中，為保證合理的燃燒相位，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)的點火提前角有所推遲。

圖3 不同EGR模式下缸內(nèi)壓力及瞬時放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角變化對比

圖4示出了兩種EGR模式下的燃燒過程持續(xù)角的對比，其中CA10，CA50和CA90分別代表累計燃燒放熱率為10%，50%和90%時發(fā)動機(jī)的曲軸轉(zhuǎn)角。由圖4可知，與高壓EGR相比，雖然高低壓EGR模式下點火提前角推遲，但其CA10卻提前，這說明高低壓EGR模式下火焰發(fā)展期(從點火到CA10)縮短，其中工況1和工況2的火焰發(fā)展期分別縮短了25.6%和19.8%；高低壓EGR模式下燃燒重心CA50前移，缸內(nèi)等容燃燒度提高；高低壓EGR模式下快速燃燒期(從CA10到CA90)明顯縮短，其中工況1和工況2的快速燃燒期分別縮短了40.7%和41.9%，這說明發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒質(zhì)量得到改善。

圖5示出了工況1與工況2高壓EGR與高低壓EGR模式下燃?xì)庀穆实膶Ρ?。由圖5可知，與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)的燃?xì)庀穆视兴档?，其中工況1和工況2的燃?xì)庀穆史謩e減少了4.5%和9.3%。這主要是因為：一方面，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣總管壓力可以高于渦前壓力，節(jié)氣門開度增大，泵氣損失降低；另一方面，高低壓EGR模式下EGR率更低，火焰發(fā)展期和快速燃燒期縮短，缸內(nèi)燃燒質(zhì)量得到改善。

圖5 不同EGR模式下燃?xì)庀穆蕦Ρ?/p>

2.2 能量平衡分析

為了探究發(fā)動機(jī)總氣耗能量減少中各因素的占比，從能量平衡角度，結(jié)合數(shù)值模擬方法對總氣耗能量進(jìn)行了定量分析。由楊尚升等[10]的研究結(jié)果可知，總氣耗能量Qfuel可以分解為以下因素：有效功項Pb、摩擦損失項Pf、泵氣損失項Pp、缸內(nèi)傳熱損失項Qht、排氣能量損失項Qexh。其中Pb，Pf，Pp均可由試驗數(shù)據(jù)計算得到，Qht和Qexh可通過由GT-SUITE軟件搭建的發(fā)動機(jī)一維仿真模型計算得到。兩種EGR模式下，因素N所消耗能量的差值與原高壓EGR模式下總氣耗能量之比定義為因素N對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率αN。αN的定義如下：

(1)

式中：αN為因素N對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率；QN,HP為高壓EGR模式下，因素N所消耗能量；QN,HLP為高低壓EGR模式下，因素N所消耗能量；Qfuel,HP為高壓EGR模式下總氣耗能量。由式(1)可知，各因素對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率之和等于兩種模式下發(fā)動機(jī)燃?xì)庀穆蕼p少百分比。

高壓EGR模式和高低壓EGR模式下，由GT-SUITE軟件搭建的發(fā)動機(jī)一維仿真模型計算所得扭矩、燃?xì)庀穆省⑦M(jìn)氣流量和排氣溫度與試驗測量結(jié)果的對比見圖6。

圖6 扭矩、燃?xì)庀穆?、進(jìn)氣流量和排氣溫度等因素試驗值與模擬值的對比

由圖6可知，扭矩、燃?xì)庀穆?、進(jìn)氣流量和排氣溫度等模擬計算結(jié)果與試驗測量結(jié)果的誤差值均小于3%。這說明該一維仿真模型能夠真實有效地反映試驗發(fā)動機(jī)工作過程，可用于Qht和Qexh的計算。由圖6還可以看出，在扭矩保持相同的前提下，與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)的燃?xì)庀穆?、進(jìn)氣流量和排氣溫度均有所降低。當(dāng)量燃燒、高低壓EGR模式下，泵氣損失的減少和缸內(nèi)燃燒過程的改善使得發(fā)動機(jī)的燃?xì)庀臏p少，相應(yīng)地使得所需進(jìn)氣流量減少；增壓壓力的降低使得進(jìn)入缸內(nèi)的混合氣壓力較低，壓縮行程缸內(nèi)壓力也較低，燃燒持續(xù)期的縮短使得缸內(nèi)高溫持續(xù)時間縮短，兩者共同作用導(dǎo)致發(fā)動機(jī)排氣溫度有所降低。

試驗中，不同EGR引入系統(tǒng)下天然氣發(fā)動機(jī)的轉(zhuǎn)速、輸出扭矩均保持相同，可以認(rèn)為兩種模式下發(fā)動機(jī)的有效功相等，因此不再分析有效功項Pb對總氣耗的能量節(jié)能貢獻(xiàn)率。圖7示出了各因素(摩擦損失、泵氣損失、缸內(nèi)傳熱和排氣能量)對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率對比。

圖7 不同EGR模式下各因素對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率的對比

由圖7可知，與高壓EGR相比，摩擦損失增加，泵氣損失、傳熱損失和排氣能量損失減少，其中，排氣能量損失減少幅度最大。高低壓EGR模式下工況1和工況2摩擦損失對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率均小于0，分別為-0.18%和-0.34%，這主要是由于高低壓EGR模式下缸內(nèi)最高壓力較高壓EGR模式有所升高，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)摩擦損失增加。

高低壓EGR模式下工況1和工況2泵氣損失對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率分別為1.27%和1.91%，這是因為高壓EGR模式下需減小節(jié)氣門開度使渦前壓力高于進(jìn)氣總管壓力以獲得目標(biāo)EGR率，而高低壓EGR模式下進(jìn)氣總管壓力可以高于渦前壓力，節(jié)氣門開度較高壓EGR增大，泵氣損失降低。

高低壓EGR模式下工況1和工況2缸內(nèi)傳熱損失對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率分別為0.7%和1.85%，這是因為雖然高低壓EGR模式下缸內(nèi)最高壓力和燃燒溫度較高壓EGR的高，但高低壓EGR模式下燃燒持續(xù)期較短，高溫持續(xù)時間縮短，兩因素共同作用使得高低壓EGR模式下傳熱損失減少。

高低壓EGR模式下工況1和工況2排氣能量損失對總氣耗的節(jié)能貢獻(xiàn)率分別為2.67%和5.88%，大于其他各項因素對總氣耗的能量節(jié)能貢獻(xiàn)率，這是因為與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣流量和排氣溫度均有所下降(見圖6c和圖6d)，兩者共同作用使得高低壓EGR模式下排氣能量損失減少。

2.3 排放特性分析

圖8示出了兩工況高壓EGR與高低壓EGR模式下的催化器前未燃HC，CO和NOx排放體積分?jǐn)?shù)的對比。其中，高低壓EGR模式下工況1和工況2的HC排放分別減少了24.1%和17.5%，CO排放分別減少了19.1%和38.2%，NOx排放分別增加了21.9%和23.9%。與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下EGR率較低，缸內(nèi)燃燒速度較快，缸內(nèi)最高壓力和燃燒溫度較高，這有利于促進(jìn)HC和CO的氧化，有利于NOx的生成[11]。同時，與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)最高溫度升高，高溫持續(xù)時間縮短，但由發(fā)動機(jī)缸壓曲線可知，最高溫度升高幅度較大，高溫對NOx的影響占主導(dǎo)作用，故NOx排放略有增加。

圖8 不同EGR模式下排放對比

3 結(jié)論

a) 與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下最佳EGR率降低，點火提前角推遲，火焰發(fā)展期和快速燃燒期縮短，燃燒速率明顯加快，燃燒相位CA50前移，瞬時放熱率峰值和缸內(nèi)最高壓力增大，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)的燃?xì)庀穆式档土?.5%～9.3%；

b) 發(fā)動機(jī)能量平衡分析結(jié)果表明：在與高壓EGR相比，高低壓EGR模式下發(fā)動機(jī)的總氣耗能量減少4.5%～9.3%，其中摩擦損失增加導(dǎo)致總氣耗能量增加了0.18%～0.34%，泵氣損失減少、傳熱損失減少和排氣能量損失減少分別導(dǎo)致總氣耗能量減少了1.27%～1.91%，0.74%～1.85%和2.67%～5.88%，在各因素中，排氣能量損失減少所占比例最大；

c) 與高壓EGR相比，采用高低壓EGR技術(shù)后，天然氣發(fā)動機(jī)的HC排放和CO排放降低，NOx排放升高。