陳友鵬，劉展眉，秦啟超，覃卓庚，張忠波

（1.廣州南洋理工職業(yè)學(xué)院 智能工程學(xué)院，廣東 廣州 510925；2.仲愷農(nóng)業(yè)工程學(xué)院 化學(xué)化工學(xué)院，廣東 廣州 510225；3.佛山科學(xué)技術(shù)學(xué)院機電工程與自動化學(xué)院，廣東佛山 528225）

車用發(fā)動機由于工作性質(zhì)，其大部分時間工作在加、減速等瞬態(tài)工況。瞬態(tài)工況下，由于空燃比等參數(shù)快速發(fā)生變化，同時，缸內(nèi)混合氣形成狀態(tài)等燃燒邊界條件也尚未達到穩(wěn)定，容易造成缸內(nèi)燃燒狀態(tài)的失衡，導(dǎo)致發(fā)動機排放的惡化［1］。

隨著當前排放法規(guī)對發(fā)動機排放要求的日益嚴格，瞬態(tài)工況下的排放問題成為當前發(fā)動機研究的熱點及難點問題。Cardenas 等［2］基于臺架試驗系統(tǒng)研究了不同生物燃料對共軌柴油機瞬態(tài)工況排放特性的影響。Yum 等［3］對不同負荷對渦輪增壓柴油機在瞬態(tài)工況下的燃油效率及NOx 的影響進行了試驗研究。Singh 等［4］對重型柴油機使用生物柴油下的瞬態(tài)工況排放特性進行了試驗研究。Evangelos 等［5］對柴油機使用生物混合柴油的瞬態(tài)NOx 進行了試驗研究。尹超等［6］對發(fā)動機分別使用甲醇和汽油下的瞬態(tài)工況排放特性進行了對比研究。目前國內(nèi)外學(xué)者對于發(fā)動機瞬態(tài)排放問題的研究主要集中在汽、柴油等液體燃料發(fā)動機，而對于液化石油氣（Liquefied Petroleum Gas，LPG）等氣體燃料發(fā)動機的相關(guān)研究則較少，同時學(xué)者們的研究忽略了試驗過程中發(fā)動機實際試驗工況的波動對其瞬態(tài)排放特性的重要影響。

LPG 具有良好的燃料特性及環(huán)保性［7］，其作為車用發(fā)動機替代燃料得到了廣泛地推廣及應(yīng)用，尤其在城市公交客車及出租車上都有大規(guī)模的使用。相比汽油等常規(guī)燃料，LPG 著火溫度高，火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷?，燃燒界限寬；相比液體燃料發(fā)動機，LPG 發(fā)動機采用燃料與空氣的氣-氣混合形式，混合氣形成均勻，且不存在進氣道油膜動態(tài)效應(yīng)。因此，LPG 發(fā)動機瞬態(tài)排放特性與液體燃料發(fā)動機必然存在一定的區(qū)別。

綜上所述，為減少LPG 發(fā)動機瞬態(tài)工況下的排放量，本文以目前國內(nèi)外普遍使用的預(yù)混點燃式稀薄燃燒LPG 發(fā)動機為研究對象，基于臺架試驗系統(tǒng)對其進行了典型瞬態(tài)工況下的排放特性試驗，在對試驗過程中LPG 發(fā)動機實際工況及控制參數(shù)變化分析的基礎(chǔ)上，對其瞬態(tài)工況下的排放特性進行了進一步分析，從而為LPG 發(fā)動機瞬態(tài)工況下的排放控制提供依據(jù)。

1 試驗系統(tǒng)及試驗工況

1.1 試驗系統(tǒng)及原理

試驗以YC6112ZLQE 預(yù)混點燃式稀薄燃燒LPG 發(fā)動機為研究對象，該機主要型式為：直列6 缸、四沖程、增壓中冷、空燃比閉環(huán)控制等，主要技術(shù)參數(shù)為：壓縮比8.5，標定功率162 kW，標定轉(zhuǎn)速2 300 r·min-1，最大轉(zhuǎn)矩800 N·m，最大轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速1 300～1 400 r·min-1，怠速650±25 r·min-1。

LPG 發(fā)動機臺架試驗系統(tǒng)原理如圖1 所示，主要測控儀器為：GW250 電渦流測功機、FC2012 測控儀、FC2110 驅(qū)動儀、FLB-501 排氣分析儀及IPC-610MB 工控機等。

圖1 LPG 發(fā)動機臺架試驗系統(tǒng)原理圖

測功機系統(tǒng)的主要技術(shù)參數(shù)為：轉(zhuǎn)矩測量精度±2.2 N·m，轉(zhuǎn)速測量精度±1 r·min-1，電流控制精度±0.05 A，油門位置控制精度±0.9°，響應(yīng)時間≤10 s；排氣分析儀的主要技術(shù)參數(shù)為：HC 分辨率/精度1×10-6/±5%，CO 分辨率/精度0.1×10-2/±5%，NO 分辨率/精度1×10-6/±4%，響應(yīng)時間＜10 s。

整個試驗過程中，工控機通過CAN 及RS232 分別與測控儀和LPG 發(fā)動機電子控制器進行通訊，實時記錄LPG 發(fā)動機試驗數(shù)據(jù)，包括：進氣歧管壓力、主燃料閥開度、空燃比、點火提前角、發(fā)動機轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速及排放等。

1.2 試驗工況

發(fā)動機瞬態(tài)工況包括：起動、恒轉(zhuǎn)速變轉(zhuǎn)矩、恒轉(zhuǎn)矩變轉(zhuǎn)速等［8］基本工況，其中，恒轉(zhuǎn)速變轉(zhuǎn)矩工況在各類排放測試循環(huán)工況中均占有較大比例，以歐洲瞬態(tài)循環(huán)工況為例，恒轉(zhuǎn)速變轉(zhuǎn)矩工況占該測試循環(huán)工況的比例達61.13%［9］，因此，該工況通常作為瞬態(tài)典型代表工況，在發(fā)動機瞬態(tài)工況性能試驗中被普遍選用［10］。

為此，本試驗以恒轉(zhuǎn)速變轉(zhuǎn)矩工況作為LPG 發(fā)動機瞬態(tài)排放特性試驗工況，并針對試驗發(fā)動機主要運行工況范圍，選擇轉(zhuǎn)速為1 100 r·min-1，轉(zhuǎn)矩變化范圍為110 N·m～320 N·m，具體試驗工況設(shè)置如圖2 所示，并將恒轉(zhuǎn)速變轉(zhuǎn)矩工況分為兩個分工況，分別為恒轉(zhuǎn)速增轉(zhuǎn)矩工況和恒轉(zhuǎn)速減轉(zhuǎn)矩工況。

圖2 LPG 發(fā)動機試驗工況

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 實際試驗工況分析

對于LPG 發(fā)動機瞬態(tài)工況排放特性試驗，試驗系統(tǒng)通過控制油門位置信號改變發(fā)動機輸出功率，同時通過控制電渦流測功機勵磁電流改變其制動力矩調(diào)整發(fā)動機負載，但是在實際試驗過程中由于試驗設(shè)備響應(yīng)的滯后，導(dǎo)致發(fā)動機實際試驗工況難以與試驗?zāi)繕斯r完全一致。發(fā)動機在不同運轉(zhuǎn)工況下，其排放物的生成量不同，因此，對于LPG 發(fā)動機瞬態(tài)工況排放特性的分析必須考慮其實際試驗工況變化的影響。圖3 為試驗工況下LPG 發(fā)動機工況隨時間變化的曲線。

圖3 LPG 發(fā)動機工況變化曲線

由于測功機響應(yīng)的滯后，圖3 中LPG 發(fā)動機實際轉(zhuǎn)矩相對試驗?zāi)繕宿D(zhuǎn)矩的變化存在一定的滯后，在增、減轉(zhuǎn)矩工況下的滯后時間分別為2.047 s 和2.109 s。根據(jù)發(fā)動機輸出功率P 的定義

其中，Ttq為發(fā)動機轉(zhuǎn)矩，n 為發(fā)動機轉(zhuǎn)速。LPG 發(fā)動機輸出功率變化時，其轉(zhuǎn)矩變化的滯后將導(dǎo)致其轉(zhuǎn)速的波動。因此，圖3 中LPG 發(fā)動機實際轉(zhuǎn)速相對目標轉(zhuǎn)速產(chǎn)生相對較大的偏差，對于增、減轉(zhuǎn)矩工況其最大偏差率分別為4.5%和3.7%。

2.2 控制參數(shù)變化分析

根據(jù)發(fā)動機排放物生成機理，空燃比和點火提前角是影響點燃式發(fā)動機排放物生成的主要控制參數(shù)［11］。試驗工況下LPG 發(fā)動機空燃比和點火提前角隨時間變化的曲線如圖4 所示。

圖4 空燃比和點火提前角變化曲線

由圖4 可知，試驗工況下LPG 發(fā)動機實際空燃比相對目標空燃比出現(xiàn)較大的偏差，在增、減轉(zhuǎn)矩工況下的最大偏差率分別為5.1%和8.2%；同時，LPG 發(fā)動機點火提前角在兩種工況下均出現(xiàn)較大幅度的波動，在增轉(zhuǎn)矩工況下的最大值高出穩(wěn)態(tài)值6.3%，在減轉(zhuǎn)矩工況下的最小值低于穩(wěn)態(tài)值8.7%。

（1）空燃比變化分析。對于試驗工況下LPG 發(fā)動機實際空燃比的變化，由空燃比αAFR的定義

其中，mair為每循環(huán)進入缸內(nèi)的空氣質(zhì)量，mLPG為每循環(huán)進入缸內(nèi)的LPG 質(zhì)量。

根據(jù)LPG 發(fā)動機混合氣預(yù)混形成的基本原理（如圖5 所示），對于mair通常采用速度-密度法計算

圖5 LPG 發(fā)動機混合氣預(yù)混形成基本原理圖

其中，pm為進氣歧管壓力，R 為氣體常數(shù)，Tm為進氣歧管溫度，n 為發(fā)動機轉(zhuǎn)速，Vh為發(fā)動機工作容積，ηv為充氣效率。

對于式（3），R 為定值，Vh固定，n 的試驗數(shù)據(jù)如圖3 所示。對于pm及Tm，其隨時間變化的曲線如圖6 所示。由圖6 可知，試驗工況下pm能夠及時響應(yīng)工況的變化，并且過渡平穩(wěn)，未有較大幅度的波動；由于熱慣性，Tm的變化較小，對于mair的影響可以忽略。

圖6 進氣歧管壓力及溫度變化曲線

對于充氣效率ηv，可表示為［11］

其中，T0為大氣溫度，p0為大氣壓力，ε 為壓縮比；pa和Ta分別為進氣終了時的缸內(nèi)壓力和溫度，與pm和Tm相差不大，可采用pm和Tm進行近似。

因此，結(jié)合式（3）、（4）和pm、Tm及n 等試驗數(shù)據(jù)得到試驗工況下mair隨時間變化的曲線，如圖7 所示。

圖7 進氣質(zhì)量變化曲線

由圖7 可知，試驗工況下mair雖然能夠及時響應(yīng)試驗工況的變化，但是由于實際試驗工況下n 的波動（如圖3 所示）而具有較大的波動。在增轉(zhuǎn)矩工況下，mair隨著pm的增加而快速增加，而n 的增加導(dǎo)致mair進一步增加，使mair的最大值高出穩(wěn)態(tài)值23.1%；在減轉(zhuǎn)矩工況下，pm和n 的變化規(guī)律與增轉(zhuǎn)矩工況相反，導(dǎo)致mair的最小值低于穩(wěn)態(tài)值20.2%。

對于mLPG，由LPG 發(fā)動機燃氣質(zhì)量控制原理，LPG 發(fā)動機控制單元在由速度-密度法計算mair及通過查表及修正確定空燃比目標值的基礎(chǔ)上，計算當前工況下的mLPG。因此，由式（2）及試驗工況下LPG發(fā)動機空燃比試驗數(shù)據(jù)和進氣質(zhì)量計算數(shù)據(jù)，得到試驗工況下LPG 發(fā)動機實際及目標mLPG隨時間變化的曲線，如圖8 所示。

由圖8 可知，在穩(wěn)態(tài)工況下，LPG 發(fā)動機實際mLPG相對目標值偏差較小，偏差控制在1.85%以內(nèi)，但是在瞬態(tài)工況下，兩者偏差相對較大。在增轉(zhuǎn)矩工況下實際mLPG相對目標值的最大偏差率為4.7%；在減轉(zhuǎn)矩工況下實際mLPG相對目標值的最大偏差率為8.8%。

圖8 實際及目標LPG 質(zhì)量變化曲線

對于mLPG的變化規(guī)律，由圖5 LPG 發(fā)動機混合氣預(yù)混形成的基本原理，同時根據(jù)流體動力學(xué)，mLPG可以表示為

其中，σadv為進氣提前角，σdel為進氣遲閉角，Tv為LPG 燃氣溫度，Cv為主燃料閥的流量系數(shù)，Ψ 為流函數(shù)。一般Cv是通過試驗方法和按下式計算得到，即

其中，α 為主燃料閥開度，a1、a2和a3為系數(shù)，其值可通過試驗確定。

Av為主燃料閥有效截面積，是主燃料閥開度a 的函數(shù)，其表達式為

其中，d 為主燃料閥直徑。

流函數(shù)Ψ 與上下游的壓力差即流動狀態(tài)有關(guān)，其表達式為

其中，p1為主燃料閥上游壓力，p2為主燃料閥下游壓力，即節(jié)氣門前壓力，γ為LPG 的比熱比。

因此，由式（5）～（8），σadv和σdel為定值，d 和γ為常數(shù)，同時，由于蒸發(fā)調(diào)壓器的作用，Tv和p1變化較小可視作常數(shù)，因此，mLPG主要受α 及p2的影響，即

試驗工況下α 及p2隨時間變化的曲線如圖9 所示。由圖9 可知，無論在增轉(zhuǎn)矩工況還是減轉(zhuǎn)矩工況下，α 均產(chǎn)生較大幅度的波動，在增轉(zhuǎn)矩工況下α 的最小值相比穩(wěn)態(tài)值低4.9%；在減轉(zhuǎn)矩工況下α 的最大值相比穩(wěn)態(tài)值高6.3%；而試驗工況下，p2過渡平穩(wěn)未出現(xiàn)較大幅的波動。因此，瞬態(tài)工況下α 的大幅波動是導(dǎo)致mLPG波動的主要原因。由式（5）可知，在增轉(zhuǎn)矩工況下，p2快速上升使該工況下mLPG快速減少，而α 的大幅減小導(dǎo)致mLPG的進一步減少，而對于減轉(zhuǎn)矩工況，各參數(shù)變化過程與增轉(zhuǎn)矩工況基本相反，從而導(dǎo)致mLPG的進一步增加。

圖9 主燃料閥開度及節(jié)氣門前壓力變化曲線

因此，由式（2）并結(jié)合試驗工況下對于mair及mLPG變化的分析可知：試驗工況下，n 及α 的波動使得mair與mLPG變化的不協(xié)調(diào)是導(dǎo)致LPG 發(fā)動機實際αAFR相對目標αAFR出現(xiàn)較大偏差的主要原因。

（2）點火提前角變化分析。對于試驗工況下LPG 發(fā)動機點火提前角θ 的變化，根據(jù)發(fā)動機點火提前角控制原理，發(fā)動機在工作過程中根據(jù)pm和n 信號通過查表方式獲得主點火提前角，并通過一系列的修正獲得最終的點火提前角，因此，θ 變化主要受pm和n 影響，即

并且θ 與pm及n 的變化基本相一致。

試驗工況下，對于增轉(zhuǎn)矩工況，隨著pm的增加，θ 增加，但是，由于此時n 的波動（先增加后減小）導(dǎo)致θ 在進一步增加后減?。欢鴮τ跍p轉(zhuǎn)矩工況，θ 的影響因素變化與增轉(zhuǎn)矩工況相反，使θ 出現(xiàn)快速減小后增加，從而出現(xiàn)圖4 中θ 的波動現(xiàn)象。

2.3 瞬態(tài)排放特性分析

通過對試驗工況下LPG 發(fā)動機實際試驗工況及主要控制參數(shù)變化的分析，結(jié)合LPG 發(fā)動機主要排放物的生成機理［11］，下面對試驗工況下LPG 發(fā)動機的瞬態(tài)排放特性進行分析。

CO 是LPG 燃燒過程中生成的一種中間產(chǎn)物，CO 的生成主要受混合氣空燃比的影響，在混合氣可燃范圍內(nèi)隨著混合氣空燃比的增大而單調(diào)減少，幾乎不受點火提前角變化的影響。試驗工況下LPG 發(fā)動機CO 濃度（文中所有排放物濃度均指體積濃度）隨時間變化的曲線如圖10 所示。

圖10 CO 濃度變化曲線

在增轉(zhuǎn)矩工況下，LPG 發(fā)動機實際空燃比的快速增加，混合氣中氧濃度增大，有利于CO 進一步氧化生成CO2，雖然在該過程中實際空燃比相對目標空燃比出現(xiàn)了較大的偏差，混合氣濃度過稀，但是由于LPG 稀薄燃燒界限寬，LPG 發(fā)動機缸內(nèi)并未出現(xiàn)失火等燃燒惡化現(xiàn)象，因此，在該過程中LPG 發(fā)動機CO 濃度由1.339%平穩(wěn)下降至1.168%，并未出現(xiàn)明顯的惡化。

在減轉(zhuǎn)矩工況下，實際空燃比的迅速降低，不利于CO 的進一步氧化，同時在該過程中實際空燃比相對目標空燃比出現(xiàn)較大的偏差，混合氣過濃，因此，CO 濃度由1.192%快速上升至最大值1.406%；隨后，由于實際空燃比相對目標空燃比偏差的逐漸減小，混合氣濃度減稀，CO 濃度由最大值下降至1.391%，在該過程中，LPG 發(fā)動機CO 濃度最大值相比穩(wěn)態(tài)值高出1.3%，略有惡化。

LPG 發(fā)動機NO 主要是空氣中的N2在高溫燃燒下的產(chǎn)物，其生成符合擴展的捷氏反應(yīng)機理，高溫、富氧及長反應(yīng)時間是NO 生成的有利條件，試驗工況下LPG 發(fā)動機NO 濃度隨時間變化的曲線如圖11所示。在增轉(zhuǎn)矩工況下，LPG 發(fā)動機實際空燃比的快速增加，混合氣中氧濃度增加，同時，點火提前角的增加使得缸內(nèi)混合氣大部分在壓縮上止點前燃燒，從而導(dǎo)致缸內(nèi)最高燃燒溫度的上升，并且使已燃混合氣在高溫下停留的時間增加，以上因素均有利于NO 的生成，因此，LPG 發(fā)動機NO 濃度由1 158×10-6平穩(wěn)上升至3 695×10-6；在減轉(zhuǎn)矩工況下，NO 的相關(guān)影響參數(shù)的變化規(guī)律基本與增轉(zhuǎn)矩工況相反，LPG發(fā)動機NO 濃度由3 863×10-6平穩(wěn)下降至1 416×10-6。由此，無論在增轉(zhuǎn)矩工況還是在減轉(zhuǎn)矩工況下，LPG 發(fā)動機NO 濃度均過渡平穩(wěn)，并未出現(xiàn)明顯的惡化現(xiàn)象。

圖11 NO 濃度變化曲線

HC 主要是LPG 不完全燃燒的產(chǎn)物，其在發(fā)動機缸內(nèi)的生成反應(yīng)復(fù)雜，受空燃比和點火提前角的影響較為明顯。試驗工況下LPG 發(fā)動機HC 濃度隨時間變化的曲線如圖12 所示。

圖12 HC 排放濃度變化曲線

在增轉(zhuǎn)矩工況下，點火提前角的迅速增加，導(dǎo)致缸內(nèi)后燃期縮短，排氣溫度下降，HC 在排氣系統(tǒng)中的氧化作用減弱，因此，LPG 發(fā)動機HC 濃度首先由6 511×10-6上升至峰值6 659×10-6。同時實際空燃比的快速增加，有利于LPG 混合氣的充分燃燒，雖然在該過程中出現(xiàn)混合氣過稀的現(xiàn)象，但是由于LPG混合氣仍能穩(wěn)定燃燒，并未導(dǎo)致HC 的惡化，因此，隨著點火提前角的減小，HC 濃度由最大值下降至5 906×10-6，從而形成了一個較小的濃度尖峰，其最大值相比穩(wěn)態(tài)值高出2.4%，表明在該工況下HC 略有惡化。

在減轉(zhuǎn)矩工況下，實際空燃比的迅速降低，導(dǎo)致部分LPG 難以完全燃燒，同時，該過程中出現(xiàn)的混合氣過濃問題，進一步導(dǎo)致LPG 不完全燃燒比例的增加，因此，HC 濃度快速增加，由6 000×10-6上升至最大值7 396×10-6，雖然該過程中點火提前角的減小有利于HC 的后期氧化，但是整個過程空燃比的變化對HC 的產(chǎn)生占主導(dǎo)地位。隨后，由于實際空燃比相對目標空燃比偏差的減少，HC 濃度由最大值下降至6 458×10-6，形成一個較大的濃度尖峰，其最大值相比穩(wěn)態(tài)值高出14.5%，表明在該工況下HC 嚴重惡化。

通過以上對試驗工況下LPG 發(fā)動機主要排放物CO、NO 及HC 濃度隨時間變化的分析可知：由于主燃料閥和轉(zhuǎn)速的波動而引起的實際空燃比和點火提前角的波動是導(dǎo)致LPG 發(fā)動機瞬態(tài)工況下排放惡化的主要原因，并且相對增轉(zhuǎn)矩工況，LPG 發(fā)動機在減轉(zhuǎn)矩工況下的排放惡化更為嚴重。

3 結(jié)論

（1）試驗工況下，LPG 發(fā)動機實際轉(zhuǎn)矩相對試驗?zāi)繕宿D(zhuǎn)矩的變化存在一定的滯后，在增、減轉(zhuǎn)矩工況下的滯后時間分別為2.047 s 和2.109 s；LPG 發(fā)動機實際轉(zhuǎn)矩變化的滯后，導(dǎo)致其實際轉(zhuǎn)速相對試驗?zāi)繕宿D(zhuǎn)速出現(xiàn)較大的偏差，在增、減轉(zhuǎn)矩工況下的最大偏差率分別為4.5%和3.7%。

（2）試驗工況下，實際轉(zhuǎn)速及主燃料閥開度的波動使每循環(huán)進入發(fā)動機缸內(nèi)的空氣質(zhì)量與燃氣質(zhì)量的變化不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致LPG 發(fā)動機實際空燃比相對目標空燃比出現(xiàn)較大的偏差，在增、減轉(zhuǎn)矩工況下實際空燃比相對目標空燃比的最大偏差率分別為5.1%和8.2%；轉(zhuǎn)速的波動同時引起點火提前角的波動，其在增轉(zhuǎn)矩工況的最大值高出穩(wěn)態(tài)值6.3%，在減轉(zhuǎn)矩工況的最小值低于穩(wěn)態(tài)值8.7%。

（3）增轉(zhuǎn)矩工況下，點火提前角的波動導(dǎo)致HC 略有惡化，其最大值相比穩(wěn)態(tài)值高出2.4%；減轉(zhuǎn)矩工況下，由于實際空燃比相對目標空燃比的偏差，導(dǎo)致CO 和HC 均發(fā)生惡化，CO 和HC 濃度的最大值相比穩(wěn)態(tài)值分別高出1.3%和14.5%；NO 無論在增轉(zhuǎn)矩工況還是減轉(zhuǎn)矩工況下均變化平穩(wěn)，未有明顯惡化；相比增轉(zhuǎn)矩工況，LPG 發(fā)動機在減轉(zhuǎn)矩工況下的排放惡化更為嚴重。

（4）為減少LPG 發(fā)動機在瞬態(tài)工況下的排放量，應(yīng)減小主燃料閥開度及點火提前角的波動。