官維，盛利，王輝，林鐵堅(jiān)

(廣西玉柴機(jī)器股份有限公司，廣西 玉林 537000)

汽車(chē)尾氣治理一直是國(guó)家節(jié)能減排和打贏藍(lán)天保衛(wèi)戰(zhàn)戰(zhàn)略的一項(xiàng)艱巨任務(wù)，隨著國(guó)Ⅵ排放法規(guī)的加快實(shí)施，傳統(tǒng)燃油車(chē)在滿(mǎn)足排放法規(guī)方面的壓力增大，清潔能源汽車(chē)的推廣步伐逐步得到加快[1-2].為了應(yīng)對(duì)能源和環(huán)境雙重挑戰(zhàn)，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的研究越來(lái)越受到國(guó)內(nèi)外發(fā)動(dòng)機(jī)行業(yè)的關(guān)注[3].天然氣的主要成份為甲烷(CH4)，具有儲(chǔ)量大且來(lái)源廣泛，燃燒比其他化石燃料更加清潔的優(yōu)點(diǎn)，已被廣泛應(yīng)用于車(chē)用發(fā)動(dòng)機(jī)中[4].為滿(mǎn)足當(dāng)前國(guó)Ⅵ排放法規(guī)對(duì)NOx排放的限值要求，國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)普遍采用當(dāng)量比燃燒的排放技術(shù)路線，同時(shí)結(jié)合采用三元催化器(three way catalyst，TWC)，后處理成本明顯低于稀薄燃燒所需采用的后處理方案，是當(dāng)前天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)行業(yè)采用的主流技術(shù)路線[5-6].而采用當(dāng)量燃燒時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒溫度較高，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)零部件熱負(fù)荷大和爆震傾向增強(qiáng)，發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的提升受到限制且零部件和整機(jī)可靠性難以滿(mǎn)足開(kāi)發(fā)要求.因此，需要引入外部冷卻EGR 技術(shù)來(lái)降低發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒溫度，以拓寬爆震邊界提升發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性和可靠性，同時(shí)能控制缸內(nèi)NOx生成[7].多缸天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)各缸混合氣的混合均勻性對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能有著重要的影響，這對(duì)進(jìn)氣歧管截面的混合氣均勻性提出了較高要求.EGR 的引入會(huì)出現(xiàn)各缸EGR 率分配不均勻現(xiàn)象，特別是采用高壓EGR 模式，廢氣從增壓器渦輪機(jī)前取廢氣而從節(jié)氣門(mén)后引入廢氣，混合管路較短導(dǎo)致混合不充分，從而加大各缸燃燒差異性，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)失火和爆震，造成發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力不足或喘振等故障.因而需要對(duì)進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，以提升發(fā)動(dòng)機(jī)缸外混合氣的混合均勻性[8-10].

國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)EGR 不同引入方式和廢氣均勻性開(kāi)展了大量試驗(yàn)和仿真計(jì)算，郭立新等[11]對(duì)重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的EGR 系統(tǒng)優(yōu)化開(kāi)展了計(jì)算流體力學(xué)分析發(fā)現(xiàn)，將原有EGR 取氣方式更改為進(jìn)氣總管取氣，同時(shí)對(duì)進(jìn)氣腔和混合器間進(jìn)氣總管進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)，各缸EGR 均勻性得到明顯改善，各缸燃燒差異顯著減小.施東曉等[12]在一臺(tái)國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)上采用模擬計(jì)算的方法對(duì)各缸EGR 廢氣均勻性進(jìn)行了分析表明，進(jìn)氣管路優(yōu)化能明顯改善各缸EGR 率均勻性，EGR 率相對(duì)偏差控制在±5%以?xún)?nèi).此外，文獻(xiàn)[13—14]分析了不同EGR 取氣方式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特征和性能的影響.付朋飛等[15]在一臺(tái)兩級(jí)增壓高壓共軌柴油機(jī)上開(kāi)展了高壓、低壓及復(fù)合EGR 3 種EGR 方式的試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，高壓EGR 需依賴(lài)較高的渦前壓力來(lái)引入需求的EGR率，且EGR 率引入能力有限；而對(duì)高、低壓EGR 比例進(jìn)行優(yōu)化后的復(fù)合EGR方式能夠有效降低泵氣損失，在更寬廣EGR 范圍內(nèi)獲得較好的燃油經(jīng)濟(jì)性和較低的排放.Simio等[16]分析了不同EGR 引入方式對(duì)點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響表明，高、低壓EGR 能在更寬廣區(qū)域內(nèi)降低節(jié)流損失，提升熱效率.

雖然國(guó)內(nèi)外針對(duì)不同EGR 引入模式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和性能的影響開(kāi)展了大量試驗(yàn)和仿真計(jì)算，并在汽車(chē)上得到了廣泛的應(yīng)用，但主要是針對(duì)高壓EGR、低壓EGR 和復(fù)合EGR 模式的研究，且系統(tǒng)性開(kāi)展不同EGR 技術(shù)對(duì)氣體機(jī)燃燒和性能影響的研究還比較欠缺.筆者在一臺(tái)點(diǎn)燃式當(dāng)量比燃燒的天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)上特別是基于當(dāng)前國(guó)Ⅵ排放法規(guī)背景下，提出高低壓EGR 技術(shù)(EGR 氣體從渦輪機(jī)前取氣，從壓氣機(jī)前引入)，并對(duì)高壓EGR 和高低壓EGR 模式進(jìn)行了系統(tǒng)性對(duì)比研究.首先分析了進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化(包含加裝擾流器)對(duì)采用高壓EGR 取氣模式的發(fā)動(dòng)機(jī)各缸混合均勻性和燃燒一致性的影響；在此基礎(chǔ)上，研究對(duì)比了高壓EGR 和高低壓EGR 兩種模式下發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒及性能的變化規(guī)律，探索了基于高低壓EGR 技術(shù)實(shí)現(xiàn)高效天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒的潛力.

1 試驗(yàn)裝置和研究方法

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在一臺(tái)直列4 缸、增壓中冷當(dāng)量比燃燒的國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)上開(kāi)展，發(fā)動(dòng)機(jī)排量為4.2 L，主要用于配套增程式混合動(dòng)力車(chē)輛，常運(yùn)行于某一設(shè)定的發(fā)電工況點(diǎn)，因而對(duì)EGR 率響應(yīng)性的要求相比常規(guī)車(chē)輛要低.發(fā)動(dòng)機(jī)采用單點(diǎn)噴射預(yù)混合的燃料噴射方式，表1 為該發(fā)動(dòng)機(jī)的主要參數(shù).發(fā)動(dòng)機(jī)搭配有外部冷卻EGR循環(huán)系統(tǒng)，可進(jìn)行高壓EGR和高低壓EGR運(yùn)行模式切換.圖1 為高壓EGR 和高低壓EGR 兩種模式下的發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架示意.當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于高壓EGR 運(yùn)行模式時(shí)，EGR 循環(huán)氣體從增壓器渦輪前引出，流經(jīng)EGR 管路后從壓氣機(jī)后引入；而采用新設(shè)計(jì)的高低壓EGR 模式，EGR 循環(huán)氣體同樣從增壓器渦輪前引出，但流經(jīng)EGR 管路后從壓氣機(jī)前引入.

圖1 高壓和高低壓EGR模式下對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架示意Fig.1 Schematic of engine bench for high-pressure and high and low pressure EGR modes

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main parameters of the engine

圖2 為發(fā)動(dòng)機(jī)的內(nèi)插擾流器進(jìn)氣管路，擾流器安裝在靠近進(jìn)氣彎管處，同時(shí)對(duì)進(jìn)氣彎管的彎曲幅度進(jìn)行了優(yōu)化.圖3 為擾流器的形狀示意，擾流器內(nèi)部由6 片擾流片組成，外部通過(guò)法蘭端面與進(jìn)氣管連接，混合氣沿著箭頭方向由入口流向出口.

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化Fig.2 Structure optimization of engine intake system

圖3 擾流器形狀示意Fig.3 Schematic of gas turbulator

1.2 研究方法

表2 為發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)運(yùn)行參數(shù)及對(duì)應(yīng)運(yùn)行條件，發(fā)動(dòng)機(jī)研究工況為1 600 r/min、100%負(fù)荷，首先通過(guò)進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化(包含加裝進(jìn)氣擾流器)以改善發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣混合均勻性；在此基礎(chǔ)上，研究對(duì)比了高壓EGR 和高低壓EGR 技術(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特征和性能的影響規(guī)律.試驗(yàn)中保持相同發(fā)動(dòng)機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩，同時(shí)點(diǎn)火提前角優(yōu)化至爆震邊界以獲得最高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率.當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在高壓EGR 模式時(shí)，由于EGR 引入能力受限，需匹配更小渦端的增壓器來(lái)提升EGR率；而對(duì)于高低壓EGR 模式，當(dāng)高低壓EGR 在搭配大渦端增壓器并提升高低壓EGR 率至17%時(shí)，由于增壓器增壓能力限制發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩?zé)o法維持在670 N·m，轉(zhuǎn)矩下降至590 N·m.

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試條件Tab.2 Testing conditions of engine

研究中，定義EGR 率為進(jìn)、排氣中CO2體積分?jǐn)?shù)的比值，計(jì)算公式為

基于曲軸轉(zhuǎn)角的缸壓數(shù)據(jù)通過(guò)AVL FI 壓電式放大器進(jìn)行記錄，并對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)200 個(gè)連續(xù)循環(huán)取平均值，然后用于計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)的主要性能參數(shù)和放熱率(HRR)，放熱率的計(jì)算公式為

式中：γ為發(fā)動(dòng)機(jī)比熱比；V 和p 分別為氣缸體積和壓力；θ為曲軸轉(zhuǎn)角.

發(fā)動(dòng)機(jī)有效熱效率(BTE)為

式中：Pe為發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率；為天然氣質(zhì)量流量；L HVNG為天然氣的低熱值，取值為49.5 MJ/kg.

研究中定義爆震邊界為：應(yīng)用燃燒分析儀采集發(fā)動(dòng)機(jī)缸壓曲線并通過(guò)濾波頻率為5 kHz 的高通濾波后，對(duì)應(yīng)的壓力曲線絕對(duì)峰值壓力值增加至接近0.3 MPa 時(shí)認(rèn)為爆震發(fā)生.此外，通過(guò)控制指示平均有效壓力(IMEP)的循環(huán)波動(dòng)系數(shù)CoVIMEP≤3%來(lái)確保整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程的燃燒穩(wěn)定性，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程的最高渦前溫度控制在760 ℃以?xún)?nèi).

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化提升混合氣均勻性

天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒和性能有著非常重要的影響，特別是采用當(dāng)量燃燒的國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，EGR 廢氣的引入對(duì)進(jìn)氣系統(tǒng)提出了更高的要求，不僅要維持較高的發(fā)動(dòng)機(jī)充量系數(shù)，而且要確保進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸的混合氣混合均勻.如果燃?xì)狻⒖諝夂虴GR 循環(huán)廢氣混合不充分，導(dǎo)致各缸混合濃度不同，影響發(fā)動(dòng)機(jī)各缸燃燒過(guò)程，易造成失火和爆震等故障，直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的性能、經(jīng)濟(jì)性和工作穩(wěn)定性.因此，筆者先對(duì)原機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，通過(guò)優(yōu)化進(jìn)氣管結(jié)構(gòu)和加裝擾流器來(lái)促進(jìn)燃料與空氣的充分混合，提供盡可能均勻的混合氣以減小各缸混合氣的不均勻性.

2.1.1 優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)缸內(nèi)燃燒特征影響

圖4 為原機(jī)和優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)應(yīng)的各缸缸內(nèi)壓力和放熱率曲線.其中，EGR 率控制在14%，點(diǎn)火提前角為上止點(diǎn)前20°CA.原機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)應(yīng)的各缸缸內(nèi)壓力和放熱率差異較大，主要是因?yàn)樵瓩C(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的燃?xì)饣旌暇鶆蛐暂^差，導(dǎo)致進(jìn)入各缸的混合氣濃度存在差異，造成各缸燃燒過(guò)程的組織不同，燃燒壓力和放熱率差異大.

圖4b 為通過(guò)改變進(jìn)氣彎管結(jié)構(gòu)和加裝擾流器進(jìn)行優(yōu)化后的進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)應(yīng)的各缸缸內(nèi)壓力和放熱率變化情況.發(fā)動(dòng)機(jī)各缸燃燒差異得到了顯著的改善.這主要是因?yàn)閮?yōu)化后的進(jìn)氣系統(tǒng)可以使進(jìn)氣管內(nèi)的燃?xì)狻⒖諝夂虴GR 氣體在流動(dòng)過(guò)程中的流動(dòng)狀態(tài)發(fā)生改變，從而使進(jìn)入氣缸前混合氣的混合均勻性得到很大提升，各缸燃燒一致性得到明顯改善.

圖4 原機(jī)和優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)應(yīng)的各缸缸內(nèi)壓力和放熱率曲線Fig.4 Curves of in-cylinder pressure and heat release rate of each cylinder for the original and improved intake systems

圖5 所示原機(jī)和優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)在EGR 率分別為7%和14%下的燃燒循環(huán)變動(dòng)系數(shù).與原機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)相比，改進(jìn)后的進(jìn)氣系統(tǒng)由于各缸混合均勻性得到改善，各缸燃燒循環(huán)變動(dòng)明顯減小，特別是在較高EGR 率(14%)下，各缸最大燃燒循環(huán)波動(dòng)系數(shù)從原機(jī)的2.2%降至1.2%.這在更高EGR 率或燃燒條件比較惡劣的工況下，原機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)易出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定情況；而改進(jìn)后進(jìn)氣系統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)工作穩(wěn)定性將得到更好保障.

圖5 原機(jī)和優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)在不同EGR 率下的燃燒循環(huán)變動(dòng)系數(shù)Fig.5 Combustion cycle variation coefficient of the original and improved intake systems at different EGR rates

2.1.2 優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響

圖6 為優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)相比原機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)在不同EGR 率下對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響.EGR 率分別控制在10%、14%和17%，同時(shí)點(diǎn)火提前角優(yōu)化至爆震邊界以獲得最低燃?xì)庀穆?內(nèi)插擾流器的進(jìn)氣彎管會(huì)導(dǎo)致進(jìn)氣阻力有所增大，流動(dòng)損失增加，優(yōu)化后的進(jìn)氣系統(tǒng)在發(fā)動(dòng)機(jī)輸出相同有效功時(shí)所需的燃?xì)夂涂諝赓|(zhì)量下降，因而整體的泵氣損失(PMEP)降低.這是由于優(yōu)化后的進(jìn)氣系統(tǒng)在混合氣流經(jīng)擾流器附近時(shí)流向發(fā)生改變，使得流體之間的相互碰撞增加，燃料與空氣之間相互碰撞的幾率增大，有利于促進(jìn)燃料與空氣的充分混合[15]，從而改善了各缸混合氣的混合均勻性，使燃燒質(zhì)量得到改善.

圖6 原機(jī)和優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)在不同EGR 率下對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響Fig.6 Engine performance of the original and improved intake systems at different EGR rates

同時(shí)，由于所需的增壓壓比減小，增壓器的渦前壓力降低；優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)在引入相同的EGR 率時(shí)對(duì)應(yīng)的EGR 閥開(kāi)度增大.這些因素導(dǎo)致優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)的換氣損失降低.最終，相比原機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)，優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)由于各缸燃燒質(zhì)量的提升和泵氣損失的下降，發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庀穆式档停畲蠼捣_(dá)2 g/(kW·h).

2.2 高低壓EGR技術(shù)應(yīng)用

研究高低壓EGR 技術(shù)的應(yīng)用，分析高低壓EGR技術(shù)對(duì)燃燒和性能的影響規(guī)律，以探索其對(duì)提升發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒質(zhì)量和發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性的潛力.

2.2.1 高低壓EGR 技術(shù)對(duì)混合均勻性影響

圖7 為原高壓和高低壓EGR 方案分別在EGR率為7%和14%及相同點(diǎn)火提前角下對(duì)應(yīng)的各缸缸內(nèi)壓力一致性對(duì)比.隨著EGR 率提高，各缸燃燒差異性增大；而采用高低壓EGR 模式后，各缸燃燒一致性得到明顯提升.這主要是由于在高低壓EGR 方案中EGR 氣體從壓氣機(jī)前引入，與原高壓EGR 方案中從節(jié)氣門(mén)后引入相比，EGR 氣體與新鮮充量在混合時(shí)間尺度上明顯延長(zhǎng)，這有助于提升混合氣的混合均勻性，從而減小各缸燃燒循環(huán)波動(dòng)，進(jìn)一步提高發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒穩(wěn)定性.

圖7 原高壓和高低壓EGR方案對(duì)應(yīng)的各缸缸內(nèi)壓力曲線Fig.7 Curves of corresponding cylinder pressure of each cylinder for the high-pressure and high and low pressure EGR modes

2.2.2 高低壓EGR 技術(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響

圖8為原高壓和高低壓EGR方案對(duì)應(yīng)的p-V.原高壓EGR 模式在大部分掃氣區(qū)域泵氣功為負(fù)的，特別是在需要搭配小渦端增壓器來(lái)提升EGR 率至14%時(shí)，泵氣功在更大范圍的掃氣過(guò)程均為負(fù)值.而采用高低壓EGR 模式后，由于EGR 廢氣的引入對(duì)渦前壓力依賴(lài)很小，在掃氣階段的大部分區(qū)域都能實(shí)現(xiàn)正的泵氣功，泵氣損失明顯低于原高壓EGR 模式.

圖9 為原高壓和高低壓EGR 方案對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能參數(shù)的影響對(duì)比.由于原高壓EGR 方案的EGR 率引入對(duì)渦前壓力依賴(lài)很大，因而在當(dāng)前較大渦端增壓器的配置下，原高壓EGR 方案無(wú)法實(shí)現(xiàn)EGR 率為14%的引入.而高低壓EGR 方案從壓氣機(jī)前引入循環(huán)廢氣，對(duì)渦前壓力依賴(lài)非常小，故能在較低渦前壓力下引入較高EGR 率.從圖9a 可以看到，在引入相同EGR 率為7%時(shí)，高低壓EGR 的渦前壓力明顯降低，需求的增壓壓力也明顯減少，可見(jiàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)輸出相同的有效功需求的新鮮進(jìn)氣充量減少.由圖9b 和圖9c 可知，與原高壓EGR 方案相比，高低壓EGR方案的進(jìn)氣歧管溫度降低，特別是在較高EGR 率為14%時(shí)降低約8 ℃.這是因?yàn)楦叩蛪篍GR 方案中的高溫EGR 氣體從壓氣機(jī)前引入，與新鮮充量混合后經(jīng)過(guò)壓氣機(jī)壓縮，之后再經(jīng)過(guò)中冷器冷卻降溫，二次冷卻后混合氣溫度下降.而PMEP 的降低主要得益于高低壓EGR 方案中較低的渦前壓力和大部分掃氣區(qū)域?qū)崿F(xiàn)了正的泵氣功(見(jiàn)圖8).在相同點(diǎn)火提前角下，高低壓EGR 方案中的渦前溫度較原高壓EGR 方案的要低.主要原因有：(1)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入缸內(nèi)參與燃燒的混合氣質(zhì)量減少，缸內(nèi)平均燃燒溫度降低；(2)發(fā)動(dòng)機(jī)的混合氣混合均勻性提升，燃燒效率得到改善；(3)進(jìn)氣歧管溫度下降，充氣效率提升.泵氣損失的減少、各缸燃燒一致性的改善、燃燒質(zhì)量的提升以及散熱損失的降低使得發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庀穆实玫矫黠@降低.特別是隨著高低壓EGR 率的提高，燃?xì)庀穆矢纳聘用黠@，從原高壓EGR 率為7%對(duì)應(yīng)的184.5 g/(kW·h)降至高低壓EGR 率為14%對(duì)應(yīng)的179.0 g/(kW·h)，降幅達(dá)2.9%.

圖8 原高壓EGR和高低壓EGR方案對(duì)應(yīng)的p-VFig.8 Corresponding p-V diagrams for the high-pressure and high and low pressure EGR modes

圖9 原高壓和高低壓EGR方案對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能特征的影響Fig.9 Effect of the high-pressure and high and low pressure EGR modes on engine performance characteristics

2.3 不同最佳技術(shù)策略綜合對(duì)比

為了更清晰地展示基于高低壓EGR 技術(shù)的燃燒技術(shù)方案對(duì)當(dāng)量燃燒天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，以及量化不同燃燒技術(shù)方案相對(duì)原機(jī)配置在經(jīng)濟(jì)性方面的改善效果.表3 為各燃燒技術(shù)方案下最低燃?xì)庀穆庶c(diǎn)的綜合對(duì)比.其中，原機(jī)配置采用EGR 率為17%進(jìn)行對(duì)比，主要是因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)在高壓EGR 率為17%時(shí)相比其他EGR 率獲得了更低燃?xì)庀穆?

表3 燃燒技術(shù)方案綜合對(duì)比Tab.3 Comparison of various combustion technology schemes

圖10 為不同燃燒技術(shù)方案在燃?xì)庀穆首畹忘c(diǎn)對(duì)應(yīng)的性能參數(shù).其中，原機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)和優(yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)在EGR 率為17%時(shí)燃?xì)庀穆首顑?yōu)，但需要搭配更小渦端的增壓器來(lái)實(shí)現(xiàn)所需EGR 率.對(duì)于高低壓EGR 方案，由于對(duì)渦前壓力依賴(lài)較小，因而匹配了比原機(jī)配置更大渦端的增壓器以降低泵氣損失.但原高壓EGR 方案在大渦端增壓器配置下EGR 率引入受限，導(dǎo)致最高EGR 率引入只能達(dá)到7%.此外，高低壓EGR 由于增壓器做功能力受限，當(dāng)EGR 率提升至17%時(shí)，增壓器無(wú)法滿(mǎn)足需求的增壓壓力來(lái)維持670 N·m的轉(zhuǎn)矩輸出，輸出轉(zhuǎn)矩降至約590 N·m.相比原高壓EGR 方案，高低壓EGR 方案對(duì)應(yīng)的進(jìn)氣歧管溫度平均降低約8 ℃.隨著EGR 率提高，點(diǎn)火提前角明顯提前，而高低壓EGR 方案由于更低混合氣體溫度導(dǎo)致對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火角度要稍微提前.

圖10c 和圖10d 為不同燃燒技術(shù)方案下最低燃?xì)庀穆庶c(diǎn)對(duì)應(yīng)的渦前溫度、渦前壓力、進(jìn)氣流量和燃?xì)庀穆?與原機(jī)配置相比，相同EGR 率下大渦端增壓器對(duì)應(yīng)的渦前壓力明顯降低，特別是在采用高低壓EGR 方案時(shí).此外，在相同大渦端增壓器配置下，隨著EGR 率的提高，渦前壓力進(jìn)一步減小，同時(shí)渦前溫度也逐漸降低.這主要是因?yàn)镋GR 廢氣稀釋了燃燒和允許更加提前的燃燒相位，導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度下降.渦前壓力的降低將明顯減少發(fā)動(dòng)機(jī)泵氣損失，而燃燒溫度和渦前溫度的降低使發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性得到提升.采用高低壓EGR 技術(shù)搭配大渦端增壓器后對(duì)應(yīng)所需新鮮充量略有減少，這表明缸內(nèi)燃燒更加高效，在輸出相同轉(zhuǎn)矩時(shí)所需進(jìn)氣充量減少.最終，通過(guò)優(yōu)化進(jìn)氣系統(tǒng)(包含加裝擾流器)、應(yīng)用高低壓EGR 技術(shù)和匹配大渦端增壓器，由于更均勻的混合氣、更高充氣效率、更低泵氣損失和更高效的燃燒逐步將發(fā)動(dòng)機(jī)的燃?xì)庀穆蕪脑瓩C(jī)配置的 186 g/(kW·h)降至179 g/(kW·h).而通過(guò)提升高低壓EGR 率至17%，以進(jìn)一步降低燃?xì)庀穆适艿疆?dāng)前增壓器做功能力限制.

圖10 不同燃燒技術(shù)方案在最低燃?xì)庀穆氏聦?duì)應(yīng)的性能參數(shù)Fig.10 Corresponding performance parameters of different combustion technology schemes at the lowest specific gas consumption

為了更好地展示基于高低壓EGR 技術(shù)對(duì)應(yīng)的最佳發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒技術(shù)方案所帶來(lái)的熱效率提升能力，圖11 對(duì)比了不同燃燒技術(shù)方案的最低燃?xì)庀穆庶c(diǎn)對(duì)應(yīng)的熱效率水平.發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率從原機(jī)配置下的39.12%，通過(guò)優(yōu)化進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)提升至39.33%，再通過(guò)高低壓EGR 技術(shù)結(jié)合大渦端增壓器的應(yīng)用最終將發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率水平提升至40.63%，相比原機(jī)配置改善了3.9%.可見(jiàn)通過(guò)進(jìn)一步優(yōu)化匹配更加適合于高低壓EGR 技術(shù)的增壓器，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率水平將能提升至更高水平.

圖11 不同技術(shù)方案下最低燃?xì)庀穆蕦?duì)應(yīng)的有效熱效率Fig.11 BTE level corresponding to the lowest specific gas consumption of different combustion technology schemes

3 結(jié)論

(1) 進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化能有效提高各缸混合氣的混合均勻性，從而改善各缸燃燒一致性和減少各缸燃燒循環(huán)的波動(dòng)，穩(wěn)定的缸內(nèi)燃燒降低了發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庀穆蔬_(dá)2 g/(kW·h).

(2) 高低壓EGR 技術(shù)的應(yīng)用進(jìn)一步加強(qiáng)了各缸混合氣的混合均勻性，且由于高低壓EGR 方案的廢氣從壓氣機(jī)前引入，對(duì)渦前壓力依賴(lài)較小，可以匹配更大渦端的增壓器來(lái)實(shí)現(xiàn)大比例的EGR率，渦前壓力和進(jìn)氣歧管溫度較原高壓EGR 方案低，明顯降低了發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失和提升了發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒質(zhì)量.

(3) 通過(guò)進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化和高低壓EGR 技術(shù)的應(yīng)用，發(fā)動(dòng)機(jī)的最低燃?xì)庀穆实玫街鸩浇档停渲小皟?yōu)化后進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)合高低壓EGR 率為14%和匹配大渦端增壓器”為研究中最佳燃燒技術(shù)方案，最低燃?xì)庀穆氏啾仍瓩C(jī)配置最大降幅為7 g/(kW·h)，同時(shí)渦前溫度降低約40 ℃，發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性得到增強(qiáng).

(4) 最佳燃燒技術(shù)方案對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率從原機(jī)的39.12%提升至40.63%水平，改善幅度達(dá)3.9%，而繼續(xù)提高高低壓EGR 率至17%，以進(jìn)一步提升發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率受到當(dāng)前配置增壓器的增壓能力限制，下一步工作需對(duì)增壓器開(kāi)展進(jìn)一步匹配優(yōu)化.