某高速汽油機(jī)改LNG發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性下降問題研究

楊靖, 馬慧超, 王毅，張思遠(yuǎn), 李克

(1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410082;2.湖南大學(xué)先進(jìn)動(dòng)力總成技術(shù)研究中心，湖南 長沙 410082)

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某高速汽油機(jī)改LNG發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性下降問題研究

楊靖1,2, 馬慧超1,2, 王毅1,2，張思遠(yuǎn)1,2, 李克1,2

(1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410082;2.湖南大學(xué)先進(jìn)動(dòng)力總成技術(shù)研究中心，湖南 長沙 410082)

針對(duì)直接將汽油機(jī)改為LNG發(fā)動(dòng)機(jī)導(dǎo)致的動(dòng)力性下降問題，通過GT-Power與試驗(yàn)標(biāo)定相結(jié)合的方法，提出了一種基于單因素法的高速LNG發(fā)動(dòng)機(jī)配氣相位優(yōu)化方法：在降低泵氣損失、減少缸內(nèi)廢氣、提高充氣效率的前提下，減小氣門重疊角；針對(duì)優(yōu)化后的配氣相位，優(yōu)化設(shè)計(jì)凸輪型線；同時(shí)根據(jù)LNG燃燒特性，在控制最高燃燒溫度和壓力的前提下，適當(dāng)將點(diǎn)火提前角增大，合理組織燃燒，使燃燒更加及時(shí)完全，從而提高燃燒效率。結(jié)果表明，優(yōu)化后的凸輪型線滿足配氣機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)動(dòng)力學(xué)要求，高速LNG發(fā)動(dòng)機(jī)最大功率較之優(yōu)化前提高約7.9%，最低燃料消耗率降低約5.8%，此方法可以在一定程度上解決LNG發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性下降問題。

液化天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)； 動(dòng)力性； 配氣相位； 單因素法； 點(diǎn)火提前角； 優(yōu)化

在世界汽車工業(yè)飛速發(fā)展的同時(shí)，節(jié)能和環(huán)保已經(jīng)成為當(dāng)下兩大重要主題。在燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的研發(fā)方面，柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒及排放備受國內(nèi)外學(xué)者的青睞，液化天然氣(LNG)作為碳中性可再生清潔燃料是化石類燃料的極佳替代品[1]。與汽油相比，LNG的使用會(huì)使CO和HC等污染物排放量大幅減少[2-3]。天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)大多數(shù)是由已有的汽油機(jī)改裝而成。由于天然氣和汽油理化性質(zhì)的差異，在改進(jìn)設(shè)計(jì)的過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)會(huì)出現(xiàn)動(dòng)力下降和磨損加劇等現(xiàn)象[4]。此外，二者在進(jìn)排氣過程中氣流流動(dòng)慣性不一樣，所需配氣相位也不一樣[5]。這是因?yàn)椋?)氣門重疊期間燃燒室掃氣不可避免地將導(dǎo)致燃料通過排氣門泄漏，增壓發(fā)動(dòng)機(jī)較高的進(jìn)氣管壓力和較大的氣門重疊角將加劇燃?xì)庑孤@不僅增加了燃料消耗，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性[6]，還會(huì)大幅度增加發(fā)動(dòng)機(jī)的HC排放。2)由于天然氣的滯燃期比汽油混合氣要長，燃燒時(shí)火焰?zhèn)鞑ニ俣纫?，就需要較大的點(diǎn)火提前角，以彌補(bǔ)燃燒速度慢的缺點(diǎn)。天然氣的辛烷值高，可以允許較大的點(diǎn)火提前角。因此，本研究通過優(yōu)化天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的配氣相位和點(diǎn)火提前角來解決LNG發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性下降問題[7]。

本研究是在1臺(tái)高速汽油機(jī)基礎(chǔ)上開發(fā)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，而改動(dòng)后的LNG發(fā)動(dòng)機(jī)較原汽油機(jī)功率下降達(dá)20%～25%。功率下降的主要原因有以下幾方面：1)雖然天然氣的熱值較高，但天然氣與空氣形成的混合氣的熱值僅為汽油混合氣熱值的66.9%，導(dǎo)致功率下降；2)天然氣作為燃料時(shí)，燃料本身的體積在進(jìn)氣中占有較大比例，因此導(dǎo)致進(jìn)入氣缸的空氣量減少，充量系數(shù)下降；3)天然氣的主要成分甲烷的火焰?zhèn)鞑ニ俣纫∮谄突旌蠚?，使發(fā)動(dòng)機(jī)總?cè)紵谠鲩L，造成氣缸內(nèi)壓力和溫度上升緩慢，致使發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力下降。本研究采用GT-Power發(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真方法建立模型，通過分析比較不同進(jìn)氣遲閉角、排氣提前角、氣門重疊角對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響來選取最佳配氣相位優(yōu)化方案，針對(duì)新的配氣相位方案重新設(shè)計(jì)凸輪型線，增加點(diǎn)火提前角，最后利用發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證優(yōu)化方案的合理性。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)、仿真模型搭建及標(biāo)定

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)

試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)見表1。發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)所用的主要試驗(yàn)儀器設(shè)備見表2。試驗(yàn)測(cè)得發(fā)動(dòng)機(jī)2 500～9 500 r/min，間隔轉(zhuǎn)速為500 r/min的外特性數(shù)據(jù)。測(cè)量參數(shù)包括發(fā)動(dòng)機(jī)的功率、扭矩、燃油消耗率、排放，以及每個(gè)轉(zhuǎn)速下的進(jìn)、排氣壓力和溫度、氣缸工作壓力等。試驗(yàn)過程中冷卻水出口溫度控制在(88±5)℃，機(jī)油溫度控制在(100±10)℃時(shí)進(jìn)行測(cè)量。

表1 試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

表2 主要測(cè)試設(shè)備

1.2 發(fā)動(dòng)機(jī)GT-Power模型搭建及標(biāo)定

在對(duì)原汽油機(jī)進(jìn)行拆機(jī)測(cè)量、收集數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，利用GT-Power建立汽油機(jī)的仿真模型[8]。根據(jù)臺(tái)架試驗(yàn)情況設(shè)置軟件環(huán)境條件：大氣壓力為99.7 kPa，溫度為285.15 K。由于只進(jìn)行全負(fù)荷計(jì)算，所以只選取節(jié)氣門全開時(shí)的流量系數(shù)。其中，節(jié)氣門開啟角度為0°時(shí)，流量系數(shù)為0.2；開度為90°時(shí)，流量系數(shù)為0.9。為了評(píng)價(jià)所建立模型的合理性及計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，利用發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)對(duì)模型進(jìn)行標(biāo)定[9]。由于發(fā)動(dòng)機(jī)工況較為復(fù)雜，在此只列出標(biāo)定轉(zhuǎn)速9 500 r/min的缸壓標(biāo)定曲線(見圖1)。

在外特性條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)在不同轉(zhuǎn)速(2 500～9 500 r/min)下扭矩和有效燃油消耗量模擬計(jì)算值和臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果見圖2和圖3。

由圖可以看出，模擬值的最大誤差在10%左右，與試驗(yàn)值吻合較好，在誤差允許的范圍內(nèi)，說明該計(jì)算模型符合工程技術(shù)要求，以此為基礎(chǔ)進(jìn)行的性能模擬計(jì)算與分析是可行的。

本研究是在汽油機(jī)模型的基礎(chǔ)上建立天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)模型，要改變?cè)瓩C(jī)的燃料供給系統(tǒng)，體現(xiàn)在模型上相應(yīng)的改動(dòng)部分則為燃料性質(zhì)的改變。天然氣的焓值被定義為溫度的函數(shù)，以Tref=298K為基準(zhǔn)溫度，方程為

方程中的參數(shù)取值見表3。

表3 汽油和天然氣的焓值對(duì)比

除了燃料的性質(zhì)，其他結(jié)構(gòu)和參數(shù)不作改動(dòng)。LNG發(fā)動(dòng)機(jī)在外特性條件下的扭矩模擬值與臺(tái)架試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比(見圖4),模擬值與試驗(yàn)值最大誤差為8%，說明以此為基礎(chǔ)進(jìn)行的性能模擬計(jì)算與分析是可行的。

利用原汽油機(jī)和修改后的天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)模型，在相同的條件下對(duì)外特性條件下的發(fā)動(dòng)機(jī)性能進(jìn)行模擬計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見圖5。從圖5中可以看出，汽油機(jī)改用天然氣之后，動(dòng)力性下降較為明顯，扭矩平均下降幅度在20%～25%。因此，改裝后的天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性已不能滿足要求，需要對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化。

2 基于單因素法的LNG發(fā)動(dòng)機(jī)配氣相位優(yōu)化

在優(yōu)化過程中，本研究采用單因素法對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能進(jìn)行優(yōu)化。即固定進(jìn)氣門開、排氣門關(guān)的角度等參數(shù)，通過改變進(jìn)氣門關(guān)的角度來考察動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性變化情況。因此，通過參考原機(jī)的配氣相位，根據(jù)單因素法原理，選用有限的進(jìn)氣遲閉角并考察其對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。LNG汽化后在混合氣中占據(jù)一定體積，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)充氣效率較低[10]。最佳的進(jìn)氣遲閉角可以使進(jìn)氣壓力波的波峰在進(jìn)氣門將要關(guān)閉時(shí)刻抵達(dá)，這樣便可充分利用氣流的慣性充氣，使充氣效率提高[11]。

從圖6可以看出，隨著進(jìn)氣遲閉角增大，高速段扭矩增大，而中低速扭矩降低。發(fā)動(dòng)機(jī)高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，氣體的流速高，增大進(jìn)氣遲閉角，有利于過后進(jìn)氣。但是進(jìn)氣遲閉角過大會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)低速時(shí)氣體倒流回進(jìn)氣管，充量系數(shù)降低。因此，綜合充量系數(shù)和扭矩兩方面的影響，選取進(jìn)氣遲閉角為52°曲軸轉(zhuǎn)角。

從圖7可以看出，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣量小于汽油機(jī)。主要原因是天然氣在進(jìn)氣過程中是氣體，而汽油是液體，汽油混合氣的密度大于天然氣混合氣，因而在氣缸吸入相同體積混合氣的情況下，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量小于汽油機(jī)，排氣量也就小于汽油機(jī)。因此在同樣轉(zhuǎn)速下天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)需要的排氣提前角也較小。特別是在低速情況下，超臨界排氣時(shí)間對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角將大大減小。如圖8所示，隨著排氣提前角減小，高速段的發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩有小幅下降，在中低速扭矩都得到了提高。因此，選取排氣提前角為65°曲軸轉(zhuǎn)角。

氣門重疊角由進(jìn)氣提前角和排氣遲閉角組成,在氣門重疊期間,進(jìn)、排氣門同時(shí)開啟,進(jìn)氣管、氣缸、排氣管三者之間相通，此時(shí)氣體的流動(dòng)方向取決于三者之間的壓力差[12]。對(duì)于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)而言，特別是對(duì)于增壓式發(fā)動(dòng)機(jī)，如果重疊角較大，會(huì)造成直接排放的可燃混合氣過多。因此在考慮經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性的同時(shí)要盡量減小重疊角[13]。

從圖9可以看出，減小進(jìn)氣提前角，高速段和4 000 r/min處的扭矩減小，其他轉(zhuǎn)速的扭矩增大。5 000 r/min是扭矩曲線波谷處，扭矩隨進(jìn)氣提前角減小而大幅度提高。從圖10上可以看出，進(jìn)氣提前角越大，在氣門重疊期間的進(jìn)氣流量越大，進(jìn)氣充量越大。若氣門重疊角過大，會(huì)發(fā)生氣體倒流的現(xiàn)象，即排氣管內(nèi)廢氣倒流回缸內(nèi)，缸內(nèi)廢氣倒流回進(jìn)氣管，導(dǎo)致殘余廢氣系數(shù)增加，降低充量系數(shù)。從圖11可以看出，在2 500 r/min和4 000～6 000 r/min時(shí)，殘余廢氣系數(shù)隨進(jìn)氣提前角增大而增大，特別是在轉(zhuǎn)速為5 500 r/min時(shí)，殘余廢氣系數(shù)的增大趨勢(shì)最為明顯。同理，排氣遲閉角過大會(huì)增加缸內(nèi)殘余廢氣量，排氣遲閉角過小排氣損失會(huì)增加。綜合考慮，既不造成高速段扭矩大幅度下降，又能提高中低速段的扭矩，同時(shí)還要降低殘余廢氣系數(shù)，保證充量系數(shù)，減小氣門重疊角，最終進(jìn)氣提前角選取為14°，排氣遲閉角選取為7°。LNG發(fā)動(dòng)機(jī)配氣相位優(yōu)化結(jié)果見表4。

表4 優(yōu)化前后參數(shù)對(duì)比

3 LNG發(fā)動(dòng)機(jī)凸輪型線再設(shè)計(jì)及優(yōu)化

所研究的發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)為頂置凸輪直接驅(qū)動(dòng)平面挺柱的結(jié)構(gòu)。利用AVL Exite_TD建立了閥系當(dāng)量雙質(zhì)量運(yùn)動(dòng)學(xué)模型。由于標(biāo)定轉(zhuǎn)速時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)各零部件的運(yùn)動(dòng)條件最為苛刻，若發(fā)動(dòng)機(jī)在標(biāo)定轉(zhuǎn)速下滿足運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)性能要求，則可保證其在中低轉(zhuǎn)速下也能滿足要求，故本研究以標(biāo)定轉(zhuǎn)速進(jìn)行分析。圖12和圖13示出了優(yōu)化前運(yùn)動(dòng)學(xué)曲線。

由圖12和圖13可以看出，加速度和速度曲線都非常不光滑，這是測(cè)量誤差引起的，經(jīng)過處理可以將其光順。采用梯形函數(shù)定義緩沖段、分段加速度函數(shù)定義工作段的方法對(duì)原機(jī)凸輪型線重新設(shè)計(jì)。優(yōu)化后運(yùn)動(dòng)學(xué)曲線見圖14和圖15，結(jié)合表5可以看出：1)優(yōu)化后進(jìn)排氣的速度、加速度曲線明顯光順；2)最大躍度值都小于1 000 mm/rad3，減小了噪聲和振動(dòng)，提高了閥系平穩(wěn)性；3)凸輪和挺柱的接觸應(yīng)力由原機(jī)的700 MPa左右降為小于500 MPa，增加了使用壽命；4)原機(jī)的進(jìn)氣開啟側(cè)K系數(shù)過小，閥系發(fā)生共振的可能性增大，通過優(yōu)化使得K系數(shù)增大，減小了共振可能性；5)凸輪曲率半徑都有所增大，減小了加工難度。優(yōu)化后的其他各項(xiàng)參數(shù)都符合表5所示最優(yōu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。

動(dòng)力學(xué)計(jì)算中考慮了每個(gè)零件的彈性形變，計(jì)算了氣門及其傳動(dòng)件的運(yùn)動(dòng)和受力情況。動(dòng)力學(xué)結(jié)果評(píng)價(jià)主要考察氣門落座力、氣門是否存在反跳，凸輪與挺柱之間是否存在飛脫以及氣門彈簧是否發(fā)生并圈現(xiàn)象。在動(dòng)力學(xué)計(jì)算中將優(yōu)化后的型線導(dǎo)入動(dòng)力學(xué)模型中，計(jì)算結(jié)果見圖16。

表5 優(yōu)化前后凸輪型線參數(shù)對(duì)比及評(píng)價(jià)指標(biāo)

由圖16可知,進(jìn)、排氣門挺柱在工作時(shí)始終保持與凸輪貼合，在標(biāo)定轉(zhuǎn)速下沒有飛脫現(xiàn)象。最大接觸應(yīng)力均小于500MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于材料的許用接觸應(yīng)力，滿足使用要求。修改后的凸輪型線動(dòng)力學(xué)特性良好。

4 LNG發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火提前角優(yōu)化

點(diǎn)火提前角是影響點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)性能的重要運(yùn)轉(zhuǎn)參數(shù)，合理的點(diǎn)火提前角不僅可以使發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性提高，還可以提高其經(jīng)濟(jì)性[14]。發(fā)動(dòng)機(jī)每一工況都存在一個(gè)最佳點(diǎn)火提前角，圖17示出LNG發(fā)動(dòng)機(jī)在轉(zhuǎn)速9 500 r/min時(shí)扭矩隨點(diǎn)火提前角的變化。從圖中可看出，該轉(zhuǎn)速下點(diǎn)火提前角在25.5°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)扭矩達(dá)到最大值。

從圖18中可以看出，點(diǎn)火提前角基本上隨著轉(zhuǎn)速的增加而增加。原因是轉(zhuǎn)速增大時(shí)曲軸轉(zhuǎn)過同樣角度的時(shí)間變短，故相同燃燒時(shí)間所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角增大[15]。

5 LNG發(fā)動(dòng)機(jī)性能校核

通過以上對(duì)配氣相位參數(shù)、凸輪型線及點(diǎn)火提前角的優(yōu)化計(jì)算，在不改變天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)其他參數(shù)的條件下，將優(yōu)化后的參數(shù)代入天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)模型中，模擬計(jì)算天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)在外特性條件下的工作性能，并將計(jì)算結(jié)果與優(yōu)化前天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的性能進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見圖19和圖20。

從圖19和圖20可以看出，改進(jìn)后的LNG發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性都得到了提高。在最高轉(zhuǎn)速9 500 r/min時(shí)，扭矩提高6%，達(dá)到原機(jī)的80.9%；在最大扭矩點(diǎn)7 000 r/min時(shí)，扭矩提高7.9%，達(dá)到原機(jī)的85.2%；在低速階段，扭矩得到了較大的提高，提高15%以上，達(dá)到原機(jī)的90%。有效耗氣量平均下降了5.8%。

6 結(jié)束語

為解決天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性下降問題，對(duì)原高速汽油機(jī)的配氣機(jī)構(gòu)和點(diǎn)火提前角進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)計(jì)了新的配氣相位，并且重新設(shè)計(jì)了凸輪型線，結(jié)果表明，在7 000 r/min時(shí)，扭矩提高了7.9%，有效燃料消耗率下降了5.8%。 發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)學(xué)、動(dòng)力學(xué)分析是設(shè)計(jì)凸輪型線、解決發(fā)動(dòng)機(jī)凸輪型線存在的躍度過大等問題的有效方法。

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[編輯: 李建新]

Power Reduction Problem of Retrofitted LNG Engine with High-Speed Gasoline Engine

YANG Jing1,2，MA Hui-chao1,2，WANG Yi1,2, ZHANG Si-yuan1,2, LI Ke1,2

(1.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body,Hunan University, Changsha 410082, China；2.Research Center for Advanced Powertrain Technology, Hunan University, Changsha 410082，China)

To solve the power reduction problem caused by retrofitting gasoline engine as LNG engine, a single factor design method of valve timing for high-speed LNG engine was proposed by combining GT-Power design and experimental calibration.The valve overlap was reduced on the premise of decreasing pumping loss, reducing in-cylinder exhaust gas and improving air charging efficiency.The cam profile was redesigned based on the optimized valve timing.Keeping the maximum combustion temperature and pressure unchanged, the increase of ignition advance angle was conducted to make the combustion more timely and thoroughly according to LNG combustion characteristics, thus the combustion efficiency improved.The results show that the optimized cam profile can meet the requirements of the kinematics and dynamic performance of valve mechanism.The increase of maximum power and the decrease of lowest brake specific fuel consumption for high-speed LNG engine are 7.5% and 5.8% respectively after the optimization, which proves that the method can solve the power reduction problem to certain extent.

LNG engine; power performance; valve timing; single factor; ignition advance angle; optimization

2014-10-21;

2015-03-20

國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(“863”計(jì)劃)項(xiàng)目(2012AA111703)

楊靖(1957—)，女，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)新技術(shù)及代用燃料研究等；yangjing10@vip.sina.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.02.007

TK432

B

1001-2222(2015)02-0033-07