廢氣再循環率及點火時刻對天然氣發動機燃燒和排溫的影響

施東曉，郭立新，鐘 博，姚春德

(1.天津大學 內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072；2.中國第一汽車股份有限公司無錫油泵油嘴研究所，無錫 214063)

0 概述

積極發展內燃機清潔替代燃料是應對能源與環境問題的重要措施之一。天然氣具有儲量豐富、燃燒清潔、辛烷值高、成本低等特點，是理想的替代燃料[1-3]。隨著排放法規的日益嚴格，天然氣發動機在商用車領域的應用越來越廣泛[4-6]。目前中重型天然氣發動機選擇當量比燃燒路線達到國六排放限值[7]，與稀燃相比，采用當量比燃燒的發動機缸內燃燒溫度高，熱效率低，并且高負荷時存在明顯爆震傾向[8]。研究表明，高壓冷卻廢氣再循環(exhaust gas recirculation， EGR)技術是降低發動機熱負荷并抑制爆震傾向的有效措施[9-11]，但再循環廢氣的添加使得燃燒速度減慢，燃燒相位后移，發動機做功能力下降，通過提前點火可以使得燃燒相位提前以保證燃料的做功能力[12]。目前對EGR的研究主要集中于柴油機或進氣道噴射的汽油機，關于EGR率及點火時刻對當量比天然氣發動機燃燒過程影響的研究較少。

數值模擬技術在發動機開發過程中發揮顯著作用，一維熱力學計算模型能夠對整機性能進行預測，但對于缸內燃燒過程的計算主要采用零維或準維燃燒模型，計算精度不如三維計算流體動力學(CFD)軟件。本研究中針對某臺當量比燃燒天然氣發動機的功率提升要求，采用三維CFD與一維熱力學計算相結合的方式，分析EGR率和點火時刻的協同作用對發動機燃燒與排溫的影響規律，在滿足動力性與排溫限值的條件下尋求EGR率與點火時刻的最優組合，并進一步挖掘該發動機提升功率的潛力，為中重型天然氣發動機的開發提供理論依據。

1 模型建立與驗證

1.1 一維計算模型

研究機型為進氣管單點噴射的預混合天然氣發動機，新鮮空氣、天然氣和再循環廢氣分別在混合器混合后經進氣總管、穩壓腔及進氣歧管進入各個氣缸[13]。根據發動機的結構尺寸，采用GT-SUITE軟件建立發動機一維熱力學計算模型，包括渦輪增壓中冷系統、EGR中冷系統、進排氣系統和氣缸等。在模型標定時，一維計算的燃燒模型由試驗缸壓曲線反推得到的放熱率直接定義。

首先根據外特性多個全負荷工況進行一維模型標定，如圖1所示，功率、轉矩、空氣流量、有效燃料消耗率(brake specific fuel cansumption, BSFC)、EGR率和渦前溫度(排溫)的計算值與試驗值吻合良好，表明所構建的一維計算模型具有較高的預測精度，能夠用于發動機性能預測并為缸內三維燃燒計算提供邊界條件。

圖1 一維計算結果與試驗對比

1.2 三維計算模型

圖2 三維燃燒計算模型及網格示意圖

模型的基礎網格尺寸為4 mm，氣道、氣門和火花塞附近的網格尺寸分別為2.0 mm、1.0 mm和 0.5 mm，缸內根據燃燒時的溫度梯度進行網格2級自適應加密，圖2(b)為活塞位于上止點時的計算網格。計算周期覆蓋了發動機的1個工作循環，進排氣的壓力、溫度瞬態邊界條件由一維模型提供，進排氣的氣體組分根據化學反應方程式計算得到。

圖3為外特性最大轉矩工況和標定功率工況下計算所得的缸內壓力與試驗值的對比。計算的缸內壓力與試驗所測壓力吻合良好，計算得到的放熱率曲線與由試驗缸壓得到的放熱率曲線也有較好的一致性，表明所建立的三維燃燒模型具有較高的預測精度，能夠用于開展缸內燃燒分析。

圖3 缸壓、放熱率曲線對比

2 計算結果與分析

缸內壓力和放熱率反映了缸內的燃燒過程，燃燒重心(CA50)、燃燒持續期(CA10—CA90)是表征燃燒放熱規律的兩個重要特征參數。CA50定義為循環累積放熱量達到總放熱量50%時所對應的曲軸轉角，CA10和CA90同理；CA10—CA90定義為從循環累積放熱量為總放熱量的10%到90%之間對應的曲軸轉角間隔。CA50和燃燒持續期會密切影響發動機的熱效率、最高燃燒壓力、缸內燃燒溫度等。EGR率和點火時刻共同控制著缸內的燃燒過程。

當量比燃燒的中重型天然氣發動機存在熱負荷較高的問題，限制了其壓縮比和功率的提升。由圖1可知標定功率工況(1 900 r/min)的渦前溫度最高，以下針對該工況展開分析和討論。首先，基于三維CFD軟件分別研究點火時刻相同而EGR率不同及EGR率相同而點火時刻不同時的燃燒規律。然后，將三維燃燒計算得到的放熱率作為一維模型缸內燃燒的放熱規律，基于一維模型分析不同EGR率和點火時刻的組合對發動機性能的影響，進而探索發動機功率提升的潛力。

2.1 EGR率對缸內燃燒的影響

保持點火時刻(-9.5°)及每循環進入缸內空氣和燃氣量相同的情況下，分析EGR率對燃燒的影響，計算結果如圖4、圖5和圖6所示。由于是當量比燃燒，空氣和燃氣的進氣量一定，需調整進氣壓力以獲得不同的EGR率，因此在點火之前，EGR率高的工況缸內壓力也高。再循環廢氣中的惰性氣體CO2和N2的稀釋效應可以降低缸內氧濃度，使有氧氣參與的化學反應的反應速率降低，從而降低燃料的燃燒速率。另外，再循環廢氣中CO2和H2O的比熱容較高，進入氣缸后使得缸內混合氣的比熱容增大，能夠吸收更多燃料燃燒釋放的熱量。隨著EGR率的增大，廢氣的稀釋作用和熱容效應逐漸增強，二者對缸內混合氣燃燒的抑制作用也隨之增強。

圖4 不同EGR率下缸內壓力、放熱率和缸內平均溫度隨曲軸轉角的變化曲線

圖5 EGR率對燃燒相位的影響

圖6 EGR率對缸內平均溫度、燃燒持續期、最大壓升率和最高燃燒壓力的影響

由圖可知，點火之后缸內壓力、放熱率及缸內平均燃燒溫度的峰值均隨著EGR率的增大而減小，燃燒相位隨著EGR率的增大而推遲。EGR率從4.5%增大到24.5%時，最高燃燒壓力下降了2.52 MPa，最大壓升率下降了0.398 MPa/(°)，燃燒重心推遲了8.3°，燃燒持續期延長了5.2°，排氣門開啟時刻(曲軸轉角130°)的缸內平均溫度下降了116 ℃，因此增大EGR率有助于降低排氣溫度。

在燃燒室結構和點火時刻相同的情況下，燃燒速率取決于火焰的傳播速度，溫度場分布可以反映火焰的傳播情況。圖7對比了EGR率分別為8.5%、16.5%和24.5%，曲軸轉角為0°、5°和10°時的溫度場，圖中高溫區域和低溫區域的交界面為火焰前鋒面。由圖7可以看出EGR率越小火焰傳播越快，因此燃燒速度更快，放熱更加集中。

注意到在B中包含i的成員有26個,i=1,2;在B中包含j的成員有29個,j=3,4,5,6。我們有每個C(ui)至少包含3種顏色,故C(X)?B2∪B3, C(X)∪C(Y)?B,有10+n≤48,可得:n≤38,因此當39≤n≤48時,B中的成員不能區分X和Y中的(10+n)個頂點,得出矛盾。以下僅考慮當31≤n≤38的情況。

圖7 不同EGR率時的溫度場

2.2 點火時刻對缸內燃燒的影響

在EGR率均為20.5%且缸內進氣量相同的情況下，分析點火時刻對燃燒的影響，計算結果如圖8、圖9和圖10所示。點火時刻影響著燃燒相位，從而影響最高燃燒壓力及指示功。隨著點火時刻的推遲，最高燃燒壓力、最大壓升率和放熱率峰值均下降，燃燒重心后移，燃燒持續期延長。

圖8 不同點火時刻下缸內壓力、放熱率和缸內平均溫度隨曲軸轉角的變化曲線

圖9 點火時刻對燃燒相位的影響

圖10 點火時刻對缸內平均溫度、燃燒持續期、最大壓升率和最高燃燒壓力的影響

點火時刻從-14.5°推遲到-4.5°時，最高燃燒壓力下降了3.3 MPa，最大壓升率下降了0.22 MPa/(°)，燃燒重心推遲了9.1°，燃燒持續期延長了4.2°。排氣門開啟時刻的缸內平均溫度增加了88 ℃，這是因為燃料總放熱量相同，推遲點火導致燃燒相位靠后，燃料對外做功減少，排氣帶走的能量增加。反之，提前點火有助于降低排氣溫度。

2.3 EGR率及點火時刻對燃燒和排溫的影響

增大EGR率和提前點火均可降低燃燒溫度，是降低發動機排溫的有效措施。但EGR率過大會造成燃燒速率過慢，發動機做功能力下降，甚至會有失火風險。當點火時刻太靠前，在壓縮沖程末期缸內溫度和壓力大幅增加，在接近壓縮上止點時即開始燃燒，導致缸內形成更高的混合氣溫度、壓力和振動，引起了振動波的傳播和瞬間點火，造成較高的缸內壓力和爆震[15]，因此EGR率和點火時刻需要限定在正常的范圍內。

基于發動機標定功率工況，采用三維燃燒計算耦合發動機一維熱力學模型，開展不同EGR率及點火時刻的組合對發動機燃燒特性和排溫的影響的研究。其中，一維GT模型缸內燃燒的放熱規律由三維燃燒計算得到的放熱率給定；另外一維計算時保證不同EGR率或點火時刻采用相同的空氣和燃氣進氣量。

圖11對比了一維計算和三維計算的缸壓和放熱率曲線(EGR率20.5%、點火時刻-9.5°)，一維計算和三維計算結果高度吻合。表1統計了單缸一個工作循環內各個邊界散熱量相對燃料總放熱量的比值，可以看出一維計算和三維計算的缸內各部分散熱量占比的差別在0.5%以內，缸內和進排氣總散熱量占比差別在1.0%以內，表明一維計算的缸內散熱與三維計算基本一致。

表1 散熱量占比統計

圖11 一維和三維計算的缸內壓力和放熱率對比

圖12為EGR率為20.5%時不同點火時刻下的最高燃燒壓力、最大壓升率、燃燒重心和指示熱效率。由圖12可以看出一維計算與三維計算的結果吻合良好。綜上所述，一維計算的總散熱、主要燃燒特征參數與三維計算的結果相符，表明基于該一維模型能夠對發動機的燃燒特性和排溫進行預測。

圖12 一維和三維模型的最高燃燒壓力、最大壓升率、燃燒重心和指示熱效率對比

圖13為不同EGR率和點火時刻組合時的計算結果。由圖13可知，最高燃燒壓力和最大壓升率均隨著EGR率的減小和點火時刻的提前而增大，燃燒重心則相反。

圖13 不同EGR率及點火時刻對發動機燃燒和排溫的影響(原機標定功率)

渦前溫度隨著EGR率的減小和點火時刻的推遲而增大。相同點火時刻下發動機功率隨EGR率的增大先增大后減小，BSFC的變化規律則與功率的變化規律相反。因此在進氣量相同的前提下，適當增大EGR率和提前點火有利于提高發動機功率和經濟性。

EGR率超過23%時發動機會有失火風險，渦前溫度高于760 ℃不利于發動機的可靠性和耐久性，最大壓升率超過0.7 MPa/(°)時發動機工作粗暴[16]，容易發生爆震(正常工作一般在0.5 MPa/(°)以內)。以上述3個因素及原機標定功率作為限制條件，可將EGR率和點火時刻對功率的影響劃分為圖13(e)所示的區域。圖13(e)中①和②分別代表最大壓升率為0.5和0.7 MPa/(°)的等值線，③、④和⑤分別為渦前溫度760 ℃、EGR率23%及相對原機標定功率為0的等值線。當EGR率和點火時刻的組合位于由曲線①、⑤和④圍成的區域內時，發動機在滿足排溫要求，避免爆震或失火風險的前提下具有較好的動力性和經濟性。當EGR率接近23%、點火時刻在-18°附近時(圖13(e)中五角星示意)發動機的BSFC最低，比原機標定功率工況的BSFC降低 4 g/(kW·h)，功率提升7.4 kW。

由圖13(e)可知，原機標定功率工況的渦前溫度距離760 ℃的排溫限值有較大余量，有進一步提升功率的潛力。保持空燃比不變，空氣和燃氣的進氣量同時增加11.6%可將發動機標定功率提升36 kW。

采用相同的方法計算得到不同EGR率和點火時刻對該功率下發動機燃燒和排溫的影響，計算結果如圖14所示。最高燃燒壓力、最大壓升率、燃燒重心和渦前溫度的變化規律與功率提升之前的規律相似，但在相同EGR率和點火時刻的情況下，功率提升后由于缸內進入更多的燃料并釋放更多的熱量，因此最高燃燒壓力、最大壓升率和渦前溫度均比功率提升之前更高。以最大壓升率0.5和0.7 MPa/(°)、渦前溫度760 ℃、EGR率23%及相對原機標定功率提升36 kW的等值線作為邊界(圖中曲線①～⑤)，可將EGR率和點火時刻對功率的影響劃分為圖14(e)所示的區域。當EGR率和點火時刻的組合位于由曲線①、③、⑤和④圍成的區域內時，能夠滿足發動機標定功率提升36 kW，渦前溫度小于760 ℃且最大壓升率小于0.5 MPa/(°)的條件要求，此時EGR率需大于19%，點火時刻需早于-10.5°。

圖14 不同EGR率及點火時刻對發動機燃燒和排溫的影響(標定功率提升36 kW)

開展了發動機標定功率提升36 kW的試驗，結果如圖15所示，標定功率工況的EGR率為19%，CA50提前，渦前溫度小于760 ℃。其他轉速的渦前溫度也小于760 ℃。另外，發動機通過了熱沖擊試驗和耐久試驗，可靠性得到了驗證。

圖15 發動機標定功率提升36 kW的試驗結果

3 結論

(1) 點火時刻相同時，隨著EGR率的增大，燃燒相位后移，燃燒持續期延長，放熱率峰值減小，最大壓升率、缸內最高燃燒壓力和最高平均燃燒溫度均降低，再循環廢氣的稀釋作用和熱容效應能夠抑制混合氣的燃燒。

(2) EGR率相同時，隨著點火時刻的提前，最大壓升率、缸內壓力和放熱率峰值均增大，燃燒重心前移，燃燒持續期縮短，排氣溫度降低。

(3) EGR率和點火時刻是控制燃燒的主要因素，排溫隨EGR率的增大和點火時刻的提前而降低。空氣和燃氣量不變時，EGR率增大至23%，點火時刻提前至-18°能夠將原機標定功率提升7.4 kW，有效燃料消耗率降低4 g/(kW·h)。

(4) 當空氣和燃氣進氣量增加11.6%，EGR率大于19%，點火時刻早于-10.5°時，可將原機標定功率提升36 kW并將排溫控制在760 ℃以內。試驗表明，發動機通過了標定功率提升36 kW后的熱沖擊和耐久試驗，可靠性得到了驗證。