減少天然氣發動機后燃的改進優化

摘要：為解決某天然氣發動機后燃問題，進行臺架試驗，分析點火角域電壓、空燃比、缸壓及主從兩側電子控制單元（electronic control unit，ECU）實際燃氣質量流量，確定后燃的主要原因為從側ECU采用速度密度法計算混合氣質量遲滯，使瞬態工況實際空燃比偏小，燃氣體積分數偏大。采用調整從側充氣效率、提高最小節氣門限值減緩瞬態過程、將從側ECU燃氣質量流量由速度密度法改為節氣門計算方法3種措施進行改進并進行驗證試驗，結果表明：3種方法均能解決后燃問題；調整充氣效率只適用于發動機卸去全部負荷，減緩瞬態過程導致轉矩卸載時間增大，將從側ECU燃氣質量流量由速度密度法改為節氣門計算方法效果最佳。

關鍵詞：后燃；速度密度法；節氣門計算；空燃比

中圖分類號：TK432文獻標志碼：A文章編號：1673-6397（2025）01-0045-06

引用格式：李曉東，游凱，許曉穎，等.減少天然氣發動機后燃的改進優化［J］.內燃機與動力裝置，2025，42（1）：45-50.

LI Xiaodong，YOU Kai，XU Xiaoying，et al.Improvement and optimization for eliminating post-combustion of a natural gas engine［J］.Internal Combustion Engine amp; Powerplant， 2025，42（1）：45-50.

0 引言

甲烷（CH4）是天然氣的主要成分，其碳氫比較低，是碳質量分數最小的碳氫化合物燃料^[1]。相比汽油機和柴油機，天然氣發動機具有排放低、經濟性高等優點，受到廣泛的關注和應用。但天然氣辛烷值較高，燃點和活性較低，難以被直接壓燃，需火花塞或外部燃料引燃^[2]。天然氣在空氣中的體積分數為5%～15%時可以正常燃燒，當超出此范圍不能正常燃燒。

天然氣發動機點火系統出現故障或天然氣體積分數超出著火范圍時，燃燒室內未正常燃燒的混合氣進入排氣管后被燃氣、增壓器渦輪或氧傳感器的高溫引燃，俗稱后燃^[2]。天然氣發動機后燃會造成排氣系統內的壓力和溫度突增，可能損壞增壓器和排氣管，具有很強的破壞性。許多學者從點火系統研究天燃氣發動機后燃放炮問題，但對燃燒角度的相關研究較少。

本文中基于后燃產生原理，通過燃燒分析儀、電流鉗、KiBoxCockpit軟件等，對某12缸V型天然氣發動機點火信號、空燃比、缸壓、實際燃氣質量流量進行檢測，分析后燃原因，提出解決措施并進行驗證，為解決天然氣發動機后燃故障提供參考。

1 后燃主要原因

1.1 點火系統異常

點火系統一般由點火模塊、線束、點火線圈、高壓線和火花塞組成^[3]。點火模塊定時為非智能點火線圈提供充電電流或為智能點火線圈提供充電信號，部分電子控制單元（electronic control unit，ECU）集成了點火模塊，而不具備點火功能的ECU需要另外配備點火模塊；線束將充電電流或充電信號傳遞至點火線圈；點火線圈將低壓電轉變成高壓電，以便有足夠高的電動勢擊穿混合氣產生電弧；高壓線將高壓電傳遞給火花塞；火花塞產生電弧引燃混合氣。

點火過程中電壓跳變可能使點火模塊充電時刻和充電電流計算錯誤，導致點火模塊不能順利提供點火電流；此外，線束短路或斷路、接插件松脫、點火線圈故障、火花塞間隙不合適等故障都會導致缸內不能正常燃燒，發生后燃^[4-5]。

1.2 空燃比失調

ECU首先根據轉速、進氣壓力、進氣溫度、充氣效率和節氣門開度等參數計算理論進氣量，然后結合理論空燃比計算理論燃氣量，最后根據燃氣壓力和燃氣密度計算理論燃氣閥開度。對于帶有氧傳感器、空燃比閉環控制的發動機，ECU根據實際空燃比與理論空燃比的偏差修正燃氣量，使實際空燃比與理論空燃比一致^[6-7]。如果空氣模型標定不準確、傳感器測量不準確、燃氣成分變動和燃氣閥出現故障，都會導致空燃比失調。穩態工況通過修正因數修正空燃比，瞬態工況由于轉速和負荷變化快，無法快速修正燃氣量，導致實際空燃比與理論空燃比偏差較大，容易導致發動機失火和后燃^[8-9]。

2 后燃排查分析

采用某12缸V型天然氣發動機進行臺架試驗，該發動機在轉速為1 800 r/min、轉矩為2 000 N·m時穩定運行，突然卸載全部轉矩（以下簡稱“突卸”），出現偶發后燃現象并伴隨放炮聲。該發動機配備主、從兩個ECU，主側ECU接收理論轉速信號，根據理論轉速和實際轉速控制節氣門開度，主、從兩側ECU分別計算燃氣質量并控制對應的燃氣閥開度。

2.1 點火過程

點火異常可能使缸內混合氣不燃燒或不完全燃燒造成后燃。點火檢測方法為：使用電流鉗監測充電電流，按照10：1的比例將電流信號轉換為電壓信號，將電壓信號引入Kistler燃燒分析儀，采用角標儀將時域電壓信號轉換為角域電壓信號，確定點火系統充、放電角度，分析點火過程是否異常。以第一缸壓縮上止點為曲軸轉角0°，該天然氣發動機點火角域電壓信號及缸壓信號如圖1所示。

由圖1可知：曲軸轉角約為-50°時，電壓開始升高，點火線圈開始充電；曲軸轉角約為-25°時，電壓瞬間降至0，點火線圈開始放電，與設定的點火提前角一致，點火系統工作正常；曲軸轉角約為-5°時，缸壓開始快速增加;曲軸轉角約為13°時，缸壓達到最高，為8.0 MPa，燃燒正常。將采集到的點火角域電壓信號按照工作循環進行回放分析，發現一個工作循環內實際點火提前角與理論點火提前角一致，未出現點火信號異常現象。

2.2 空燃比

空燃比超出著火范圍，缸內無法正常燃燒。空燃比在著火范圍，但偏大，使火焰傳播速度慢，缸內燃燒不完全。通過氧傳感器測量該發動機突卸過程中主、從兩側ECU空燃比，如圖2所示。

由圖2可知：突卸過程中，主、從兩側ECU理論空燃比的變化趨勢一致；主側最小實際空燃比為0.97，從側最小實際空燃比為0.70，從側實際空燃比長時間內低于理論空燃比。原因可能為從側空燃比過小，燃氣未完全燃燒，進入排氣管后導致發動機后燃。

2.3 缸壓

天然氣發動機燃燒過程中若失火，缸壓曲線呈壓縮形態，曲軸轉角約為0°時缸壓最大。采用燃燒分析儀按工作循環分析發動機突卸過程燃燒信號，發現突卸過程中從側ECU有持續5～6個循環的失火狀態。卸載過程由于負荷和轉速的降低，缸壓越來越低，為了便于分析，截取曲軸轉角為-40°～40°的對稱缸壓進行局部放大分析。突卸前、后缸壓變化曲線如圖3所示。

由圖3可知：發動機突卸前最大缸壓為5.7 MPa，在上止點后曲軸轉角12°附近，燃燒正常；突卸過程中燃燒正常時最大缸壓為2.0 MPa，在上止點后曲軸轉角12°附近；突卸過程中缸壓曲線呈壓縮形態，此時燃燒不正常，最大失火缸壓為0.4 MPa，在曲軸轉角0°附近，失火缸壓以曲軸轉角0°為中心線對稱分布。

2.4 實際燃氣質量流量

由第2.2節可知，突卸過程從側空燃比偏小，由第2.3節缸壓分析結果可知，突卸過程后期，怠速工況時缸壓逐漸減小，即出現連續失火循環。結合以上分析， 怠速（700 r/min）工況時從側空燃比過小，燃氣體積分數過高，發生連續失火，導致后燃放炮。

突卸過程主、從兩側ECU實際燃氣質量流量如圖4所示。由圖4可知：突卸前的穩態工況下，主、從兩側ECU燃氣質量流量基本一致，突卸后從側燃氣質量流量明顯高于主側。由于實際燃氣質量根據進入氣缸的混合氣質量和空燃比計算，主、從兩側ECU理論空燃比相同，燃氣質量流量的差異可能來自混合氣質量流量計算方法的不同，主側混合氣質量流量采用節氣門法計算，從側混合氣質量流量采用速度密度法計算，計算方法不同導致瞬態工況計算的燃氣質量流量不同^[10]。

2.5 原因分析

2.5.1 主側ECU節氣門計算

節氣門示意圖如圖5所示，圖中0、1、2分別為節氣門上游、喉口、下游，對應的壓力分別為ps、ph、px，下、上游混合氣的壓力比r=px/ps。rgt;0.528 3表示混合氣亞音速狀態，rlt;0.528 3表示混合氣超音速狀態，r=0.528 3表示混合氣臨界音速狀態^[11]。

以g/s為單位的混合氣亞音速狀態對應的質量流量qm，1的數值^[11]

{qm，1}={A} k{R}{Ts}{ps}{R}{Ts} 2k－1pxps^2k－pxps^k+1k，（1）

式中：{A}為以m2為單位的節氣門面積A的數值；{R}為以J/（mol·K）為單位的理想氣體常數R的數值，{R}=8.314;{Ts}為以K為單位的節氣門上游氣體溫度Ts的數值；{ps}為以kPa為單位的節氣門上游壓力ps的數值；k為氣體屬性常數，空氣為1.4。

以g/s為單位的混合氣超音速狀態對應的質量流量qm，2的數值

{qm，2}={A} k{R}{Ts}｛ps｝{R}{Ts} （2k+1）^k+1k－1。（2）

由于負荷突卸時節氣門快速關閉，px突然下降，混合氣進入超音速狀態，同時節氣門面積減小，由式（2）計算主側ECU混合氣質量流量減小，響應性較好。

2.5.2 從側ECU速度密度法計算

根據氣缸容積、進氣總管壓力、充氣效率和進氣歧管溫度，采用速度密度法計算混合氣體積流量，并轉換為標準狀態（環境溫度Th為298.15 K、外界壓力pw為101.3 kPa）以L/s為單位的混合氣體積流量qV的數值

{qV}={n}{V}{pz}η2×60×{Tj}×{Th}{pw}， （3）

式中：{n}為以r/min為單位的發動機轉速n的數值，{V}為以L為單位的發動機排量V的數值，{pz}為以kPa為單位的進氣總管壓力pz的數值，η為充氣效率，{Tj}為以K為單位的進氣歧管溫度Tj的數值，{Th}為以K為單位的環境溫度Th的數值，{pw}為以kPa為單位的外界壓力pw的數值。

由于進氣總管壓力傳感器安裝在空氣和燃氣混合位置的下游，ECU監測到壓力變化后，調整燃氣量變化，導致瞬態工況下混合氣氣流變化顯著延遲，燃氣量調整跟隨性較差^[12-13]。

綜上所述，產生后燃的根本原因是瞬態工況主、從兩側混合氣計算方法不同，從側ECU采用速度密度法計算混合氣質量流量時遲滯，燃氣質量分數過大，導致缸內失火，未燃混合氣在排氣尾管處引燃產生放炮。

3 改進及驗證

3.1 改進措施

采用以下措施進行優化改進：1）由式（3）可知，速度密度法的影響因素有轉速、進氣歧管溫度、排量和充氣效率，發動機轉速、進氣歧管溫度為實際測量，排量為發動機固定屬性，只能調整充氣效率；發動機進氣總管壓力在額定空載工況約為40 kPa，怠速空載工況約為35 kPa，瞬態突卸工況節氣門快速關閉，進氣總管壓力降至10 kPa左右，因此pzlt;30 kPa時，減小充氣效率只影響瞬態工況進氣質量流量，且不影響發動機正常運行^[7]。2）穩態工況下，速度密度法與節氣門法計算理論燃氣質量流量近似一致，延長突卸過程轉矩速度變化率，將瞬態過程變為穩態過程，可減小燃氣質量流量偏差。3）通過修改軟件計算方法將從側進氣量計算由速度密度法改為節氣門計算，但此過程需要軟件升級和驗證。

3.2 分析與驗證

3.2.1 調整從側充氣效率

將發動機進氣總管壓力為20 kPa時的充氣效率由0.8改為0.2，其余進氣總管壓力（30、40、50、60、70 kPa）的充氣效率不變，為0.8，改進充氣效率后突卸過程從側ECU空燃比如圖6所示。

由圖6可知：充氣效率調整后，最小實際空燃比為0.84；實際空燃比下降至0.84后，快速升高至2.10后逐漸下降，當發動機轉速約700 r/min時實際空燃比約為1.00，并逐漸與理論空燃比一致。原因為突卸初期，ECU計算遲滯，過量燃氣進入氣缸，燃氣體積分數偏大，空燃比迅速下降；節氣門關閉后，氣缸壓力下降，小于20 kPa，充氣效率為0.2，所需燃氣量為理論燃氣量的25%，空燃比快速增大；隨著進氣總管壓力增大，充氣效率為0.8，所需燃氣量增大，空燃比下降至1.00，此方法有效抑制了突卸過程燃氣體積分數過大造成的后燃。但該方法有兩個不足：1）充氣效率越小，最大空燃比越大，轉速下降速度越快；2）只能修改發動機非正常工作區域的充氣效率，適用于發動機全部負荷卸載，不適用于部分負荷卸載。

3.2.2 減緩瞬態過程

減緩突卸過程轉速變化率有兩種方法：1）降低設定轉速變化率。該方法會影響發動機升速速率和降速速率，影響加速性。2）提高各轉速下最小節氣門限值。由于節氣門開度隨轉速的增加而增加，提高最小節氣門限值可減緩降速過程。為了不影響加速性，采用第二種方法。

發動機轉速為700、1 000、1 200、1 600、1 800 r/min時，調整前最小節氣門開度均為10%，調整后最小節氣門開度依次為10%、12%、14%、16%、18%。節氣門調整后突卸過程從側ECU空燃比如圖7所示。

由圖7可知：突卸初期實際空燃比下降至0.85為突卸前過量燃氣進入氣缸導致，隨后空燃比逐漸升高，未再出現空燃比下降現象。同時監測燃燒循環數據未發現失火循環；轉速約為700 r/min時最小實際空燃比為0.93，與主側最小實際空燃比0.97基本一致。節氣門開度調節可解決后燃問題，但增加了突卸時間，與調整前相比，卸載時間增加約5 s。

3.2.3 修改計算方法

更換軟件版本，將從側進氣量計算方法由速度密度法改為節氣門計算法，修改算法后突卸過程從側ECU空燃比如圖8所示。由圖8可知：改變計算方法后，從側ECU實際最小空燃比為0.92，與主側最小實際空燃比0.97基本一致，說明速度密度法導致從側空燃比計算偏小，造成后燃；瞬態工況采用節氣門計算優于速度密度法。

4 結論

1）瞬態工況主側ECU最小實際空燃比為0.97，從側最小實際空燃比為0.70，原因為從側ECU采用速度密度法計算混合氣質量偏高，從側空燃比過小，燃氣未完全燃燒，進入排氣管后導致發動機后燃。

2）將發動機進氣總管壓力20 kPa時的充氣效率由0.8改為0.2，實際空燃比先下降后快速升高，再下降至與理論空燃比一致，最低空燃比從0.70提高至0.84，轉速約為700 r/min時實際空燃比約為1.00，但該方法僅適用于突卸全部負荷。

3）調整不同轉速下最小節氣門開度，最小實際空燃比從0.70提高至0.85，轉速約為700 r/min時最小實際空燃比為0.93，但該方法延長突卸時間。

4）將從側ECU燃氣量計算方法由速度密度法改為節氣門計算法，從側空燃比曲線與主側基本一致，最小實際空燃比為0.92，為最優改進方案。

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Improvement and optimization for eliminating post-combustion of

a natural gas engine

LI Xiaodong， YOU Kai， XU Xiaoying， MA Junfang

Weichai Power Co.， Ltd.， Weifang 261061， China

Abstract：In order to solve the post-combustion problem of a natural engine， the bench test is carried out to analyze the ignition angle domain voltage， air-fuel ratio， cylinder pressure and actual gas mass flow rate of the main side and slave side electronic control unit （ECU）， it is determined that the reason for post-combustion is that the slave side ECU calculate the delay by using the speed density method， which makes the transient air-fuel ratio being too small and the gas volume fraction being too large under transient conditions. Three measures are taken to improve and verify： adjusting the slave side charging efficiency， increasing the minimum throttle threshold to slow down the transient process， changing the gas mass flow rate of the slave side ECU from the speed density method to the throttle calculation method. The results show that the three methods can solve the post-combustion， adjusting the charging efficiency is only suitable for unloading all loads， slowing down the transient process leads to an increase in the torque unloading time， and changing the gas flow rate of the slave side ECU from the speed density method to the throttle calculation method is the best.

Keywords：post-combustion; speed density method; throttle calculation; air-fuel ratio

（責任編輯：胡曉燕）