高原環(huán)境非增壓LNG 汽車發(fā)動機模擬仿真與試驗

朱永利，何 倩，張 炎

(1.武警8672 部隊，寧夏 固原756000;2.渭南市規(guī)劃局，陜西 渭南714000;3.長安大學，西安710064)

高原環(huán)境實車試驗人力、物力花費巨大，而且由于試驗條件的限制整個試驗帶有一定盲目性和主觀性，且缺少系統(tǒng)深入的研究，而采用建模仿真方法進行前期研究，不僅可以節(jié)省成本，而且較為全面細致。為此，本文采用GT-power 軟件對高原環(huán)境非增壓液化天然氣(liquefied natural gas，LNG)汽車發(fā)動機進行模擬仿真研究，以便為后續(xù)從事高原環(huán)境下發(fā)動機性能優(yōu)化研究作好鋪墊。

1 主要技術參數(shù)與燃料供給系統(tǒng)

該LNG 汽車發(fā)動機由汽油機改裝，價格較低、性能可靠、排放達到國IV 標準。參照仿真所需數(shù)據(jù)，其主要技術參數(shù)見表1。

表1 主要技術參數(shù)

該機燃料為通過高頻電磁閥組進行分配減壓后的天然氣。高頻電磁閥組功用與噴油器相同，是燃料供給系統(tǒng)的執(zhí)行器，利用電磁閥精確控制每缸燃料供應。當高頻電磁閥組接收燃氣ECU 的噴氣指令后，即按照點火順序依次迅速開啟電磁閥向進氣道噴射與噴氣脈寬相對應的燃氣量，具有執(zhí)行精度高、瞬態(tài)響應特性好等優(yōu)點［1］。

2 系統(tǒng)仿真模型

GT-power 是美國Gamma Technologies 公司開發(fā)的GT-SUITE 中關于內(nèi)燃機及其零部件模擬軟件。相比于同類軟件，具有界面簡單、易于操作、計算精度高等優(yōu)點，是內(nèi)燃機方面理想的CAE 工具。該軟件既可仿真發(fā)動機穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)工作過程，也可以進行發(fā)動機動力系統(tǒng)、控制系統(tǒng)仿真分析，已廣泛應用于汽車領域［2］。本文運用GT-power 建立的天然氣發(fā)動機系統(tǒng)模型主要有:①對發(fā)動機大氣條件進行簡化，建立的發(fā)動機大氣邊界模型;②基于管內(nèi)或有限容積一維流動理論，建立的發(fā)動機進排氣系統(tǒng)模型，包括進排氣管、進排氣歧管、管接頭以及氣門模型;③發(fā)動機缸內(nèi)燃燒模型、傳熱模型、曲軸箱模型;④噴油器模型和燃料模型。

2.1 大氣邊界模型

內(nèi)燃機功率一定程度上取決于進入汽缸的空氣質(zhì)量流量，而后者與具體環(huán)境大氣狀態(tài)參數(shù)即壓力、溫度和濕度密切有關［3］。標準大氣環(huán)境下，大氣有相對穩(wěn)定的化學成分，以1 個體積大氣為例，其中包括78.084%分子氮、20.947%分子氧以及其他少量的成分，如CO2、氮氧化物等。而CO2等氣體含量較少，且不參與燃燒化學反應，在此忽略不計，僅取氮氣和氧氣作為研究對象，其質(zhì)量百分數(shù)分別為0.767 和0.233。海拔不同，空氣成分沒太大差異，只是壓力、溫度、濕度等大氣參數(shù)存在差異。在不同大氣狀態(tài)下試驗和仿真獲得的數(shù)據(jù)，應根據(jù)規(guī)律轉化為標準大氣狀態(tài)下相對應的試驗結果，在此取內(nèi)燃機臺架標準大氣狀態(tài):溫度T0=298 K(25 ℃)，干空氣壓p0=99 kPa(總氣壓為100 kPa，水蒸氣壓為1 kPa)。

2.2 進排氣系統(tǒng)模型

2.2.1 進氣管道模型

發(fā)動機進氣管主要由進氣總管和進氣歧管組成，建模過程中作簡化處理，把進氣管道分別用直管和彎管進行替代，管銜接處采用三叉管進行連接處理。對于錐度小的管道采取直管進行近似代替，而錐度大的管道和溫度差異較大的管道分2段進行處理［4］。

在建模過程中，需要對管道進出口直徑、長度、離散化長度、表面粗糙度、壁面溫度、正反向流動壓力損失系數(shù)等參數(shù)設置。其中，進出口直徑、長度、曲率根據(jù)實際發(fā)動機進行設置;離散化長度為缸徑的0.4 倍，取30 mm;表面粗糙度按鑄鐵的粗糙度選為0.026;溫度參數(shù)，依次沿進氣管路溫度升高，在此僅按照溫度進行分段處理，進氣入口設置為外界溫度，臨近進氣門參數(shù)設置為450 K。由于本次臺架原機卸除空氣濾清器，所以在此未增加空氣濾清器模型。該模型(如圖1 所示)右上角為大氣邊界模型，與大氣邊界模型連接的是進氣歧管，進氣歧管與進氣門相連。

圖1 進氣管道模型

2.2.2 排氣管道模型

排氣系統(tǒng)模型建立與進氣管道相同，但考慮到進排氣系統(tǒng)由于溫度差別導致聲速不同，故離散長度取為缸徑的0.55 倍，即42 mm(如圖2 所示)。該排氣系統(tǒng)采取傳統(tǒng)的1、4 缸共用一根排氣總管，2、3 缸共用一根排氣總管，2、3、4 缸的排氣歧管長度一樣，相鄰2 缸排氣互不干擾。

圖2 排氣管道模型

2.2.3 氣門模型

選用發(fā)動機每缸進氣門和排氣門各2 個，有效地增大了進氣流通截面積，選取的進氣模型分別按照原機設置進氣門直徑、氣門間隙、確定配氣相位凸輪定時角和用凸輪軸轉角表示的氣門升程量。用凸輪軸轉角表示的進氣提前角為9°，進氣遲閉角為21°，氣門升程最大時對應的凸輪軸轉角為231°。此外，由于進氣道幾何形狀復雜，對氣體流動影響較大，GT-power 軟件在氣門處采用正反流量系數(shù)來綜合評價氣道、氣門對流體流動的影響，流量系數(shù)由穩(wěn)流氣道試驗方法取得。

排氣門模型建立同進氣門，但用凸輪軸轉角表示的排氣提前角為33°，排氣遲閉角為11°，氣門升程最大時對應的凸輪軸轉角為124°。

2.3 燃燒及傳熱模型

2.3.1 燃燒模型

本次仿真中采用韋伯燃燒模型。在GT-power 中選EngCylcombSIWiebe 模型，該模型雖然只有簡單的CA50、燃燒持續(xù)期2 個參數(shù)，但此參數(shù)足以準確描述燃燒過程。

韋伯燃燒模型用半經(jīng)驗公式或數(shù)學函數(shù)去模擬缸內(nèi)實際放熱曲線，前提假設條件是缸內(nèi)工質(zhì)氣體混合均勻。其一般形式為［6］式中:X為已燃質(zhì)量分數(shù);Y為無因次時間函數(shù);dX/dY為燃燒速率1/°CA;φ 為瞬時曲軸轉角;φVB為燃燒始點的曲軸轉角;φVE為燃燒終點的曲軸轉角;Δφ 為燃燒持續(xù)角;m為燃燒品質(zhì)數(shù);a為常系數(shù)，取為6.908。

韋伯燃燒函數(shù)曲線形狀與趨勢由φVB、Δφ、m共3 個參數(shù)確定。一般在標定工況下，φVB在上止點1 ～10 ℃A 之間，燃燒起始角越大，φVB越提前，最高燃燒壓力越高;m值表征放熱特性，m越小，初期放熱量越多，壓力升高率也越大，根據(jù)經(jīng)驗，一般汽油機m=1.5 ～2，在GT 模型中，可根據(jù)燃燒模式及參數(shù)準確選取m值;天然氣由于點火能量高、氣體較稀薄，所以燃燒持續(xù)期較汽油缸內(nèi)燃燒時長，在此燃燒持續(xù)期φ 取30 ℃A。

2.3.2 傳熱模型

本次建模采用Woschni 傳熱模式，在GT-power 選取EngCylHeatTr。實體模型汽缸蓋采取屋脊形燃燒室，氣門傾斜布置、直徑較大，有利于進排氣門布置，增大流量面積。

2.3.3 曲軸箱模型

各汽缸間的運動協(xié)調(diào)和點火順序的控制通過曲軸箱模型設置確定。在模塊庫中選取曲軸箱模塊，該發(fā)動機為直列4 缸4 沖程，在循環(huán)開始點選取上，以一缸進氣門關閉時刻為準，此處設置為-132 ℃A，點火順序為傳統(tǒng)的1—3—4—2 點火模式，確保了發(fā)動機平穩(wěn)性。在此還可設置GT-post 輸出發(fā)動機的速度特性曲線圖或者負荷特性曲線圖，此次主要研究發(fā)動機外特性曲線圖，因此選擇速度變量作為Case 變量，單位為r/min。

2.4 燃氣噴油器模型和燃料模型

該機天然氣由處于進氣管處的高壓電磁閥組實現(xiàn)燃料供給。高壓電磁閥工作原理與汽油噴油器原理相同，電磁閥接收燃氣ECU 的噴油指令開啟電磁閥，脈寬越長，電磁閥開啟時間越長，噴入缸內(nèi)的天然氣越多。唯一不同的是CNG 管道壓力本身很高，僅需控制電磁閥的開啟即可實現(xiàn)燃料供給量控制，精度高且性能可靠，所以本文用一個噴油器模型代替該機電磁閥。本次建模采用InjAF-Ratioconn 噴油器模型，設置流量傳感器位置、空燃比、蒸發(fā)系數(shù)等基本參數(shù)。

完成建立噴油器基本模型后，還需設置燃料參數(shù)。該機使用天然氣作為燃料，在GT 模型中自帶有methane-vap 模塊，其理化特性見表2。

表2 天然氣理化特性

由表2 可見，天然氣的辛烷值、低熱值也高于汽油，但體積質(zhì)量比較低，所以天然氣在燃燒時功率相對于燃用汽油時有所下降［5］。

3 整機仿真模型

依照該天然氣發(fā)動機建立GT-power 模型(如圖3 所示)。

圖3 整機仿真模型

可以看出，發(fā)動機4 缸依次排列并與曲軸箱按順序相連。依照進氣流程，將進排氣管道與各缸依次相連，在此過程中自動生成溢流口模型。該機采取進氣歧管接近汽缸噴射與空氣進行預混，噴油器在汽缸附近與進氣歧管相連接。另外，該發(fā)動機采用2 個進氣門和2 個排氣門的設置，在建模過程中采用三叉管連接氣門和歧管。

4 臺架試驗與模擬仿真分析

建立仿真模型的關鍵就是符合原機實體模型，模擬仿真結果與試驗結果二者誤差在5%以內(nèi)方能進行仿真研究。本文采用發(fā)動機外特性進行驗證，在試驗過程中選取7 個轉速點，就對應點的功率、轉矩和比氣耗依次用GT 模型進行驗證。

4.1 試驗儀器選取

此次試驗主要測取發(fā)動機在節(jié)氣門全開理論空燃比下發(fā)動機外特性，主要測取發(fā)動機轉速、功率、轉矩、比氣耗等參數(shù)，試驗儀器選取見表3。

表3 試驗儀器選取

4.2 試驗數(shù)據(jù)處理

此次臺架試驗目的主要是獲得標準大氣壓下燃用天然氣時發(fā)動機外特性數(shù)據(jù)。試驗臺架位于海拔約400 m 處，由于室內(nèi)溫度不可控，各個點的試驗環(huán)境溫度不盡相同，所以須對試驗結果進行大氣校正，換算到與標準大氣狀態(tài)相對應的標準功率或校正功率。轉矩可根據(jù)校正功率求得，而對點燃式發(fā)動機則不必進行燃氣消耗量校正。

依據(jù)經(jīng)驗，不同大氣壓力、溫度下的有效功率、轉矩和燃氣消耗率與標準大氣壓下存在一個比例系數(shù)，即大氣修正系數(shù)。LNG 發(fā)動機大氣修正系數(shù)與點燃式發(fā)動機大氣修正系數(shù)相同，可通過下式求得［5］，即

式中:ps為試驗現(xiàn)場干空氣壓，kPa;T為試驗現(xiàn)場進氣溫度，K;p為試驗現(xiàn)場總氣壓，kPa;φ 為試驗現(xiàn)場相對濕度;psw為大氣條件下水蒸氣飽和分壓，kPa;t為大氣溫度，℃。

有效功率校正公式:

式中:Pe0為標準大氣狀態(tài)下校正功率，kW;Pe為實測功率，kW。

經(jīng)式(7)校正后的試驗數(shù)值為標準大氣壓下LNG 發(fā)動機在不同轉速條件下的功率、轉矩和比氣耗(見表4)。

表4 試驗校正后結果

4.3 試驗與仿真分析

由于GT 模型中在韋伯燃燒設置時假設缸內(nèi)燃燒較為充分，為了驗證的準確性，本試驗根據(jù)尾氣的含氧量選取燃燒充分的點，按照式(7)經(jīng)功率校正后再與模擬值進行比較，實現(xiàn)對GT-power模型驗證，其數(shù)據(jù)對比見表5。

從表5 可知，模擬功率和轉矩結果與原機臺架外特性試驗結果的最大誤差僅為3.6%，且誤差較大的點聚集在低、高轉速附近。主要是由于試驗過程中燃料供給并未按照理論空燃比，有一定的誤差，也不排除試驗和仿真模型的一些偏差，但均落在5%的誤差范圍內(nèi)，可見該模型在預測發(fā)動機的轉矩和功率隨轉速變化趨勢具有較高的精確度，仿真結果具有可靠性和參考性。

與模擬發(fā)動機動力性的準確性相比，模擬發(fā)動機經(jīng)濟性結果的比氣耗均低于該機實測值，最大誤差達到9.4%，超出5%的誤差允許范圍。造成這種原因:其一，GT-power 燃燒模型假設燃料悉數(shù)進入汽缸內(nèi)并得到充分燃燒，燃料利用效率為100%，但實際過程中，燃料在傳輸過程中有部分因為揮發(fā)、泄漏或殘留在管道，進入缸內(nèi)也可能產(chǎn)生倒流、燃燒未完全和隨廢氣排出;其二，測量時各循環(huán)耗氣量未能一致，有些循環(huán)可能未燃燒充分，加上測量方法存在5%的誤差允許。因此，最大誤差在9.4%的比氣耗誤差仍然落在誤差允許范圍內(nèi)，在后續(xù)仿真過程中，僅可以作為參考來研究發(fā)動機經(jīng)濟性能，在現(xiàn)實應用中須加上燃氣損耗。

表5 模擬結果與原機結果對比

由上述分析可知，該模型模擬可靠、仿真數(shù)據(jù)準確。本文利用所建GT 模型分別模擬仿真非增壓式LNG 發(fā)動機在0 、1 500、2 500、3 500 m 海拔條件下的動力性和經(jīng)濟性，其結果如圖4—6 所示。

圖4 不同海拔下功率特性

圖5 不同海拔下轉矩特性

圖6 不同海拔下比氣耗特性

結果顯示，功率和轉矩隨著海拔升高有所下降，3 500 m 海拔降幅約達到35.9%，且隨著動力性下降，發(fā)動機的比氣耗有所上升，3 500 m海拔最大升幅約達到8.2%。

5 結 論

(1)采用GT-power 模型模擬仿真非增壓式LNG 發(fā)動機在不同轉速條件下的功率、轉矩及比氣耗，并與原機的外特性進行對比驗證，得出功率的最大誤差僅為3.6%，轉矩的最大誤差僅為3.5%，比氣耗的最大誤差為9.4%。功率和轉矩的誤差值較小，比氣耗誤差較大，但結果較為合理。該GT 模型可靠、仿真結果準確。

(2)利用該模型模擬仿真了非增壓式LNG 發(fā)動機在0、1 500、2 500、3 500 m 海拔下的動力性和經(jīng)濟性。結果表明，其功率和轉矩隨著海拔升高有所下降，在3 500 m 海拔降幅約達到35.9%，并且隨著其發(fā)動機動力性的下降，發(fā)動機的比氣耗有所上升，在海拔3 500 m 條件下最大升幅達到約8.2%。

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