CNG發動機穩態匹配試驗與配氣相位優化*

劉 欣，蔣炎坤，張建平，萬里平，李 博

(華中科技大學能源與動力工程學院，武漢 430074)

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2015167

CNG發動機穩態匹配試驗與配氣相位優化*

劉 欣，蔣炎坤，張建平，萬里平，李 博

(華中科技大學能源與動力工程學院，武漢 430074)

對CA6SF2-23NE3和CY4102-N3C兩款CNG發動機進行穩態匹配試驗，在完成了點火提前角和噴氣時間標定后，該兩種發動機性能指標均達到使用要求，證實了控制策略和元件選配對于類似CNG機型的通用性。針對CA6SF2-23NE3機型，對供氣、冷卻、點火正時部分提出了部件替換方案，降低了整機成本，并根據使用要求將最大轉矩轉速調整至期望位置。對CY4102-N3C機型，根據試驗數據建立并校驗了數值計算模型，進而對配氣相位進行了優化。

CNG；發動機；標定；外特性；配氣相位

前言

隨著能源與環境問題的凸顯，內燃機研究者結合各自國情積極開展了多種替代燃料的研究。其中壓縮天然氣(CNG)是一種適用范圍極廣的替代方案[1]，相比石油燃料，使用壓縮天然氣的發動機具有著火界限寬、燃燒排放物較少等優點。近年來我國探明的天然氣儲量持續增長，所以國內已有多種型號的天然氣發動機投入市場，其相應的標定和外設部件匹配過程也得到了更多的關注[2-5]。本文中將主要介紹對CA6SF2-23NE3和CY4102-N3C兩款發動機相關部件的選替優化及由此在性能和成本方面得到的改善。

1 試驗裝置

表1列出了試驗所用兩款CNG發動機的主要參數。其中CA6SF2-23NE3機型原配了WOODWARD的電控單點噴射系統，WOODWARD具有豐富的發動機控制系統設計經驗，其性能指標滿足要求，但電控系統及相關外設價格過高，因此廠家希望開發更高性價比的電控系統方案。試驗中將WOODWARD系統作為參照對象，在更換了ECU、減壓器、混合器、點火線圈和控制模塊(其余部件保持不變)后進行對比，第二臺發動機仍有待定型，最后匹配的是與第一臺機型相同的電控系統，考慮缸數不同，該機在點火相位判定部分有所調整。

表1 試驗機型技術參數

采用城邦ET2000測控系統配合DW400電渦流測功機進行測試，試驗臺架與傳感器布置如圖1和圖2所示。可現場調整點火提前角、給氣量、節氣門開啟速度等參數，便于進行在線標定。

2 穩態標定策略

初始點火角和噴氣量MAP參考相近機型數據給出，圖3為CY4102-N3C標定前的初始點火角MAP。從整體來看，點火角最小值出現在低轉速高進氣壓力處，最大值出現在高轉速低進氣壓力處，隨進氣壓力的升高而減小，隨轉速升高而增大。在汽油機初始點火角MAP中，通常隨著進氣壓力的升高，點火角會有一段較小的增大，繼而減小，而在本次對天然氣發動機標定試驗中并未發現這樣的趨勢。

初始噴氣時間相比原機數據取一個偏低的值，以防標定過程調低轉矩時出現進氣管回火的現象。保持點火角在爆燃線之下，對噴氣時間進行調節。怠速和低速大轉矩工況下，保持后氧傳感器過量空氣系數λ=1以確保動力性，在希望得到的最大轉矩轉速處額外加大噴氣時間以取得更大轉矩。原機的設計采用了稀薄燃燒路線，對CNG發動機，稀燃極限λ在1.6左右，留有一定余量的情況下應盡量靠近稀側，以降低燃燒溫度，改善NO排放和經濟性[6]。故在高速段逐步調整過渡到λ=1.5的位置，完成后再進入點火角的標定過程。

經過多輪對點火角和噴氣時間的交替標定后得出合乎要求的數據。從1 000r/min開始每隔100r/min標定一次，固定轉速視需要從外特性點往下標定5～10個點，其余點按相鄰工況點參數插值計算得出。標定后CA6SF2-23NE3的轉速取0～2 600r/min，進氣壓力0～230kPa，點火角最小為25°CA，最大為60°CA。CY4102-N3C轉速為0～3 500r/min，進氣壓力0～160kPa，點火角在17～35°CA間變化。

3 外設部件替換試驗方案設計與優化

該兩型發動機都為柴油機型改造而來，相對于原機型，須要在外部增加天然氣瓶的減壓、噴射、混合氣路，并將發動機冷卻水導出一路對減壓器進行熱交換，以滿足壓縮天然氣減壓時的吸熱要求。

本次試驗中對CA6SF2-23NE3的主要外設組件進行了簡化或替換，并進行了交叉對比試驗，最終確定匹配方案。

(1) 減壓器替換為某國產型號產品，相比WOODWARD系統，主要改變在于出口壓力由原來800～900kPa減為250～300kPa。更換后在大部分轉速下運行正常，接近最高轉速時會出現燃氣進氣壓力波動的情況。

(2) WOODWARD系統采用兩個噴射閥為一組進行控制，用3組噴射閥對應6個缸循環噴氣，余下一組噴射閥在加速工況時輔噴。試驗中改為控制單個噴射閥，可使前述高速段時的燃氣進氣壓力波動得到一定緩解。但燃氣噴射時間變長，導致空燃比調節響應滯后。通過調整電控程序，在加速工況節氣門開度增大前先執行一輪燃氣加濃，對此進行彌補。

(3) 混合器采用重新設計的文丘里式混合器，中心部為帶噴孔十字交叉銅管式結構，在更小的管徑下達到相當的混合效率。更換后達到額定轉矩時所需進氣壓力峰值略有上升，對進氣管道的密封性提出更高要求。同時稀燃極限由原機的λ=1.5變到1.4～1.5之間。

(4) 試驗中發現在冷卻水溫度偏高時CNG減壓器水管外壁仍出現了結霜現象，對導出至減壓器的這段循環水管口徑進行調整，使之能更好地與發動機內部冷卻狀況匹配。

(5) 采用DQR1235-D干式點火線圈，將電壓由24V改為12V，在電控程序中調整充電時間預設值后，對控制精度影響不大。

(6) 點火正時計算采用了一種較為簡便的方式，簡化了機械結構。用一個有6個等分齒的定位盤和凸輪軸位置傳感器相配合，以額外的加齒a區分出第1缸，如圖4所示。定位盤每轉一圈測量一次第2缸和第3缸定位齒間的時間間隔，除以120得出每度曲軸轉角對應的時間。排氣終了上止點時刻對應兩等分齒正中，加上點火提前角和火花塞充電時間對應角度可以得出一個特征時間b?？紤]到點火提前角較大時這個特征角度b可能大于120°CA，將b/120+1取整，所得值乘120后減b即可得出各缸在對應等分齒沿信號后發出點火信號的時間間隔。

進行了如上調整并完成標定后，與原機的外特性曲線對比如圖5所示，可以認為達到了與原機相當的水平。而相關部件成本降低至原來的1/3。其中原機最大轉矩對應轉速接近2 000r/min，相對偏高。根據實際使用需求，將其調整至1 600r/min左右。

4 配氣相位優化

在柴油機型基礎上改裝的天然氣發動機，配氣相位較原柴油機型變化較大，需要謹慎選擇。在試驗調整氣門間隙的過程中，發現現場測定的CA6SF2-23NE3配氣相位與廠商提供的有所偏差。考慮到這一變動對發動機運行過程的影響，并探求可能的優化空間，使用GT-Power對待定型的第二臺發動機建模,在不改變凸輪型線的基礎上對該機的配氣相位進行了計算與優化。

模型結構參數取自廠商數據，燃料成分比例根據文獻[7]中的全國平均車用CNG燃料成分設定，質量分數分別為甲烷76.3%、乙烷7.44%、丙烷14.26%、丁烷2%。其中缺少的乙烷、丁烷燃料特性參照文獻[8]中數據給出。在現場測定外特性工況條件下對配氣相位不同導致發動機性能變化的情況進行計算分析。

將模型仿真計算得到的外特性曲線與臺架試驗結果作對比(圖6和圖7)，計算結果與試驗曲線發展趨勢一致，轉矩與燃油消耗率平均誤差均低于5%，說明該計算模型結果可靠，精度較高，可用于配氣相位優化計算。

根據廠商提供的數據，CY4102-N3C發動機的原始配氣相位如表2所示。

模型中采用“ValveCamConn”模塊定義進排氣門，該模塊通過“Cam Timing Angle”參數指定氣門最大升程時對應的凸輪轉角，這一參數與凸輪升程曲線、氣門間隙共同決定了進排氣門的開啟關閉角度。將進(排)氣門對應的“Cam Timing Angle”分別稱為進(排)氣門正時角，通過計算原機配氣相位所對應值分別為231°和123°(凸輪軸轉角)，在不改變凸輪升程曲線的情況下通過調整這一參數即可對配氣相位進行優化。

表2 CY4102-N3C發動機原機配氣相位

以各轉速下的轉矩最大值和對應的燃油消耗率為優化目標，以1°凸輪轉角為間隔在原機正時角度前后各自再取5個角度，這樣進排氣閥的正時角共有121種組合方案，在800～2 800r/min等分的11個工況下分別考察這些組合的效果，從中尋找最優的組合。圖8和圖9為1 600r/min時的配氣相位尋優結果。

綜合考慮高中低速段的轉矩和油耗特性，最后將進(排)氣門正時角調整為232°和125°，對應的配氣相位方案如表3所示。

在改進配氣方案下運行得出的外特性轉矩和燃油消耗率與原機數據對比如表4和表5所示。

表3 CY4102-N3C發動機優化配氣相位

表4 外特性轉矩對比

表5 外特性燃油消耗率對比

由表4和表5可以看出，原機配氣相位比較理想，對其進行小幅調整后，低中速段性能參數相當，額定轉速下的油耗有小幅度改善，且改進方案的氣門重疊角與原機接近，保證了掃氣效果。

5 結論

(1) 進行CA6SF2-23NE3和CY4102-N3C兩款發動機的穩態匹配試驗，完成了點火提前角和噴氣時間的標定。標定后，發動機在外特性上與原機相當，且最大轉矩對應轉速更為合理。

(2) 在穩態試驗數據保持基本不變的情況下，對比得出了部分部件的替換方案，降低了整機的成本，為企業提供了更多選擇。

(3) 針對CY4102-N3C進行建模仿真，在不改變凸輪型線基礎上，對配氣相位進行了調整，改善了額定轉速下的油耗。

[1] Jahirul M I, Masjuki H H, et al. Comparative Engine Performance and Emission Analysis of CNG and Gasoline in a Retrofitted Car Engine[J]. Applied Thermal Engineering,2010,30:2219-2226.

[2] 李廣,周淑慧.我國天然氣汽車的發展現狀與方向[J].國際石油經濟,2008(7):69-75.

[3] 范嵐嵐,何邦全.天然氣發動機的研究現狀[J].小型內燃機與摩托車,2007,36(1):75-77.

[4] 陳本林.電控稀燃CNG發動機標定試驗研究[J].內燃機學報,2007(2):137-141.

[5] 馬凡華,王業富,等.增壓稀燃天然氣摻氫發動機穩態標定[J].車用發動機,2008,178(5):37-43.

[6] 華東旭,付長波,楊雪珠.稀燃天然氣發動機基本控制參數標定方法的研究[J].汽車工程,2010,32(7):564-569.

[7] 邵毅明,潘芝桂,等.車用CNG燃氣組分對發動機性能、排放影響的數值模擬[J].小型內燃機與摩托車,2011,40(3):74-77.

[8] 吳岳偉.天然氣發動機壓縮比_點火時刻及配氣相位優化研究[D].重慶:重慶交通大學,2011.

Steady-state Matching Test and Valve Timing Optimization for CNG Engines

Liu Xin, Jiang Yankun, Zhang Jianping, Wan Liping & Li Bo

SchoolofEnergyandPowerEngineering,HuazhongUniversityofScienceandTechnology,Wuhan430074

The steady state matching test on both CA6SF2-23NE3 and CY4102-N3C CNG engines are conducted. After the calibration of their ignition timing and gas injection duration，the performance indicators of two engines meet the requirements, verifying the commonality of control strategy and component selection for similar CNG engines. For CA6SF2-23NE3, some replacement schemes for fuel supply，cooling and ignition timing are put forward to reduce engine costs, with the peak torque speed adjusted to desired point. For CY4102-N3C, a numerical simulation model is set up and verified according to test data, with its valve timing optimized.

CNG; engine; calibration; external characteristics; valve timing

*留學回國人員科研啟動基金(教外司留[2011]1139號)資助。

原稿收到日期為2013年7月5日，修改稿收到日期為2014年3月7日。