宋建桐　張春化　李婕

摘要：為在柴油機(jī)上應(yīng)用液化天然氣，將電控共軌柴油機(jī)改裝為柴油引燃天然氣的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)，天然氣在進(jìn)氣歧管前通過混合器與空氣混合，引燃柴油由原高壓共軌系統(tǒng)供應(yīng)，噴油量和噴油正時(shí)由雙燃料電控單元（electronic control unit，簡(jiǎn)稱ECU）控制。在雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架上，對(duì)比研究發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 200 r/min，負(fù)荷率為25%、75%時(shí)，原柴油機(jī)與雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒循環(huán)變動(dòng)。結(jié)果表明，與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)均升高；與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，原機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)增大，平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)降低；雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)均降低。

關(guān)鍵詞：電控共軌；柴油機(jī)；液化天然氣；雙燃料；循環(huán)變動(dòng)

中圖分類號(hào)： TK46+4文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號(hào)：1002-1302（2017）15-0209-05

隨著能源危機(jī)和環(huán)境污染的進(jìn)一步加劇，代用燃料應(yīng)用技術(shù)得到了快速發(fā)展。在眾多車用代用燃料中，天然氣憑借其辛烷值高、燃燒清潔和價(jià)格低廉等特點(diǎn)，占據(jù)了較大的市場(chǎng)份額。天然氣在汽油機(jī)和柴油機(jī)上均可應(yīng)用，一般情況下，以壓縮天然氣（CNG）或液化天然氣（LNG）的形式應(yīng)用于車上。20 MPa的CNG的密度為175 kg/m3，而LNG的密度為 435 kg/m3，因此，LNG應(yīng)用于重型車上具有續(xù)駛里程長(zhǎng)的優(yōu)勢(shì)[1]。

往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)以柴油機(jī)和汽油機(jī)為主，柴油機(jī)為擴(kuò)散燃燒，汽油機(jī)為預(yù)混合燃燒，而LNG-柴油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程既包含引燃柴油的擴(kuò)散燃燒，也包含天然氣的預(yù)混合燃燒[2]。LNG-柴油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣與空氣預(yù)混合進(jìn)入汽缸，但由于其自燃溫度較高，在壓縮沖程不能夠自燃，所以在接近壓縮沖程終了時(shí)，噴入少量柴油，柴油自燃后引燃周圍的天然氣和空氣的混合氣[3-4]。這種燃燒方式不但降低了碳煙和氮氧化合物（NOx）排放，還具有較高的熱效率[5-6]。

近年來(lái)，隨著排放標(biāo)準(zhǔn)的進(jìn)一步提高，柴油機(jī)噴射系統(tǒng)得到了快速發(fā)展，電控高壓共軌噴射系統(tǒng)的應(yīng)用逐漸廣泛[7-8]。與傳統(tǒng)柴油機(jī)相比，電控共軌柴油機(jī)的噴油正時(shí)和噴油量控制精確且方便，這有利于LNG-柴油雙燃料的應(yīng)用[9]。

燃燒循環(huán)變動(dòng)是指發(fā)動(dòng)機(jī)在某一穩(wěn)定工況下，某個(gè)氣缸相鄰循環(huán)燃燒過程的變化[10-11]。與汽油機(jī)相比，柴油機(jī)進(jìn)入氣缸的只是空氣，各缸的噴油量比較均勻，而且空氣量比較充足，所以柴油機(jī)的循環(huán)變動(dòng)相對(duì)較小，但柴油引燃天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)在燃燒過程中具有預(yù)混燃燒和擴(kuò)散燃燒的特殊性，有必要對(duì)其循環(huán)變動(dòng)特性展開研究，對(duì)于認(rèn)識(shí)這一復(fù)雜的燃燒過程、闡明循環(huán)變動(dòng)產(chǎn)生的原因、尋求降低循環(huán)變動(dòng)特性的措施意義很大[12-13]。

為研究電控共軌柴油機(jī)燃用LNG-柴油雙燃料的燃燒循環(huán)變動(dòng)，在1臺(tái)電控共軌柴油機(jī)上加裝天然氣供給系統(tǒng)和電控系統(tǒng)，控制引燃柴油的噴射量、噴油正時(shí)和天然氣供給量。在雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架上，對(duì)比分析原機(jī)與LNG-柴油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)和平均有效壓力循環(huán)變動(dòng)，為開發(fā)電控共軌柴油引燃天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)提供研究基礎(chǔ)。

1試驗(yàn)方法與數(shù)據(jù)處理

1.1試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)用LNG-柴油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)由1臺(tái)6缸、4沖程、增壓中冷、強(qiáng)制水冷、電控共軌、直噴式柴油機(jī)改造而成，其主要性能和結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)如圖1所示，在原柴油機(jī)控制系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，增加LNG-柴油雙燃料控制系統(tǒng)。雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)控制系統(tǒng)與原機(jī)共享冷卻水溫度、曲軸位置、凸輪軸位置、油軌壓力等信號(hào)。雙燃料ECU可控制柴油噴油器及天然氣供給系統(tǒng)的通斷電磁閥和天然氣噴射電磁閥，也可監(jiān)測(cè)天然氣液位和壓力等。雙燃料模式下，發(fā)動(dòng)機(jī)的軌壓、渦輪增壓、廢氣再循環(huán)等仍由原機(jī)ECU控制。雙燃料ECU可以通過控制外部繼電器進(jìn)行雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的工作模式轉(zhuǎn)換。

天然氣混合器安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣總管上，在混合器內(nèi)天然氣與空氣混合后進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)。缸壓采集及放熱率分析采用奇石樂（Kistler）公司的6052A型壓電式缸壓傳感器、5019型電荷放大器及2893A型Kibox燃燒分析儀。缸壓傳感器安裝在氣缸蓋上，采集到的信號(hào)為電荷信號(hào)，經(jīng)電荷放大器放大處理后轉(zhuǎn)化為正比于缸內(nèi)壓力的電壓信號(hào)，并傳給燃燒分析儀。電渦流測(cè)功機(jī)用來(lái)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速、功率、水溫、進(jìn)氣溫度等參數(shù)進(jìn)行監(jiān)控和測(cè)量。

1.2試驗(yàn)方法

試驗(yàn)工況選取的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 200 r/min，負(fù)荷率為25%（27 kW）、75%（79 kW）。試驗(yàn)時(shí)，首先在選定工況下，采集原柴油機(jī)的缸內(nèi)壓力。然后使發(fā)動(dòng)機(jī)以天然氣-柴油雙燃料模式運(yùn)行，在油門位置不變的前提下，調(diào)節(jié)引燃柴油量和天然氣供給量，將引燃柴油的噴油正時(shí)調(diào)節(jié)為最大轉(zhuǎn)矩噴油正時(shí)，使雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)以相同轉(zhuǎn)速和功率輸出運(yùn)行，運(yùn)行平穩(wěn)后采集雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)壓力。連續(xù)測(cè)量100個(gè)工作循環(huán)的缸內(nèi)壓力，壓力傳感器采集的缸壓信號(hào)，經(jīng)電荷放大器放大后傳送至燃燒分析儀。各工況雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣與柴油供給量、摻燒比和引燃柴油噴油正時(shí)見表2。

雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣與空氣為預(yù)混合，而且多點(diǎn)同時(shí)著火，燃燒速率快，等容度比原機(jī)高，所以其峰值壓力平均值較高。由于天然氣的著火是由柴油引燃，而引燃柴油的噴入狀態(tài)受到多種因素的影響，很難保持各循環(huán)噴入狀態(tài)完全相同，所以各缸著火點(diǎn)的數(shù)量和能量均不相同，引起雙燃料的峰值壓力標(biāo)準(zhǔn)差增大，此外，由于天然氣燃燒火焰?zhèn)鞑ニ俣容^低，也導(dǎo)致其峰值壓力標(biāo)準(zhǔn)差增大[14]。與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，柴油機(jī)缸內(nèi)溫度升高，燃燒狀況得到改善，缸內(nèi)壓力逐步升高；對(duì)于雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)說，與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，天然氣-空氣混合氣變濃，再加上多點(diǎn)同時(shí)著火，燃燒加快，缸內(nèi)壓力升高幅度較大。endprint

不同負(fù)荷下，原機(jī)與雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)分布對(duì)比如圖3所示?？梢钥闯?，與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)峰值壓力所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角（φpmax）分布分散；25%負(fù)荷率時(shí)，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)分布極其分散；隨著負(fù)荷的增大，天然氣-空氣混合氣變濃，燃燒得到改善，75%負(fù)荷率時(shí)峰值壓力循環(huán)分布相對(duì)集中。

2.2峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)

不同負(fù)荷率下，原機(jī)與雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)峰值壓力升高率隨循環(huán)序數(shù)的變化如圖4所示，峰值壓力升高率平均值[（dp/dφ）[TX-]max]和標(biāo)準(zhǔn)差見表4。與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)峰值壓力升高率平均值升高，標(biāo)準(zhǔn)差增大；75%負(fù)荷率時(shí)，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力升高率平均值比原機(jī)的升高幅度大，這是因?yàn)閴毫ι呗视筛變?nèi)壓力對(duì)曲軸轉(zhuǎn)角微分得到，微小的壓力變化都會(huì)造成壓力升高率較大的波動(dòng)[15]。與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，原機(jī)與雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)峰值壓力升高率平均值和標(biāo)準(zhǔn)差均增大。

不同負(fù)荷下，原機(jī)與雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)峰值壓力升高率循環(huán)分布如圖5所示。與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)峰值壓力升高率所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角[φ（dp/dφ）max]分布分散；25%負(fù)荷率時(shí)，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力升高率循環(huán)分布極其分散，隨著負(fù)荷率的增大，天然氣-空氣混合氣變濃，燃燒得到改善，所以75%負(fù)荷率的相對(duì)集中。

2.4循環(huán)變動(dòng)系數(shù)

從圖7可以看出，與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)均升高；與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，原機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)增大，平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)降低；雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)均降低。

柴油機(jī)進(jìn)入氣缸的只是空氣，各缸的噴油量比較均勻，而且[CM（25]空氣比較充足，所以循環(huán)變動(dòng)相對(duì)較低。雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的工作方式有所不同，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的循環(huán)變動(dòng)包括引燃柴油燃燒和天然氣燃燒2個(gè)部分，引燃柴油的燃燒波動(dòng)會(huì)造成更嚴(yán)重的天然氣燃燒波動(dòng)。另外，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒循環(huán)變動(dòng)系數(shù)增大也因?yàn)樘烊粴庖詺鈶B(tài)形式進(jìn)入汽缸，占用一部分汽缸容積，混合氣氧濃度降低，使引燃柴油與氧氣接觸的概率降低，難于著火燃燒；雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)25%、75%負(fù)荷率下，引燃柴油量分別為原機(jī)該工況下的13.92%、7.36%， 噴油量的大幅降低造成噴油霧化性能惡化，部分柴油無(wú)法正常壓燃著火；引燃柴油的量降低，天然氣的點(diǎn)火數(shù)量和能量減小，也會(huì)導(dǎo)致天然氣燃燒惡化甚至失火[16]。隨負(fù)荷增大，天然氣-空氣混合氣變濃，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)溫度升高，缸內(nèi)燃燒條件得到改善，燃燒循環(huán)變動(dòng)系數(shù)均降低[17]。

3結(jié)論

在雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架上，對(duì)比研究了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 200 r/min，負(fù)荷率為25%、75%時(shí)，原柴油機(jī)與雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒循環(huán)變動(dòng)。研究結(jié)果表明，與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)峰值壓力、峰值壓力升高率和平均指示壓力的平均值和標(biāo)準(zhǔn)差均增大。與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，原機(jī)和雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力、峰值壓力升高率和平均指示壓力的平均值均增大。與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)分布和峰值壓力升高率循環(huán)分布分散；與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)分布和峰值壓力升高率循環(huán)分布相對(duì)集中。與原機(jī)相比，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)均升高；與25%負(fù)荷率相比，75%負(fù)荷率時(shí)，原機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)增大，平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)降低；雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)均降低。由結(jié)果可知，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)、峰值壓力升高率循環(huán)變動(dòng)系數(shù)和平均指示壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)具有較強(qiáng)的相關(guān)性。

參考文獻(xiàn)：

[1]Arteconi A，Brandoni C，Evangelista D，et al. Life-cycle greenhouse gas analysis of LNG as a heavy vehicle fuel in Europe[J]. Applied Energy，2010，87（6）：2005-2013.

[2]Sahoo B B，Sahoo N，Saha U K. Effect of engine parameters and type of gaseous fuel on the performance of dual-fuel gas diesel engines-a critical review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews，2009，13（6/7）：1151-1184.[HJ1.72mm]

[3]Papagiannakis R G，Hountalas D T. Combustion and exhaust emission characteristics of a dual fuel compression ignition engine operated with pilot diesel fuel and natural gas[J]. Energy Conversion and Management，2004，45（18）：2971-2987.

[4]Wei L J，Geng P. A review on natural gas/diesel dual fuel combustion，emissions and performance[J]. Fuel Processing Technology，2016，142：264-278.endprint

[5]Namasivayam A M，Korakianitis T，Crookes R，et al. Biodiesel，emulsified biodiesel and dimethyl ether as pilot fuels for natural gas fuelled engines[J]. Applied Energy，2010，87（3）：769-778.

[6]Yang B，Xi C X，Wei X，et al. Parametric investigation of natural gas port injection and diesel pilot injection on the combustion and emissions of a turbocharged common rail dual-fuel engine at low load[J]. Applied Energy，2015，143：130-137.

[7]Mobasheri R，Peng Z J，Mirsalim S M. Analysis the effect of advanced injection strategies on engine performance and pollutant emissions in a heavy duty DI-diesel engine by CFD modeling[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow，2012，33（1）：59-69.

[8]白海，李仕存，孟利清，等. 電控柴油機(jī)應(yīng)用于農(nóng)業(yè)機(jī)械存在的問題及對(duì)策[J]. 江蘇農(nóng)業(yè)科學(xué)，2015，43（4）：375-378.

[9]Wang Z S，Zhao Z X，Wang D，et al. Impact of pilot diesel ignition mode on combustion and emissions characteristics of a diesel/natural gas dual fuel heavy-duty engine[J]. Fuel，2016，167：248-256.

[10]胡春明，劉娜，李偉，等. 電噴LPG發(fā)動(dòng)機(jī)快速燃燒過程循環(huán)變動(dòng)的研究[J]. 汽車技術(shù)，2009（8）：7-10.

[11]Sen A K，Ash S K，Huang B，et al. Effect of exhaust gas recirculation on the cycle-to-cycle variations in a natural gas spark ignition engine[J]. Applied Thermal Engineering，2011，31（14/15）：2247-2253.

[12]孫璐，劉亦夫，周磊，等. 排氣再循環(huán)下柴油引燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)變動(dòng)特性研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，47（3）：36-41.

[13]Wang Q G，Wang B，Yao C D，et al. Study on cyclic variability of dual fuel combustion in a methanol fumigated diesel engine[J]. Fuel，2016，164：99-109.

[14]張紀(jì)鵬，夏元東，孫志軍，等. 天然氣-柴油雙燃料準(zhǔn)均質(zhì)燃燒過程的研究[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù)，2004，10（2）：146-148.

[15]黃賢龍，羅福強(qiáng)，李占成，等. 增壓柴油機(jī)燃燒循環(huán)變動(dòng)分析[J]. 車用發(fā)動(dòng)機(jī)，2006（1）：19-21.

[16]高青，李虎，田文凱，等. 柴油引燃天然氣雙燃料燃燒穩(wěn)定性研究[J]. 兵工學(xué)報(bào)，2001，22（3）：404-406.

[17]何中兵，胡志遠(yuǎn)，譚丕強(qiáng)，等. 轎車柴油機(jī)燃用生物柴油的循環(huán)變動(dòng)特性[J]. 車用發(fā)動(dòng)機(jī)，2011（1）：65-69，74.endprint