湍流射流點火對天然氣發動機燃燒特性影響的試驗研究

車勝楠，馮鐘輝,劉宗寬,周 磊,衛海橋，劉昌文

(天津大學 內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072)

0 概述

隨著人們對環境問題的日益關注和相關法律的日趨嚴格，節能減排成為發動機研究和發展的方向。價格低廉、儲量豐富、抗爆性好的天然氣作為汽油柴油的替代燃料受到越來越多的關注[1-2]。甲烷是天然氣最主要的成分，其碳氫比在所有化石燃料中最低，燃燒幾乎不產生煙霧顆粒物，并且可有效降低CO2和NOx排放[3-4]。但由于天然氣十六烷值低，發火性能差，自燃溫度高且燃燒速度慢[5-7]，因此在實際應用中需要更高的點火能量來點燃混合氣。

預燃室湍流射流點火(turbulent jet ignition， TJI)具有高點火能量[8-9]，它通過火花塞點燃預燃室中的混合氣，預燃室中壓力上升推動火焰通過預燃室噴孔噴入主燃燒室，點燃主燃室混合氣做功。研究表明，湍流射流點火可大幅提升發動機燃燒速率，縮短燃燒持續期并提升燃燒穩定性[10]；此外，TJI可以通過稀薄燃燒技術優化發動機的燃油經濟性和排放，有效減少NOx排放[11]。在實際應用中僅需將發動機火花塞替換為預燃室點火裝置即可實現TJI發動機改裝。文獻[12]中在一臺增壓發動機上進行被動式預燃室的試驗研究，結果表明采用被動式預燃室可以提高燃燒穩定性及燃燒效率，但被動式預燃室所能達到的稀燃極限與火花塞點火(spark ignition， SI)類似，遠低于主動式預燃室。文獻[13]中在一臺液化石油氣發動機上通過預燃室裝置將稀燃極限拓展至2.0～2.4，將預燃室燃料替換為氫氣，則稀燃極限可拓展至2.5～2.6，并且稀燃條件下NOx排放極低。在稀薄燃燒時，預燃室中以化學計量當量比進行TJI點火可以使稀薄甲烷/空氣混合氣的火焰傳播速度提高5～6倍[14]。文獻[15]中在天然氣發動機上應用氣相射流點火開展主動式射流點火與被動式射流點火比較試驗，結果表明主動式射流點火可以拓展稀燃極限，在配合廢氣再循環策略后能大幅提高熱效率并降低排放。文獻[16]中用預燃室點火裝置在天然氣驅動的重型發動機中進行試驗，結果發現在預燃室中增大燃料濃度實現濃混合氣燃燒可以使稀燃運行極限顯著延長，指示效率也相應提高。MAN公司在對大缸徑船用天然氣發動機35/44G和51/60G的研究中，通過模擬計算發現預燃室的設計要與主燃燒室的設計相匹配，以實現高熱效率[17]。

綜上所述，湍流射流點火是一種很好的天然氣發動機燃燒增強技術。在發動機中的應用多數在以天然氣為燃料船用重型低速機中進行；在小型天然氣發動機中仍主要采用缸內直噴火花塞點火的燃燒策略，但這種燃燒策略難以滿足日趨嚴苛的排放法規；目前的TJI應用中動力性和經濟性有待進一步優化。湍流射流點火可以實現天然氣的稀薄燃燒以降低NOx等污染物排放，從而滿足排放要求，具有很高的應用價值。

本文中基于單缸試驗發動機臺架系統采用自主開發的主動式預燃室，探究了不同過量空氣系數下TJI對天然氣發動機動力、排放及燃燒特性的影響，通過分析TJI相較于SI模式的優勢和不足，采取高負荷下進氣增壓的策略對其動力性和經濟性進行優化，使發動機保持在TJI最佳的稀燃工況下運行。最后用氫氣作為預燃室中所噴射的燃料，與預燃室中噴射甲烷進行對比，探究其對發動機燃燒特性的影響。本研究將帶有獨特障礙物結構的預燃室應用于天然氣發動機中，旨在加快缸內燃燒速度并提高燃燒穩定性，有助于加深對TJI模式的理解，為湍流射流點火技術在天然氣發動機中的應用提供理論指導。

1 試驗裝置及方法

1.1 試驗裝置

試驗采用一臺Ricardo E6單缸四沖程發動機，并配有一臺直流測功機。發動機采用水冷并具有可調節壓縮比的技術條件，發動機的更多參數如表1所示。通過以LabVIEW軟件為平臺自主開發設計的噴油器系統控制噴油時刻、噴油脈寬，通過減壓閥控制氣體燃料噴射壓力。點火正時通過MoTeC M400控制。

表1 試驗發動機主要參數

單缸發動機試驗臺架布置示意圖如圖1所示。發動機轉矩與轉速通過DZC-20直流電力測功機控制，轉矩傳感器采用ZEMIC H3-C3-200kg-3B。缸內空燃比采用美國ECM公司Lambda CAN模塊的λ傳感器測量，可實現對缸內燃料混合氣空燃比的實時監測。寬裕氧傳感器安裝在排氣管處，響應時間為0.15 s。水冷式缸壓傳感器KISTLER 6118B安裝在主燃燒室頂部，可對發動機缸內壓力進行動態測量，壓力信號由光電編碼器每隔0.1°觸發采集，并經KISTLER 5018電荷放大器和National Instruments PC-6123數據采集卡將數據保存。發動機冷卻水和機油溫度采用PT-100鉑電阻傳感器進行測量，由德國SIEMENS比例積分控制器分別控制在75 ℃和 85 ℃，誤差范圍保持在±3 ℃。發動機燃氣消耗量采用同圓ToCeiL-CMF010瞬態氣耗儀進行測量，量程為0～15 kg/h。燃燒廢氣中一氧化碳(CO)、碳氫化合物(HC)和NOx的排放采用HORIBA MEXA-7200H排放分析儀測量。

圖1 單缸機試驗臺架布置圖

圖2為湍流射流點火裝置示意圖。其中，圖2(a)為湍流射流點火系統的外觀示意圖，圖2(b)為湍流射流點火系統的結構設計。TJI系統結構包括火花塞、噴油器和預燃室。噴油器使用了BOSCH 6孔電磁線圈噴油器，為了避免發動機運行中過高的燃燒溫度對噴油器造成損壞，在預燃室系統中設計了冷卻水道。圖2(c)為本試驗使用的預燃室結構示意圖。根據文獻[18]中提出的火焰過障礙物加速機理可知，經過障礙物后火焰的速度通常會增加約一個量級，為提升預燃室射流火焰速度，加快主燃燒室火焰傳播速度，本試驗采用的預燃室內有獨特的障礙物結構，如圖2(d)所示，障礙物是由9個直徑(Φ)為 1 mm 的孔組成，位于出口上方16 mm處，9個孔以 3×3 分布布置。預燃室基于一臺單缸試驗機尺寸設計，預燃室出口直徑為4 mm，容積為3.6 mL，其容積約占該發動機燃燒室容積的5%。

圖2 湍流射流點火裝置示意圖

1.2 試驗方法

試驗中湍流射流點火(TJI)與火花塞點火(SI)燃燒方式是通過同一臺試驗單缸機完成的，試驗均采用全節氣門開度，通過對進氣道甲烷噴射量的控制以實現不同過量空氣系數。為了保證試驗的可靠性，改變工況后在發動機穩定運行60 s后進行測量，且每個工況點重復測量3次。試驗過程發動機轉速均固定為1 500 r/min，進氣道噴甲烷時刻為曲軸轉角-480°，預燃室噴油時刻為-180°。SI與TJI模式下的λ選擇都是從1.0開始，隨后增大λ到發動機失穩結束，在試驗中平均指示壓力循環波動低于5%時發動機視為穩定運行狀態。

通過改變燃料噴射脈寬控制燃料噴射量。通過后氧傳感器測量尾氣中氧濃度后由ECU軟件直接給出過量空氣系數，試驗所測得的過量空氣系數的計算中包含了預燃室中燃料的噴射量。圖3展示的是在λ= 1.4下采用主動式TJI時，預燃室燃料噴射脈寬對發動機平均指示壓力和其循環波動的影響，分別對應了發動機的動力性和穩定性。從圖中可以看出，過多的燃料噴射反而會使發動機動力性下降，并影響穩定性。因此，在主動式預燃室中，初始噴射脈寬選擇較低的1 ms即可。隨著主燃燒室過量系數增大，燃燒變得不穩定，此時逐漸增大預燃室噴射脈寬至維持燃燒穩定(即平均指示壓力循環波動在5%以下)。當主燃燒室中燃料過稀，無論如何改變預燃室脈寬都無法維持燃燒穩定時，認為燃燒到達稀薄極限。

圖3 預燃室噴油脈寬對TJI性能的影響

試驗缸壓數據采集200個工作循環，通過試驗室自主開發的離線分析軟件進行計算，計算結果中包含缸壓、放熱率、帶通缸壓、平均指示壓力和燃燒相位等子參數。試驗過程中每個工況掃描5～7個點火提前角，在進行性能與燃燒特性分析時會選取最佳點火時刻即最大制動力矩(maximum brake torque, MBT)點進行分析。

2 試驗結果分析

2.1 天然氣發動機動力、排放及燃燒特性對比

TJI點火模式和SI點火模式下的缸內平均指示壓力隨過量空氣系數的變化趨勢如圖4所示。隨著過量空氣系數增加，TJI與SI模式的平均指示壓力均呈線性降低。相同過量空氣系數下，TJI模式的平均指示壓力略低于SI模式。主要原因可能是預燃室結構的存在使燃燒室容積增大，發動機內部實際壓縮比略有下降，同時預燃室出口孔處的節流損失和預燃室結構所多出的壁面表面積造成的傳熱損失導致TJI模式的能量損失比SI模式更大，故TJI模式下平均指示壓力略低。需要指出的是，采用TJI模式可將稀燃極限從SI模式的1.4擴展至1.7，表明TJI模式平均指示壓力具有更大的覆蓋范圍。

圖4 TJI模式與SI模式的平均指示壓力隨過量空氣 系數的變化

為進一步分析TJI模式對發動機性能的影響，圖5展示了TJI模式與SI模式在不同過量空氣系數下燃油經濟性的關系圖。隨著λ增大，SI模式的指示燃油消耗率呈下降趨勢，但受到稀燃極限的限制，λ超過1.4時發動機無法正常運行；相比之下，TJI模式的指示燃油消耗率則隨λ增大先降低后升高，最佳的油耗率在λ為1.4～1.5范圍內取得，與SI最低值基本相同。TJI由于射流點火使稀薄混合氣燃燒更充分、更穩定，因此在λ為1.0～1.4的稀燃條件下燃油消耗率大幅度下降；但隨著過量空氣系數的進一步增加(λ>1.4)，主燃室內混合氣濃度過稀，燃燒質量和穩定性變差，為此逐漸增加預燃室中的噴油量，由于預燃室中的燃料燃燒幾乎不對發動機做功，因此預燃室中噴油量占比提高會導致發動機經濟性變差。

圖5 TJI模式與SI模式的指示燃油消耗率

圖6展示了在TJI和SI模式下不同λ時燃燒循環波動的變化情況。如圖所示，在各過量空氣系數下，TJI模式的循環波動都小于SI模式。在平均有效壓力循環波動5%的限制下，TJI模式在λ=1.6時達到稀燃極限，在λ達1.7時燃燒開始不穩定；而SI模式在λ=1.5時缸內熄火，發動機無法正常運行，故在當前試驗條件下λ=1.4為SI模式的稀燃極限。在TJI模式失穩前最大缸壓循環變動也基本在5%以下，而SI模式的最大缸壓的循環變動均在9%以上，由此可見在相同當量比條件下，TJI模式比SI模式循環波動更低，燃燒更穩定。

圖6 TJI模式與SI模式的循環波動

圖7為TJI模式與SI模式污染物排放的對比。從圖7中可以看出，TJI模式與SI模式產生的CO隨過量空氣系數的變化趨勢相同，CO排放在過量空氣系數λ從1.0增大到1.2過程中迅速減少；λ達到1.2之后，隨著過量空氣系數的增大，缸內燃燒溫度降低，燃燒效率下降，CO排放又緩慢增加。從λ=1.0起，隨著過量空氣系數的增大，缸內氧氣量逐漸增加，有利于甲烷完全燃燒從而使得碳氫排放量逐漸降低，到λ=1.2時達到最小值；之后隨著λ的逐漸增大，缸內稀薄燃燒使缸內溫度逐漸降低，甲烷燃燒開始變得不充分從而導致所測得的碳氫排放量逐漸增大。λ大于1.2的稀燃條件下，TJI模式碳氫排放增速要高于SI模式，這是由于預燃室結構增大了燃燒室的總體表面積，也加大了余隙容積，預燃室內的散熱損失和燃燒損失不利于燃料的充分燃燒，從而使碳氫排放增加。從圖中可以看出SI模式的NOx排放先增加后降低，在λ= 1.2左右達到最大值。這是由于過量空氣系數λ小于1.2時，隨著λ的增大，氧濃度增加對NOx生成的促進作用大于稀燃缸內溫度降低對NOx生成的抑制作用；當λ大于1.2時，稀燃缸內溫度降低對NOx生成的抑制作用大于高氧濃度對NOx生成的促進作用。TJI模式NOx排放則不斷降低，這是由于稀燃條件下，缸內溫度降低對NOx生成的抑制作用大于氧濃度增大對NOx生成的促進作用。相同過量空氣系數下，TJI模式NOx排放都低于SI模式，這是由于預燃室結構增大了燃燒室的壁面面積，壁面傳熱損失增加，使缸內溫度降低，抑制了NOx的生成。

圖7 TJI模式與SI模式的污染物排放

圖8為TJI與SI模式在不同過量空氣系數下的缸壓與放熱率比較。TJI模式放熱率曲線在點火后會產生“尖峰”，該尖峰由預燃室射流在主燃室內多點點火使主燃室內劇烈燃燒而形成；由于火花塞提供的點火能量遠低于射流火焰，因此SI模式放熱率曲線在點火后上升緩慢，這也使得SI模式的最佳點火時刻相比TJI模式要更加提前。隨著過量空氣系數的增加，主燃燒室內可被射流引燃的燃料的量減少，TJI模式放熱率峰值逐漸降低。此外，在相同過量空氣系數條件下TJI模式缸壓比SI模式更低，SI模式缸內燃燒溫度較TJI模式更高，高溫有利于NOx的生成。

圖8 TJI模式與SI模式的缸壓和放熱率曲線

圖9為不同過量空氣系數下TJI模式與SI模式燃燒相位的對比，其中CA10、CA50與CA90分別為缸內累計放熱量達到10%、50%與90%時對應的曲軸轉角。由圖可見隨著過量空氣系數的增大，TJI模式和SI模式的最佳點火時刻逐漸提前，這是由于稀燃工況需要增大點火提前角以維持發動機燃燒的穩定性。SI模式的CA10較TJI更為提前，這是由于SI模式較低的放熱率導致其滯燃期更長，最佳點火時刻更為提前。在稀燃極限范圍內，TJI模式與SI模式的CA50和CA90大致相同，但由于SI模式的點火時刻提前，故燃燒放熱達到50%所需的時間更長，與前文SI模式燃燒初期放熱率較低相對應；燃燒后期二者放熱率大致相同，CA50到CA90所需時間也大致相同。

圖9 TJI模式與SI模式燃燒相位與點火時刻

圖10展示了TJI與SI模式的滯燃期和燃燒持續期變化情況。本文中定義滯燃期為從點火時刻至CA10經歷的曲軸轉角變化；燃燒持續期定義為從CA10到CA90經歷的曲軸轉角。

圖10 TJI模式與SI模式的滯燃期與燃燒持續期

如圖10所示，TJI模式在穩定燃燒時滯燃期隨過量空氣系數增加略微變長，在λ為1.7時燃燒失穩，此時滯燃期大幅增加；而SI的滯燃期則隨過量空氣系數增大而明顯變長，且λ越大，滯燃期增長幅度越大。這是由于TJI發動機火花塞點燃的是預燃室腔體內的混合氣，而預燃室腔體內有額外的噴油，因此預燃室內混合氣濃度受主燃室影響較小，滯燃期變化也小；而SI通過火花塞直接點燃主燃室混合氣，混合氣濃度越低，點火效果就越差，滯燃期越長。

隨著過量空氣系數的增大，SI和TJI模式燃燒持續期均明顯增加，混合氣越稀燃燒變慢，燃燒所需時間也就變長。但TJI模式湍流射流的多點點火效應可提升主燃室燃燒速率，因此在相同的過量空氣系數下其燃燒持續期更短。

2.2 TJI進氣增壓對動力性與經濟性的影響

根據前文分析可知，TJI的采用可以擴展稀燃極限，降低NOx排放，在燃燒特性上也有滯燃期短、燃燒速率快的優勢。但在動力性與經濟性上，TJI模式與SI模式相比并未體現出明顯優勢，相同λ下TJI模式動力性要比SI模式略低，燃油經濟性上也只在稀燃條件下能達到相同數值。為此，在高負荷下采用進氣增壓策略，在TJI模式拓寬稀燃極限和降低排放優勢的基礎上，進一步對其動力性和經濟性進行優化。本部分試驗采用了3種增壓度，進氣壓力分別為 0.12 MPa、0.14 MPa和0.16 MPa。

圖11為不同增壓度下TJI模式平均指示壓力的對比，從圖中可以看出進氣增壓可以明顯提升TJI模式動力性，在相同過量空氣系數下，增壓度每提高0.02 MPa，平均指示壓力會提高約0.15～0.20 MPa。

圖11 不同進氣壓力下TJI模式下的平均指示壓力

圖12為不同增壓度下指示燃油消耗率隨λ的變化曲線。從圖中可以看出進氣增壓可以進一步降低指示燃油消耗率，提升發動機的經濟性。此外，增壓后指示燃油消耗率隨過量空氣系數變化趨勢與未增壓時大致相同，都是隨著負荷升高先減小后增大，在λ為1.5左右達到最小值，此時經濟性最好。結合之前的分析，λ為1.5時排放特性也較好，因此將過量空氣系數為1.5作為TJI稀燃時的最佳工況點。

圖12 不同進氣壓力下TJI模式下的指示燃油消耗率

圖13展現了在λ為1.5時不同增壓度下油耗隨負荷的變化關系。從圖中可以看出隨著增壓度增大，TJI模式所覆蓋的負荷區間發生了變化，增壓度越高，其覆蓋的負荷區間也就越高。

圖13 不同進氣壓力下TJI模式指示燃油消耗率與平均指示 壓力關系

綜上，可以在稀燃條件下通過進氣增壓的方式優化TJI模式下高負荷時的經濟性，當需要更高的負荷時，并非通過增大缸內混合氣濃度提高負荷，而是在圖13中點劃線處采用進氣增壓的方式保持稀燃工況的同時提高負荷，從而將指示燃油消耗率保持在各增壓度的最低值附近。

2.3 預燃室噴氫氣對發動機燃燒特性的影響

先前研究表明，相較于天然氣，氫氣具有反應活性高和燃燒速率快的特點，TJI模式下預燃室內噴射氫氣可獲得更強的射流火焰，更好地促進主燃燒室內的燃燒。為研究預燃室中噴氫氣對TJI模式天然氣發動機燃燒特性的影響，對發動機在λ=1.4和1.6兩種稀燃工況下預燃室噴氫氣與預燃室噴甲烷的缸壓和放熱率進行比較分析，如圖14所示。結果表明，二者在相同過量空氣系數下的缸壓峰值基本相同，但預燃室噴氫氣時缸壓升高更快且放熱率峰值更高。這是由于氫氣燃燒產生的射流更強，加速了主燃燒室火焰傳播，同時氫氣射流中帶有大量活性自由基，提高主燃室中混合氣更易著火；預燃室噴甲烷時的放熱率峰值只有預燃室噴氫氣的三分之二左右，且由于其放熱更慢，點火時刻也需要更提前，且過量空氣系數越大，點火時刻提前得越多。此外，隨著過量空氣系數增大，由氫氣射流引起的放熱率峰值依舊非常明顯，而甲烷射流則受混合氣濃度影響較大。

圖14 預燃室分別噴甲烷與氫氣時的缸壓和放熱率

圖15為預燃室分別噴甲烷與氫氣時的燃燒相位的對比。由圖可見隨著過量空氣系數的增大，為了維持燃燒穩定性，二者點火時刻均逐漸提前。但在相同過量空氣系數下，由于預燃室噴氫氣產生的射流更強且燃燒速率更快，因此其點火提前角更小；預燃室噴甲烷時，由于其在過稀的工況下放熱率較低，必須大幅提前點火時刻，使總體燃燒相位都有明顯提前。

圖15 預燃室分別噴甲烷與氫氣時的燃燒相位與點火時刻

圖16中對預燃室分別噴甲烷與氫氣時的滯燃期和燃燒持續期進行了進一步對比分析。

圖16 預燃室分別噴甲烷與氫氣時的滯燃期與燃燒持續期

從圖16中可以看出預燃室中噴氫氣滯燃期明顯更短，其滯燃期雖然也隨著過量空氣系數增大而變長，但在整體上比預燃室噴甲烷的滯燃期短4°左右。這也說明了氫氣射流更強，火焰燃燒速率更快。隨著過量空氣系數增大，二者燃燒持續期都會變長，但預燃室噴甲烷時燃燒持續期延長幅度明顯更大，且在稀燃條件下預燃室噴甲烷比預燃室噴氫氣燃燒持續期長3°～7°。總體上，預燃室中噴氫氣時提高了燃燒速率和放熱率，使燃燒滯燃期和燃燒持續期均縮短。

3 結論

(1) TJI模式可以有效降低NOx排放，但碳氫排放有所增加，對CO排放幾乎無影響。TJI模式在燃燒初期壓力升高更快，放熱率更高，放熱率峰值約為SI模式的3倍。TJI模式的滯燃期和燃燒持續期也更短，雖然會隨著過量空氣系數增大而延長，但增長趨勢較緩。綜合TJI模式的動力性、經濟性及排放性能來看，稀燃過量空氣系數為1.5時，TJI模式性能最佳。

(2) 進氣增壓可以有效提升TJI模式的動力性能，在高負荷下可以通過改變增壓度使發動機保持在最佳稀燃工況下穩定工作，從而將指示燃油消耗率保持在各增壓度的最低值附近，進而提升發動機的經濟性。

(3) 與預燃室噴甲烷相比，預燃室中噴氫氣產生的射流更強，燃燒速率更快，同時預燃室噴氫氣時的放熱率更高，滯燃期和燃燒持續期更短，燃燒穩定性更好。