湍流射流點火對天然氣發(fā)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(wèi)海橋，劉昌文

(天津大學 內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072)

0 概述

隨著人們對環(huán)境問題的日益關(guān)注和相關(guān)法律的日趨嚴格，節(jié)能減排成為發(fā)動機研究和發(fā)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(guān)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(chǎn)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(fā)火性能差，自燃溫度高且燃燒速度慢[5-7]，因此在實際應(yīng)用中需要更高的點火能量來點燃混合氣。

預(yù)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(yù)燃室中的混合氣，預(yù)燃室中壓力上升推動火焰通過預(yù)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(fā)動機燃燒速率，縮短燃燒持續(xù)期并提升燃燒穩(wěn)定性[10]；此外，TJI可以通過稀薄燃燒技術(shù)優(yōu)化發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性和排放，有效減少NOx排放[11]。在實際應(yīng)用中僅需將發(fā)動機火花塞替換為預(yù)燃室點火裝置即可實現(xiàn)TJI發(fā)動機改裝。文獻[12]中在一臺增壓發(fā)動機上進行被動式預(yù)燃室的試驗研究，結(jié)果表明采用被動式預(yù)燃室可以提高燃燒穩(wěn)定性及燃燒效率，但被動式預(yù)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(yù)燃室。文獻[13]中在一臺液化石油氣發(fā)動機上通過預(yù)燃室裝置將稀燃極限拓展至2.0～2.4，將預(yù)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(yù)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?zhèn)鞑ニ俣忍岣?～6倍[14]。文獻[15]中在天然氣發(fā)動機上應(yīng)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(jié)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(huán)策略后能大幅提高熱效率并降低排放。文獻[16]中用預(yù)燃室點火裝置在天然氣驅(qū)動的重型發(fā)動機中進行試驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在預(yù)燃室中增大燃料濃度實現(xiàn)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(yīng)提高。MAN公司在對大缸徑船用天然氣發(fā)動機35/44G和51/60G的研究中，通過模擬計算發(fā)現(xiàn)預(yù)燃室的設(shè)計要與主燃燒室的設(shè)計相匹配，以實現(xiàn)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(fā)動機燃燒增強技術(shù)。在發(fā)動機中的應(yīng)用多數(shù)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(fā)動機中仍主要采用缸內(nèi)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(guī)；目前的TJI應(yīng)用中動力性和經(jīng)濟性有待進一步優(yōu)化。湍流射流點火可以實現(xiàn)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(yīng)用價值。

本文中基于單缸試驗發(fā)動機臺架系統(tǒng)采用自主開發(fā)的主動式預(yù)燃室，探究了不同過量空氣系數(shù)下TJI對天然氣發(fā)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(yōu)勢和不足，采取高負荷下進氣增壓的策略對其動力性和經(jīng)濟性進行優(yōu)化，使發(fā)動機保持在TJI最佳的稀燃工況下運行。最后用氫氣作為預(yù)燃室中所噴射的燃料，與預(yù)燃室中噴射甲烷進行對比，探究其對發(fā)動機燃燒特性的影響。本研究將帶有獨特障礙物結(jié)構(gòu)的預(yù)燃室應(yīng)用于天然氣發(fā)動機中，旨在加快缸內(nèi)燃燒速度并提高燃燒穩(wěn)定性，有助于加深對TJI模式的理解，為湍流射流點火技術(shù)在天然氣發(fā)動機中的應(yīng)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(fā)動機，并配有一臺直流測功機。發(fā)動機采用水冷并具有可調(diào)節(jié)壓縮比的技術(shù)條件，發(fā)動機的更多參數(shù)如表1所示。通過以LabVIEW軟件為平臺自主開發(fā)設(shè)計的噴油器系統(tǒng)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(fā)動機主要參數(shù)

單缸發(fā)動機試驗臺架布置示意圖如圖1所示。發(fā)動機轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速通過DZC-20直流電力測功機控制，轉(zhuǎn)矩傳感器采用ZEMIC H3-C3-200kg-3B。缸內(nèi)空燃比采用美國ECM公司Lambda CAN模塊的λ傳感器測量，可實現(xiàn)對缸內(nèi)燃料混合氣空燃比的實時監(jiān)測。寬裕氧傳感器安裝在排氣管處，響應(yīng)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(fā)動機缸內(nèi)壓力進行動態(tài)測量，壓力信號由光電編碼器每隔0.1°觸發(fā)采集，并經(jīng)KISTLER 5018電荷放大器和National Instruments PC-6123數(shù)據(jù)采集卡將數(shù)據(jù)保存。發(fā)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(fā)動機燃氣消耗量采用同圓ToCeiL-CMF010瞬態(tài)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(tǒng)的外觀示意圖，圖2(b)為湍流射流點火系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計。TJI系統(tǒng)結(jié)構(gòu)包括火花塞、噴油器和預(yù)燃室。噴油器使用了BOSCH 6孔電磁線圈噴油器，為了避免發(fā)動機運行中過高的燃燒溫度對噴油器造成損壞，在預(yù)燃室系統(tǒng)中設(shè)計了冷卻水道。圖2(c)為本試驗使用的預(yù)燃室結(jié)構(gòu)示意圖。根據(jù)文獻[18]中提出的火焰過障礙物加速機理可知，經(jīng)過障礙物后火焰的速度通常會增加約一個量級，為提升預(yù)燃室射流火焰速度，加快主燃燒室火焰?zhèn)鞑ニ俣?，本試驗采用的預(yù)燃室內(nèi)有獨特的障礙物結(jié)構(gòu)，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(yù)燃室基于一臺單缸試驗機尺寸設(shè)計，預(yù)燃室出口直徑為4 mm，容積為3.6 mL，其容積約占該發(fā)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(jié)氣門開度，通過對進氣道甲烷噴射量的控制以實現(xiàn)不同過量空氣系數(shù)。為了保證試驗的可靠性，改變工況后在發(fā)動機穩(wěn)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(fā)動機轉(zhuǎn)速均固定為1 500 r/min，進氣道噴甲烷時刻為曲軸轉(zhuǎn)角-480°，預(yù)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(fā)動機失穩(wěn)結(jié)束，在試驗中平均指示壓力循環(huán)波動低于5%時發(fā)動機視為穩(wěn)定運行狀態(tài)。

通過改變?nèi)剂蠂娚涿}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(shù)，試驗所測得的過量空氣系數(shù)的計算中包含了預(yù)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(yù)燃室燃料噴射脈寬對發(fā)動機平均指示壓力和其循環(huán)波動的影響，分別對應(yīng)了發(fā)動機的動力性和穩(wěn)定性。從圖中可以看出，過多的燃料噴射反而會使發(fā)動機動力性下降，并影響穩(wěn)定性。因此，在主動式預(yù)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(shù)增大，燃燒變得不穩(wěn)定，此時逐漸增大預(yù)燃室噴射脈寬至維持燃燒穩(wěn)定(即平均指示壓力循環(huán)波動在5%以下)。當主燃燒室中燃料過稀，無論如何改變預(yù)燃室脈寬都無法維持燃燒穩(wěn)定時，認為燃燒到達稀薄極限。

圖3 預(yù)燃室噴油脈寬對TJI性能的影響

試驗缸壓數(shù)據(jù)采集200個工作循環(huán)，通過試驗室自主開發(fā)的離線分析軟件進行計算，計算結(jié)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(shù)。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(jié)果分析

2.1 天然氣發(fā)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(nèi)平均指示壓力隨過量空氣系數(shù)的變化趨勢如圖4所示。隨著過量空氣系數(shù)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(shù)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(yù)燃室結(jié)構(gòu)的存在使燃燒室容積增大，發(fā)動機內(nèi)部實際壓縮比略有下降，同時預(yù)燃室出口孔處的節(jié)流損失和預(yù)燃室結(jié)構(gòu)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(shù)的變化

為進一步分析TJI模式對發(fā)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(shù)下燃油經(jīng)濟性的關(guān)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(fā)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(nèi)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(wěn)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(shù)的進一步增加(λ>1.4)，主燃室內(nèi)混合氣濃度過稀，燃燒質(zhì)量和穩(wěn)定性變差，為此逐漸增加預(yù)燃室中的噴油量，由于預(yù)燃室中的燃料燃燒幾乎不對發(fā)動機做功，因此預(yù)燃室中噴油量占比提高會導致發(fā)動機經(jīng)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(huán)波動的變化情況。如圖所示，在各過量空氣系數(shù)下，TJI模式的循環(huán)波動都小于SI模式。在平均有效壓力循環(huán)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(wěn)定；而SI模式在λ=1.5時缸內(nèi)熄火，發(fā)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(wěn)前最大缸壓循環(huán)變動也基本在5%以下，而SI模式的最大缸壓的循環(huán)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(huán)波動更低，燃燒更穩(wěn)定。

圖6 TJI模式與SI模式的循環(huán)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(chǎn)生的CO隨過量空氣系數(shù)的變化趨勢相同，CO排放在過量空氣系數(shù)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(shù)的增大，缸內(nèi)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(shù)的增大，缸內(nèi)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(nèi)稀薄燃燒使缸內(nèi)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(yù)燃室結(jié)構(gòu)增大了燃燒室的總體表面積，也加大了余隙容積，預(yù)燃室內(nèi)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(shù)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(nèi)溫度降低對NOx生成的抑制作用；當λ大于1.2時，稀燃缸內(nèi)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(nèi)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(shù)下，TJI模式NOx排放都低于SI模式，這是由于預(yù)燃室結(jié)構(gòu)增大了燃燒室的壁面面積，壁面?zhèn)鳠釗p失增加，使缸內(nèi)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(shù)下的缸壓與放熱率比較。TJI模式放熱率曲線在點火后會產(chǎn)生“尖峰”，該尖峰由預(yù)燃室射流在主燃室內(nèi)多點點火使主燃室內(nèi)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(shù)的增加，主燃燒室內(nèi)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(shù)條件下TJI模式缸壓比SI模式更低，SI模式缸內(nèi)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(shù)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(nèi)累計放熱量達到10%、50%與90%時對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。由圖可見隨著過量空氣系數(shù)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(fā)動機燃燒的穩(wěn)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(nèi)，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(yīng)；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(xù)期變化情況。本文中定義滯燃期為從點火時刻至CA10經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角變化；燃燒持續(xù)期定義為從CA10到CA90經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角。

圖10 TJI模式與SI模式的滯燃期與燃燒持續(xù)期

如圖10所示，TJI模式在穩(wěn)定燃燒時滯燃期隨過量空氣系數(shù)增加略微變長，在λ為1.7時燃燒失穩(wěn)，此時滯燃期大幅增加；而SI的滯燃期則隨過量空氣系數(shù)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(fā)動機火花塞點燃的是預(yù)燃室腔體內(nèi)的混合氣，而預(yù)燃室腔體內(nèi)有額外的噴油，因此預(yù)燃室內(nèi)混合氣濃度受主燃室影響較小，滯燃期變化也??；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(shù)的增大，SI和TJI模式燃燒持續(xù)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(yīng)可提升主燃室燃燒速率，因此在相同的過量空氣系數(shù)下其燃燒持續(xù)期更短。

2.2 TJI進氣增壓對動力性與經(jīng)濟性的影響

根據(jù)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(yōu)勢。但在動力性與經(jīng)濟性上，TJI模式與SI模式相比并未體現(xiàn)出明顯優(yōu)勢，相同λ下TJI模式動力性要比SI模式略低，燃油經(jīng)濟性上也只在稀燃條件下能達到相同數(shù)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(yōu)勢的基礎(chǔ)上，進一步對其動力性和經(jīng)濟性進行優(yōu)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(shù)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(fā)動機的經(jīng)濟性。此外，增壓后指示燃油消耗率隨過量空氣系數(shù)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(jīng)濟性最好。結(jié)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(shù)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(xiàn)了在λ為1.5時不同增壓度下油耗隨負荷的變化關(guān)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(qū)間發(fā)生了變化，增壓度越高，其覆蓋的負荷區(qū)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(guān)系

綜上，可以在稀燃條件下通過進氣增壓的方式優(yōu)化TJI模式下高負荷時的經(jīng)濟性，當需要更高的負荷時，并非通過增大缸內(nèi)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(yù)燃室噴氫氣對發(fā)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(yīng)活性高和燃燒速率快的特點，TJI模式下預(yù)燃室內(nèi)噴射氫氣可獲得更強的射流火焰，更好地促進主燃燒室內(nèi)的燃燒。為研究預(yù)燃室中噴氫氣對TJI模式天然氣發(fā)動機燃燒特性的影響，對發(fā)動機在λ=1.4和1.6兩種稀燃工況下預(yù)燃室噴氫氣與預(yù)燃室噴甲烷的缸壓和放熱率進行比較分析，如圖14所示。結(jié)果表明，二者在相同過量空氣系數(shù)下的缸壓峰值基本相同，但預(yù)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(chǎn)生的射流更強，加速了主燃燒室火焰?zhèn)鞑?，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(yù)燃室噴甲烷時的放熱率峰值只有預(yù)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(shù)越大，點火時刻提前得越多。此外，隨著過量空氣系數(shù)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(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時的缸壓和放熱率

圖15為預(yù)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(shù)的增大，為了維持燃燒穩(wěn)定性，二者點火時刻均逐漸提前。但在相同過量空氣系數(shù)下，由于預(yù)燃室噴氫氣產(chǎn)生的射流更強且燃燒速率更快，因此其點火提前角更?。活A(yù)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(yù)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(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時的滯燃期和燃燒持續(xù)期進行了進一步對比分析。

圖16 預(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時的滯燃期與燃燒持續(xù)期

從圖16中可以看出預(yù)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(shù)增大而變長，但在整體上比預(yù)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(shù)增大，二者燃燒持續(xù)期都會變長，但預(yù)燃室噴甲烷時燃燒持續(xù)期延長幅度明顯更大，且在稀燃條件下預(yù)燃室噴甲烷比預(yù)燃室噴氫氣燃燒持續(xù)期長3°～7°?？傮w上，預(yù)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(xù)期均縮短。

3 結(jié)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(xù)期也更短，雖然會隨著過量空氣系數(shù)增大而延長，但增長趨勢較緩。綜合TJI模式的動力性、經(jīng)濟性及排放性能來看，稀燃過量空氣系數(shù)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(fā)動機保持在最佳稀燃工況下穩(wěn)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(fā)動機的經(jīng)濟性。

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