預(yù)燃室參數(shù)對射流點火甲醇發(fā)動機起動著火性能的影響

龔世華，張雨生，劉豐年，龔英利，劉昌文 ，衛(wèi)海橋

(1.北京福田康明斯發(fā)動機有限公司，北京 102206；2.天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072)

甲醇是一種可再生的清潔能源，被認(rèn)為是未來最有前途的汽車發(fā)動機替代燃料之一[1-3]，在化石能源時期可以以相對較低的成本從煤、天然氣和植物中生產(chǎn)合成，而在可再生能源時代，甲醇則可以由大氣中CO2和經(jīng)過電解或者由光解水產(chǎn)生的氫氣以及可再生的生物資源來合成。甲醇作為極具潛力的替代燃料具有許多理想的燃燒特性：辛烷值高，抗爆性能好；汽化潛熱高，允許高密度的燃料-空氣混合氣充量；稀燃性能好；便于運輸儲存。這些特性使甲醇成為奧托循環(huán)發(fā)動機的優(yōu)質(zhì)燃料[2-3]。因而甲醇發(fā)動機是內(nèi)燃機動力助力實現(xiàn)“雙碳”目標(biāo)的重要研究方向。

預(yù)燃室射流點火是一種高能點火方式，可以提高火焰?zhèn)鞑ニ俣炔⑻嵘l(fā)動機的燃燒穩(wěn)定性和熱效率。這種點火方式基于一個容積較小的預(yù)燃室，預(yù)燃室中安裝有火花塞以點燃預(yù)燃室內(nèi)的混合氣，在預(yù)燃室內(nèi)火焰到達(dá)與主燃室相連的射流孔時，會因射流孔的節(jié)流作用而使火焰大大加速，并且使火焰發(fā)生撕裂或淬息，從而形成強烈的高溫活性物質(zhì)射流，進一步點燃主燃燒室內(nèi)的可燃混合氣[4-5]。主動供油的預(yù)燃室還會在預(yù)燃室中安裝小流量噴油器，從而在預(yù)燃室內(nèi)形成比主燃燒室更濃的混合氣，以提高對稀燃工況的適應(yīng)性?；陬A(yù)燃室射流點火的優(yōu)良特性，某些學(xué)者已經(jīng)將預(yù)燃室射流點火引入甲醇燃料發(fā)動機領(lǐng)域開展相關(guān)研究。Wei等[6]在定容燃燒彈中研究了甲醇射流點火的稀薄燃燒特性，發(fā)現(xiàn)通過預(yù)燃室產(chǎn)生射流可以提高甲醇混合氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，并且射流速度會隨著射流孔直徑的減小而加快。Wang等[7]在定容燃燒彈中通過甲醇射流可視化試驗發(fā)現(xiàn)：相對比于火花塞點火方式來說，射流點火能夠縮短甲醇火焰72%的主燃期，同時提高8%的燃燒效率；加大預(yù)燃室體積占比能夠噴出更多的活性基團，射流介質(zhì)攜帶能量更大，但是相較于容積較小的預(yù)燃室設(shè)計來說，射流火焰出口時間將有所推遲，主燃燒室內(nèi)混合氣點燃時間被推遲；預(yù)燃室內(nèi)應(yīng)保持略濃狀態(tài)，使得射流介質(zhì)以最快速度噴出。Leng等[8]通過計算流體動力學(xué)數(shù)值模擬將預(yù)燃室應(yīng)用于大缸徑甲醇發(fā)動機，通過預(yù)燃室射流點火裝置實現(xiàn)了主燃燒室內(nèi)的分布式多點點火，點燃了過量空氣系數(shù)高達(dá)2.8的稀薄甲醇混合氣。以上研究表明，預(yù)燃室射流點火對于甲醇燃料也具明顯的燃燒加速作用，有助于甲醇發(fā)動機實現(xiàn)稀薄燃燒等清潔高效燃燒模式，提高甲醇發(fā)動機的性能，并且射流孔徑和預(yù)燃室混合氣濃度等參數(shù)對射流點火發(fā)動機的性能有較大的影響。

而由于甲醇的沸點(338 K)高于汽油的初始沸點(約313 K)，并且具有低蒸氣壓和高汽化潛熱的性質(zhì)，這直接導(dǎo)致了火花點火(SI)甲醇發(fā)動機在低環(huán)境溫度下出現(xiàn)難以啟動的問題[9-10]。冷起動期間，環(huán)境溫度較低導(dǎo)致進氣溫度、機體溫度較低，極少的燃油蒸發(fā)進入主燃燒室，而前幾個循環(huán)的混合氣制備對于進氣道燃油噴射發(fā)動機來說是十分重要的[11]，這使得低溫下的SI甲醇發(fā)動機相比汽油機更難實現(xiàn)冷起動[12-13]。冷起動失敗意味著大量失火循環(huán)的產(chǎn)生，將會產(chǎn)生大量的CO、HC以及未燃甲醇排放，對環(huán)境造成嚴(yán)重污染。

為了解決甲醇發(fā)動機的冷起動困難問題，國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者已經(jīng)進行了大量的研究。甲醇發(fā)動機冷起動失敗的主要原因是主燃燒室內(nèi)混合氣過于稀薄，普通的火花塞無法成功點燃稀薄混合氣[14-15]。提高甲醇發(fā)動機冷起動性能的方法包括進氣歧管加熱、氫氣或液化石油氣燃料摻燒、進氣充量加熱和燃料加熱[16-19]。目前對于點燃式甲醇發(fā)動機冷起動特性和冷起動優(yōu)化策略的研究都是基于火花塞點火甲醇發(fā)動機進行的，而射流點火發(fā)動機與火花塞點火發(fā)動機的點火和燃燒過程差異較大，目前尚無研究關(guān)注預(yù)熱室參數(shù)對甲醇燃料發(fā)動機的冷機著火性能的影響。因此，有必要進行預(yù)燃室射流點火甲醇發(fā)動機的冷起動性能研究，其中特別需要研究預(yù)燃室射流點火裝置特有的射流孔徑等預(yù)燃室?guī)缀螀?shù)和預(yù)燃室噴油時刻和噴油量等預(yù)燃室噴油參數(shù)對發(fā)動機起動性能的影響。

1 試驗裝置及方法

1.1 試驗裝置

試驗發(fā)動機由一臺單缸、四沖程、水冷Ricardo E6發(fā)動機改裝而成。發(fā)動機噴油量、噴油時刻和噴油壓力通過一套自制的電控系統(tǒng)進行控制，點火時刻通過MoTeC 400進行調(diào)節(jié)，詳細(xì)的發(fā)動機參數(shù)見表1。在本研究中發(fā)動機試驗采用無水甲醇作為燃料。

表1 發(fā)動機主要參數(shù)

試驗中采集的數(shù)據(jù)包括發(fā)動機轉(zhuǎn)速和扭矩、燃油消耗量、進氣質(zhì)量流量、缸內(nèi)壓力、過量空氣系數(shù)以及主要排放物濃度。如圖1所示，發(fā)動機與一臺直流電力測功機相連，由該測功機控制和測量發(fā)動機轉(zhuǎn)速和扭矩。過量空氣系數(shù)利用Bosch LSU4.9系列寬域氧傳感器測量。燃油消耗通過一臺量程為5 kg/h的燃油質(zhì)量流量計測量。冷卻液和潤滑油溫度通過K型熱電偶進行測量，并利用西門子PID溫度控制器進行控制，控制誤差為±2 ℃。進氣質(zhì)量流量由同圓LFE060空氣質(zhì)量流量計測量。缸內(nèi)壓力信號通過Kistler 6118B缸壓傳感器進行采集，并通過Kistler 5018電荷放大器進行信號放大，然后傳輸至燃燒分析儀。在曲軸上安裝的高精度光電編碼器的協(xié)同工作下，缸壓信號以0.1°的采樣間隔進行采集。排氣中的CO、HC和NOx由Horiba排放分析儀進行分析。試驗中所用的采集設(shè)備的分辨率和測試誤差見表2。

圖1 發(fā)動機試驗臺架示意

表2 測試設(shè)備的基本參數(shù)

本試驗采用了如圖2所示的預(yù)燃室射流點火裝置，該裝置具有一個火花塞、一個噴油器、一個帶射流孔的預(yù)燃室和預(yù)燃室加熱帶。為了避免預(yù)燃室由于較大的表面積造成過多的傳熱損失和節(jié)流損失，采用了小容積預(yù)熱室設(shè)計?；鸹ㄈ蛧娪推鞴餐稍谠撗b置中以保證稀燃或冷起動工況預(yù)熱室內(nèi)的可靠著火?？紤]到預(yù)燃室容積較小，預(yù)燃室內(nèi)燃油供給量也較小，一般不超過發(fā)動機循環(huán)供油量的10%，現(xiàn)有商用噴油器無法滿足預(yù)熱室內(nèi)低流量燃油精確控制的需求。因此在本研究中采用激光焊接的方式對Bosch六孔電磁式直噴噴油器進行改造，將其中5個孔堵住，剩一個朝向火花塞方向的噴孔，再配合自主開發(fā)的噴油器驅(qū)動電路可實現(xiàn)最低0.19 ms的噴油脈寬，最低單次噴油量約為0.5 mg，滿足在冷起動邊界條件下低進氣充量所需要的低燃油流量。

圖2 預(yù)燃室射流點火裝置及其在主燃燒室的安裝位置

1.2 試驗方法和測試工況

在實際發(fā)動機冷起動過程中，發(fā)動機一般先由起動電機倒拖直至起動成功，發(fā)動機的轉(zhuǎn)速存在一個非線性的加速過程。對于本試驗來說，活塞做功和起動電機做功耦合所導(dǎo)致的發(fā)動機加速過程會給試驗帶來諸多不確定性，而本試驗的目的主要是探究不同的預(yù)燃室參數(shù)條件下，預(yù)熱室射流點火甲醇燃料發(fā)動機的著火性能，故本試驗基于800 r/min的起動轉(zhuǎn)速[15]開展，試驗中發(fā)動機著火性能同樣可以很好地反映實際發(fā)動機中的冷起動能力。需要指出的是，本研究用“著火性能”一詞來描述發(fā)動機的冷起動性能，定義為發(fā)動機成功實現(xiàn)第一次缸內(nèi)點火燃燒以及達(dá)到穩(wěn)定燃燒狀態(tài)的能力。

試驗中的冷機著火測試方法具體為：首先將發(fā)動機倒拖至800 r/min的起動轉(zhuǎn)速，同時將節(jié)氣門調(diào)整到冷起動所需的小節(jié)氣門角，約為5%節(jié)氣門角，并在之后的試驗運行中保持不變。等待發(fā)動機轉(zhuǎn)速穩(wěn)定一段時間后，同時開啟點火與噴油功能，并向采集電腦發(fā)出缸壓信號。在冷機著火試驗過程中，為了盡可能減少主燃燒室內(nèi)的熱量損失，促進著火成功率，冷卻水循環(huán)處于關(guān)閉狀態(tài)，缸套冷卻水不流動，這與實際發(fā)動機在冷起動時采用的策略相同。為了保證試驗的可重復(fù)性，每個邊界條件下的試驗都會重復(fù)三遍。每次測試結(jié)束后，發(fā)動機斷油倒拖幾分鐘，同時開啟冷卻水循環(huán)，將上一次試驗中累積的熱量帶走，當(dāng)發(fā)動機排氣溫度與進氣溫度保持基本相同并穩(wěn)定不變后再進行下一次試驗，從而保證在相同邊界條件下的每次試驗都具有相同的初始狀態(tài)。

為了檢測發(fā)動機從開始噴油點火至穩(wěn)定燃燒這一段瞬態(tài)過程，本研究采用平均指示壓力(IMEP)作為監(jiān)測指標(biāo)。采用平均指示壓力而沒有采用平均有效壓力是因為在冷機著火這一瞬態(tài)測量過程中發(fā)動機扭矩的數(shù)值傳遞并不夠準(zhǔn)確且存在滯后，而缸壓測量是實時的，不存在滯后，因此采用基于缸壓計算得到的平均指示壓力作為監(jiān)測指標(biāo)。當(dāng)平均指示壓力隨著循環(huán)數(shù)的增加沒有明顯波動時，認(rèn)為發(fā)動機起動成功。測試工況見表3。

表3 測試工況參數(shù)設(shè)置

2 試驗結(jié)果分析

2.1 預(yù)燃室孔徑及孔結(jié)構(gòu)對著火性能的影響

如圖3所示，使用預(yù)燃室點火裝置的發(fā)動機在進氣歧管開始噴油的數(shù)個循環(huán)之后實現(xiàn)了第一次成功點火，但第一次成果點火和穩(wěn)定點火之間出現(xiàn)了點火與失火交替的現(xiàn)象，表現(xiàn)為IMEP大幅度振蕩。這種現(xiàn)象主要是因為預(yù)燃室較為封閉，在一次成功著火之后，預(yù)燃室中不僅有預(yù)燃室燃燒產(chǎn)生的廢氣，還會存在主燃燒室燃燒后回流進預(yù)燃室的廢氣。這些廢氣在排氣循環(huán)中不能很好地排出預(yù)燃室，只能依靠進氣循環(huán)活塞下行過程將一部分廢氣帶出預(yù)燃室。不可避免的是，預(yù)燃室中會殘余一部分廢氣，這就直接導(dǎo)致了一次成功點火之后的下一循環(huán)會出現(xiàn)點火困難的情況，進而產(chǎn)生失火循環(huán)。

圖3 不同預(yù)燃室孔徑和孔結(jié)構(gòu)條件下前100個循環(huán)的平均指示壓力

當(dāng)預(yù)燃室使用單孔2 mm的孔徑時，預(yù)熱室射流點火甲醇發(fā)動機在點火后會出現(xiàn)大量的失火循環(huán)，并且在第一次成功點火后出現(xiàn)了持續(xù)性的IMEP振蕩現(xiàn)象，在兩個著火循環(huán)之間平均會出現(xiàn)3～4個失火循環(huán)。對比圖4與圖5中出現(xiàn)IMEP振蕩現(xiàn)象時的連續(xù)缸壓曲線可以看出，射流孔徑較小時，失火循環(huán)顯著多于射流孔徑加大的工況?？s小預(yù)燃室射流孔孔徑降低了預(yù)熱室射流點火器的點火性能。這一方面是由于更小的孔徑導(dǎo)致火焰在通過射流孔的時候發(fā)生了更多的淬息現(xiàn)象，容易導(dǎo)致火焰熄滅；另一方面由于射流孔徑減小使得預(yù)燃室內(nèi)上一循環(huán)產(chǎn)生的廢氣排出更加困難，需要經(jīng)過3～4個循環(huán)的氣流運動才能使預(yù)燃室內(nèi)重新達(dá)到可燃環(huán)境，預(yù)燃室無法實現(xiàn)穩(wěn)定點火。結(jié)果表明孔徑2 mm的單孔預(yù)燃室無法應(yīng)用于實際甲醇發(fā)動機。

圖4 使用單孔2 mm預(yù)燃室時，第14至第25循環(huán)的連續(xù)缸壓曲線

圖5 使用單孔4 mm預(yù)燃室時，第11至第22循環(huán)的連續(xù)缸壓曲線

觀察單孔4 mm、單孔6 mm及三孔2.3 mm預(yù)燃室冷機著火過程的IMEP趨勢，可以看出，這三種預(yù)燃室所表現(xiàn)出的冷機著火模式基本相同，在開始噴油數(shù)個循環(huán)之后產(chǎn)生第一次成功點火，并經(jīng)過3～5次失火—點火—失火循環(huán)后，發(fā)動機達(dá)到穩(wěn)定燃燒狀態(tài)。其中具有相同總流通面積的單孔4 mm及三孔2.3 mm預(yù)熱室起動過程相似程度極高，均在第9個循環(huán)第一次成功點火，并同時在第18個循環(huán)之后達(dá)到穩(wěn)定燃燒狀態(tài)。而使用單孔6 mm預(yù)燃室的試驗組冷機著火性能最佳，在第13個循環(huán)之后就實現(xiàn)了穩(wěn)定點火。射流孔流通總面積隨著預(yù)熱室孔徑和射流孔數(shù)量的增加而增大，出現(xiàn)的失火—點火—失火循環(huán)數(shù)逐漸減小，這進一步表明IMEP振蕩現(xiàn)象出現(xiàn)的主要原因是預(yù)燃室內(nèi)部的廢氣不能很好地排出，而射流孔流通總面積的增大提高了預(yù)燃室與主燃燒室的換氣效率，改善了預(yù)燃室中的混合氣狀態(tài)，從而改善了預(yù)燃室的點火性能。

圖6示出不同預(yù)燃室孔徑和孔結(jié)構(gòu)條件下，前100個循環(huán)的最高燃燒壓力及其對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角的對比?？梢钥闯?，使用單孔6 mm預(yù)燃室的最高燃燒壓力出現(xiàn)最為集中，這說明每個點火循環(huán)之間的燃燒過程差異較小，燃燒穩(wěn)定性強，這主要是因為預(yù)燃室換氣充分，產(chǎn)生射流火焰能量高，使得氣缸內(nèi)燃料燃燒充分，不存在未燃甲醇。使用單孔2 mm預(yù)燃室時，出現(xiàn)接近3 MPa的最高燃燒壓力，明顯高于使用其他預(yù)燃室的測試工況。結(jié)合圖3可以看出，這些著火循環(huán)出現(xiàn)在失火循環(huán)之間，多次失火循環(huán)導(dǎo)致預(yù)燃室以及主燃燒室內(nèi)積累大量的甲醇燃料，使得成功點火后產(chǎn)生強力的射流火焰并引燃過量的甲醇混合氣，最高燃燒壓力增加。

圖6 不同預(yù)燃室孔徑和孔結(jié)構(gòu)條件下，前100個循環(huán)的最高燃燒壓力及其對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角

2.2 預(yù)燃室噴射時刻和噴油量對著火性能的影響

主動式預(yù)燃室射流點火(TJI)系統(tǒng)使用獨立的噴油器供油，噴油時刻對預(yù)燃室內(nèi)混合氣的形成起關(guān)鍵作用。圖7示出不同預(yù)燃室噴射時刻下前100個循環(huán)的平均指示壓力變化。由圖7可以看出，各個工況下IMEP的變化趨勢十分相似，都經(jīng)歷了“失火—失火著火振蕩—穩(wěn)定著火”這一發(fā)展過程，同時第一次成功著火循環(huán)出現(xiàn)的時刻也大致相同，說明預(yù)燃室燃油噴射時刻對于甲醇TJI的冷機著火性能的影響并不關(guān)鍵。

圖7 不同預(yù)燃室噴射時刻條件下，前100個循環(huán)的平均指示壓力

圖8示出不同預(yù)燃室噴射時刻下，前100個循環(huán)的最高燃燒壓力及其相位。由圖8可看出，4個噴射時刻下最高燃燒壓力的分布規(guī)律區(qū)別不大，此種現(xiàn)象也表明冷邊界條件下預(yù)燃室的噴射時刻對預(yù)熱室射流點火甲醇發(fā)動機的冷機著火性能影響不大。這是由于在25 ℃的冷機狀態(tài)下，最初幾個循環(huán)噴入預(yù)燃室中的甲醇并沒有完全蒸發(fā)，而是逐漸積累在預(yù)燃室內(nèi)直至甲醇濃度達(dá)到可燃條件，實現(xiàn)第一次成功著火循環(huán)。所以第一次著火循環(huán)的出現(xiàn)更多地與預(yù)燃室內(nèi)甲醇噴射量有關(guān)，而與噴射時刻關(guān)系不大。該結(jié)果與預(yù)燃室射流點火發(fā)動機穩(wěn)態(tài)燃燒的經(jīng)驗略有不同，在穩(wěn)態(tài)試驗中，預(yù)熱室環(huán)境溫度較高，噴入預(yù)燃室的燃油能夠以較快的速度蒸發(fā)形成燃油蒸氣，因此預(yù)燃室內(nèi)過早的燃油噴射會導(dǎo)致混合氣隨著活塞下行被泵出預(yù)燃室，而過晚噴油則會導(dǎo)致燃油蒸發(fā)時間不足，導(dǎo)致預(yù)燃室內(nèi)混合氣濃度不足。

圖8 不同預(yù)燃室噴射時刻條件下，前100個循環(huán)的最高燃燒壓力及其相位

通過控制噴油器的脈寬來改變預(yù)燃室內(nèi)甲醇噴射量，進一步研究預(yù)燃室內(nèi)甲醇噴射量對發(fā)動機起動性能的影響。圖9示出不同預(yù)燃室噴油量條件下前100個循環(huán)的平均指示壓力的變化趨勢。由圖9可以看出，隨著預(yù)燃室噴油量增加，首次成功點火循環(huán)逐漸提前，當(dāng)預(yù)燃室內(nèi)循環(huán)噴油量增加至4 mg時，在第5個循環(huán)就出現(xiàn)了第一次著火循環(huán)。圖10示出前100個循環(huán)的CA50和燃燒持續(xù)期，可以看出預(yù)燃室噴油量增加至4 mg可以使穩(wěn)定著火初期的CA50明顯提前，而對燃燒持續(xù)期影響不明顯。這種現(xiàn)象說明向預(yù)燃室內(nèi)加濃噴油的做法會使預(yù)燃室內(nèi)積累燃油的速率加快，甲醇油膜蒸發(fā)出足量的甲醇蒸氣，在預(yù)燃室內(nèi)形成理想的可燃混合氣從而縮短了冷機狀態(tài)下發(fā)動機的起動時間。

圖9 不同預(yù)燃室噴油量條件下前100個循環(huán)的平均指示壓力

圖10 不同預(yù)燃室噴油量條件下前100個循環(huán)的CA50與燃燒持續(xù)期

3 結(jié)論

a) 預(yù)熱室射流點火甲醇發(fā)動機在25 ℃卻水溫度條件下，進氣歧管開始噴油后的數(shù)個循環(huán)之后才會出現(xiàn)第一個成功點火循環(huán)，而從首次成功點火循環(huán)到發(fā)動機進入穩(wěn)定燃燒狀態(tài)之間存在成功點火與失火交替出現(xiàn)的過渡狀態(tài)，表現(xiàn)為IMEP的大幅度振蕩；

b) 射流孔的總流通面積與發(fā)動機的冷起動性能相關(guān)，單孔2 mm預(yù)燃室流通面積過小，一方面由于射流速度過高導(dǎo)致火焰容易淬滅，另一方面由于換氣困難，廢氣無法有效排出，發(fā)動機長時間不能進入穩(wěn)定著火狀態(tài)；單孔4 mm與三孔2.3 mm預(yù)燃室射流孔流通面積相同，起動性能也基本相同，優(yōu)于單孔2 mm預(yù)燃室；而單孔6 mm的預(yù)燃室冷機著火性能最好，這得益于其射流孔截面積較大，在活塞下行時可以有效地進行廢氣排出，預(yù)燃室可以產(chǎn)生穩(wěn)定的射流火焰；

c) 預(yù)燃室噴射時刻對首次成功點火循環(huán)的出現(xiàn)時刻幾乎不產(chǎn)生影響，對射流點火甲醇發(fā)動機的冷機著火性能影響不大；而提高預(yù)燃室噴油量則可以明顯提前成功著火循環(huán)出現(xiàn)的時刻，并使著火初期的燃燒相位提前，可有效改善射流點火甲醇發(fā)動機的冷起動性能。