湍流射流点火对天然气发动机燃烧特性影响的试验研究

车胜楠，冯钟辉,刘宗宽,周 磊,卫海桥，刘昌文

(天津大学 内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

0 概述

随着人们对环境问题的日益关注和相关法律的日趋严格，节能减排成为发动机研究和发展的方向。价格低廉、储量丰富、抗爆性好的天然气作为汽油柴油的替代燃料受到越来越多的关注[1-2]。甲烷是天然气最主要的成分，其碳氢比在所有化石燃料中最低，燃烧几乎不产生烟雾颗粒物，并且可有效降低CO2和NOx排放[3-4]。但由于天然气十六烷值低，发火性能差，自燃温度高且燃烧速度慢[5-7]，因此在实际应用中需要更高的点火能量来点燃混合气。

预燃室湍流射流点火(turbulent jet ignition， TJI)具有高点火能量[8-9]，它通过火花塞点燃预燃室中的混合气，预燃室中压力上升推动火焰通过预燃室喷孔喷入主燃烧室，点燃主燃室混合气做功。研究表明，湍流射流点火可大幅提升发动机燃烧速率，缩短燃烧持续期并提升燃烧稳定性[10]；此外，TJI可以通过稀薄燃烧技术优化发动机的燃油经济性和排放，有效减少NOx排放[11]。在实际应用中仅需将发动机火花塞替换为预燃室点火装置即可实现TJI发动机改装。文献[12]中在一台增压发动机上进行被动式预燃室的试验研究，结果表明采用被动式预燃室可以提高燃烧稳定性及燃烧效率，但被动式预燃室所能达到的稀燃极限与火花塞点火(spark ignition， SI)类似，远低于主动式预燃室。文献[13]中在一台液化石油气发动机上通过预燃室装置将稀燃极限拓展至2.0～2.4，将预燃室燃料替换为氢气，则稀燃极限可拓展至2.5～2.6，并且稀燃条件下NOx排放极低。在稀薄燃烧时，预燃室中以化学计量当量比进行TJI点火可以使稀薄甲烷/空气混合气的火焰传播速度提高5～6倍[14]。文献[15]中在天然气发动机上应用气相射流点火开展主动式射流点火与被动式射流点火比较试验，结果表明主动式射流点火可以拓展稀燃极限，在配合废气再循环策略后能大幅提高热效率并降低排放。文献[16]中用预燃室点火装置在天然气驱动的重型发动机中进行试验，结果发现在预燃室中增大燃料浓度实现浓混合气燃烧可以使稀燃运行极限显著延长，指示效率也相应提高。MAN公司在对大缸径船用天然气发动机35/44G和51/60G的研究中，通过模拟计算发现预燃室的设计要与主燃烧室的设计相匹配，以实现高热效率[17]。

综上所述，湍流射流点火是一种很好的天然气发动机燃烧增强技术。在发动机中的应用多数在以天然气为燃料船用重型低速机中进行；在小型天然气发动机中仍主要采用缸内直喷火花塞点火的燃烧策略，但这种燃烧策略难以满足日趋严苛的排放法规；目前的TJI应用中动力性和经济性有待进一步优化。湍流射流点火可以实现天然气的稀薄燃烧以降低NOx等污染物排放，从而满足排放要求，具有很高的应用价值。

本文中基于单缸试验发动机台架系统采用自主开发的主动式预燃室，探究了不同过量空气系数下TJI对天然气发动机动力、排放及燃烧特性的影响，通过分析TJI相较于SI模式的优势和不足，采取高负荷下进气增压的策略对其动力性和经济性进行优化，使发动机保持在TJI最佳的稀燃工况下运行。最后用氢气作为预燃室中所喷射的燃料，与预燃室中喷射甲烷进行对比，探究其对发动机燃烧特性的影响。本研究将带有独特障碍物结构的预燃室应用于天然气发动机中，旨在加快缸内燃烧速度并提高燃烧稳定性，有助于加深对TJI模式的理解，为湍流射流点火技术在天然气发动机中的应用提供理论指导。

1 试验装置及方法

1.1 试验装置

试验采用一台Ricardo E6单缸四冲程发动机，并配有一台直流测功机。发动机采用水冷并具有可调节压缩比的技术条件，发动机的更多参数如表1所示。通过以LabVIEW软件为平台自主开发设计的喷油器系统控制喷油时刻、喷油脉宽，通过减压阀控制气体燃料喷射压力。点火正时通过MoTeC M400控制。

表1 试验发动机主要参数

单缸发动机试验台架布置示意图如图1所示。发动机转矩与转速通过DZC-20直流电力测功机控制，转矩传感器采用ZEMIC H3-C3-200kg-3B。缸内空燃比采用美国ECM公司Lambda CAN模块的λ传感器测量，可实现对缸内燃料混合气空燃比的实时监测。宽裕氧传感器安装在排气管处，响应时间为0.15 s。水冷式缸压传感器KISTLER 6118B安装在主燃烧室顶部，可对发动机缸内压力进行动态测量，压力信号由光电编码器每隔0.1°触发采集，并经KISTLER 5018电荷放大器和National Instruments PC-6123数据采集卡将数据保存。发动机冷却水和机油温度采用PT-100铂电阻传感器进行测量，由德国SIEMENS比例积分控制器分别控制在75 ℃和 85 ℃，误差范围保持在±3 ℃。发动机燃气消耗量采用同圆ToCeiL-CMF010瞬态气耗仪进行测量，量程为0～15 kg/h。燃烧废气中一氧化碳(CO)、碳氢化合物(HC)和NOx的排放采用HORIBA MEXA-7200H排放分析仪测量。

图1 单缸机试验台架布置图

图2为湍流射流点火装置示意图。其中，图2(a)为湍流射流点火系统的外观示意图，图2(b)为湍流射流点火系统的结构设计。TJI系统结构包括火花塞、喷油器和预燃室。喷油器使用了BOSCH 6孔电磁线圈喷油器，为了避免发动机运行中过高的燃烧温度对喷油器造成损坏，在预燃室系统中设计了冷却水道。图2(c)为本试验使用的预燃室结构示意图。根据文献[18]中提出的火焰过障碍物加速机理可知，经过障碍物后火焰的速度通常会增加约一个量级，为提升预燃室射流火焰速度，加快主燃烧室火焰传播速度，本试验采用的预燃室内有独特的障碍物结构，如图2(d)所示，障碍物是由9个直径(Φ)为 1 mm 的孔组成，位于出口上方16 mm处，9个孔以 3×3 分布布置。预燃室基于一台单缸试验机尺寸设计，预燃室出口直径为4 mm，容积为3.6 mL，其容积约占该发动机燃烧室容积的5%。

图2 湍流射流点火装置示意图

1.2 试验方法

试验中湍流射流点火(TJI)与火花塞点火(SI)燃烧方式是通过同一台试验单缸机完成的，试验均采用全节气门开度，通过对进气道甲烷喷射量的控制以实现不同过量空气系数。为了保证试验的可靠性，改变工况后在发动机稳定运行60 s后进行测量，且每个工况点重复测量3次。试验过程发动机转速均固定为1 500 r/min，进气道喷甲烷时刻为曲轴转角-480°，预燃室喷油时刻为-180°。SI与TJI模式下的λ选择都是从1.0开始，随后增大λ到发动机失稳结束，在试验中平均指示压力循环波动低于5%时发动机视为稳定运行状态。

通过改变燃料喷射脉宽控制燃料喷射量。通过后氧传感器测量尾气中氧浓度后由ECU软件直接给出过量空气系数，试验所测得的过量空气系数的计算中包含了预燃室中燃料的喷射量。图3展示的是在λ= 1.4下采用主动式TJI时，预燃室燃料喷射脉宽对发动机平均指示压力和其循环波动的影响，分别对应了发动机的动力性和稳定性。从图中可以看出，过多的燃料喷射反而会使发动机动力性下降，并影响稳定性。因此，在主动式预燃室中，初始喷射脉宽选择较低的1 ms即可。随着主燃烧室过量系数增大，燃烧变得不稳定，此时逐渐增大预燃室喷射脉宽至维持燃烧稳定(即平均指示压力循环波动在5%以下)。当主燃烧室中燃料过稀，无论如何改变预燃室脉宽都无法维持燃烧稳定时，认为燃烧到达稀薄极限。

图3 预燃室喷油脉宽对TJI性能的影响

试验缸压数据采集200个工作循环，通过试验室自主开发的离线分析软件进行计算，计算结果中包含缸压、放热率、带通缸压、平均指示压力和燃烧相位等子参数。试验过程中每个工况扫描5～7个点火提前角，在进行性能与燃烧特性分析时会选取最佳点火时刻即最大制动力矩(maximum brake torque, MBT)点进行分析。

2 试验结果分析

2.1 天然气发动机动力、排放及燃烧特性对比

TJI点火模式和SI点火模式下的缸内平均指示压力随过量空气系数的变化趋势如图4所示。随着过量空气系数增加，TJI与SI模式的平均指示压力均呈线性降低。相同过量空气系数下，TJI模式的平均指示压力略低于SI模式。主要原因可能是预燃室结构的存在使燃烧室容积增大，发动机内部实际压缩比略有下降，同时预燃室出口孔处的节流损失和预燃室结构所多出的壁面表面积造成的传热损失导致TJI模式的能量损失比SI模式更大，故TJI模式下平均指示压力略低。需要指出的是，采用TJI模式可将稀燃极限从SI模式的1.4扩展至1.7，表明TJI模式平均指示压力具有更大的覆盖范围。

图4 TJI模式与SI模式的平均指示压力随过量空气 系数的变化

为进一步分析TJI模式对发动机性能的影响，图5展示了TJI模式与SI模式在不同过量空气系数下燃油经济性的关系图。随着λ增大，SI模式的指示燃油消耗率呈下降趋势，但受到稀燃极限的限制，λ超过1.4时发动机无法正常运行；相比之下，TJI模式的指示燃油消耗率则随λ增大先降低后升高，最佳的油耗率在λ为1.4～1.5范围内取得，与SI最低值基本相同。TJI由于射流点火使稀薄混合气燃烧更充分、更稳定，因此在λ为1.0～1.4的稀燃条件下燃油消耗率大幅度下降；但随着过量空气系数的进一步增加(λ>1.4)，主燃室内混合气浓度过稀，燃烧质量和稳定性变差，为此逐渐增加预燃室中的喷油量，由于预燃室中的燃料燃烧几乎不对发动机做功，因此预燃室中喷油量占比提高会导致发动机经济性变差。

图5 TJI模式与SI模式的指示燃油消耗率

图6展示了在TJI和SI模式下不同λ时燃烧循环波动的变化情况。如图所示，在各过量空气系数下，TJI模式的循环波动都小于SI模式。在平均有效压力循环波动5%的限制下，TJI模式在λ=1.6时达到稀燃极限，在λ达1.7时燃烧开始不稳定；而SI模式在λ=1.5时缸内熄火，发动机无法正常运行，故在当前试验条件下λ=1.4为SI模式的稀燃极限。在TJI模式失稳前最大缸压循环变动也基本在5%以下，而SI模式的最大缸压的循环变动均在9%以上，由此可见在相同当量比条件下，TJI模式比SI模式循环波动更低，燃烧更稳定。

图6 TJI模式与SI模式的循环波动

图7为TJI模式与SI模式污染物排放的对比。从图7中可以看出，TJI模式与SI模式产生的CO随过量空气系数的变化趋势相同，CO排放在过量空气系数λ从1.0增大到1.2过程中迅速减少；λ达到1.2之后，随着过量空气系数的增大，缸内燃烧温度降低，燃烧效率下降，CO排放又缓慢增加。从λ=1.0起，随着过量空气系数的增大，缸内氧气量逐渐增加，有利于甲烷完全燃烧从而使得碳氢排放量逐渐降低，到λ=1.2时达到最小值；之后随着λ的逐渐增大，缸内稀薄燃烧使缸内温度逐渐降低，甲烷燃烧开始变得不充分从而导致所测得的碳氢排放量逐渐增大。λ大于1.2的稀燃条件下，TJI模式碳氢排放增速要高于SI模式，这是由于预燃室结构增大了燃烧室的总体表面积，也加大了余隙容积，预燃室内的散热损失和燃烧损失不利于燃料的充分燃烧，从而使碳氢排放增加。从图中可以看出SI模式的NOx排放先增加后降低，在λ= 1.2左右达到最大值。这是由于过量空气系数λ小于1.2时，随着λ的增大，氧浓度增加对NOx生成的促进作用大于稀燃缸内温度降低对NOx生成的抑制作用；当λ大于1.2时，稀燃缸内温度降低对NOx生成的抑制作用大于高氧浓度对NOx生成的促进作用。TJI模式NOx排放则不断降低，这是由于稀燃条件下，缸内温度降低对NOx生成的抑制作用大于氧浓度增大对NOx生成的促进作用。相同过量空气系数下，TJI模式NOx排放都低于SI模式，这是由于预燃室结构增大了燃烧室的壁面面积，壁面传热损失增加，使缸内温度降低，抑制了NOx的生成。

图7 TJI模式与SI模式的污染物排放

图8为TJI与SI模式在不同过量空气系数下的缸压与放热率比较。TJI模式放热率曲线在点火后会产生“尖峰”，该尖峰由预燃室射流在主燃室内多点点火使主燃室内剧烈燃烧而形成；由于火花塞提供的点火能量远低于射流火焰，因此SI模式放热率曲线在点火后上升缓慢，这也使得SI模式的最佳点火时刻相比TJI模式要更加提前。随着过量空气系数的增加，主燃烧室内可被射流引燃的燃料的量减少，TJI模式放热率峰值逐渐降低。此外，在相同过量空气系数条件下TJI模式缸压比SI模式更低，SI模式缸内燃烧温度较TJI模式更高，高温有利于NOx的生成。

图8 TJI模式与SI模式的缸压和放热率曲线

图9为不同过量空气系数下TJI模式与SI模式燃烧相位的对比，其中CA10、CA50与CA90分别为缸内累计放热量达到10%、50%与90%时对应的曲轴转角。由图可见随着过量空气系数的增大，TJI模式和SI模式的最佳点火时刻逐渐提前，这是由于稀燃工况需要增大点火提前角以维持发动机燃烧的稳定性。SI模式的CA10较TJI更为提前，这是由于SI模式较低的放热率导致其滞燃期更长，最佳点火时刻更为提前。在稀燃极限范围内，TJI模式与SI模式的CA50和CA90大致相同，但由于SI模式的点火时刻提前，故燃烧放热达到50%所需的时间更长，与前文SI模式燃烧初期放热率较低相对应；燃烧后期二者放热率大致相同，CA50到CA90所需时间也大致相同。

图9 TJI模式与SI模式燃烧相位与点火时刻

图10展示了TJI与SI模式的滞燃期和燃烧持续期变化情况。本文中定义滞燃期为从点火时刻至CA10经历的曲轴转角变化；燃烧持续期定义为从CA10到CA90经历的曲轴转角。

图10 TJI模式与SI模式的滞燃期与燃烧持续期

如图10所示，TJI模式在稳定燃烧时滞燃期随过量空气系数增加略微变长，在λ为1.7时燃烧失稳，此时滞燃期大幅增加；而SI的滞燃期则随过量空气系数增大而明显变长，且λ越大，滞燃期增长幅度越大。这是由于TJI发动机火花塞点燃的是预燃室腔体内的混合气，而预燃室腔体内有额外的喷油，因此预燃室内混合气浓度受主燃室影响较小，滞燃期变化也小；而SI通过火花塞直接点燃主燃室混合气，混合气浓度越低，点火效果就越差，滞燃期越长。

随着过量空气系数的增大，SI和TJI模式燃烧持续期均明显增加，混合气越稀燃烧变慢，燃烧所需时间也就变长。但TJI模式湍流射流的多点点火效应可提升主燃室燃烧速率，因此在相同的过量空气系数下其燃烧持续期更短。

2.2 TJI进气增压对动力性与经济性的影响

根据前文分析可知，TJI的采用可以扩展稀燃极限，降低NOx排放，在燃烧特性上也有滞燃期短、燃烧速率快的优势。但在动力性与经济性上，TJI模式与SI模式相比并未体现出明显优势，相同λ下TJI模式动力性要比SI模式略低，燃油经济性上也只在稀燃条件下能达到相同数值。为此，在高负荷下采用进气增压策略，在TJI模式拓宽稀燃极限和降低排放优势的基础上，进一步对其动力性和经济性进行优化。本部分试验采用了3种增压度，进气压力分别为 0.12 MPa、0.14 MPa和0.16 MPa。

图11为不同增压度下TJI模式平均指示压力的对比，从图中可以看出进气增压可以明显提升TJI模式动力性，在相同过量空气系数下，增压度每提高0.02 MPa，平均指示压力会提高约0.15～0.20 MPa。

图11 不同进气压力下TJI模式下的平均指示压力

图12为不同增压度下指示燃油消耗率随λ的变化曲线。从图中可以看出进气增压可以进一步降低指示燃油消耗率，提升发动机的经济性。此外，增压后指示燃油消耗率随过量空气系数变化趋势与未增压时大致相同，都是随着负荷升高先减小后增大，在λ为1.5左右达到最小值，此时经济性最好。结合之前的分析，λ为1.5时排放特性也较好，因此将过量空气系数为1.5作为TJI稀燃时的最佳工况点。

图12 不同进气压力下TJI模式下的指示燃油消耗率

图13展现了在λ为1.5时不同增压度下油耗随负荷的变化关系。从图中可以看出随着增压度增大，TJI模式所覆盖的负荷区间发生了变化，增压度越高，其覆盖的负荷区间也就越高。

图13 不同进气压力下TJI模式指示燃油消耗率与平均指示 压力关系

综上，可以在稀燃条件下通过进气增压的方式优化TJI模式下高负荷时的经济性，当需要更高的负荷时，并非通过增大缸内混合气浓度提高负荷，而是在图13中点划线处采用进气增压的方式保持稀燃工况的同时提高负荷，从而将指示燃油消耗率保持在各增压度的最低值附近。

2.3 预燃室喷氢气对发动机燃烧特性的影响

先前研究表明，相较于天然气，氢气具有反应活性高和燃烧速率快的特点，TJI模式下预燃室内喷射氢气可获得更强的射流火焰，更好地促进主燃烧室内的燃烧。为研究预燃室中喷氢气对TJI模式天然气发动机燃烧特性的影响，对发动机在λ=1.4和1.6两种稀燃工况下预燃室喷氢气与预燃室喷甲烷的缸压和放热率进行比较分析，如图14所示。结果表明，二者在相同过量空气系数下的缸压峰值基本相同，但预燃室喷氢气时缸压升高更快且放热率峰值更高。这是由于氢气燃烧产生的射流更强，加速了主燃烧室火焰传播，同时氢气射流中带有大量活性自由基，提高主燃室中混合气更易着火；预燃室喷甲烷时的放热率峰值只有预燃室喷氢气的三分之二左右，且由于其放热更慢，点火时刻也需要更提前，且过量空气系数越大，点火时刻提前得越多。此外，随着过量空气系数增大，由氢气射流引起的放热率峰值依旧非常明显，而甲烷射流则受混合气浓度影响较大。

图14 预燃室分别喷甲烷与氢气时的缸压和放热率

图15为预燃室分别喷甲烷与氢气时的燃烧相位的对比。由图可见随着过量空气系数的增大，为了维持燃烧稳定性，二者点火时刻均逐渐提前。但在相同过量空气系数下，由于预燃室喷氢气产生的射流更强且燃烧速率更快，因此其点火提前角更小；预燃室喷甲烷时，由于其在过稀的工况下放热率较低，必须大幅提前点火时刻，使总体燃烧相位都有明显提前。

图15 预燃室分别喷甲烷与氢气时的燃烧相位与点火时刻

图16中对预燃室分别喷甲烷与氢气时的滞燃期和燃烧持续期进行了进一步对比分析。

图16 预燃室分别喷甲烷与氢气时的滞燃期与燃烧持续期

从图16中可以看出预燃室中喷氢气滞燃期明显更短，其滞燃期虽然也随着过量空气系数增大而变长，但在整体上比预燃室喷甲烷的滞燃期短4°左右。这也说明了氢气射流更强，火焰燃烧速率更快。随着过量空气系数增大，二者燃烧持续期都会变长，但预燃室喷甲烷时燃烧持续期延长幅度明显更大，且在稀燃条件下预燃室喷甲烷比预燃室喷氢气燃烧持续期长3°～7°。总体上，预燃室中喷氢气时提高了燃烧速率和放热率，使燃烧滞燃期和燃烧持续期均缩短。

3 结论

(1) TJI模式可以有效降低NOx排放，但碳氢排放有所增加，对CO排放几乎无影响。TJI模式在燃烧初期压力升高更快，放热率更高，放热率峰值约为SI模式的3倍。TJI模式的滞燃期和燃烧持续期也更短，虽然会随着过量空气系数增大而延长，但增长趋势较缓。综合TJI模式的动力性、经济性及排放性能来看，稀燃过量空气系数为1.5时，TJI模式性能最佳。

(2) 进气增压可以有效提升TJI模式的动力性能，在高负荷下可以通过改变增压度使发动机保持在最佳稀燃工况下稳定工作，从而将指示燃油消耗率保持在各增压度的最低值附近，进而提升发动机的经济性。

(3) 与预燃室喷甲烷相比，预燃室中喷氢气产生的射流更强，燃烧速率更快，同时预燃室喷氢气时的放热率更高，滞燃期和燃烧持续期更短，燃烧稳定性更好。