王欣，張紅光，姚寶峰，3，孫曉娜，雷艷，王道靜，白小磊，葛蘊(yùn)珊

(1.北京工業(yè)大學(xué) 環(huán)境與能源工程學(xué)院，北京100124;2.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車(chē)輛學(xué)院，北京100081;3.北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京100044)

0 引言

目前，我國(guó)的石油對(duì)外依存度已經(jīng)達(dá)到54%，能源形勢(shì)十分嚴(yán)峻。發(fā)展新型代用燃料是化解我國(guó)能源對(duì)外依賴的一條有效途徑。天然氣和氫氣被認(rèn)為是最有潛力的內(nèi)燃機(jī)代用燃料［1］，而且我國(guó)天然氣儲(chǔ)量豐富，分布較廣，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)也較為成熟。但是，由于天然氣點(diǎn)火能量高、火焰?zhèn)鞑ヂ忍攸c(diǎn)，使其不易實(shí)現(xiàn)稀燃。此前的研究表明，在天然氣中摻入一定比例的氫氣，形成HCNG，作為燃料使用，可以有效地降低點(diǎn)火能量，提高火焰速度，拓展稀燃極限［2-4］。本文在一臺(tái)改裝為天然氣燃料的JL465Q5 發(fā)動(dòng)機(jī)上燃用HCNG 進(jìn)行了臺(tái)架試驗(yàn)，以研究點(diǎn)火提前角、摻氫比、節(jié)氣門(mén)開(kāi)度、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速以及機(jī)油和冷卻水溫度對(duì)HCNG 發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限的影響。

1 稀燃極限的定義方法

多年以來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)從各個(gè)角度對(duì)稀燃極限進(jìn)行了比較深入的研究，并且提出了多種對(duì)稀燃極限的定義方法。Quader 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)在稀燃極限附近的燃燒現(xiàn)象進(jìn)行了研究和解釋?zhuān)?duì)失火極限進(jìn)行了定義［5］。Heywood 推薦使用平均指示壓力的循環(huán)變動(dòng)率(COVimep)達(dá)到10%時(shí)的過(guò)量空氣系數(shù)作為稀燃極限［6］。而John T.Kubesh 在此基礎(chǔ)上還依據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的HC 排放來(lái)進(jìn)行稀燃極限的判定［7］。此外，Tokuta Inoue 等學(xué)者利用缸間變動(dòng)來(lái)研究稀燃極限［8］。而近年來(lái)國(guó)內(nèi)也對(duì)各種燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限開(kāi)展了很多研究，姚寶峰等曾開(kāi)展對(duì)CNG 發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限的試驗(yàn)研究，并認(rèn)為轉(zhuǎn)速變動(dòng)系數(shù)、扭矩變動(dòng)系數(shù)、HC 排放等參數(shù)適合作為稀燃極限的判據(jù)，并給出了相應(yīng)的評(píng)價(jià)指標(biāo)［9］。王振鎖等對(duì)LPG 發(fā)動(dòng)機(jī)的稀限判據(jù)也進(jìn)行了深入的研究［10］。根據(jù)文獻(xiàn)［6］推薦的方法，在本文中，稀燃極限被定義為發(fā)動(dòng)機(jī)連續(xù)200 循環(huán)平均指示壓力的循環(huán)變動(dòng)率達(dá)到10%時(shí)的過(guò)量空氣系數(shù)。在實(shí)際試驗(yàn)過(guò)程中，受精度所限，難以使COVimep剛好為10%，則以COVimep使最為接近10%的工況點(diǎn)的過(guò)量空氣系數(shù)為該條件下的稀燃極限。

2 試驗(yàn)條件和方法

2.1 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)使用的原機(jī)為重慶江陵發(fā)動(dòng)機(jī)有限公司生產(chǎn)的JL465Q5 型汽油機(jī)，單頂置凸輪軸，每缸兩氣門(mén)，基本參數(shù)在表1中列出。

表1 JL465Q5 型發(fā)動(dòng)機(jī)原機(jī)參數(shù)Tab.1 Specifications of engine type JL465Q5

在原機(jī)基礎(chǔ)上，通過(guò)自行加裝燃?xì)夤┙o系統(tǒng)并開(kāi)發(fā)了電控單元，使其適合燃用氣體燃料。改裝后的發(fā)動(dòng)機(jī)為電控節(jié)氣門(mén)體噴射。燃?xì)夤┙o系統(tǒng)包括氣瓶、減壓閥、燃?xì)鈬娚溟y等。試驗(yàn)所用的HCNG，為預(yù)混合氣，貯存在專(zhuān)用鋼瓶?jī)?nèi)，燃?xì)夤┙o系統(tǒng)如圖1所示。電控系統(tǒng)為多片式設(shè)計(jì)，使用ATmega128 和ATmega8 兩種8 位單片機(jī)，分別用于控制燃?xì)鈬娚洹Ⅻc(diǎn)火提前角和與上位機(jī)的通訊;通過(guò)與上位機(jī)的通訊，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)噴氣脈寬、點(diǎn)火提前角等發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)實(shí)時(shí)在線調(diào)整。試驗(yàn)所用的天然氣為北京市市售天然氣，所用氫氣的純度為99.9%。

圖1 燃?xì)夤┙o系統(tǒng)示意圖Fig.1 Sketch map of fuel supply subsystem

發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)控系統(tǒng)采用湘儀動(dòng)力測(cè)試儀器有限公司生產(chǎn)的普聯(lián)FC2000 發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)控系統(tǒng)，主要包括GW160 型電渦流測(cè)功機(jī)，F(xiàn)C2010 發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)控儀，F(xiàn)C2110 油門(mén)勵(lì)磁加載單元等，可以實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)定節(jié)氣門(mén)開(kāi)度、定轉(zhuǎn)速等控制。試驗(yàn)中，過(guò)量空氣系數(shù)的測(cè)量使用日本HORIBA 公司生產(chǎn)的MEXA-700λⅡ型空燃比分析儀，本文中的試驗(yàn)基本在過(guò)量空氣系數(shù)Φa＞1.4 的條件下進(jìn)行，該設(shè)備在1.376Φa到2.062Φa間的測(cè)量精度為±0.048Φa.缸壓信號(hào)通過(guò)安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)第一缸上的Kistler 6117BFD 型火花塞式壓電晶體缸壓傳感器進(jìn)行采集。曲軸轉(zhuǎn)角信號(hào)由長(zhǎng)春禹衡AFL-A 型光電編碼儀檢測(cè)，分辨率為0.2°CA.試驗(yàn)的測(cè)控系統(tǒng)在圖2中給出。

圖2 試驗(yàn)測(cè)控系統(tǒng)示意圖Fig.2 Sketch map of experiment system

2.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)中所采用的各項(xiàng)參數(shù)均在表2中給出。

表2 試驗(yàn)所包含的工況點(diǎn)Tab.2 Testing parameters in this present paper

研究點(diǎn)火提前角對(duì)稀燃極限的影響時(shí)，首先通過(guò)上位機(jī)通訊設(shè)定目標(biāo)點(diǎn)火提前角，然后在該點(diǎn)火提前角條件下，通過(guò)調(diào)節(jié)噴氣脈寬來(lái)改變過(guò)量空氣系數(shù)，待發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定后，使用自行編寫(xiě)的程序采集缸壓信號(hào)并計(jì)算COVimep，當(dāng)COVimep達(dá)到10%時(shí)，認(rèn)為此時(shí)的過(guò)量空氣系數(shù)為該工況下的稀燃極限。而后，調(diào)整點(diǎn)火提前角至下一工況，繼續(xù)試驗(yàn)，點(diǎn)火提前角的步長(zhǎng)為2°CA.

研究其他影響因素時(shí)，首先需要確定各工況下的稀燃極限所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火提前角(LLT).所謂LLT，指的是該燃料摻氫比、轉(zhuǎn)速和節(jié)氣門(mén)開(kāi)度條件下取得稀燃極限最大值時(shí)所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火提前角。由于發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)或燃料成分的改變，固定點(diǎn)火提前角對(duì)燃料的燃燒和放熱會(huì)產(chǎn)生一定的影響，進(jìn)而對(duì)試驗(yàn)結(jié)果造成影響。而且在此前的試驗(yàn)中，最大制動(dòng)轉(zhuǎn)矩所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火提前角在各工況中不完全與LLT重合，因此，在對(duì)摻氫比、節(jié)氣門(mén)開(kāi)度、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、機(jī)油溫度和冷卻水溫度等因素進(jìn)行研究時(shí)，本文采用LLT 角條件。

在對(duì)點(diǎn)火提前角、摻氫比、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和節(jié)氣門(mén)開(kāi)度4 項(xiàng)因素進(jìn)行研究時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的機(jī)油溫度控制在90 ℃～95 ℃，冷卻水溫度控制在80 ℃～85 ℃.研究機(jī)油溫度的影響時(shí)，冷卻水溫度控制在80 ℃～85 ℃.而研究冷卻水溫度的影響時(shí)，機(jī)油溫度控制在90 ℃～95 ℃.

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 點(diǎn)火提前角

圖3中給出了點(diǎn)火提前角對(duì)稀燃極限影響的關(guān)系曲線。圖中關(guān)系表明，隨著點(diǎn)火提前角的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限先增大后減小，即過(guò)大和過(guò)小的點(diǎn)火提前角都會(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限減小。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因主要是由于點(diǎn)火提前角過(guò)大時(shí)，混合氣過(guò)早被點(diǎn)燃，燃燒壓力的峰值出現(xiàn)過(guò)早，從而使得在壓縮行程中的負(fù)功增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和工作穩(wěn)定性均有所下降，表現(xiàn)為循環(huán)變動(dòng)率增加，稀燃極限減小。同時(shí)，過(guò)大的點(diǎn)火提前角還使得在燃燒初期火核的穩(wěn)定性下降，燃燒過(guò)程中的爆震趨勢(shì)增強(qiáng)，這兩種因素都使得發(fā)動(dòng)機(jī)的工作變得不穩(wěn)定，從而對(duì)拓展稀燃極限產(chǎn)生消極影響。而當(dāng)點(diǎn)火提前角過(guò)小時(shí)，混合氣的燃燒等容度降低，加之在稀燃極限附近的混合氣火焰?zhèn)鞑ニ俣却蟠蠼档停挥幸徊糠挚扇蓟旌蠚庠谏现裹c(diǎn)前進(jìn)行了燃燒，而在做功行程中燃燒的燃料增加［11］;另外，減小點(diǎn)火提前角還會(huì)使得發(fā)動(dòng)機(jī)的傳熱損失增加;這些都會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率降低，動(dòng)力性變差，工作穩(wěn)定性變壞 ，從而降低了稀燃極限。

圖3 點(diǎn)火提前角對(duì)稀燃極限的影響Fig.3 Influence of ignition timing on lean-combustion limit

3.2 摻氫比

圖4給出了摻氫比和稀燃極限的關(guān)系曲線。圖中的關(guān)系表明，使用HCNG 燃料相比于天然氣，可以有效地提高發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限，并且隨著混合燃料中摻氫比的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限增大。上述現(xiàn)象是由氫氣的理化性質(zhì)所決定的，氫氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣仁翘烊粴獾? 倍，而其點(diǎn)火能量只有天然氣的約1/10，故而在天然氣中摻混一定體積分?jǐn)?shù)的氫氣，可以使火核形成更加容易，尤其是在稀燃極限附近時(shí)，從而減少出現(xiàn)失火循環(huán)的可能性，提高了發(fā)動(dòng)機(jī)工作的穩(wěn)定性;此外，在天然氣中混入氫氣，有助于提高燃料的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，這使得混合氣燃燒的著火遲滯期和燃燒持續(xù)期都縮短［12］，提高了燃燒的等容度，火焰?zhèn)鞑サ姆€(wěn)定性增強(qiáng)，從而降低了循環(huán)變動(dòng)率，拓展了發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限。隨著氫氣的加入，燃燒化學(xué)反應(yīng)中的OH 基團(tuán)數(shù)量增加，使得化學(xué)反應(yīng)速率增加［2］，對(duì)燃燒有促進(jìn)作用，有助于提高燃燒的穩(wěn)定性。而隨著燃料中氫氣體積分?jǐn)?shù)的增加，上述的改善作用將愈加明顯，因而隨著燃料中摻氫比的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限增大。

圖4 摻氫比對(duì)稀燃極限的影響Fig.4 Influence of hydrogen fraction on lean-combustion limit

3.3 節(jié)氣門(mén)開(kāi)度

圖5給出了節(jié)氣門(mén)開(kāi)度對(duì)稀燃極限影響的曲線。圖中關(guān)系表明，隨著節(jié)氣門(mén)開(kāi)度的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限有上升趨勢(shì)，但幅度不大。在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速保持恒定的條件下，隨著節(jié)氣門(mén)開(kāi)度的增加，進(jìn)氣在節(jié)氣門(mén)體處的節(jié)流損失減少，使得進(jìn)氣歧管內(nèi)的絕對(duì)壓力升高，發(fā)動(dòng)機(jī)的負(fù)荷增加。一方面，負(fù)荷的增加提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率，使得進(jìn)入缸內(nèi)的新鮮充量增加，有利于實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步的稀燃。另一方面，負(fù)荷增大后，使得發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒時(shí)的總體壓力上升，其中排氣壓力的升高有助于減少殘余廢氣系數(shù)，從而減輕了殘余廢氣對(duì)新鮮充量的稀釋作用，使得混合氣燃燒的穩(wěn)定性增加，有利于拓展發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限。

圖5 節(jié)氣門(mén)開(kāi)度對(duì)稀燃極限的影響Fig.5 Influence of throttle opening on lean-combustion limit

值得注意的是，當(dāng)節(jié)氣門(mén)開(kāi)度由20% 增加至30%時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限幾乎保持不變，甚至在高轉(zhuǎn)速條件下，稀燃極限反而有所降低。這是由于高轉(zhuǎn)速條件下，增加節(jié)氣門(mén)開(kāi)度使得進(jìn)氣的湍流強(qiáng)度增幅較大，從而加劇了燃燒初期火核被吹滅的可能，降低了燃燒穩(wěn)定性［13］。而在節(jié)氣門(mén)開(kāi)度為20%到30%的區(qū)間，增加開(kāi)度所能帶來(lái)的有益影響不足以抵消湍流加強(qiáng)所帶來(lái)的不利影響，因此出現(xiàn)了圖5中的現(xiàn)象。

3.4 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速

圖6給出了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)稀燃極限影響的關(guān)系曲線。圖中關(guān)系表明，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限減小，這與文獻(xiàn)［5］中的結(jié)論保持一致。當(dāng)節(jié)氣門(mén)開(kāi)度保持恒定時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的增加會(huì)使得發(fā)動(dòng)機(jī)的負(fù)荷降低，正如對(duì)節(jié)氣門(mén)開(kāi)度的分析，發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的降低會(huì)導(dǎo)致充氣效率的降低以及殘余廢氣系數(shù)的升高，進(jìn)而致使進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的新鮮充量減少，而殘余廢氣的稀釋作用卻加強(qiáng)，導(dǎo)致混合氣燃燒的燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，燃燒的等容度下降［3，14］，增加了混合氣在燃燒過(guò)程中的不穩(wěn)定性，增加了循環(huán)變動(dòng)率。此外，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的增加還使得進(jìn)氣流速增加，進(jìn)而導(dǎo)致在進(jìn)氣道內(nèi)的沿程阻力損失增加，使得進(jìn)氣道內(nèi)的絕對(duì)壓力降低，也會(huì)降低發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率和導(dǎo)致殘余廢氣系數(shù)增加，不利于稀燃。并且，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，缸內(nèi)的流動(dòng)增強(qiáng)，使得火核在形成初期更容易被吹滅，出現(xiàn)失火循環(huán)的可能性增加，進(jìn)而使得發(fā)動(dòng)機(jī)工作不穩(wěn)定趨勢(shì)增強(qiáng)。轉(zhuǎn)速增加后，每個(gè)循環(huán)所對(duì)應(yīng)的絕對(duì)時(shí)間減少，從而需要燃料有更快的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，而這與進(jìn)一步稀燃是矛盾的。

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)稀燃極限的影響Fig.6 Influence of engine speed on lean-combustion limit

3.5 機(jī)油溫度

圖7中給出了發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油溫度對(duì)稀燃極限的影響。圖中關(guān)系表明，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限隨著機(jī)油溫度的升高先減小后增大，在機(jī)油溫度為80 ℃附近時(shí)稀燃極限取得最小值。造成上述現(xiàn)象的原因是由于機(jī)油溫度升高后，機(jī)油的流動(dòng)性增加，強(qiáng)化了各個(gè)摩擦表面的潤(rùn)滑，減小了摩擦阻力，并且發(fā)動(dòng)機(jī)的攪油損失也減小，這些因素都使得發(fā)動(dòng)機(jī)可以以更少的能量來(lái)維持穩(wěn)定的運(yùn)行，從而能夠?qū)崿F(xiàn)更稀薄的燃燒，使得稀燃極限增加。但同時(shí)，隨著機(jī)油溫度的升高，在活塞環(huán)、凸輪軸和曲軸軸承等處的熱負(fù)荷增加，零件在受熱膨脹后會(huì)導(dǎo)致在這些運(yùn)動(dòng)副中的摩擦阻力增加，不利于發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)一步稀燃。這兩方面的影響都會(huì)隨著機(jī)油溫度升高的增強(qiáng)，而始終是相互制約的，所以出現(xiàn)圖中的現(xiàn)象，可能是由于在機(jī)油溫度到達(dá)80 ℃以前，活塞環(huán)和軸承處的摩擦阻力作用強(qiáng)于潤(rùn)滑油潤(rùn)滑增強(qiáng)作用，使得稀燃極限首先減小，而在80 ℃以后，潤(rùn)滑油的潤(rùn)滑增強(qiáng)作用又占主導(dǎo)地位，從而使得稀燃極限在該溫度以后逐漸增大。

3.6 冷卻水溫度

圖8給出了發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水溫度對(duì)稀燃極限的影響曲線。圖中關(guān)系表明，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限隨冷卻水溫度的升高而增加。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因，一方面是由于發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水溫度的升高加熱了氣缸壁面，使得火焰前鋒和氣缸壁間的傳熱損失所有減少，增強(qiáng)了火焰?zhèn)鞑サ姆€(wěn)定性，有利于實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步稀燃。另一方面，冷卻水和氣缸壁面溫度的增加，能夠縮短燃料的淬熄距離，從而實(shí)現(xiàn)更完全的燃燒，亦有助于提高火焰?zhèn)鞑サ姆€(wěn)定性，拓展稀燃極限。

圖7 機(jī)油溫度對(duì)稀燃極限的影響Fig.7 Influence of lubricant oil temperature on lean-combustion limit

圖8 冷卻水溫度對(duì)稀燃極限的影響Fig.8 Influence of coolant temperature on lean-combustion limit

4 結(jié)論

1)過(guò)大和過(guò)小的點(diǎn)火提前角都使HCNG 發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限減小，對(duì)每一工況，存在一相應(yīng)的最佳點(diǎn)火角，使得該條件下的稀燃極限最大。

2)使用HCNG 作為燃料可以有效地提高發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限，并且在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、節(jié)氣門(mén)開(kāi)度一定條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限隨摻氫比的增加而增大。

3)在一定的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和摻氫比條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限隨著節(jié)氣門(mén)開(kāi)度的增加，有上升的趨勢(shì)。

4)在一定的節(jié)氣門(mén)開(kāi)度和摻氫比條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的增加而減小。

5)在一定的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、節(jié)氣門(mén)開(kāi)度和摻氫比條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限隨機(jī)油溫度的升高先減小后增大。

6)在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、節(jié)氣門(mén)開(kāi)度和摻氫比均不變的條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限隨冷卻水溫度的升高而增加。

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