徐清祥,孫永亮,孔龍,許有豹

1.內(nèi)燃機(jī)可靠性國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東 濰坊 261061;2.濰柴動(dòng)力股份有限公司,山東 濰坊 261061

0 引言

近年來,能源危機(jī)和環(huán)境污染日益加劇,清潔能源在世界范圍內(nèi)受到關(guān)注,清潔能源汽車是當(dāng)前汽車行業(yè)的研究熱點(diǎn)之一[1]。天然氣儲(chǔ)量豐富,采用天然氣作為燃料的大功率氣體發(fā)動(dòng)機(jī)廣泛應(yīng)用于熱電聯(lián)供、電站、沼氣發(fā)電、瓦斯發(fā)電等。天然氣具有較高的活化能,著火溫度高,火焰?zhèn)鞑ニ俣缺容^慢,燃燒時(shí)間長。對(duì)于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī),應(yīng)優(yōu)化其燃燒性能,提升點(diǎn)火能力[2]。預(yù)燃室式火花塞是在普通火花塞的點(diǎn)火電極外增加1個(gè)預(yù)燃燒室,當(dāng)預(yù)燃室中的混合氣被點(diǎn)燃后,較小空間中的壓力和溫度迅速上升,高溫火焰和燃燒產(chǎn)物從預(yù)燃室小孔噴出,點(diǎn)燃主燃室的混合氣。預(yù)燃室式火花塞的點(diǎn)火能量為普通火花塞的100～1 000倍,可為主燃燒室中的稀薄混合氣提供穩(wěn)定點(diǎn)火能量,加快混合氣燃燒速度,減少未燃混合氣,提高天燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)熱效率[3-6]。

大缸徑氣體發(fā)動(dòng)機(jī)一般采用稀薄燃燒技術(shù),缸內(nèi)混合氣越稀薄,過量空氣系數(shù)越大。增大過量空氣系數(shù)有利于提高發(fā)動(dòng)機(jī)的平均有效缸內(nèi)壓力和熱效率,降低缸內(nèi)燃燒溫度和排氣溫度,減少NOx的產(chǎn)生[7-8]。但是過量空氣系數(shù)增大,混合氣難以點(diǎn)燃,易出現(xiàn)失火問題,缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊?易出現(xiàn)燃燒不充分問題,預(yù)燃室式火花塞是解決這些問題的有效方法之一。

本文中在大缸徑氣體機(jī)上進(jìn)行普通火花塞、預(yù)燃室式火花塞對(duì)氣體機(jī)性能影響的對(duì)比試驗(yàn),及3種預(yù)燃室式火花塞對(duì)氣體機(jī)性能影響的試驗(yàn),研究預(yù)燃室式火花塞對(duì)大缸徑氣體機(jī)稀燃極限、預(yù)燃室式火花塞噴孔數(shù)量和直徑對(duì)大缸徑氣體機(jī)性能和缸內(nèi)燃燒狀態(tài)的影響,為提高氣體機(jī)的燃燒穩(wěn)定性和熱效率提供參考。

1 預(yù)燃室式火花塞與普通火花塞試驗(yàn)對(duì)比分析

在1臺(tái)缸徑為180 mm的大缸徑氣體機(jī)上進(jìn)行普通火花塞和預(yù)燃室式火花塞性能對(duì)比試驗(yàn),分析火花塞型式對(duì)缸內(nèi)燃燒狀態(tài)和發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。采用的主要試驗(yàn)設(shè)備如表1所示。

表1 試驗(yàn)測試設(shè)備

經(jīng)試驗(yàn)測試,配置普通火花塞和預(yù)燃室火花塞氣體機(jī)稀燃極限的過量空氣系數(shù)分別為1.65、1.72。試驗(yàn)過程中,調(diào)整空燃比和點(diǎn)火提前角使發(fā)動(dòng)機(jī)性能達(dá)到最優(yōu)。采用普通火花塞,發(fā)動(dòng)機(jī)的最優(yōu)點(diǎn)火提前角(壓縮上止點(diǎn)前曲軸轉(zhuǎn)角)為26°,最優(yōu)過量空氣系數(shù)為1.58;而采用預(yù)燃室式火花塞,發(fā)動(dòng)機(jī)的最優(yōu)點(diǎn)火提前角為24°,最優(yōu)過量空氣系數(shù)為1.62。選擇在2種火花塞發(fā)動(dòng)機(jī)性能達(dá)到最優(yōu)時(shí)對(duì)比缸內(nèi)燃燒狀態(tài)和發(fā)動(dòng)機(jī)性能。普通火花塞和預(yù)燃室式火花塞實(shí)物如圖1所示。

a)普通火花塞 b)預(yù)燃室式火花塞

1.1 燃燒特性對(duì)比

2種火花塞氣體機(jī)缸內(nèi)循環(huán)平均指示壓力、最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力波動(dòng)情況如圖2所示。由圖2可知:采用普通火花塞,氣體機(jī)的循環(huán)平均指示壓力波動(dòng)率在1.6%上下浮動(dòng),最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力波動(dòng)率在7.5%上下浮動(dòng);采用預(yù)燃室式火花塞,氣體機(jī)的循環(huán)平均指示壓力和最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力波動(dòng)率下降約45%,發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性明顯提升。2種火花塞氣體機(jī)燃燒持續(xù)期對(duì)比如圖3所示。由圖3可知:普通火花塞氣體機(jī)的燃燒持續(xù)期在曲軸轉(zhuǎn)角66.7°左右;預(yù)燃室式火花塞氣體機(jī)的燃燒持續(xù)期對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角減小約11°,這表明采用預(yù)燃室火花塞可顯著提高缸內(nèi)燃燒速度,縮短燃燒持續(xù)期。

a)平均指示壓力波動(dòng)率 b)最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力波動(dòng)率

1.2 發(fā)動(dòng)機(jī)性能對(duì)比

不同負(fù)荷率(實(shí)際負(fù)荷與額定負(fù)荷的比)下2種火花塞氣體機(jī)燃?xì)庀穆蕦?duì)比如圖4所示。由圖4可知:采用預(yù)燃室式火花塞,氣體機(jī)燃?xì)庀穆试诓煌?fù)荷率均降低,負(fù)荷率為100%時(shí)燃?xì)庀穆式档图s2 g/(kW·h),氣體機(jī)的熱效率提高0.5%。

圖4 不同負(fù)荷率下2種氣體機(jī)燃?xì)庀穆蕦?duì)比

2種火花塞氣體機(jī)排氣溫度對(duì)比如表2所示。由表2可知:采用預(yù)燃室式火花塞后,由于燃燒速度加快,氣體機(jī)在不同負(fù)荷率下排氣溫度均明顯下降;普通火花塞氣體機(jī)額定功率下的渦前排氣溫度為660 ℃,預(yù)燃室式火花塞氣體機(jī)額定功率下的渦前排氣溫度為645 ℃,降低了15 ℃。

表2 2種火花塞氣體機(jī)渦前排氣溫度對(duì)比

性能對(duì)比試驗(yàn)表明:采用預(yù)燃室式火花塞后,氣體的稀燃極限得到拓展,缸內(nèi)燃燒速度加快,燃燒穩(wěn)定性大幅提高,氣體機(jī)的燃?xì)庀穆屎团艢鉁囟染兴档汀?/p>

2 預(yù)燃室式火花塞噴孔試驗(yàn)對(duì)比

預(yù)燃室式火花塞噴孔直徑和噴孔數(shù)量是火花塞設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù)。為優(yōu)化預(yù)燃室式火花塞結(jié)構(gòu),對(duì)預(yù)燃室式火花塞的噴孔數(shù)量和直徑進(jìn)行性能對(duì)比試驗(yàn)研究。噴孔直徑越小,預(yù)燃室式火花塞噴射出的火焰湍流動(dòng)能越大,有利于提升燃燒速度,但噴孔過小會(huì)導(dǎo)致預(yù)燃室內(nèi)部換氣不暢,預(yù)燃室內(nèi)燃燒的廢氣無法有效排出。在相同噴孔截面積下,數(shù)量越多,噴孔直徑越小,噴孔噴出火焰的輻射范圍越廣[9-10]。

為降低開發(fā)成本,縮短開發(fā)時(shí)間,通過仿真對(duì)預(yù)燃室噴孔方案進(jìn)行篩選,選取3種典型的預(yù)燃室式火花塞方案進(jìn)行試驗(yàn),3種火花塞的預(yù)燃室與主燃燒室的體積比均為0.45%,噴孔直徑、噴孔數(shù)量如表3所示,具體噴孔布置如圖5所示(圖中單位為mm)。

表3 不同預(yù)燃室式火花塞方案噴孔參數(shù)

a)方案1 b)方案2 c)方案3

2.1 滯燃期

在相同的空燃比下,調(diào)整點(diǎn)火提前角,控制不同預(yù)燃室式火花塞的CA10(指從火花塞點(diǎn)火到10%缸內(nèi)燃料完全燃燒經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角)相同,記錄CA10,對(duì)比火花塞對(duì)氣體機(jī)燃燒滯燃期的影響。方案1、2、3氣體機(jī)的滯燃期分別為曲軸轉(zhuǎn)角20°、27°、26°。方案1氣體機(jī)的滯燃期最短,方案2、3氣體機(jī)的滯燃期接近,均長于方案1氣體機(jī),表明滯燃期與預(yù)燃室式火花塞的噴孔截面積密切相關(guān)。增加噴孔數(shù)量或增大噴孔直徑,增大了火花塞噴孔截面積,降低了預(yù)燃室內(nèi)部高溫高壓燃?xì)獾膰娚渌俣?延長點(diǎn)火滯燃期;噴孔直徑對(duì)滯燃期的影響更大。從縮短滯燃期的角度分析,方案1氣體機(jī)的性能最優(yōu)。

2.2 燃燒持續(xù)期

燃燒持續(xù)期是燃料燃燒10%～90%對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角,表征燃料燃燒速度,對(duì)氣體機(jī)的經(jīng)濟(jì)性、排放均有影響[11-12]。

在相同的空燃比和CA50(指從火花塞點(diǎn)火到50%缸內(nèi)燃料完全燃燒經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角)下進(jìn)行試驗(yàn),方案1、2、3氣體機(jī)燃燒持續(xù)期對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角分別為55°、55°、52°。3種預(yù)燃室式火花塞氣體機(jī)的燃燒持續(xù)期接近,表明預(yù)燃室式火花塞的噴孔直徑、數(shù)量對(duì)氣體機(jī)燃燒持續(xù)期影響不大。分析原因?yàn)?盡管方案1氣體機(jī)的滯燃期最短,但是在后續(xù)的火焰發(fā)展過程中,急燃期未縮短,所以燃燒持續(xù)期與其他2個(gè)方案氣體機(jī)接近。

2.3 失火率

失火率是指在一定循環(huán)內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)失火的比例,失火率越高發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒越不穩(wěn)定[13]。相同的空燃比和CA50下,方案1、2、3氣體機(jī)的失火率分別為1.02%、1.78%、1.22%。方案1氣體機(jī)的失火率最低,方案3氣體機(jī)的失火率與方案1接近,方案2氣體機(jī)的失火率最高,表明增大火花塞噴孔直徑會(huì)導(dǎo)致失火率上升,發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性變差,火花塞噴孔數(shù)量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)失火率影響較小。

2.4 燃?xì)庀穆?/h3>

燃?xì)庀穆时碚鳉怏w機(jī)的經(jīng)濟(jì)性,燃?xì)庀穆试降?氣體機(jī)熱效率越高。相同的空燃比和CA50下,方案1、2、3氣體機(jī)的燃?xì)庀穆史浅＝咏?均約為178 g/(kW·h),預(yù)燃室式火花塞噴孔直徑和數(shù)量對(duì)氣體機(jī)燃?xì)庀穆实挠绊戄^小。

2.5 NOx排放

NOx排放水平是衡量大缸徑氣體機(jī)排放的關(guān)鍵指標(biāo)。在相同的空燃比和CA50下,方案1、2、3氣體機(jī)尾氣中NOx的質(zhì)量濃度分別為385、360、382 mg/m3。3種預(yù)燃室式火花塞氣體機(jī)NOx排放水平接近,預(yù)燃室火花塞的噴孔數(shù)量和直徑對(duì)氣體機(jī)NOx排放影響較小。

3 結(jié)論

為優(yōu)化大缸徑氣體機(jī)燃燒性能,通過仿真篩選出3種典型預(yù)燃室式火花塞方案,在大缸徑氣體機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn),對(duì)比分析普通火花塞、預(yù)燃室式火花塞對(duì)氣體機(jī)稀燃極限等的影響,及預(yù)燃室火花塞噴孔數(shù)量和直徑對(duì)氣體機(jī)性能和缸內(nèi)燃燒狀態(tài)的影響。

1)相較于普通火花塞,預(yù)燃室式火花塞可以拓展發(fā)動(dòng)機(jī)的稀燃極限,發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性大幅提高,平均指示壓力和最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力波動(dòng)率降低約45%;發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒速度加快,發(fā)動(dòng)機(jī)性能提升,熱效率提高約0.5%,渦前排氣溫度降低約15 ℃。

2)預(yù)燃室式火花塞噴孔直徑和數(shù)量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒的滯燃期影響較大,較小的噴孔直徑有利于縮短滯燃期;增大噴孔直徑導(dǎo)致失火率上升,發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性變差;噴孔數(shù)量對(duì)氣體機(jī)失火率影響較小;噴孔直徑和數(shù)量對(duì)燃燒持續(xù)期、燃?xì)庀穆屎蚇Ox排放影響較小。