王博遠，齊運亮，王穎迪，王 志，2，王建昕

（1.清華大學(xué)，汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084； 2.清華大學(xué)燃燒能源中心，北京 100084）

前言

天然氣具有辛烷值高、碳氫比低等物化特性優(yōu)勢，天然氣發(fā)動機具有良好的節(jié)能減排應(yīng)用前景[1]。天然氣發(fā)動機的燃燒以點燃方式為主，點燃式發(fā)動機單點著火后火焰?zhèn)鞑サ娜紵俣染徛?，是其熱效率遜于壓燃式發(fā)動機的主要原因之一。而相比于其他燃料，天然氣著火所需的反應(yīng)活化能更高，導(dǎo)致其著火性差，火核形成時間長，火焰速度更低，對發(fā)動機熱效率更為不利[2]。

預(yù)燃室式射流點火是一項有潛力改善天然氣發(fā)動機燃燒性能的技術(shù)途徑，可通過在燃燒室內(nèi)設(shè)計一個體積占比低于3%的預(yù)燃室來實現(xiàn)[3]。該預(yù)燃室相當于主燃室的點火源，初始火焰仍通過傳統(tǒng)火花塞放電在預(yù)燃室內(nèi)產(chǎn)生，隨后火焰在預(yù)燃室內(nèi)生成并發(fā)展，進而通過連接預(yù)燃室與主燃室的噴孔產(chǎn)生射流，引燃主燃室內(nèi)的混合氣。在這種模式下，預(yù)燃室結(jié)構(gòu)能夠保障火核的穩(wěn)定發(fā)展，而由噴孔產(chǎn)生的射流為主燃室提供了多個空間分布的點火源，使火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x縮短，燃燒速率提升，具有大幅改善燃燒特性的潛力。文獻[4]中進行了火花塞與預(yù)燃室的集成設(shè)計，利用預(yù)燃室壁面充當點火側(cè)電極，將其應(yīng)用至一臺重型6缸天然氣發(fā)動機上進行試驗，滯燃期和燃燒持續(xù)期最高可縮短30%，且稀燃極限得到小幅拓展；文獻[5]中在一臺小排量天然氣單缸機上試驗研究了若干預(yù)燃室設(shè)計因素的影響，結(jié)果表明選用低熱導(dǎo)率材料，并采用點火位置接近噴孔的預(yù)燃室設(shè)計可實現(xiàn)更優(yōu)性能；文獻[6]中在發(fā)動機上研究了預(yù)燃室式射流點火拓展爆震極限的潛力，發(fā)現(xiàn)采用射流點火可以將燃料辛烷值要求降低10～15，相當于能夠?qū)嚎s比提高2～3個單位；文獻[7]中將預(yù)燃室式射流點火應(yīng)用至航空用活塞式發(fā)動機，利用辛烷值更低的燃料達到了原機性能。

上述研究已展示出預(yù)燃室式射流點火對燃燒特性的改善效果，但各研究采用的預(yù)燃室設(shè)計不同。目前，預(yù)燃室式射流點火方式在發(fā)動機上的應(yīng)用，主要通過對已有發(fā)動機小幅改造而實現(xiàn)。文獻[8]中研究了預(yù)燃室體積的影響，指出在一定范圍內(nèi)，燃燒特性隨預(yù)燃室體積的增加而得到優(yōu)化。因此，多數(shù)研究的預(yù)燃室采用外置方案，即預(yù)燃室的全部或部分體積拓展至原有燃燒室空間以外，以保證預(yù)燃室達到比較理想的體積，但此類設(shè)計存在降低壓縮比等不利影響。相比之下，內(nèi)置式預(yù)燃室占據(jù)原有燃燒室的部分空間，不改變點火位置，但受到裝配等方面的限制，預(yù)燃室體積占比相對較低。

本文中設(shè)計了內(nèi)置式半球型的預(yù)燃室射流點火裝置，采用可視化快速壓縮機對其進行試驗研究，并與傳統(tǒng)火花點火進行對比，以評價此類預(yù)燃室設(shè)計改善發(fā)動機性能的潛力?？焖賶嚎s機能夠提供與發(fā)動機相當?shù)臏囟扰c壓力條件，而其燃燒室結(jié)構(gòu)簡單，改造方便，適于新型設(shè)計的性能探究，且具備可視化條件，便于對燃燒過程進行觀察與解析。而采用內(nèi)置式預(yù)燃室設(shè)計，可不改變點火位置和壓縮比等因素，控制了對比試驗的變量，為兩種點火方式及其燃燒提供了更為直觀的對比與更具參考價值的評價。

1 試驗設(shè)備與方法

1.1 試驗系統(tǒng)

基于快速壓縮機的可視化試驗系統(tǒng)如圖1所示，其中快速壓縮機由高壓氣罐、氣壓驅(qū)動段、液壓段、壓縮段和燃燒室等5部分組成[9]。燃燒室的直徑為50.8mm，其外側(cè)端蓋嵌有相同直徑的石英視窗，以供高速相機對燃燒過程在全視場范圍內(nèi)進行拍攝。拍攝用高速相機為Photron SA-X2彩色相機，鏡頭為Nikon AF Micro f/4D，相關(guān)拍照參數(shù)如表1所示，試驗過程中光圈設(shè)置保持不變。本研究選用的火花塞為IFR7U-4D，壓力傳感器為Kistler 6125C，電荷放大器為Kistler 5018A。

表1 高速相機設(shè)置參數(shù)

為對比研究預(yù)燃室式射流點火與傳統(tǒng)火花點火的特性，分別對這兩種方式進行了試驗研究。圖2示出了燃燒室的剖面圖。進行預(yù)燃室式射流點火試驗時，火花塞及預(yù)燃室、進排氣通道和壓力傳感器依次周向布置，如圖2(a)所示；進行傳統(tǒng)火花點火試驗時，除預(yù)燃室結(jié)構(gòu)被移除外，其余裝置的布置方案完全一致，如圖2(b)所示。

1.2 可燃混合氣

甲烷(CH4)是天然氣中的主要成分，體積占比一般在90%以上[10]。為使試驗結(jié)果為相關(guān)的天然氣發(fā)動機研究提供參考，本試驗選用CH4作為燃料，與氧氣(O2)、氮氣(N2)配成可燃混合氣。試驗選取的可燃混合氣當量比為1，O2和N2的配比與空氣中的實際比例相同，即可燃混合氣中CH4，O2和N2的摩爾比為1∶2∶7.52，在試驗前根據(jù)道爾頓分壓定律配制。

圖1 基于快速壓縮機的可視化試驗系統(tǒng)

1.3 預(yù)燃室設(shè)計

本試驗中，預(yù)燃室采用內(nèi)置式半球型設(shè)計，裝配在燃燒室周向邊緣，其對稱軸線與圓柱形主燃燒室的軸線相交。預(yù)燃室體積占燃燒室總體積的1.25%，為發(fā)揮預(yù)燃室式射流點火能產(chǎn)生多束點火射流進而優(yōu)化燃燒的特點，預(yù)燃室通過在預(yù)燃室壁面上均勻布置的4個噴孔與主燃燒室連通，孔徑均為1.5mm，開孔方向與預(yù)燃室中心軸線呈45°夾角，裝配時使預(yù)燃室噴孔對稱于快速壓縮機軸線，如圖3所示。

1.4 試驗方法

試驗中，通過DG645型脈沖發(fā)生器與NI數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(cDAQ-9178和cDAQ-9223)實現(xiàn)火花塞點火、高速相機觸發(fā)和壓力信號采集之間的同步控制。其中，高速相機觸發(fā)與火花塞點火均由壓力信號進行同步控制，即以點火時刻作為拍攝始點。火花塞點火控制在快速壓縮機壓縮過程完成后進行，試驗結(jié)果如圖4所示，以點火時刻作為每組試驗的零時刻(t＝0)。

圖4 燃燒室壓力與點火信號示意圖

快速壓縮機的壓縮比為9.5。在天然氣發(fā)動機常用工況范圍內(nèi)，點火時刻的缸內(nèi)壓力一般在1.0～2.5MPa之間。本試驗根據(jù)天然氣發(fā)動機常用工況范圍，選取點火時刻燃燒室壓力 pign為1.1，1.7和2.3MPa分別代表小負荷、中負荷和大負荷工況進行研究。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 燃燒特性及其分析

3種負荷條件下，采用預(yù)燃室式射流點火和傳統(tǒng)火花點火的燃燒壓力和瞬時放熱率曲線對比如圖5所示。在試驗所選負荷范圍內(nèi)，預(yù)燃室式射流點火均體現(xiàn)出明顯的加速燃燒效果，點火后主燃室內(nèi)的壓力即迅速增長，在其達到峰值的同一時刻，采用傳統(tǒng)火花點火的燃燒壓力尚處于緩慢上升階段。各負荷條件下，火花點火方式的壓力峰值均出現(xiàn)在15ms以后，而預(yù)燃室式射流點火可以將壓力峰值時刻提前至9ms以前。與傳統(tǒng)火花點火相比，預(yù)燃室式射流點火在壓力幅值方面同樣具有優(yōu)勢，各負荷最高壓力均高于火花點火，且這一差距隨負荷增加而有所擴大。由瞬時放熱率曲線可知，預(yù)燃室式射流點火的放熱更靠前、更集中，同時能夠達到更高的放熱率。

圖5 兩種點火方式的燃燒壓力與瞬時放熱率

根據(jù)燃燒壓力和瞬時放熱率可計算得出有關(guān)的燃燒特性參數(shù)。將累計放熱率由0增加到10%和由10%增加到90%所經(jīng)歷的時間分別記為滯燃期tid和燃燒持續(xù)期tcd(將點火時刻記為累計放熱率的零時刻)，將最高燃燒壓力記為pmax，最大累計放熱量記為Qmax[11]。試驗工況條件下兩種點火方式的tid，tcd，pmax和Qmax等燃燒特性參數(shù)如圖6所示，圖6中同時標明了相比于傳統(tǒng)火花點火，采用預(yù)燃室式射流點火后上述參數(shù)的變化幅度。

圖6 兩種點火方式的燃燒特性參數(shù)對比

在3種負荷條件下，傳統(tǒng)火花點火的滯燃期和燃燒持續(xù)期的變化不大，分別在6－7和7－8ms區(qū)間內(nèi)，而預(yù)燃室式射流點火將這兩項指標均大幅縮短至3－4ms的水平，降低幅度分別超過45%和50%。同時，最高燃燒壓力和最大累計放熱量均有不同幅度的提升。

隨著負荷的提高，燃燒特性參數(shù)的變化幅度加大，即預(yù)燃室式射流點火改善燃燒性能的效果增強。其中，大負荷工況條件下的滯燃期和燃燒持續(xù)期的縮短比例能夠達到55%；而最高燃燒壓力和最大累計放熱量在小負荷提升效果不明顯的情況下，在大負荷時能夠分別提高7%和10%。

對于點燃式發(fā)動機，滯燃期和燃燒持續(xù)期分別是評價點火性能和燃燒性能的重要指標，試驗結(jié)果證明了設(shè)計的預(yù)燃室射流點火裝置強化點火和加速燃燒的能力。而對于火花點火式天然氣發(fā)動機，受制于天然氣較長的火核形成時間和緩慢的燃燒速度，在部分工況范圍內(nèi)，其滯燃期和燃燒持續(xù)期都比汽油機長10°CA[12]。為實現(xiàn)相同的燃燒相位，其點火時刻比汽油機提前最高可達10°CA[12]。較大的點火提前角將導(dǎo)致壓縮行程中負功的增加，而較長的燃燒過程意味著等容度的下降，均對發(fā)動機熱效率具有不利影響。研究中預(yù)燃室式射流點火能夠彌補上述不足，具有優(yōu)化燃燒相位、提高燃燒等容度，降低壓縮行程負功等利于發(fā)動機熱效率提高的潛在優(yōu)勢。

此外，燃燒壓力和累計放熱量是與熱效率直接相關(guān)的參數(shù)，雖然快速壓縮機的工作過程不包括做功行程，與發(fā)動機存在差異，但pmax和Qmax等指標仍能夠在一定程度上反映出不同點火與燃燒模式在發(fā)動機應(yīng)用中的熱效率水平[11]。與傳統(tǒng)火花點火相比，預(yù)燃室式射流點火在各負荷下均有更高的pmax和Qmax，體現(xiàn)了提高熱效率的潛力。而發(fā)動機內(nèi)的燃燒主要在活塞下行的做功行程中進行，此時氣缸容積逐漸加大，在燃燒等容度更高的情況下，預(yù)燃室式射流點火在燃燒壓力和放熱量方面的優(yōu)勢可能更大。

2.2 燃燒過程的高速攝影

圖7以點火時刻壓力為1.7MPa的中負荷為例，示出了兩種點火方式的燃燒圖像。其中，由于燃燒初始階段火焰亮度較低，兩種點火方式在4.00ms(不含)以前的燃燒圖像均經(jīng)過了相同程度的提高對比度處理，其它圖像未經(jīng)處理。

在點火后的一段時間內(nèi)，射流點火方式的預(yù)燃室內(nèi)部先后經(jīng)歷了火核生成和火焰發(fā)展的過程，此時主燃室內(nèi)尚無火焰，如0.96ms時的圖像所示。主燃室內(nèi)首次觀察到射流火焰的時刻是1.92ms，隨后射流火焰由噴孔噴出并快速發(fā)展，其速度遠高于傳統(tǒng)火焰?zhèn)鞑ァＳ捎陬A(yù)燃室在系統(tǒng)內(nèi)對稱布置，因此視窗內(nèi)呈現(xiàn)出兩束基本對稱的射流火焰(另外兩個噴孔產(chǎn)生的射流火焰被遮擋)?？扇蓟旌蠚獗欢嗍淞骰鹧嫜杆僖?，射流火焰的前鋒面在4.00ms前到達主燃室壁面，在6.40ms時高亮度的火焰已經(jīng)基本覆蓋全部視場，表明此時主燃室內(nèi)全部范圍均已燃燒，該時刻的累計放熱率已達80%，燃燒壓力接近峰值。

圖7 pign＝1.7MPa條件下兩種點火方式的燃燒圖像

在上述預(yù)燃室式射流點火燃燒發(fā)展的時間歷程內(nèi)，采用傳統(tǒng)火花點火的燃燒呈現(xiàn)典型的火焰球面?zhèn)鞑ツＪ剑鹧姘l(fā)展較為緩慢。根據(jù)燃燒圖像計算可得，在射流點火的火焰已經(jīng)覆蓋視窗范圍的同一時刻，傳統(tǒng)火花點火的火焰?zhèn)鞑シ秶鷥H為燃燒室容積的30%，累計放熱率僅為10%。

2.3 點火與燃燒過程的穩(wěn)定性分析

對于點燃式發(fā)動機，點火和燃燒過程的穩(wěn)定性是影響其性能優(yōu)劣的重要因素之一。預(yù)燃室式射流點火及其隨后的燃燒歷經(jīng)預(yù)燃室內(nèi)火花放電、火核生成并長大、火焰發(fā)展至壁面、火焰經(jīng)過噴孔形成射流和主燃室內(nèi)快速燃燒等多個階段。而在此之前的壓縮過程中，混合氣經(jīng)過多個噴孔壓入預(yù)燃室，使點火時預(yù)燃室內(nèi)的流動強度較高。一方面，一定的流動有利于火核的初始生長；另一方面，如果流動過強，則會對火核造成不利影響[13]。因此，與傳統(tǒng)火花點火相比，預(yù)燃室式射流點火在一個循環(huán)內(nèi)所經(jīng)歷的過程更為復(fù)雜，雖然其具有燃燒速度等方面的明顯優(yōu)勢，但若對這一優(yōu)勢加以利用，首先要對其點火和燃燒的穩(wěn)定性進行考察。

與發(fā)動機相比，快速壓縮機的進氣組分與進氣壓力控制精確，且內(nèi)部流動環(huán)境相對簡單，因此在快速壓縮機上進行重復(fù)試驗，循環(huán)間的變化因素較少，更能體現(xiàn)點火與燃燒過程本質(zhì)的穩(wěn)定性。本文中在快速壓縮機上對預(yù)燃室式射流點火進行了重復(fù)試驗，以探究該方式在點火和燃燒過程中的穩(wěn)定性，同時對傳統(tǒng)火花點火進行同條件下的試驗作為參照。試驗選取點火時刻壓力1.5MPa這一中低負荷作為試驗工況，每種點火方式在相同條件下進行8組重復(fù)試驗，各組試驗的燃燒壓力曲線如圖8所示。

圖8 pign＝1.5MPa條件下兩種點火方式重復(fù)試驗的燃燒壓力曲線

圖9 示出了滯燃期tid、燃燒持續(xù)期tcd、最高燃燒壓力pmax和最大累計放熱量Qmax等燃燒特性參數(shù)的平均值及其波動范圍。

滯燃期方面，預(yù)燃室式射流點火的tid波動范圍極小，優(yōu)于傳統(tǒng)火花點火，表明壓縮過程中通過噴孔在預(yù)燃室內(nèi)部產(chǎn)生的強湍流對火核的生成與發(fā)展起到了積極作用，且隨后預(yù)燃室內(nèi)部的火焰發(fā)展和在主燃室內(nèi)形成射流的過程具有較高的穩(wěn)定性。而燃燒持續(xù)期方面，兩種點火方式的波動范圍基本處于相同水平。

圖9 pign＝1.5MPa條件下兩種點火方式燃燒特性參數(shù)的平均值及其波動范圍

最高燃燒壓力和循環(huán)放熱量是表示發(fā)動機輸出能力的重要參數(shù)，預(yù)燃室式射流點火在這兩項指標上的波動極小，遠勝于傳統(tǒng)火花點火。

3 結(jié)論

本文中設(shè)計了內(nèi)置式半球型四孔預(yù)燃室，并在全燃燒場可視的快速壓縮機(RCM)上，采用同步壓力傳感和高速攝影進行了試驗，同時與相同條件下的傳統(tǒng)火花點火進行對比，主要結(jié)論如下:

(1)與傳統(tǒng)火花點火方式相比，預(yù)燃室式射流點火能夠顯著強化點火、加速燃燒，具有提高點燃式天然氣發(fā)動機熱效率的潛力，滯燃期tid、燃燒持續(xù)期tcd分別大幅縮短45%和50%以上，最高燃燒壓力pmax、最大累計放熱量Qmax有所提升，且燃燒特性參數(shù)的改善程度隨負荷加大而提高，在大負荷條件下改善效果更為明顯，tid和tcd的縮短比例均達到55%，pmax和Qmax分別增加7%和10%；

(2)高速攝影結(jié)果表明，預(yù)燃室式射流點火系統(tǒng)在主燃室內(nèi)快速產(chǎn)生射流火焰，可燃混合氣被多束射流火焰迅速引燃，6.40ms時火焰已充滿整個燃燒室，累計放熱率達80%；相同時間內(nèi)，采用火花點火方式的燃燒呈現(xiàn)傳統(tǒng)的火焰球面?zhèn)鞑ツＪ?，燃燒速度緩慢?.40ms時火焰?zhèn)鞑シ秶鷥H為燃燒室容積的30%，累計放熱率僅為10%；

(3)預(yù)燃室式射流點火方式的點火與燃燒穩(wěn)定性高，滯燃期tid、最高燃燒壓力pmax和最大累計放熱量Qmax的波動范圍極低，顯著優(yōu)于傳統(tǒng)火花點火。

[1] International Energy Agency.World energy outlook 2012[M].Paris:International Energy Agency，2012:125－154.

[2] DAS A，WATSON H C.Development of a natural gas spark ignition engine for optimum performance[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part D:Journal of Automobile Engineering，1997，211(5):361－378.

[3] TOULSON E， SCHOCK H J， ATTARD W P.A review of prechamber initiated jet ignition combustion systems[C].SAE Paper 2010－01－2263.

[4] SHAH A，TUNESTAL P，JOHANSSON B，et al.Investigation of performance and emission characteristics of a heavy duty natural gas engine operated with pre-chamber spark plug and dilution with excess air and EGR[C].SAE Paper 2012－01－1980.

[5] TAKASHIMA Y，TANAKA H，SAKO T，et al.Evaluation of engine performance and combustion in natural gas engine with prechamber plug under lean burn conditions[C].SAE Paper 2014－32－0103.

[6] ATTARD W P，BLAXILL H，ANDERSON E K，et al.Knock limit extension with a gasoline fueled pre-chamber jet igniter in a modern vehicle powertrain[C].SAE Paper 2012－01－1143.

[7] ANDERSON E K，ATTARD W P，BROWN A，et al.Experimental study of a pre-chamber jet igniter in a turbocharged Rotax 914 aircraft engine[C].SAE Paper 2013－01－1629.

[8] SHAH A，TUNESTAL P，JOHANSSON B.Effect of pre-chamber volume and nozzle diameter on pre-chamber ignition in heavy duty natural gas engines[C].SAE Paper 2015－01－0867.

[9] DI H，HE X，ZHANG P，et al.Effects of buffer gas composition on low temperature ignition of iso-octane and n-heptane[J].Combustion ＆ Flame，2014，161(10):2531－2538.

[10] KORAKIANITIS T，NAMASIVAYAM A M，CROOKES R J.Natural-gas fueled spark-ignition(SI) and compression-ignition(CI)engine performance and emissions[J].Progress in Energy＆ Combustion Science，2011，37(1):89－112.

[11] WANG Z， HUANG J， WANG Q， et al.Experimental study of microwave resonance plasma ignition of methane-air mixture in a constant volume cylinder[J].Combustion ＆ Flame，2015，162(6):2561－2568.

[12] EVANS R L，BLASZCZYK J.A comparative study of the performance and exhaust emissions of a spark ignition engine fuelled by natural gas and gasoline[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part D:Journal of Automobile Engineering，1997，211(1):39－47.

[13] 王建昕，帥石金.汽車發(fā)動機原理[M].1版.北京:清華大學(xué)出版社，2011:228－231.