三组元发动机燃烧稳定性试验（共2篇）
三组元发动机燃烧稳定性试验 篇1
变混合比及三组元发动机用于单级入轨
研究了氢氧变混合比以及三组元发动机在单级入轨飞行器上的.应用,包括了普通固定膨胀比发动机和塞式发动机.依据最优弹道计算,分别讨论了燃料混合比控制方案以及组元分配方案.分析了燃料混合比连续可变时的飞行器性能,克服了以往分析中只设定两种混合比及分析过于理想化的问题.
作 者：黄奕勇 张育林 Huang Yiyong Zhang Yulin 作者单位：国防科技大学航天技术系,长沙,410073刊 名：推进技术 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY年，卷(期)：“”(5)分类号：V430关键词：单级入轨 氢氧发动机 推进剂混合比 三元推进剂
三组元发动机燃烧稳定性试验 篇2
近年来环境保护和能源节约已经逐步成为全球性的研究议题, 特别在汽车工业中, 随着能源价格的持续上涨及排放法规对排放物种类和数量的要求日趋严格, 使得研究者们致力于开发更高效率低污染的车用发动机。已成熟运用于大型火力发电设施的清洁能源系统 (clean energy system, CES) [1,2], 将兰金循环与纯氧燃烧技术相结合, 在燃烧过程中向气体发生器中喷入高温过热水, 充分利用燃烧过程所产生的热量, 保证其较高的热效率的同时很大程度上解决了化石燃料燃烧中温室气体排放问题。文献[3]中首次提出将CES技术移植到往复式活塞发动机上, 建立内燃兰金循环 (internal combustion Rankine cycle, ICRC) [3], 该循环采用纯氧代替空气作为助燃物抑制氮氧化物的形成, 在燃烧过程中向缸内喷入由废气加热的过热循环水, 控制燃烧速度的同时汽化膨胀使得缸内保持一个持续、有限的压力过程, 进而拓宽示功图有效面积, 提高热效率以实现更好的燃油经济性。而其燃烧产物为二氧化碳和水蒸气的混合物, 故可通过冷凝分离循环水从而低成本回收二氧化碳, 实现了基于化石燃料的超低排放工作循环[4]。本文中结合成本估计及零维模型热效率计算对内燃兰金循环的应用前景进行了研究[5], 结果表明:车用兰金循环系统能在利用成熟技术的基础上, 在总体效率、成本及排放上相比于传统动力系统有着很大优势和市场前景。自主开发了一套内燃兰金循环试验系统, 经验证系统实现了内燃兰金循环, 且能够可靠而稳定地运行。此外, 喷水对燃烧速率有所影响, 在不影响缸内最高燃烧压力的前提下将燃烧相位后移, 并拓展了示功图的有效面积使得指示功提高了约8%[6,7]。
由于内燃兰金循环发动机采用纯氧作为氧化剂燃烧速率快, 需通过废气再循环 (exhaust gas recycling, EGR) 和过热循环水喷射的方式加以控制。文献[8]基于一台点燃式发动机研究结果表明:EGR率的增加使得火焰传播速度及最高燃烧压力降低, 燃烧稳定性变差, 而通过增大点火提前角可显著改善燃烧情况。文献[9]研究了进气道喷水和点火提前角对氢发动机燃烧及排放参数的影响, 发现进气道喷水使得发动机最高燃烧压力波动增加燃烧稳定性降低。结合之前的研究工作可知, EGR和喷水都能显著地降低燃烧速率, 合理的燃烧控制可使发动机热效率提升, 反之则易引起发动机燃烧不稳定从而导致发动机功率效率降低甚至失火停机。由此可见, 对内燃兰金循环发动机燃烧稳定性的研究至关重要。
本文中基于自主开发的内燃兰金循环发动机试验系统台架, 利用氧气和二氧化碳混合气作为燃烧工质模拟EGR, 在燃烧过程中向缸内喷水, 对不同边界条件下内燃兰金循环发动机燃烧稳定性进行试验研究。
1 内燃兰金循环发动机试验台架系统
所搭建的ICRC发动机试验系统如图1所示。该系统主要由ICRC试验发动机、燃烧工质供给系统、高温水喷射系统、发动机控制及采集系统和电涡流式测功机等组成。
1.发动机2.联轴器3.光电编码器4.缸压传感器5.火花塞6.喷水喷嘴7.HC/NOx排放仪8.氧传感器9.节气门10.喷气喷嘴11.减压阀12.压力表13.节流阀14.体积流量计15.球阀16.蓄能器17.共轨及加热装置18.温度计19.电荷放大器
试验用发动机基于一台单缸风冷四冲程点燃式发动机改造而成, 原机燃用燃料为汽油, 采用化油器式供给方式。本文中通过增加气体喷嘴、高温水喷嘴及单片机控制采集系统, 改装为以丙烷为燃料的进气道喷射式发动机, 其主要技术参数见表1。
该燃烧工质供给系统为图1中的11~15部分, 主要部件包括气瓶、减压阀、气体流量计、节流阀、球阀、缓冲室、低压气体管路等, 气瓶中预先充满采用道尔顿分压原理混合并采用CY-12C测氧仪进行精确标定的O2、CO2混合气体。缓冲室主要作用是保证供气压力恒定。预混室下游管路上的球阀可方便地在空气和氧气之间切换燃烧工质, 保证试验安全。
高温水供给系统由自主开发的蓄能装置和加热装置组成。蓄能装置采用气-液压变截面增压原理, 利用氮气给水加压。加热装置采用不锈钢管作为主体, 内置大功率加热棒直接进行加热, 并通过固定在管腔内及加热棒内部的K型热电偶及外部PID控制器进行温度控制, 以保证试验中水的温度恒定。加热装置外部隔热和保温层采用低导热率、具有优良热稳定性及化学稳定性的硅酸铝及玻璃纤维材料。喷水喷嘴使用经过改造的柴油喷嘴。
控制系统基于Freescale公司的高性能16位单片机为核心开发。该系统可根据不同工况对发动机控制参数进行独立控制。本文中采集数据采用的是美国NI公司的PCI-6250采集卡, 其性能参数能够满足本系统瞬态测试的需要。采集卡采用外时钟触发采集, 外时钟触发源为安装在发动机凸轮轴上的光电编码器A路信号, 在该采集模式下, 采集卡每隔1°CA就会以1MHz的采集频率对各采集通道轮询采集一次, 从而实现基于曲轴转角的发动机瞬态采集。采集的数据通过文本文件存储在硬盘上。
2 试验方案及分析方法
2.1 试验方案
每次试验采集100个循环的数据, 考虑到高温环境下连续喷射高温水容易造成喷嘴损坏, 采用喷水循环与未喷水循环相结合的方法, 在每次采集数据过程中连续喷入50循环的高温水, 剩余循环均为未喷水循环。本文中引入了氧气体积比例的概念, 即每循环进气中氧气占总进气量的体积分数, 并设定试验点火时刻为30°CA BTDC, 喷水压力为20MPa, 喷水温度为160℃, 发动机转速为2400r/min。为了精确观测与研究喷水对内燃兰金循环发动机燃烧稳定性的影响, 试验中采用小脉宽喷水, 分别为0.3、0.4、0.5ms。
2.2 分析方法
燃烧稳定性及循环变动的表示方法有很多, 通常采集示功图分析发动机运行循环的压力和燃烧表征参数, 如最高燃烧压力、最大压力升高率、平均指示压力和CA10、50、90 (分别为累积放热量10%、50%、90%对应的曲轴转角) 等;而分析方法则主要分析这些表征参数的标准偏差和变动系数。
由于传统方法主要针对于发动机运行循环整体稳定性及变动的情况, 而对于燃烧过程中的瞬态稳定性和变动分析无能为力。在内燃兰金循环发动机中, 喷水属于瞬态事件, 在喷入的瞬间对燃烧影响很大, 如采用传统方法分析整个循环稳定性, 效果不够理想。本文在利用传统分析方法的同时, 考虑到兰金循环发动机在燃烧过程中喷水的特性, 采用一种更适合的方法———将整个循环内每个曲轴转角的压力变动都计算出来, 组成压力变动随曲轴转角变化的变动图, 从而既可以研究燃烧过程和细节情况, 也能反映整个循环的综合情况。研究中采用变动系数δ值来反映压力变动和燃烧稳定性[10]。每个曲轴转角下缸内压力δ值由公式 (1) 计算。
式中, n为样本数;piφ为每循环中给定曲轴转角φ下试验样本i的缸压值;为曲轴转角φ下所有样本缸压的平均值。
图2为喷水时刻为20°CA BTDC、喷水脉宽为0.3ms、供气脉宽为2.9ms、氧气体积比例为45.5%下压力变动系数δp值与缸压升高率 (dp/dφ) 的对比关系图。从图2可以看出, 缸压升高率和δp值有着很好的一致性, 随着燃烧的进行, 燃烧前中期燃烧速率增加使得缸压升高率的增加, δp值也随之增加, 在dp/dφ达到最大值, 即燃烧速率最大时, δp值达到一个相对的峰值。在燃烧中后期, 随着混合气燃烧速率的降低, dp/dφ也逐渐降低, 而δp值也表现出相应的变化。从尖峰部分中的波动可以看出, 喷水使得缸压升高率有一个急剧向下的波动, 而对应的δp值则大幅增加, 说明缸压升高率本身的增加及其自身剧烈波动都会导致燃烧稳定性变差, 从而造成燃烧稳定性的表征量δp值增加。
下文中, 由喷水所引发的δp值的波动峰值统称为喷水尖峰, 而由燃料燃烧剧烈放热所产生的δp值的波动峰值统称为燃烧峰值。
图3为相同条件下缸压变动系数与放热率的关系图。从图3可以看出, 缸压变动系数和放热率也有着很好的一致性, 喷水造成的放热率波动与缸压升高率变化相似。由于滞燃期的存在, 燃烧放热在22°CA BTDC之前仍处于极低的水平。燃烧的波动主要位于燃烧的前中期, 在燃烧末期 (20°CA ATDC之后) 随着活塞的下移放热速率的减缓, 燃烧波动相比燃烧前中期处于较低的平稳状态。
3 试验结果与分析
3.1 喷水过程对燃烧稳定性影响
图4为喷水时刻为20°CA BTDC、喷水脉宽为0.3ms、供气脉宽为2.9ms、氧气体积比例为45.5%下, 喷水工况和未喷水工况对缸压变动系数影响的对比。从图4可以看出, 随着20°CA BTDC时喷水信号的发出, 由于柴油喷嘴的启喷延迟特性, 高压水在经过一段延迟后喷入缸内, 水在燃烧湍流的作用下颗粒迅速破碎雾化, 并同时吸热形成水蒸气。水雾阻碍缸内火焰传播速度, 使得燃烧速率波动较大[11], 同时其自身受热膨胀造成的压力波动使得δp值快速上升, 由于启喷延迟的影响, δp值波动的起始点相比喷水电驱动信号的起始点有所延后。而当喷水信号结束之后, 在喷嘴电磁阀迟闭和水雾蒸气的共同作用下, δp值继续上升并在14°CA BTDC时达到最高点, 之后随着缸内做功工质的逐渐均匀分布, 对燃烧影响更明显的水雾蒸发减少, δp值随之下降, 而随着燃烧的进行, 产生了与未喷水工况相同的变化趋势。从图4还可以看出, 由于水的喷入, 喷水循环的δp值相比为未喷水循环整体后移, 且最大值大于未喷水循环, 而在燃烧的末期及之后的做功冲程δp值基本相同。
表2为相同工况下喷水与未喷水情况的燃烧特性和稳定性参数。其中, pmax为最高燃烧压力;为最高燃烧压力所对应曲轴转角; (dp/dφ) max为最大压力升高率;为最大压力升高率所对应曲轴转角;W为发动机指示功;IMEP为平均指示压力;Q为发动机综合放热量;Qcore为放热率曲线型心;δIMEP为平均指示压力的变动系数值;参数为缸压变动系数曲线从30°CA BTDC到70°CA ATDC的积分值。
结合表2和图3可知, 喷水循环中缸压最大值和压力升高率最大值所对应的曲轴转角及放热率型心相比于未喷水时都有所后移, 对应图4中喷水循环的δp值相比为未喷水循环整体后移。从表2还可以看出, 喷水工况下压力升高率的最大值小于未喷水的同时δp最大值反而更大, 说明喷水对燃烧有着明显的控制作用, 不稳定性主要是由喷水造成的燃烧波动导致的。对比δp在主要燃烧放热做功区域内的积分与常用于衡量发动机燃烧稳定性和波动性的参数δIMEP可知, 该工况下喷水循环的δp值积分和δIMEP都要略高于未喷水循环, 而两特性参数间也有着较好的一致性。表2中喷水循环的做功量、IMEP和总体放热量都要大于未喷水时, 原因是兰金循环发动机中水的喷入吸热汽化膨胀做功, 使发动机做功行程内做功工质增加, 使得示功图的拓展热效率增加[6]。
3.2 喷水时刻对燃烧稳定性影响
图5为喷水脉宽为0.3ms、供气脉宽为2.9ms、氧气体积比例为45.5%下, 不同喷水时刻对缸压变动系数的影响。其中, 喷水时刻θinj取为30°CA BTDC~50°CA ATDC。从图5可以看出, 不同时刻下水的喷入都会使δp值产生明显尖峰, 但尖峰幅值和形式有所不同。当喷水时刻为30°CA BTDC时, 结合图3可知, 水在发动机累积放热率仍处于很低的数值 (接近0%) 的区间喷入缸内, 其产生缸内的水雾环境严重影响着火核心的形成, 从而造成后一阶段火焰传播的不稳定, 导致之后的循环当中δp值整体都显著大于其他喷水时刻的工况。喷水时刻为20°CA BT-DC时可以明显看出, 水的喷入使得δp值产生了一个幅值较高的尖峰, 此时燃烧处于火焰发展期 (累积放热CA10区间) 较为不稳定, 水的喷入使得燃烧条件恶劣, 使得本来不稳定的燃烧波动更大。从2.2节分析可知, δp值是由缸压升高率及其波动两者共同作用, 而喷水时刻20°CA BTDC缸压升高率明显高于30°CA BTDC时, 所以该喷水时刻喷水尖峰显著高于喷水时刻为30°CA BTDC时。从喷水时刻为10°CA BTDC时可以看出, 在考虑到喷射延迟的情况下, 该喷水时刻位于发动机δp值最大的相位, 即水在发动机燃烧波动最大 (累积放热CA50附近) 的时候喷入缸内。结合上文的分析可判断, 该相位接近缸压升高率最高 (缸内燃烧速率最快) 的时刻, 火焰由火焰中心传播至整个燃烧室, 燃烧情况比燃烧前期更为稳定, 故喷水对燃烧稳定性的影响相比喷水时刻为20°CA BTDC时小。虽然喷水时刻的δp基准值要高于喷水时刻为20°CA BTDC时, 但喷水尖峰相对幅值要明显小于前者。由于该曲轴转角下喷水相位位于δp燃烧峰值之前, 故喷水使得燃烧峰值有所降低。当水在0°CA BTDC时刻喷入时, 此时δp值已经过燃烧峰值 (累积放热CA50~CA90之间) 并开始下降, 可以看出喷水造成的波动幅值与喷水时刻为10°CA BTDC时相近。喷水时刻为50°CA ATDC时, 可以看出水喷入引发的δp值的尖峰幅值相比其他工况都要大。这是因为在50°CA ATDC时燃烧已经基本结束, 发动机处于膨胀行程, 混合气内能逐渐转换为活塞的往复功, 温度下降, 水的喷入汽化吸热而同时缺少燃料燃烧产生热量对其进行补偿, 从而造成混合气温度急剧下降, 导致δp曲线剧烈波动产生一个很高幅值的尖峰。
图6为不同喷水时刻下平均指示压力循环变动系数和缸压变动系数积分的变化。该图中缸压变动系数的积分范围为20~70°CA ATDC。从图6可以看出, 缸压变动系数积分与通常作为发动机燃烧稳定性和波动性的衡量参数的δIMEP有着很好的一致性, 说明压力变动系数不仅可以分析每个曲轴转角瞬态的燃烧波动, 其积分值还可以很好地作为循环总体波动的表征量。喷水时刻为30°CA BTDC时平均指示压力的循环变动系数及压力变动系数积分值为所有工况中最大。结合图5可以看出, 燃烧之前的喷水导致之后着火阶段产生剧烈波动, 而由于整个燃烧循环的波动与累积放热初期 (火核形成阶段) 的变动为强相关[12], 所以导致循环整体波动加剧, 平均指示压力循环变动系数变大。从图6还可以看出, 虽然在图5中喷水时刻20°CA BTDC时造成的波动尖峰大于10°CA BTDC时, 但平均指示压力的循环变动系数却略小于后者。这是由于20°CA BTDC时喷水, 火核已经形成火焰处于传播初期 (CA10) , 此时喷水形成的水雾使得火焰传播速度降低, 燃烧速度减慢, 缸压升高率放缓, 导致急燃期燃烧波动降低, 从而总体平均指示压力的循环变动系数略小于10°CA BTDC喷水工况。喷水时刻为0°CA BTDC时, 缸压升高率已经通过峰值开始下降, 此时δp值基数小于10°CA BTDC喷水工况, 故虽然喷水时刻10°CA BTDC和0°CA BTDC两工况下喷水引起的相对波动幅值相近, 但在δp值达到最大值之前的喷水使得δp的幅值降低导致总积分值减少, 所以喷水时刻为10°CA BTDC的平均指示压力循环波动系数要小于喷水时刻为0°CA BTDC的工况。喷水时刻为50°CA ATDC时, 结合图4可见, 虽然该喷水时刻燃烧已经结束, 与喷水时刻0°CA BTDC相比, 其波动量基数较小, 但造成的波动较大, 使总体波动积分值较大从而导致循环波动变大, 所以该工况下平均指示压力循环变动系数大于喷水时刻0°CA BTDC工况。
3.3 喷水脉宽对燃烧稳定性影响
从图7 (a) 中供气脉宽2.3ms、氧气体积比例45.5%、喷水时刻20°CA BTDC下的缸压变动系数曲线可以看出, 喷水脉宽为0.3ms时, 喷水所造成的δp值的波动尖峰幅值要高于喷水脉宽为0.4ms工况时, 且后者喷水尖峰相位相比前者后移。这是因为喷水脉宽为0.3ms时, 由于喷射脉宽很短, 水汽化需要一定时间, 所以在喷射结束之前只有很少的水汽化, 喷射结束后喷入的高压水汽化吸热并影响火焰传播, 导致燃烧条件变差使缸压升高率产生一个突然的下降, 之后由于水的汽化膨胀及水雾的减少燃烧条件变好使得压力升高率回升。压力升高率的突然下降和上升的过程导致波动产生δp值的尖峰。而喷水脉宽为0.4ms时, 由于喷水脉宽的增加导致喷射结束之前部分水已经开始汽化, 汽化膨胀及水雾减少对缸压升高率产生的积极影响抵消了部分由于水雾造成燃烧变差的消极影响, 从而使得喷水产生的波动幅值降低且后移。从图7 (a) 还可以看出, 由于喷水脉宽0.3ms时喷水在燃烧初期相比于0.4ms时对燃烧稳定性造成了更大的影响, 所以导致其δp曲线的燃烧峰值相比略有后移, 且大于后者。从图7 (b) 中供气脉宽2.3 ms、氧气体积比例45.5%、喷水时刻10°CA BTDC下的缸压变动系数的曲线可以看出, 水在δp曲线接近燃烧峰值时刻喷入, 该喷水时刻下0.4ms喷水脉宽的喷水尖峰及燃烧尖峰幅值均小于0.3ms喷水脉宽工况, 且与喷水时刻20°CA BTDC具有相同规律的喷水尖峰后移现象;但是, 由于该工况下水在急燃期 (CA50附近) 而非燃烧初期喷入缸内, 所以并没有出现图7 (a) 所示的明显δp曲线燃烧峰值相位变化现象。
图8为供气脉宽2.3ms、氧气体积比例51%下, 不同喷水脉宽下平均指示压力循环变动系数变化。从图8可以看出, 不同喷水脉宽下, 随着喷水时刻的变化平均指示压力循环变动系数呈现相同的变化趋势, 在此氧气比例和供气脉宽下, 随着曲轴转角变化平均指示压力循环变动系数呈现先下降后上升的规律, 并在上止点附近处达到最小。随着喷水脉宽的逐渐增大, 平均指示压力循环变动系数随之增大, 即循环波动也更加剧烈。
3.4 氧气比例对燃烧稳定性影响
图9为喷水脉宽0.3ms、供气脉宽3.2ms、喷水时刻20°CA BTDC下, 不同氧气比例对缸压变动系数的影响。从图9可以看出, 氧气体积比例为56%时, δp值曲线相比氧气体积比例为51%时整体前移且宽度小于后者。这是因为随着氧气比例增大, 化学反应速率增快, 燃烧速率增加使得燃烧持续期减少, 并且相位前移, 所以与燃烧过程密切相关的δp值曲线在更高的氧气比例下呈现前移且宽度更小的特征。从图9还可以看出, 由于高氧气比例下燃烧速率快, 相位前移, 虽然二者喷水时刻相同, 但喷水处于的燃烧放热区间并不相同。氧气体积比例为51%时, δp值正处于上升阶段, 燃烧处于急燃期初期。而当氧气体积比例为56%时, δp值已经达到最大, 此时由于δp值基数较大, 所以在20°CA BTDC喷水时刻下, 最大δp喷水尖峰值大于氧气体积比例为51%时。尽管高氧气比例下喷水尖峰幅值较大, 但由于高氧气比例下燃烧快, 燃烧持续时间少故燃烧稳定性较好 (δp积分值较小) 。
由图9分析可得, 不同氧气比例下相同喷水时刻处于的燃烧区间不相同, 而为非单一变量分析, 所以可结合未喷水工况下不同氧气比例对燃烧稳定性参数的影响作分析参考。表3为未喷水工况下不同氧气比例对燃烧稳定性参数影响。从表3可以看出, 未喷水工况下, 更高的氧气比例下放热率型心 (Qcore) 更提前, 原因是更高氧气比例下燃烧速率更快。此外, 尽管氧气体积比例为56%时δp的最大值大于氧气体积比例为51%时, 但其循环波动表征量δp值积分和IMEP循环变动系数却都小于后者。这是因为更高的氧气比例下, 燃烧更为猛烈, 火焰传播速率更快, 压力升高率更大, 造成波动的最大值要大于低氧气比例工况;但是, 由于高氧气比例下燃烧持续相位相比更小, 从而使得整体燃烧过程变动积分量变小, 所以整体循环波动更小。
4 结论
(1) 发动机在喷水的作用区间内产生明显燃烧波动, 燃烧相位后移。喷水使得总体燃烧稳定性降低, 但循环做功量增加。
(2) 燃烧放热开始时喷水将导致之后的整个循环的波动量显著增大且使得燃烧相位后移, 火焰发展期喷水造成的波动尖峰幅值大于急燃期喷水工况, 燃烧结束后喷水造成的波动尖峰幅值大于燃烧中喷水工况。
(3) 更大的喷水脉宽使得喷水造成的燃烧波动尖峰降低且相位后移, 同时造成δp燃烧峰值减少。发动机整体循环波动随着喷水脉宽的增加而增大。
(4) 高氧气比例下燃烧下火焰传播速率更快, 所以相比低氧气比例工况整体循环波动更小。
摘要：基于自主研发的内燃兰金循环发动机试验系统, 采用曲轴转角压力变动系数法及其他传统分析方法相结合, 对不同边界条件下内燃兰金循环燃烧稳定性进行试验分析研究。研究结果表明:曲轴转角压力变动系数可同时反映喷水造成的燃烧瞬态及循环整体波动。发动机在喷水的作用区间内产生明显的燃烧波动, 燃烧相位后移, 总体燃烧稳定性降低, 但循环做功量增加。不同放热区间喷水所造成的瞬态燃烧波动幅值和形式皆有所不同, 燃烧放热开始和结束后喷水将导致燃烧稳定性变差。提高氧气比例及适当减小喷水脉宽有利于提高发动机的燃烧稳定性。
关键词：内燃机,内燃兰金循环,纯氧燃烧技术,废气再循环,燃烧稳定性,台架试验
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