活塞式煤油直噴航空發(fā)動機燃燒特性試驗研究

劉小強，劉 娜，王 赫，張建飛，胡春明

(1. 湖南大學(xué)機械與運載工程學(xué)院，長沙 410012；2. 天津大學(xué)內(nèi)燃機研究所，天津 300072)

輕型航空器在我國具有廣泛的市場應(yīng)用前景.活塞式航空發(fā)動機因其固有優(yōu)點在有人與無人輕型低速飛行器等領(lǐng)域被廣泛使用.目前點燃式活塞航空發(fā)動機燃料以汽油為主[1].但汽油的易揮發(fā)和易燃特性導(dǎo)致其應(yīng)用安全性較差[2].航空煤油由于其較高的閃點以及不易揮發(fā)的物化特性，能夠滿足航空燃料安全使用要求；故國內(nèi)通航及軍事航空對活塞式航空煤油發(fā)動機高度重視[3].但是，航空煤油運動黏度大、飽和蒸氣壓低使其霧化蒸發(fā)特性較差，難于形成較好的可燃混合氣；同時較低的辛烷值，以及 275℃自燃溫度[4-5]，使航空煤油發(fā)動機容易產(chǎn)生爆震并且冷起動困難.所以對活塞式煤油直噴航空發(fā)動機進(jìn)行相應(yīng)的燃燒特性研究與控制具有重要的理論意義和很強的工程應(yīng)用價值.

目前，獨立開發(fā)重油(包括航空煤油及輕質(zhì)柴油)活塞航空發(fā)動機的市場被西方發(fā)達(dá)國家所占據(jù)[6].國外學(xué)者的研究方向主要集中于燃燒系統(tǒng)、航空煤油燃燒特性、活塞式航空煤油發(fā)動機冷起動性能以及抑制爆震等方面.其中Cathcart等[7]使用orbital夾氣噴嘴試驗研究了燃用航空煤油與其他燃料發(fā)動機性能差異及對比分析.David等[8]試驗研究了點燃式發(fā)動機燃用航空煤油和汽油在不同負(fù)荷條件下動力輸出、燃燒特性及爆震強度.Borg等[9]進(jìn)行了點燃式發(fā)動機爆震燃燒的放熱率特性研究.Suhy等[10]研究了點燃式發(fā)動機燃用煤油時的相關(guān)燃燒特性，試驗結(jié)果表明小負(fù)荷時航空煤油的燃燒循環(huán)變動要大于燃用汽油時的循環(huán)變動，在全負(fù)荷工況下燃用航空煤油的燃油消耗率大于燃用汽油.Cathcart等[11]在一臺四沖程發(fā)動機上通過改變噴射壓力、噴射位置以及缸內(nèi)混合氣優(yōu)化等因素，進(jìn)行了低壓空氣輔助直噴燃油噴射系統(tǒng)的試驗研究，該研究表明壓縮空氣的噴入有利于燃油霧化并且能夠提升燃燒穩(wěn)定性，從而使發(fā)動機動力性及排放性能得到優(yōu)化.

國內(nèi)相關(guān)研究主要集中于高校和科研院所.南京航空航天大學(xué)貝太學(xué)等[12-13]通過仿真計算研究了不同點火提前角、不同點火能量對燃燒特性的影響.軍事交通學(xué)院劉瑞林等[14]通過仿真研究認(rèn)為綜合考慮壓縮比對航空煤油發(fā)動機燃燒特性的影響，發(fā)動機壓縮比應(yīng)調(diào)整為 18.天津大學(xué)胡春明等[15]試驗研究了點火正時、SOI(start of injection)、過量空氣系數(shù)等對航空煤油和汽油燃燒特性的影響，認(rèn)為較濃的混合氣，以及最大爆發(fā)壓力出現(xiàn)的角度相對于汽油有所提前才能獲得更好的動力性能.北京交通大學(xué)莫勝鈞[16]通過對定容彈仿真分析研究了初始邊界條件和點火的關(guān)鍵參數(shù)對重油燃燒特性的影響.

本文基于一臺自主研制的雙火花塞單缸試驗機，開展了不同控制參數(shù)對活塞式煤油直噴航空發(fā)動機燃燒特性影響規(guī)律的研究，為活塞式煤油航空發(fā)動機的開發(fā)與燃燒優(yōu)化匹配提供了重要研究依據(jù).

1 試驗裝置及方案

1.1 試驗發(fā)動機

表 1所示為自主研制的低壓空氣輔助直噴活塞式單缸試驗發(fā)動機基本參數(shù).

表1 單缸試驗發(fā)動機基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of single cylinder engine

1.2 臺架試驗系統(tǒng)

本次研究的臺架試驗系統(tǒng)主要包括單缸試驗機、測功機監(jiān)控系統(tǒng)、缸壓數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和上位機控制系統(tǒng)等幾部分組成，臺架試驗系統(tǒng)示意如圖1所示.

圖1 臺架試驗系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic of the bench testing system

其中發(fā)動機燃燒數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由增量型光電編碼器、ART USB281型數(shù)據(jù)采集卡、6125CU20壓電晶體型火花塞式缸壓傳感器和5011型電荷放大器組成.基于LabVIEW設(shè)計的數(shù)據(jù)采集分析軟件(如圖2所示)可以實時讀取數(shù)據(jù)采集卡采集的燃燒數(shù)據(jù)，從而對發(fā)動機缸內(nèi)壓力進(jìn)行顯示、處理和分析.

1.3 試驗方案

如前所述，本次試驗研究在一臺低壓空氣輔助直噴單缸試驗機上，開展了不同控制參數(shù)對活塞式航空煤油發(fā)動機燃燒特性影響規(guī)律的研究(其中噴油壓力為0.8MPa，噴氣壓力0.65MPa).鑒于航空煤油發(fā)動機中低負(fù)荷工況燃燒穩(wěn)定性差這一突出問題，本次研究試驗工況為轉(zhuǎn)速 2500r/min，節(jié)氣門開度 20%，通過改變點火提前角θig，燃油噴射截止時刻(EOIT)在不同過量空氣系數(shù)λ條件下，研究多參量變化對煤油發(fā)動機燃燒特性的影響規(guī)律.

圖2 數(shù)據(jù)采集分析軟件Fig.2 Data acquisition analysis software

2 試驗結(jié)果及其分析

2.1 控制參數(shù)對動力性的影響

如圖 3所示，當(dāng)λ＝0.7時，通過改變影響參數(shù)igθ和EOIT，研究分析平均指示壓力pe在250°CA～300°CA BTDC范圍內(nèi)的變化規(guī)律.θig保持在35°CA～42°CA BTDC 變化時，或者當(dāng) EOIT 約為180°CA BTDC，θig約為30°CA BTDC時，發(fā)動機能夠保證較高的動力輸出.EOIT和θig存在最佳優(yōu)化匹配范圍，此時pe最大能達(dá)到0.3866MPa.若EOIT和igθ不在最佳配合范圍內(nèi)將會存在一定的動力輸出損失，圖中顯示，當(dāng)θig較大并且EOIT位于下止點時，發(fā)動機的動力損失較為嚴(yán)重.

圖3 λ＝0.7時pe隨EOIT和θig的變化Fig.3 Variety of pe at different EOIT andθig when the excess air factor is 0.7

如圖4所示，當(dāng)λ為0.8時，在不同的EOIT和igθ變化下pe最大值為0.3945MPa.當(dāng)EOIT與θig不是最佳匹配時，發(fā)動機的動力輸出存在損失，并且當(dāng)igθ較大、EOIT靠近下止點時，發(fā)動機動力性能損失較為嚴(yán)重.對比圖3分析結(jié)果，較大的θig及下止點附近的EOIT將導(dǎo)致動力輸出惡化的區(qū)域擴大.

圖4 λ＝0.8時pe隨EOIT和θig的變化Fig.4Variety of pe at different EOIT and θig when the excess air factor is 0.8

如圖 5所示，當(dāng)λ＝0.9時，在不同的 EOIT和igθ變化下，發(fā)動機pe值最大可達(dá)到0.3880MPa. 對比圖4和圖5，控制參數(shù)EOIT和θig的改變對pe值的影響增加.同時，當(dāng)EOIT在進(jìn)氣行程末期，θig較大時，仍存在較大的動力輸出損失，EOIT和θig相互配合的范圍較λ為0.8和0.7時增大.

圖5 λ＝0.9時pe隨EOIT和θig的變化Fig.5Variety of pe at different EOIT and θig when the excess air factor is 0.9

上述燃燒對比分析可以看出，λ逐漸增大的過程中，控制參量EOIT和θig的改變對于發(fā)動機做功能力的影響逐漸加大.同時發(fā)動機動力性惡化，所對應(yīng)的EOIT和θig范圍也逐漸增大.這主要是因為航空煤油黏度大，揮發(fā)性較差，隨λ的增大，當(dāng) EOIT 逐漸接近下止點，混合氣形成較差，同時θig過大時，無法形成較為穩(wěn)定的火焰中心，造成發(fā)動機動力性能輸出惡化.此款發(fā)動機最佳λ約為0.8，通過EOIT和θig的優(yōu)化匹配可使得發(fā)動機動力性最好.

2.2 控制參數(shù)對燃燒穩(wěn)定性的影響

如前所述，煤油航空發(fā)動機中低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性較差，影響因素較多.本文以最大爆發(fā)壓力的循環(huán)變動系數(shù)作為燃燒穩(wěn)定性的評價指標(biāo).最大爆發(fā)壓力的循環(huán)變動系數(shù)的定義公式為

式中：pmax為最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力；σpmax為pmax的標(biāo)準(zhǔn)差；max為 n個循環(huán)最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力的平均值；pmax,i為每個循環(huán)的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力.

如圖 6所示，當(dāng)λ＝0.7時，此時混合氣較濃，改變EOIT和θig控制參數(shù)會對發(fā)動機燃燒循環(huán)變動率(COV)的變化趨勢有一定影響.當(dāng)θig較大，EOIT位于進(jìn)氣行程初期時，pmax循環(huán)波動有所降低；當(dāng)θig較小，EOIT接近下止點時 pmax循環(huán)變動較高.其原因為燃油處于過量噴射狀態(tài)，混合氣較濃.當(dāng) EOIT位于進(jìn)氣行程初期，此時燃油混合氣形成質(zhì)量主要由液滴蒸發(fā)時長決定，時間越長，燃油液滴蒸發(fā)效果越好，同時下行的活塞使燃燒室內(nèi)部處于負(fù)壓狀態(tài)，更有利于燃油液滴的破碎蒸發(fā).隨著 EOIT逐漸推遲，活塞下行到下止點附近，燃油噴射到活塞頂面時已經(jīng)喪失了大部分動能，同時活塞上行，使蒸發(fā)時長縮短，以及液滴壓縮重聚效果，造成了燃油霧化蒸發(fā)效果變差，最后動力性與經(jīng)濟性下降.

圖6 λ＝0.7時COV隨EOIT和θig的變化Fig.6 Variety of COV at different EOIT and θigwhen the excess air factor is 0.7

圖7所示是λ為0.8時，發(fā)動機pmax循環(huán)波動率隨控制參數(shù)EOIT和θig的變化情況.可以看出，當(dāng)EOIT接近下止點時，在θig較大的范圍內(nèi)容易出現(xiàn)發(fā)動機循環(huán)波動較大的現(xiàn)象，因此此時發(fā)動機工作狀態(tài)不穩(wěn)定.與圖6對比，發(fā)動機pmax循環(huán)波動率較大的EOIT和θig區(qū)域增加.

如圖 8所示，當(dāng)λ為 0.9時，相較于λ為 0.7和0.8，EOIT和θig相互配合導(dǎo)致不能夠穩(wěn)定工作的區(qū)域增大，同時，相同的EOIT和θig控制參數(shù)，發(fā)動機能夠達(dá)到的最低循環(huán)波動率相較于當(dāng)λ為0.7和0.8時增大.

圖7 λ＝0.8時COV隨EOIT和θig的變化Fig.7Variety of COV at different EOIT and θigwhen the excess air factor is 0.8

圖8 λ＝0.9時COV隨EOIT和θig的變化Fig.8Variety of COV at different EOIT and θigwhen the excess air factor is 0.9

對比分析圖 6～圖 8，可以得出當(dāng)λ為 0.7時，EOIT和θig相互配合的條件下，發(fā)動機循環(huán)波動率較低，pmax循環(huán)波動率大部分都保持在 20%以下，改變EOIT和θig的配合，會影響pmax循環(huán)波動率.當(dāng)λ逐漸增大，混合氣逐漸變稀，pmax循環(huán)波動率整體上都將升高，同時pmax循環(huán)波動率較大所對應(yīng)的EOIT和igθ范圍也將擴大.究其原因，當(dāng)混合氣較濃時，聚集在火花塞附近的濃混合氣會加快火焰?zhèn)鞑ニ俣?，縮短滯燃期與急燃期，使得同樣的EOIT和θig條件下，發(fā)動機循環(huán)波動率較低，隨著混合氣變稀，由于燃油噴射量減少且航空煤油不易揮發(fā)的理化特性，使燃油蒸發(fā)形成的混合氣減少，導(dǎo)致邊緣出現(xiàn)大面積淬熄和不完全燃燒，同時燃燒室內(nèi)部煤油混合氣的整體燃燒速度降低，滯燃期與急燃期增加，造成 pmax循環(huán)波動率上升，發(fā)動機工作不穩(wěn)定.

2.3 控制參數(shù)對快速燃燒期的影響

如圖9所示，采用濃混合氣可以使發(fā)動機快速燃燒期(fast combustion period，F(xiàn)CP，即 CA5～CA50轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)的燃燒期間)較短，基本保持在 15°CA～17°CA范圍內(nèi).較大的θig以及EOIT在進(jìn)氣行程初期時，快速燃燒期最短，約為15°CA；而較小的θig以及 EOIT進(jìn)氣行程初期時，快速燃燒期較長，約為17°CA.

圖9 λ＝0.7時快速燃燒期隨EOIT和θig的變化Fig.9 Variety of FCP at different EOIT and θig when the excess air factor is 0.7

圖10所示為λ＝0.8時，發(fā)動機快速燃燒期與控制參數(shù)EOIT和θig之間的變化規(guī)律.當(dāng)EOIT位于進(jìn)氣行程初期時，快速燃燒期較短，約為 15°CA～16°CA，當(dāng) EOIT位于進(jìn)氣行程末期時，快速燃燒期較長，約為19°CA.

圖10 λ＝0.8時快速燃燒期隨EOIT和θig的變化Fig.10 Variety of FCP at different EOIT and θig when the excess air factor is 0.8

當(dāng)λ＝0.9時，可以看出，EOIT與θig控制參數(shù)的變化，使快速燃燒期差異較大.EOIT與θig所表現(xiàn)出的規(guī)律與λ為 0.8 時一致，區(qū)別是當(dāng)λ為 0.9時，快速燃燒期整體增大，如圖11所示.

圖11 λ＝0.9時快速燃燒期隨EOIT和θig的變化Fig.11 Variety of FCP at different EOIT and θig when the excess air factor is 0.9

2.4 控制參數(shù)對最大爆發(fā)壓力的影響

如圖12和圖13所示，當(dāng)λ為0.7時，Φmax(最大爆發(fā)壓力對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)隨著θig的推遲逐漸增加，但不同的 EOIT相位也能一定程度上影響Φmax.pmax(最大爆發(fā)壓力)隨著θig的推遲逐漸減小，并且隨著EOIT的逐漸推遲，pmax也逐漸降低，EOIT在一定程度上對pmax也有影響，但總體趨勢仍由θig決定.

圖12 λ＝0.7時Φmax隨EOIT和θig的變化Fig.12Variety of Φmax at different EOIT and θigwhen the excess air factor is 0.7

圖13 λ＝0.7時 pmax隨EOIT和θig的變化Fig.13Variety of pmax at different EOIT andθig when the excess air factor is 0.7

如圖 14、圖 15所示，當(dāng)λ＝0.8時，在大部分EOIT和θig的匹配范圍內(nèi)，Φmax都處于14°CA ATDC～18°CA ATDC.隨著EOIT逐漸靠近下止點，igθ逐漸推遲，pmax逐漸降低.

圖14 λ＝0.8時Φmax隨EOIT和θig的變化Fig.14Variety ofΦmaxat different EOIT andθigwhen the excess air factor is 0.8

如圖 16和圖17所示，當(dāng)λ為 0.9時，相較于λ為0.7和0.8，在同等EOIT和θig條件下，Φmax值都相應(yīng)增大，這主要是因為較稀的煤油混合氣使火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兟?，造成整體的燃燒速率下降，Φmax值增大.當(dāng)EOIT位于進(jìn)氣行程初期，θig在26°CA BTDC～35°CA BTDC時，Φmax值較大，約為18°CA ATDC～22°CA ATDC.大部分EOIT和θig匹配范圍內(nèi)，Φmax值約為 11°CA ATDC～18°CA ATDC. 隨著 EOIT 和igθ相位的推遲，pmax逐漸降低.

圖15 λ＝0.8時 pmax隨EOIT和θig的變化Fig.15 Variety of pmaxat different EOIT andθigwhen the excess air factor is 0.8

圖16 λ＝0.9時Φmax隨EOIT和θig的變化Fig.16 Variety ofΦmaxat different EOIT andθigwhen the excess air factor is 0.9

圖17 λ＝0.9時 pmax隨EOIT和θig的變化Fig.17 Variety of pmax at different EOIT andθig when the excess air factor is 0.9

由此可見，逐漸變稀的煤油混合氣，相同的EOIT和θig匹配條件下，Φmax值也會相應(yīng)增大，燃燒滯后，pmax降低，快速燃燒期增長.隨著EOIT逐漸向下止點靠近，θig逐漸減小的過程會導(dǎo)致pmax逐漸推遲，pmax逐漸降低，快速燃燒期增加.分析原因是因為當(dāng)EOIT位于進(jìn)氣行程末期階段，活塞此時處于下行狀態(tài)，直噴噴嘴噴射出的燃油在達(dá)到活塞表面時已經(jīng)失去了大部分的動能，壁面引導(dǎo)作用將會大大減弱，此時決定混合氣制備的關(guān)鍵因素是蒸發(fā)時間，EOIT位于進(jìn)氣行程初期時，航空煤油液滴有足夠的時間進(jìn)行蒸發(fā)，隨著 EOIT推遲，煤油液滴蒸發(fā)時間隨之縮短，進(jìn)而影響均質(zhì)混合氣形成質(zhì)量，結(jié)果造成pe下降的趨勢；同時新鮮空氣、燃油液滴和廢氣的混合時間縮短，火花塞附近均質(zhì)混合氣的成分變化加劇，火核初始生長過程的循環(huán)變動增加，導(dǎo)致 pmax循環(huán)波動增加；循環(huán)進(jìn)氣量一定時，混合氣制備減少，混合氣中游離的 H、OH減少，火花塞處形成的可燃混合氣濃度降低，火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档?，因此造成快速燃燒期增?正如前文所述，當(dāng) EOIT位于下止點附近同時點火提前角較大時，發(fā)動機工作惡化.

3 結(jié) 論

(1) 當(dāng)λ從0.7～0.9變化過程中，EOIT和θig的改變對于發(fā)動機做功能力的影響逐漸加大.同時使發(fā)動機工作惡化的EOIT和θig所對應(yīng)的區(qū)域也增加.

(2) EOIT在進(jìn)氣行程內(nèi)逐漸推遲過程中，發(fā)動機的動力性逐漸降低，pmax循環(huán)波動升高，快速燃燒期逐漸增加，Φmax有所增加，pmax逐漸降低，因此，EOIT存在使得發(fā)動機工作狀態(tài)良好的最優(yōu)范圍.其中λ為0.8時，pe能達(dá)到最大值0.3945MPa.

(3)θig過大將會導(dǎo)致壓縮負(fù)功過大，造成動力性損失，pmax循環(huán)波動升高，但是快速燃燒期縮短，并且Φmax減小.θig過小，由于航空煤油燃燒速度較慢，經(jīng)過滯燃期之后，當(dāng)燃料開始迅速燃燒時，活塞已經(jīng)下行，發(fā)動機燃燒等容度大大降低，快速燃燒期增加，同時Φmax增加，因此對于活塞式航空煤油直噴發(fā)動機存在最優(yōu)的θig.當(dāng)λ為0.8時，發(fā)動機的動力性能最好，此時工況下θig的最優(yōu)點為30°CA BTDC.