2. 同济大学 中德学院,上海 200092
2. Chinesisch Deutsches Hochschul Kolleg, Tongji University, Shanghai 200092, China
随着人们对全球能源和环境问题担忧的加剧,提升发动机热效率、降低发动机排放显得愈发重要,以使汽车能满足日趋严苛的油耗和排放法规要求.一种高效零排放氩气循环发动机概念使同时解决上述问题成为可能[1],即在传统内燃机燃烧循环中,将氢气(H2)作为燃料喷入以氩气(Ar)和氧气(O2)作为工质的缸内热氛围中,其燃烧产物只有水蒸汽,可通过冷凝去除,而剩下的氩气可循环使用,利用氩气的高比热比,提升发动机的热效率.以天然气替代H2应用在氩气循环发动机中,其新增燃烧产物CO2可利用分离捕集技术去除[2-3],对于传统内燃机实现高效零排放具有重要理论意义和应用价值.
氩气循环发动机可视为一种特别的闭循环内燃机形式,后者作为常规潜艇的不依赖空气的动力装置(air independent propulsion),技术发展较为成熟.目前的闭循环内燃机主要以柴油作为燃料[4],也有研究在进气道喷射少量乙醇或汽油以改善燃烧和排放[5],张卫东等[6]建立了基于神经网络的闭循环柴油机氧气供应控制策略.
氩氧氛围下发动机缸内的燃烧特性发生了较大改变,相关研究显示发动机的爆震倾向增加,需要对缸内燃烧过程进行更精确地控制[1, 7-8].离子电流技术被认为是一种有效的缸内燃烧诊断方法,用于估算空燃比、燃料燃烧量,检测点燃式发动机的不正常燃烧,如爆震、失火、早燃等,以及实现缸内燃烧的闭环控制[9-10].曹银波等[11]对离子电流信号与HCCI(homogeneous charge compression ignition)燃烧相位的研究发现,最大放热率的曲轴相位和离子电流差分最小值相位具有最高的相关性,其次是50%放热量对应的曲轴相位(简称CA50) 和离子电流信号最小值相位.康哲等[12]发现柴油机燃烧过程中的离子电流信号特征值与燃烧相位的相关性系数在不同工况下均接近或大于0.8,属高度相关,此外两者之间相关性受燃烧循环变动的直接影响.Yoshiyama S等[13]认为,离子电流大小与离子浓度有关,而离子电流信号差分值与离子的生成速率有关.
本文基于改装的直列双缸火花点火发动机,将进气由空气改为氩氧混合气,进气道喷射天然气,研究氩氧氛围及空气氛围下天然气缸内燃烧的离子电流特性,并进一步研究氩氧氛围下点火时刻、氩气体积分数(φ)以及非正常燃烧对离子电流特性的影响,探索基于离子电流的氩气循环发动机燃烧控制方式的可行性.
1 试验设备和方案 1.1 试验发动机和测试仪器试验发动机是在一台自然吸气式直列双缸四冲程缸内直喷柴油机的基础上改装的,参数如表 1所示.试验台架布置如图 1所示(图中ECU为电子控单元(celectronic control unit)),在柴油发动机的基础上,增加节气门、天然气喷射控制系统、氧传感器、火花塞点火系统以及Ar,CH4,O2的进气管路,试验系统的搭建仅围绕发动机的某一缸进行.
CH4通过减压阀将压力减小到0.8 MPa,进气道喷射,各脉宽下的喷射量通过前期标定获得.通过自行开发的ECU控制喷射时刻、喷射脉宽和点火时刻(θig).Ar和O2分别通过减压阀将压力降至0.1 MPa(温度为280 K左右),然后进入稳压罐混合,通过体积流量计控制进气Ar体积分数(进气中Ar占Ar-O2混合气的体积分数).发动机的转速和转矩由电涡流测功机控制,采用瑞士Kislter公司的压力传感器(Kislter6052C)、电荷放大器(5018A)和美国国家仪器公司的信号采集卡(NI-PCI 6250) 对缸内压力和离子电流等试验数据进行采集.过量氧气系数(λ)由氧传感器测得,λ为实际氧气供给质量与理论上燃料完全燃烧所需的空气质量之比.
离子电流信号检测系统如图 2所示.该系统为基于外置电源电阻式离子电流检测方案,该方案通过外接可调式偏置电源提供电压,并通过直流/直流升压模块进行升压.其正极通过高压硅堆连接到火花塞的正极,并通过高压硅堆隔离火花塞点火时的高压.本系统中偏置电源的调节范围为40~80 V.负极通过2个可调式电阻器与缸体相连.通过电阻的分压将离子电流信号进行放大并转化为电压信号.
试验在转速为1 200 r·min-1下进行,发动机节气门开度(fThr)分别为零(旁通进气)和10°,以下若无特别指出,均为零节气门开度工况.试验工况均为化学当量比工况(λ=1).定义上止点为0°曲轴相位(简称0°),上止点之前相位以负值表示.每0.5°采集一次缸压和离子电流信号,每个工况点连续采集100个循环.试验开始时先让发动机在进气为空气的状态下稳定运行一段时间,然后再切换至进气为氩氧混合气的状态,当前后每100个循环CA50的平均值相差小于0.2°时,认为工况切换完成.其余工况参数如表 2所示,其中氩氧氛围下点火时刻的提前会受到爆震的限制,而空气氛围下点火时刻的推迟则会受到失火的限制.
定义压力峰值相位dPmax和放热率峰值相位dQmax来表征发动机的燃烧过程,而对于离子电流信号特征,则采用离子电流信号峰值相位Imin和离子电流信号差分量(离子电流信号对曲轴转角的导数)峰值相位dImin来表征.
2 试验结果及分析 2.1 空气和氩氧氛围下离子电流特性图 3为空气及氩氧氛围下缸内离子信号特征对比,其中图 3a和图 3b点火时刻均为-15°.在氩氧工况下,氩气的体积分数为79%,与空气中氮气所占比例相同.根据图 3a和图 3b可以看出,氩氧氛围下缸内离子电流信号非常强,而在空气氛围下,缸内离子信号则不明显.此外,氩氧氛围下缸内天然气燃烧速率加快使得离子电流信号峰值相位前移.
图 3c示出了氩氧及空气氛围下离子电流信号强度的显著差异.在节气门开度为零、点火时刻为-15°时,氩氧氛围下反向离子电流信号电压峰值达到了9.5V,相比空气氛围增加了近9V.此外,随着节气门开度增加及点火时刻的提前,离子电流信号强度有所增加.
分析认为氩氧氛围下缸内混合气具有更高的比热比,这使得氩氧氛围下缸内混合气在压缩过程中升温迅速,在点火时刻更高的温度促进了化学反应的进行.图 4为理论计算得出的缸内混合气比热比随温度的变化.在温度为300K时,氩氧氛围下缸内混合气比热比为1.60,显著高于空气氛围下的1.39.此外,氩氧氛围下缸内混合气比热容小,缸内混合气总的热容降低,如图 5所示在温度为300K时,氩氧氛围下缸内混合气的热容仅为空气氛围下的78%,且随着温度升高而增大的速率不如在空气氛围下,这使在燃料放热量相同时,氩氧氛围下缸内混合气可获得更高的温度升高量,而更高的温升量又会促进燃烧的发生.以上因素使得相比于空气氛围,氩氧氛围下离子电流信号显著增强.
图 6中氩气体积分数均为79%.根据图 6a可以看出,随着点火时刻由-15°推迟到0°,缸内压力降低,压力峰值相位后移,缸内离子电流信号表现出与缸内压力相似的特征.根据图 6b可知随着点火时刻推迟,缸内燃烧相位后移,放热率峰值有所增加,缸内离子电流信号差分值同样随着点火时刻的推迟而后移,但是离子电流信号电压峰值的绝对值随着点火时刻的推迟而显著降低,由9.4 V降低为6.3 V.分析认为,由于燃烧主要发生在上止点以后,虽然由于点火时刻推迟,点火时刻缸内温度增加,从而导致火焰传播速率增加,放热更加迅速,但是由于活塞下行,燃烧室容积增加,导致火花塞间隙之间的混合气浓度降低,进而导致火花塞之间由化学电离产生的离子浓度降低,离子电流强度减弱.
由图 6c可知,在不同点火时刻下,缸压峰值相位与离子电流信号峰值相位之间、放热率峰值相位与离子电流信号差分峰值相位之间有很好的对应关系,相位值相差最大不超过1.5°.当点火时刻在-5°之前时,相比于缸压峰值相位和放热率峰值相位的循环变动,离子电流信号及其差分量峰值相位的循环变动并未显著增加,循环变动均处在±1.4°以内,但随着点火时刻往后推移,相比于dPmax和dQmax的循环变动,Imin和dImin的循环变动有所增加.此外,对比图 6b离子电流信号峰值和放热率峰值随点火时刻的增减规律,说明相比于离子电流信号的强度,离子电流信号的相位更适合表征离子电流的特征.
2.3 氩气体积分数对离子电流的影响图 7的点火时刻为0°.从图 7a和图 7b可以看出,随着进气中氩气体积分数的增加,氩氧氛围下缸内燃烧着火延迟期拉长,燃烧相位和压力峰值相位后移,这是由于氧气体积分数降低,缸内燃烧受到抑制.离子电流信号和其差分量峰值相位也随着氩气体积分数的增加而后移,分析认为,随着氩气体积分数增加,燃烧室内单位体积内的燃料量降低,导致燃烧时化学电离产生的带电粒子浓度降低,此外由于放热滞后,因活塞下行导致燃烧室容积增加,进一步降低了火花塞之间的离子浓度.
根据图 7c可知,在不同氩气体积分数下,缸压峰值相位与离子电流信号峰值相位之间,放热率峰值相位与离子电流信号差分量峰值相位之间总体上具有较好的一致性,相位相差最大均不超过1.5°,说明离子电流信号特征值能有效反映缸内的燃烧情况.当氩气体积分数的增加至82%时,dPmax和dQmax的循环变动仍处在±1°的范围内,但Imin和dImin的循环变动分别迅速增加到了±3.1°和±2.9°,开始影响到离子电流作为缸内燃烧诊断时的稳定性.
2.4 非正常燃烧工况下缸内离子电流信号特征天然气辛烷值很高,但由于氩氧氛围下缸内温度显著升高,使得爆震的倾向增加.图 8为一个典型爆震循环下的缸压和离子电流信号对比,其中氩气体积分数为75%,点火时刻为-5°.从图 8可以发现,在离子电流信号迅速达到峰值之后,出现了明显的高频震荡现象,与缸压信号记录到的缸内压力波高频震荡很好地对应.文献[14]认为:爆震时压力波传播速率能达到800~1 000 m·s-1,远大于缸内正常火焰传播速率(30~70 m·s-1),压力波在气缸和活塞间高速震荡,使得火焰中浓度分布不均的带电粒子在火花塞间隙之间剧烈震荡,而离子电流记录到了这种震荡.此外,在45°附近,离子电流信号出现了一段因“后燃”造成的峰值.
文献[15]对压力示功图用快速傅里叶变换(FFT)进行带通滤波,以消除测量过程中混入的压力谐波的影响,并定义爆震强度指标KI_pre:
${{K}_{\text{I }\!\!\_\!\!\text{ pre}}}=\int_{{{t}_{1}}}^{{{t}_{2}}}{\left| \text{d}{{p}_{\text{k}}} \right|}$ | (1) |
式中:t1,t2分别为燃烧开始和结束的时刻;pk为带通滤波后缸压振荡的瞬时值.
当多个循环的KI_pre平均值超过某一阈值之后,认为发动机处于爆震状态,根据试验工况的缸压特征,该阈值取1 MPa·(°).该方法体现了爆震时压力波的振荡特征,并考虑了背景噪声的影响和压力波作用的时间,可作为对爆震进行实时控制的强度指标[16].
图 9为滤波后的离子电流信号.在进行滤波前,对受点火干扰的离子电流信号区间进行了“置零”处理,以消除点火对离子电流信号的干扰.按照与式(1) 相似的方法,定义基于离子电流信号的爆震强度指标KI_ion:
${{K}_{\text{I }\!\!\_\!\!\text{ ion}}}=\int_{{{t}_{3}}}^{{{t}_{4}}}{\left| \text{d}{{i}_{\text{k}}} \right|}$ | (2) |
式中:t3,t4分别为离子电流信号开始和结束的时刻,ik为带通滤波后离子电流信号振荡的瞬时值.
图 10和图 11中KI_pre和KI_ion均为100个循环的平均值.在不同工况下,根据式(2) 计算得出的KI_ion与根据式(1) 计算得出的KI_pre均随着点火时刻的提前或Ar体积分数的降低而增加,说明滤波后的离子电流信号积分值能很好地反映缸内压力波的震荡现象.但是当氩气体积分数由79%降低到75%时,KI_pre显示当点火时刻提前至-5°时缸内爆震程度急剧增加.当点火时刻为-10°、Ar体积分数为75%时的KI_pre相比于Ar体积分数为79%时增加近6倍,而相同工况下KI_ion的增长幅度不如KI_pre明显,说明离子电流对爆震强度灵敏程度不如缸压信号.
分析认为,这是由缸压和离子电流不同的测量原理造成的.缸压信号是由缸内压力压迫压电晶体产生的,缸压信号的震荡特征与冲击波的强度和频率相关;而离子电流信号是由于带电粒子在电场作用下定向移动产生的,当电场强度一定时,离子电流信号震荡现象与火花塞间隙周围浓度分布不均的带电粒子随压力波震荡相关.由于进气道喷射天然气,燃料在缸内与工质混合均匀,导致当缸内爆震强度增加时,虽然燃烧产生的带电粒子随压力波震荡加剧,但是火花塞间隙之间带电粒子浓度的变化并未显著增加.
3 结论(1) 在试验工况中(节气门开度为零及10°),空气氛围下天然气缸内燃烧时的离子电流信号很微弱,而氩氧氛围下离子电流信号强度显著增加,这为怠速和小负荷工况下利用离子电流检测氩氧氛围下缸内燃烧状况提供了前提条件.
(2) 在氩气体积分数为79%及以下时,离子电流信号特征值循环变动很小,与基于缸压计算的燃烧特征值具有很强的一致性,表明可使用离子电流信号特征值对氩氧氛围下缸内燃烧相位进行预测.
(3) 离子电流信号能检测缸内爆震燃烧状态,具有很好的可靠性,但对爆震强度的敏感性较弱.
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