1、第 41 卷（2023）第 4 期 内 燃 机 学 报 Transactions of CSICE Vol.41（2023）No.4 收稿日期：2022-09-08；修回日期：2022-12-12.基金项目：工业和信息化部高技术船舶科研资助项目.作者简介：李 翔，博士，高级工程师，E-mail： 通信作者：冯明志，博士，研究员，E-mail： DOI:10.16236/ki.nrjxb.202304038 船用预燃室式天然气发动机稀薄燃烧特性试验 李 翔1,2,3，冯明志2，郑圣彬2,3，黄 立1,2，黄 震1,3(1.上海交通大学 动力机械与工程教育部重点实验室，上海 200240；2.上海
2、船用柴油机研究所，上海 201108；3.船舶与海洋工程特种装备和动力系统国家工程研究中心，上海 200031)摘要：以船用预燃室式天然气发动机为研究对象，以点火正时(SOI)和过量空气系数(a)为变量开展缸内稀薄燃烧特性影响规律的研究在此基础上对试验数据开展主效应和帕累托分析，得出量化的规律性结果结果表明：一方面，影响着火延迟和燃烧放热速率权重较大的为 SOI，通过优化可以将滞燃期缩短至 12 CA 以内，将燃烧重心控制在 14 CA ATDC 以前；而对于燃烧持续期，影响权重较大的为a，将各工况下a控制为 1.661.84，可以将燃烧持续期控制在 28 CA 以内；另一方面，a的运行范围已
3、经达到并超过了车用重载的稀薄极限由于采用了独立供气的预燃室形式，船用预燃室式天然气发动机可在缸径较大、平均有效压力(BMEP)较高的前提下实现比重载天然气发动机更加稀薄的燃烧组织，从而有利于实现较高的热效率，同时更好的兼顾 NOx排放 关键词：船用天然气发动机；稀薄燃烧特性；过量空气系数 中图分类号：TK421 文献标志码：A 文章编号：1000-0909(2023)04-0324-08 An Experimental Research of Lean-Burn Combustion Characteristics on a Pre-Chamber Marine Natural Gas Eng
4、ine Li Xiang1,2,3，Feng Mingzhi2，Zheng Shengbin2,3，Huang Li1,2，Huang Zhen1,3(1.Key Laboratory of Power Machinery and Engineering，Ministry of Education，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China；2.Shanghai Marine Diesel Engine Research Institute，Shanghai 201108，China；3.National Engineering Re
5、search Center of Special Equipment and Power System for Ship and Marine Engineering，Shanghai 200031，China)Abstract：Effects of start of ignition(SOI)and excess air coefficient(a)on lean-burn combustion characteristics were studied on a pre-chamber marine natural gas engine.The main effect factors wer
6、e analyzed quantitatively using Pareto method based on the experimental data.The results show that SOI is the major effect of the ignition delay and the heat release rate.After combustion optimization，the ignition delay can be shortened to less than 12 CA，and the heat release rate can be advanced to
7、 before 14 CA ATDC.a acts as a more important role on the combustion duration.By controlling the a between 1.661.84 at each load，the combustion duration can be less than 28 CA.The a of this optimized pre-chamber marine natural gas engine is much higher than that of the counterpart for heavy-duty com
8、mercial vehicles.Since the pre-chamber has an independent gas supply，the pre-chamber marine natural gas engine can realize leaner combustion with higher brake mean effective pressure(BMEP)than the heavy-duty natural gas engine，which is conducive to achieve higher thermal efficiency and lower NOx emi
9、ssions.Keywords：marine natural gas engine；lean-burn combustion characteristics；excess air coefficient 天然气发动机由于火焰的传播速率相对较慢，燃烧各阶段的发展受气流组织(尤其是湍流组织)、混合效果(缸内局部的空燃比分布)及点火能量等原因的影响较为敏感，极易因燃烧持续期较长而出现燃烧循环变动增大等燃烧特性问题 燃烧不稳定会带来爆震、功率和效率降低、排放升高且缸内零部件热负荷增加等一系列问题 这种情况在采用火花塞点火的天然气发动机上尤为明显1 2023 年 7 月 李 翔等：船用预燃室式天然气发动
10、机稀薄燃烧特性试验 325 学者们通过采用预燃室改善上述问题 Toulson等2对比了车用发动机的典型燃烧系统 Gentz 等3、Gholamisheeri 等4-5通过快速压缩机对预燃室的湍流射流火焰进行了可视化研究 Bunce 等6通过一台缸径为 100mm 的光学发动机，对预燃室的燃烧特性进行了研究 Shah等7-8在重载天然气发动机上，针对预燃室和主燃室的过量空气系数(a)对燃烧特性的影响进行了仿真与试验 Baumgartner 等9通过一台小功率预燃室天然气发动机，针对预燃室燃气喷射量和喷射时刻等参数进行了仿真与试验 国内方面，李树生等10通过一台缸径为 260mm 的预燃室独立供气
11、、点燃式单缸天然气发动机，针对预燃室结构参数对燃烧过程的影响规律开展了仿真分析和试验验证 综上可知，预燃室相比火花塞可以提供更加稳定、高能量的点火，有利于在拓展稀薄极限的同时实现较为稳定的燃烧 通过进一步优化点火正时(SOI)、a可以实现高效稀薄燃烧和较低的 NOx排放11 但上述研究主要针对车用及重载的小缸径天然气发动机，且其平均有效压力(BMEP)一般小于 1.5 MPa，缸径小于 140mm，稀薄极限为 1.6 左右12 相比之下，船用大功率天然气发动机的 BMEP 一般大于 1.7MPa，缸径大于 200mm 当 BMEP 提高、缸径扩大后，缸内火焰传播受湍流大小、混合气的空燃比分布及
12、点火形式的影响更为敏感，因而在车用重载天然气发动机上得出的规律不一定完全适用于大功率船用天然气发动机，对实践的指导意义较为有限 为了探究船用预燃室式大功率天然气发动机的稀薄燃烧特性，笔者以某船用大功率预燃室式天然气发动机为研究对象，以燃烧放热分析和试验设计为手段，针对稀薄燃烧特性开展整机台架试验，以期探索并得出具有实践指导意义的成果 1 试验对象及测试系统 试验对象为船用大功率天然气发动机，主要技术参数见表 1 该气体机采用进气道燃气喷射，燃烧系统由预燃室和主燃室两部分组成，其中预燃室由预燃室体和预燃室喷嘴两部分组成 预燃室安装在缸盖上，容积约为整个压缩容积的 1.5%，6 个喷孔均匀分布 预
13、燃室燃气通过独立的燃气管路进行供给 预燃室燃气管路分为两段，一段在缸盖上，另一段在预燃室体内 试验过程中通过更换不同通径的预燃室节流塞来实现预燃室内空燃比的调节 图 1 为预燃室燃烧系统示意 试验时，通过与电控系统相连的计算机对a、SOI 等参数进行调节 同时，通过一套燃烧分析仪对各缸的缸压数据进行实时采集和运算，计算机对燃烧分析仪和测控系统采集的数据作同步记录 图 2 为发动机台架示意 表 1 发动机主要技术参数 Tab.1 Engine specifications 参数 数值 型式 直列 气缸数 8 缸径/mm 230 活塞行程/mm 320 标定功率/kW 1 600 标定转速/(rm
14、in-1)1 000 平均有效压力/MPa 1.81 空燃比控制方式 节气门和废气旁通阀 预燃室形式 燃气独立供给 图 1 预燃室燃烧系统示意 Fig.1 Schematic of the combustion system of pre-chamber 图 2 整机试验台架示意 Fig.2 Schematic of experimental set up 2 研究方法和方案 a和 SOI 是影响天然气发动机稀薄燃烧特性最主要的两个因素 笔者以a和 SOI 为变量，通过对缸内压力进行实时处理和计算，获得滞燃期(ID)、燃烧重心(CA50)和燃烧持续期(CD)，研究其对稀薄燃烧特性的影响 图 3
15、 为燃烧特征参数的定义 试验工况的设计遵循船用主推的运行特性13，在 4 个典型工况下进行，分别为推进特性 100%、75%、50%和 25%，定义为 FPP100、FPP75、FPP50 和FPP25 工况 为了对影响规律和权重进行量化分析，利用试验设计方法对试验数据做主效应图和帕累托图 主效 326 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 应图和帕累托图均是基于数理统计的算法对数据的权重和规律进行分析，通过计算不同变量对因变量的累积影响频率得到，相对客观 通过分析单因素变化规律，同时对影响权重依据大小排序，结合燃烧原理对试验设计分析结果进行综合性分析，将量化结果与燃烧特性建立联系，从
16、而形成结论 为了保证发动机在试验过程中稳定运行，根据爆发压力、排气温度等限值确定了各工况下的参数变化范围 表 2 为试验方案的参数分布 试验过程为全因子试验，即a和 SOI 所有水平的所有组合方案都会 图 3 燃烧特征参数的定义 Fig.3 Definition of combustion characteristic parameters 单独试验 1 次 在参数变化范围内，a以 0.1 为步长、SOI 以 1CA 为步长，以此确定各工况下的水平数 以 FPP100 工况为例，a有 3 个水平，SOI 有 5 个水平，因而该工况下有 15 个组合方案，在此基础上形成了共计 99 个试验方案
17、表 2 试验参数方案 Tab.2 Scheme of experiment parameters 工况 a SOI/()CA BTDC FPP1001.84，1.94，2.04 7，8，9，10，11 FPP751.70，1.80，1.90，2.00，2.10 10，11，12，13，14，15FPP501.66，1.76，1.86，1.96 10，11，12，13，14，15FPP251.44，1.54，1.64，1.74，1.84 10，11，12，13，14，15 3 燃烧和放热过程的结果及分析 图 4 为 FPP75 工况下主燃室a变化对缸内压力和放热率的影响 可以看出，a较低时，其爆
18、发压力较高，急燃期较短 图 5 为 FPP50 工况下不同 SOI 对缸内压力和放热率的影响 当 SOI 提前，爆发压力明显升高，而放热率曲线则近乎于水平前移 为了对燃烧和放热过程进行量化研究，笔者分别对滞燃期、燃烧重心和燃烧持续期 3 个燃烧特征参数进行探讨 （a）缸内压力（b）放热率 图 4 FPP75工况下主燃室不同 a的缸内压力和放热率变化 Fig.4 Variation of cylinder pressure and heat release rate with different a in main chamber under FPP75 load（a）缸内压力（b）放热率 图
19、5 FPP50工况下不同 SOI的缸内压力和放热率变化 Fig.5 Variation of cylinder pressure and heat release rate with different SOI under FPP50 load 3.1 滞燃期 图 6 为不同工况下 SOI 和a对滞燃期的影响，图 7 为各工况下滞燃期的帕累托图，图 8 为各工况下SOI 和a对滞燃期的主效应图 图 6 中，在试验方案 2023 年 7 月 李 翔等：船用预燃室式天然气发动机稀薄燃烧特性试验 327 范围内，a对滞燃期的影响不显著，且在各工况下的表现不一致 在 FPP100、FPP75 和 FP
20、P50 工况下，随着a降低，滞燃期呈变短的趋势，但是变化幅度有限 说明在上述工况下，较低的a对缸内射流火焰的形成和早期发展有促进作用 SOI 对滞燃期的影响规律在 FPP100、FPP75 和FPP50 工况均较为一致 可知，随着SOI 提前，滞燃期 （a）FPP100 工况 （b）FPP75 工况 （c）FPP50 工况 （d）FPP25 工况 图 6 各工况下 SOI和 a对滞燃期的影响 Fig.6 Effect of SOI and a on ignition delay under eachload 最多可缩短约 1CA 左右 并且在 FPP100 工况，SOI与a对滞燃期的影响还存在
21、一定的交互作用，即当a变化时，SOI 对滞燃期的影响程度也会相应变化(SOI-a代表 SOI 与a的交互作用)，说明在中、高工况下，提前 SOI 有利于缩短滞燃期 但同样在 FPP25工况下，SOI 的影响规律不再明显 图 7 中，各工况 下 SOI 对滞燃期的影响均为负相关，即 SOI 越提前，滞燃期越短，a则为正相关 但在 FPP25 工况，a表现为明显的非单调规律，即在一定范围内存在拐点(SOI、a)说明在中、高工况，较早的 SOI 及较低的a有助 （a）FPP100 工况 （b）FPP75 工况 （c）FPP50 工况 （d）FPP25 工况 图 7 各工况下滞燃期的帕累托图 Fig.
22、7 Pareto plot of ignition delay under each load 328 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 于预燃室内更快地形成火核，进而更快发展成湍流射流火焰并引燃缸内混合气 但在低工况时，SOI 和a各有一个最佳值，此时滞燃期最短，超过或小于这个数值均会导致滞燃期随之延长 （a）SOI （b）a 图 8 各工况下 SOI和 a对滞燃期的主效应图 Fig.8 Main effect plot of SOI and a on ignition delayunder each load 由此可知，在中、高工况，缩短滞燃期最有效的方法是在试验方案范围内将
23、SOI 尽可能提前，同时将a尽可能降低 这样可以加速预燃室内火核的快速形成，从而尽早形成射流火焰并引燃缸内混合气，并且有利于火焰在缸内的快速发展 但在 FPP25 工况，则需对a和 SOI 进行优化控制，即找到滞燃期变化拐点处对应的值 通过优化 SOI 和a，可以在各工况下将滞燃期缩短至 12CA 以内 3.2 燃烧重心 燃烧重心用来表征燃烧放热的快慢，也是燃烧品质的一个主要表征参数 图9为各工况下 SOI 和a对燃烧重心的影响a对燃烧重心的影响在中、高工况下较为显著，即在 SOI 一定的情况下，随着a的降低，燃烧重心越靠近上止点 在 FPP100 工况，当a从2.04 降低至 1.84，燃烧
24、重心向上止点靠近约 2CA 但在 FPP25 工况，当a从 1.84 降低至 1.44，则变化规律出现拐点 燃烧重心先向上止点靠近，随着a的进一步降低，燃烧重心逐渐推后 SOI 对燃烧重心的影响规律在各工况下较为一致，随 SOI 的提前，燃烧重心越靠近上止点 图 10 为各工况下燃烧重心的帕累托图，图 11 为各工况下SOI 和a对燃烧重心的主效应 可知，在试验方案范围内，除了 FPP75 工况下 SOI 与a的影响权重基本相当，其他工况下影响权重最大的均为 SOI，且 SOI影响规律均呈单调负相关，即随着 SOI 提前角变大，则燃烧重心距离上止点越来越近 一方面，由于 SOI提前对滞燃期的影
25、响，对燃烧重心的提前有较大贡献；另一方面，由于滞燃期缩短，使得急燃期的放热 （a）FPP100 工况 （b）FPP75 工况 （c）FPP50 工况 （d）FPP25 工况 图 9 各工况下 SOI和 a对燃烧重心的影响 Fig.9 Effect of SOI and a on CA 50 under each load 2023 年 7 月 李 翔等：船用预燃室式天然气发动机稀薄燃烧特性试验 329 速率加快，因而燃烧重心随 SOI 提前而线性提前 a在中、高工况下的影响规律呈单调正相关，即随着a增大则燃烧重心距离上止点的曲轴转角也增大 FPP25工况下，a的影响规律是非线性的，在a为1.6
26、0 左右时存在拐点，既在该点时燃烧重心最靠近上止点，当a大于或者小于 1.60 时，则燃烧重心随之推后 FPP25 工况下存在拐点是由于混合气过浓或过稀均会导致滞燃期变长，因而燃烧重心也会随之推后 可知，在试验方案范围内加快放热过程最有效 的方式是提前点火，这与其对滞燃期的影响作用相 （a）FPP100 工况 （b）FPP75 工况 （c）FPP50 工况 （d）FPP25 工况 图 10 各工况下燃烧重心的帕累托图 Fig.10 Pareto plot of CA 50 under each load 似 在此基础上考虑a的影响，将其尽可能降低，进一步促进火焰在缸内的传播，但在 FPP25
27、工况时不能只降低a，可能存在拐点 因而可以将 FPP100 工况的燃烧重心控制在 14CA ATDC 以前，在 FPP75、FPP50 和 FPP25 工况将燃烧重心控制在 8CA ATDC以前 （a）SOI （b）a 图 11 各工况下 SOI和 a对燃烧重心的主效应图 Fig.11Main effect plot of SOI and a on CA 50 undereach load 3.3 燃烧持续期 图 12 为各工况下 SOI 和a对燃烧持续期的影响a对燃烧持续期的影响与滞燃期和燃烧重心的情况类似，在各工况下的表现有所不同 FPP100、FPP75 和 FPP50 工况的规律基本一
28、致，即在试验方案范围内，随着a的降低，燃烧持续期缩短约 7.011.0 CA 表明在这些工况下，降低a可以加速射流火焰在缸内的发展，从而有效缩短燃烧持续期 但在FPP25 工况下，随着a变化，燃烧持续期的变化存在 拐点 这是由于在低工况下，受到a对滞燃期的影响，导致燃烧持续期也相应变长 而 SOI 对燃烧持续期的影响不显著 FPP100 工况下，在a为 1.99 和 2.04 的方案下，SOI 从 7CA ATDC 提前至 11CA ATDC，燃烧持续期缩短 1.52.0CA，而当a降低至 1.841.94 时，燃烧持续期则对 SOI 不敏感 在其他工况下也类似 由此可见，在一定a范围内，SO
29、I 的提前可以适当缩短燃烧持续的时间，一旦超过这个范围，则燃烧持续期对 SOI 变得 330 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 不敏感 SOI 对燃烧持续期的影响，可能同时受到其与a的交互作用 图 13 为各工况下燃烧持续期的帕累托图，图 14为各工况下 SOI 和a对燃烧持续期的主效应图 可以看出，各工况下对燃烧持续期影响最为显著的均为a，且在 FPP100、FPP75 和 FPP50 工况下的影响规律 （a）FPP100 工况 （b）FPP75 工况 （c）FPP50 工况 （d）FPP25 工况 图 12 各工况下 SOI和 a对燃烧持续期的影响 Fig.12 Effect
30、of SOI and a on combustion duration undereach load 呈单调正相关 但在 FPP25 工况时由于存在拐点，燃烧持续期最短对应的a为 1.66 左右 需指出，这个拐点与滞燃期和燃烧重心的基本一致 由此可知，其作用原因也较为一致 相比之下，SOI 的影响作用相对较小，且主要体现在各工况下与a的交互作用 综上，虽然提前 SOI 可以缩短滞燃期、加快急燃期的燃烧放热过程，但各工况下缩短燃烧持续期的有效手段却是降低a 因而其不仅能影响滞燃期和燃烧重心，同时对整个燃烧放热过程均有影响 将各工况下的a控制为 1.661.84，可以将燃烧持续期控制在28CA 以
31、内 （a）FPP100 工况 （b）FPP75 工况 （c）FPP50 工况 （d）FPP25 工况 图 13 各工况下燃烧持续期的帕累托图 Fig.13 Pareto plot of combustion duration under each load 2023 年 7 月 李 翔等：船用预燃室式天然气发动机稀薄燃烧特性试验 331 （a）SOI （b）a 图 14 各工况下 SOI和 a对燃烧持续期的主效应图 Fig.14 Main effect plot of SOI and a on combustion du-ration under each load 4 结 论(1)不同工况下
32、，影响滞燃期权重最大的因素不同，在 FPP100 和 FPP50 工况主要为 SOI，而在FPP75 和 FPP25 工况时为a (2)各工况下影响燃烧重心权重较大的为 SOI，且规律为单调负相关，即随着 SOI 提前(数值增大)，燃烧重心相应靠近上止点(数值变小)；a的影响权重其次，在 FPP100、FPP75 和 FPP50 工况呈单调正相关，而在 FPP25 工况时存在拐点 (3)影 响 燃 烧 持 续 期 的 主 要 因 素 为a，在FPP100、FPP75 和 FPP50 工况，a越小，燃烧持续期越短；但在 FPP25 工况存在拐点，当a为 1.66 时，燃烧持续期最短 (4)从优化
33、稀薄燃烧组织、实现较短的滞燃期和燃烧持续期来看，a的综合影响权重相对更大；此外，大缸径、大功率的船用预燃室式天然气发动机的a控制范围(1.661.84)已经超过了重载天然气发动机的稀薄极限，在此条件下有利于实现较高的热效率，同时兼顾更低的 NOx排放 参考文献：1 Manivannan A，Tamil Porai P，Chandrasekan S，et al.Lean burn natural gas spark ignition engine-an over-view C/SAE Paper.Detroit，Michigan，USA，2003，2003-06-0138.2 Toulson E
34、，Schock H J，Attard W P.A review of pre-chamber initiated jet ignition combustion systemsC/SAE Paper.Detroit，Michigan，USA，2010，2010-01-2263.3 Gentz G R，Thelen B，Gholamisheeri M，et al.A study of the influence of orifice diameter on a turbulent jet igni-tion system through combustion visualization and
35、per-formance characterization in a rapid compression ma-chineJ.Applied Thermal Engineering，2015，81：399-411.4 Gholamisheeri M，Wichman I S，Toulson E.A study of the turbulent jet flow field in a methane fueled turbulent jet ignition(TJI)systemJ.Combustion and Flame，2017，183：194-206.5 Gholamisheeri M，Th
36、elen B C，Gentz G R，et al.Rapid compression machine study of a premixed，variable inlet density and flow rate，confined turbulent jetJ.Combustion and Flame，2016，169：321-332.6 Bunce M，Blaxill H，Kulatilaka W，et al.The effects of turbulent jet characteristics on engine performance us-ing a pre-chamber com
37、bustorC/SAE Paper.Detroit，Michigan，USA，2014，2014-01-1195.7 Shah A，Tunestl P，Johansson B.CFD simulations of pre-chamber jets mixing characteristics in a heavy duty natural gas engineC/SAE Paper.Kyoto，Japan，2015，2015-01-1890.8 Shah A，Tunestal P，Johansson B.Effect of pre-chamber volume and nozzle diame
38、ter on pre-chamber ig-nition in heavy duty natural gas enginesC/SAE Paper.Detroit，Michigan，USA，2015，2015-01-0867.9 Baumgartner L S，Wohlgemuth S，Zirngibl S，et al.Investigation of a methane scavenged prechamber for in-creased efficiency of a lean-burn natural gas engine for automotive applicationsJ.SA
39、E International Journal of Engines，2015，8(2)：921-933.10 李树生，白书战，邢小伟，等.预燃室参数对大缸径天然气发动机燃烧过程影响的研究J.内燃机工程，2012，33(6)：72-76 11 Yamamoto H.Investigation on relationship between thermal efficiency and NOx formation in ultra-lean com-bustionC/SAE Paper.Madison，Wisconsin，USA，1999，1999-01-3328.12 Attard W P，Toulson E，Huisjen A，et al.Spark igni-tion and pre-chamber turbulent jet ignition combustion visualizationC/SAE Paper.Detroit，Michigan，USA，2012，2012-01-0823.13 中华人民共和国工业和信息化部.CB/T 3254.22013 船用柴油机台架试验 第 2 部分：试验方法S.北京：全国船用机械标准化技术委员会柴油机分技术委员会，2014.
