微能源动力系统可实现微尺度(1 μ m~1 mm)/中介尺度(1 mm~10 cm)^[1]下超高能量密度输出^{[2, 3, 4]}, 从而满足微型飞行器、便携式设备等领域的广泛需求^[5]。从能量密度和转换效率来看, 中介尺度液态烃类燃料动力循环微型热机具有与LiSO₂电池系统竞争的潜力(烃类燃料的能量密度可达10⁵ kJ/kg, 而LiSO₂电池的能量密度仅为10² kJ/kg), 因而对基于烃类燃料的微型热机的研究受到广泛关注^{[6, 7, 8]}。其中, 微型往复活塞式内燃机由于其结构简单^{[9, 10]}, 有可能成为实用化的微能源动力系统的结构形式。

微型往复活塞式内燃机因结构尺寸小, 致使火花点火和气门进气形式无法应用, 故采用电热塞点火燃烧和扫气换气模式。但目前针对该点火和进气形式下的微空间燃烧的认识尚不充分, 难以评估其能否充分适应微型往复活塞式内燃机结构进一步缩减的要求。

针对上述问题, 本文构建了微型往复活塞式内燃机燃烧测试平台, 测试诊断微空间电热塞点火燃烧的基本特性, 对微型往复活塞式内燃机在极小封闭空间条件下的瞬态微燃烧过程进行了分析, 评估了微型往复活塞式内燃机燃烧所面临的问题, 以便为更小结构尺度内燃机的开发提供理论依据。

构建了微型往复活塞式内燃机燃烧测试平台, 如图1所示, 将高速变频电机、磁滞制动器和微型活塞式内燃机串联安装, 并由联轴器连接, 整个系统由电机驱动。电机转速通过变频器调节, 而磁滞制动器作为可调负载装置吸收发动机和电机的输出功率。微型往复活塞式内燃机为风冷两冲程电热塞点火结构, 这里将其标记为SV1, 其与文中所涉及的其他发动机基本参数见表1。试验燃料为甲醇、硝基甲烷和蓖麻油的混合物(体积分数分别为65%、15%、20%, 蓖麻油作为润滑剂)。由于测试转速较高, 将试验台固定在质量足够大的减震底座上, 从而消除高转速所带来的振动效应。采用Kistler 6052B石英压力传感器采集微型往复活塞式内燃机缸内的燃烧压力信号, 通过5011B电荷放大器将压电传感器输出的电荷信号转化为电压信号, 由DEWE-2010燃烧分析仪进行数据采集和分析; 同时, 选用Kistler 2613B曲轴转角传感器采集转角信号, 采样分辨率设置为0.2 ° CA; 缸体温度测量选用K型热电偶测温仪DM6801A, 精度为± 2 ℃, 安装于散热片根部; 微型内燃机燃烧测试过程节气门全开, 油量控制阀始终处于同一位置, 测试转速为6000 r/min。

图1

Fig.1

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图1 微型活塞式内燃机燃烧测试平台Fig.1 Combustion test platform of miniature ICE

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 发动机基本参数 Table 1 Engine specifications 参数 发动机类型 SV1 SV125 SV150 SV700 缸径/mm 11.25 54 57 102 冲程/mm 10 54 58.6 84 压缩比 8 10 10.4 9.2 排量/L 0.001 0.124 0.15 0.686 过量空气系数 0.92 0.76 0.8 0.85

表1 发动机基本参数 Table 1 Engine specifications

由于所测微型活塞式内燃机缸盖结构尺寸小, 难以安装压力传感器。为此, 重新设计缸盖以实现压力传感器的安装。新设计的缸盖结构如图2所示。新设计缸盖电热塞偏离气缸中心线3.5 mm。功率试验表明, 新设计的缸盖满足功率要求, 与原机功率基本保持一致, 如图3所示。

图2

Fig.2

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图2 安装压力传感器的新缸盖Fig.2 New cylinder head for pressure sensor installation

图3

Fig.3

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图3 缸盖修改前、后校正功率对比Fig.3 Comparison of corrected power for original and new cylinder head

为评价微型活塞式内燃机电热塞点火的燃烧特性, 将其与转速为6000 r/min、全负荷测试条件下的3种不同排量常规自然吸气汽油机的燃烧特性进行类比分析, 将3种不同排量常规发动机分别标记为SV125、SV150和SV700。微型活塞式内燃机选用缸体温度为90 ℃下的燃烧测试数据, 该缸体温度与常规尺寸机型工作时的缸体温度范围接近。

图4为微型活塞式内燃机与常规尺寸机型120次连续测试循环的平均燃烧压力和放热率(ROHR)对比。由图可以看出, 微型活塞式内燃机的缸内燃烧特性较差, 其燃烧压力和放热率较低, 最大燃烧压力只有1.17 MPa, 远低于常规尺寸机型5.7~6.9 MPa的水平; 同时, 最大压力对应曲轴转角延迟, 位于上止点后17.4 ° CA, 较常规机型落后4~5 ° CA。较低的燃烧压力以及对应曲轴转角的推迟, 将使发动机膨胀比减小, 循环热效率降低。

图4

Fig.4

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图4 不同机型燃烧压力和放热率对比Fig.4 Comparison of pressure and ROHR for different engines

图5为连续120次测试循环累积燃烧放热5%、10%、50%、90%对应的曲轴转角(分别对应CA05、CA10、CA50、CA90, 其中CA05和CA10~CA90分别用于定义燃烧始点(SOC)和燃烧持续期)对比。由图可见, 微型活塞式内燃机的CA05、CA10、CA50和CA90变动剧烈; 同时, CA05燃烧始点相对较晚, 较常规尺寸机型落后6~8 ° CA; 由于放热率较低, 燃烧持续期明显延长, CA10、CA50和CA90较常规尺寸机型延长约20 ° CA。其中, CA10和CA50延长6~8 ° CA; CA50和CA90延长11~16 ° CA。燃烧持续期的延长不但会使热效率降低, 也会导致燃烧循环变动升高。

图5

Fig.5

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图5 不同机型放热特性对比Fig.5 Comparison of heat release characteristic for different engines

图6

Fig.6

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图6 不同机型pmi循环变动情况Fig.6 Cyclic variations of pmi on different engines

图7

Fig.7

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图7 不同机型燃烧始点概率分布Fig.7 Probability distribution of SOC on different engines

图6为微型活塞式内燃机与常规尺寸机型连续120次测试循环的平均指示压力(p_mi)的变动情况对比。由图可见, 微型活塞式内燃机的p_mi值较常规机型低得多, p_mi的平均值只有0.27 MPa, 仅为常规机型的1/5~1/4, 且波动范围大, 燃烧稳定性差。其p_mi的循环变动率高达22.16%, 而常规尺寸机型的p_mi循环变动率均在2%以下。循环变动率过高会导致发动机动力性能降低。

图7为微型活塞式内燃机与常规尺寸机型燃烧始点的概率分布特性对比。微型活塞式内燃机的燃烧始点分布比较分散, 最高概率系数不到20%; 而常规机型的燃烧始点分布则比较集中, 最高概率系数都在50%左右。这与其所使用的点火方式有很大关系。微型活塞式内燃机采用电热塞点火模式, 不能在某一固定曲轴转角时刻产生电火花来点燃混合气, 从而导致着火时刻不稳定。由于燃烧始点CA05波动较大, 导致其CA50和CA90变动剧烈, 因而燃烧循环变动大幅升高。而常规机型采用火花塞点火, 点火时刻稳定, 可靠性高。由此说明, 燃烧始点的不稳定性是导致电热塞点火燃烧循环变动较大的主要原因。采用电热塞点火模式的微型内燃机, 燃烧始点CA05变化很大, 燃烧稳定性差, 循环变动率高; 与常规机型相比, 燃烧压力和p_mi值低, 动力性能差, 放热率低, 燃烧持续期长。因此其燃烧特性很难适应于微型活塞式内燃机结构的进一步微型化, 需改善缸内燃烧特性。

甲醇混合气(含硝基甲烷)低热值(2.9 MJ/kg)略高于汽油(2.8 MJ/kg), 同时主燃料甲醇层流燃烧速度比由烷烃组成的汽油快^[11], 并且混合气浓度相差不大, 因此燃料差异并不是导致微型内燃机性能差的主要原因。考虑到微型活塞式内燃机采用二冲程结构, 扫气换气模式, 不可避免有残余废气(文中残余废气主要指完全燃烧产物)的滞留, 而过高的残余废气量使新鲜混合气充量减少, 燃烧压力和p_mi降低, 同时会一定程度抑制燃烧, 导致燃烧速度减慢, 燃烧持续期变长。因此有必要探究微型内燃机残余废气量情况及其对微空间燃烧特性的影响。

图8

Fig.8

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图8 不同缸体温度启动过程pmi循环变动情况Fig.8 Cyclic variations of pmi in start-up process under different engine block temperatures

在不同缸体温度热启动测试过程中, 发现如图8所示的p_mi循环变动情况。不同缸体温度测试工况中, 着火前都存在一定数量p_mi不变的燃烧循环, 可以认定该部分为未燃循环; 而着火后第一个燃烧循环拥有该测试工况最大的p_mi值; 紧接着一定燃烧循环内p_mi保持较大值, 但循环变动较大; 随后燃烧逐渐趋于稳定, 循环变动减小, 但对应的p_mi也比着火初期小。分析认为, 残余废气量的变化是导致上述燃烧特征的原因。同一测试工况, 上一循环缸内气体滞留到下一循环的气体量相当, 由于着火燃烧前为未燃循环, 第一个燃烧循环滞留的上一循环气体基本为新鲜充量, 使得残余废气量近乎为0, 因此p_mi最大; 随后的过渡燃烧循环存在残余废气, 但由于循环变动大, 不充分燃烧气体较多, 使得上一循环滞留气体中含有未燃新鲜充量, 因此该阶段残余废气量相对较少, 使得整体上p_mi仍相对较高; 后期燃烧稳定性较好, 失火循环少, 燃烧较为充分, 上一循环滞留气体基本为残余废气, 因此残余废气量相对较大, 导致比着火初期拥有更小的p_mi值。

图9为相同测试条件下, 冷启动测试时p_mi的循环变动情况。可以看出, 图9稳定燃烧时的p_mi比图8中的略高, 这是由于较高的缸体温度一定程度上降低了进气充量, 从而导致p_mi下降。虽然缸体温度的升高可引起p_mi下降, 但通过观察图8中150~300之间的测试循环(持续时间为1.5 s), 可以发现这段时间内p_mi并无明显的下降趋势, 因此短时间的燃烧循环不会导致微型发动机较大温升而致充气效率下降, 这说明着火初期p_mi的下降趋势并非由于燃烧引起了较大温升所致; 进一步分析图9发现, 接近失火状态的燃烧循环, 对应的下一个循环通常有更高p_mi值, 并且这两个循环的p_mi基本上按稳定燃烧时的平均p_mi对称分布, 表明微型内燃机中残余废气系数较高, 同时也进一步证实了图8着火初期p_mi明显下降是受到残余废气变化的影响。

图9

Fig.9

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图9 冷启动工况下pmi循环变动情况Fig.9 Cyclic variations of pmi in cold-start condition

考虑到图9并未采集第一个着火循环, 因此不将其作为后续分析工况。前面证实, 残余废气量的变化导致图8着火初期有明显的p_mi下降过程, 并且经过一定燃烧循环次数后趋于稳定。为分析残余废气量对微型活塞式内燃机燃烧的影响, 将图8不同缸体温度测试工况, 依照上述分析的着火初期残余废气量的变化规律, 按残余废气量的多少定性地分为3个阶段:第一个着火循环S1(残余废气为0); 过渡期S2(取图8标记处一定数量p_mi较高的燃烧循环, 此过程残余废气量较少, 同时燃烧不稳定); 燃烧稳定期S3(取测试循环150~300, 残余废气量高并较为稳定, 可反映该测试工况残余废气量情况)。将不同缸体温度和各阶段内燃烧循环平均处理后, 作如下分析。

图10

Fig.10

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图10 不同缸体温度和残余废气量下的燃烧放热率Fig.10 ROHR at different engine block temperatures and amounts of residual gas

图10为不同缸体温度和残余废气量下的瞬时放热率。由图可知, 残余废气量越小, 对应的瞬时放热率越大, 燃烧持续期也相对较短, 因此较小的残余废气量具有较快的燃烧速度。对于残余废气量相对较多的S3段, 由于燃烧速度慢, 相对于S1和S2段, 后期放热率更大, 后燃期也较长, 因此后燃更为严重。对于残余废气量接近为0的S1段, 将其燃烧放热率与图4(b)进行对比, 发现与常规机型相当; 对于含有较少量残余废气的S2段, 虽然残余废气量少, 但其放热率却明显下降, 不同测试温度下, S2段的最大燃烧放热率仅为S1段的2/3左右; 对于残余废气量相对更高的稳定燃烧段S3, 其最大燃烧放热率下降更明显, 约为S1段的1/2。因此导致微型内燃机燃烧性能不如常规机型, 其中一个主要原因在于微型内燃机中的残余废气的影响。对比不同缸体温度下的放热率曲线发现, 缸体温度主要影响燃烧初期放热率。缸体温度为90 ℃时, 残余废气量越大, 初期放热率越大, 随着缸体温度的升高, 残余废气量对初期放热率的影响发生改变, 在缸体温度为150 ℃时, 残余废气量越大, 初期放热率反而越小。分析认为, 这是残余废气以及缸体温度综合作用的结果。在较低的缸体温度下, 残余废气对初期放热起促进作用, 残余废气量越大, 混合气温度越高, 使得初期放热率更大; 而对于较高的缸体温度, 缸体温度作用突出, 残余废气则在一定程度上起抑制作用, 使得残余废气量对初期放热率的影响表现为相反趋势。虽然缸体温度对初期放热率影响较为明显, 但放热规律主要受残余废气量影响。

图11

Fig.11

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图11 不同残余废气量燃烧始点和燃烧持续期情况Fig.11 SOC and combustion duration at different amounts of residual gas

图11为不同残余废气量下CA05和CA10~CA90的变化情况。由图11(a)可以看出, 残余废气量对CA05的影响规律并不一致, 随缸体温度变化而不同, 缸体温度为90 ℃时, CA05随残余废气量的增大呈线性下降趋势, S1到S3段之间CA05降幅达48.8%; 当缸体温度为140 ℃和150 ℃时, CA05与残余废气量之间整体上表现为相反的趋势。不同残余废气量下, CA05随温度的变化关系与图10中的初期放热率水平有关。图11(b)表明, 燃烧持续期, CA10~CA90与残余废气量之间存在明显的正相关, S1段燃烧持续期约为22 ° CA, S3段的燃烧持续期约为44 ° CA, S1段的燃烧持续期比S3段缩短近一半, 而缸体温度对燃烧持续期的影响相对较弱, 关系不十分明晰。

为评估残余废气量对p_mi的影响, 对不同残余废气量p_mi的变化进行了分析, 如图12所示。随着残余废气量的增大, p_mi呈显著下降趋势, 不同缸体温度下的降幅为42.2%~56.3%, 这与较高的残余废气量导致新鲜充量减少以及延长燃烧持续期有关。缸体温度对p_mi也存在较大的影响, 测试温度范围内, 较高的缸体温度对应的p_mi较低, 各阶段缸体温度升高导致p_mi下降幅度为18.3%~38.1%, 这与缸体温度一定程度上影响进气充量有关。缸体温度为150 ℃时, S3段的p_mi值为0.17 MPa, 比90 ℃时S1段的p_mi(0.48 MPa)低约2.8倍, 降幅达64.3%。因此有效控制残余废气量和缸体温度将大幅提升微型内燃机的动力输出, 图9中p_mi最大值接近0.7 MPa, 也较好地证实了这一点。但这一数值与常规尺寸内燃机p_mi相比仍存在较大差距, 这可能还与压缩比差异以及微型内燃机具有较为严重的泄露有关^[12]。

图12

Fig.12

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图12 不同残余废气量pmi变化情况Fig.12 Variations of pmi at different amounts of residual gas

上述讨论虽没能定量分析微型内燃机中的残余废气, 但为研究残余废气提供了一种思路, 为便于评估残余废气对燃烧特性的影响, 提出以1- pmiS3/ pmiS1作为残余废气对燃烧特性的影响系数, 其中 pmiS1和 pmiS3分别为无残余废气燃烧S1段和稳定燃烧S3段的p_mi。据此可得, 缸体温度分别为90、140和150 ℃时的影响系数分别为42.2%、54.9%和56.3%, 显然缸体温度为150 ℃时, 残余废气对燃烧特性的影响更显著。

(1)电热塞点火微型往复活塞式内燃机的最高燃烧压力较低, 燃烧放热率较小, 燃烧持续期较长, CA10~CA90较常规尺寸机型延长约20 ° CA; 同时, p_mi值处于较低水平, 且p_mi的循环变动率远高于宏观尺度各类机型。

(2)电热塞点火模式无固定点火时刻、燃烧始点不稳定、概率分布较为分散是循环变动率高的主要原因。

(3)利用启动燃烧测试, 捕捉首循环着火及初期燃烧循环, 分析瞬态微燃烧过程可知:微型内燃机残余废气系数高, 对燃烧特性影响显著, 是导致微型内燃机放热特性较差的主要原因。残余废气量越小, 对应的瞬时放热率越高, 燃烧持续期也越短, 无残余废气情况下的燃烧持续期比稳定燃烧状态下的燃烧持续期缩短约50%。

(4)缸体温度主要影响初期放热率水平以及燃烧始点CA05, 对燃烧持续期影响不明显, 关系不明晰。

(5)残余废气量和缸体温度主要通过影响缸内新鲜充量影响p_mi, 其中残余废气量影响更为显著; 残余废气量和缸体温度越高, 对应的p_mi越低; 缸体温度为150 ℃时, 稳定燃烧状态下的p_mi值比缸体温度为90 ℃无残余废气时的p_mi低约2.8倍, 降幅达64.3%。

(6)提出以1- pmiS3/ pmiS1作为残余废气对燃烧的影响因子, 以评估残余废气对燃烧的影响。