李思遠(yuǎn) 孫柯 尹偉 楊濱 李國祥

（山東大學(xué)，濟(jì)南 250061）

1 前言

面對日益嚴(yán)苛的排放法規(guī)，排氣污染問題逐步成為制約內(nèi)燃機(jī)行業(yè)發(fā)展的首要因素。傳統(tǒng)燃燒模式下，僅通過機(jī)內(nèi)凈化技術(shù)已不能滿足法規(guī)要求，進(jìn)而只能匹配復(fù)雜的后處理裝置[1-2]。但冗雜的后處理裝置不僅導(dǎo)致企業(yè)生產(chǎn)成本增加，還會帶來用戶使用維護(hù)成本提升，此外還有附加的能源、物質(zhì)消耗等。

均質(zhì)引燃作為一種新型燃燒技術(shù)，其高效、清潔、可控的特點(diǎn)[3]引起了各國學(xué)者的廣泛關(guān)注。均質(zhì)引燃技術(shù)同時使用兩種特性完全不同的燃料[4]，通過控制燃料比例及高十六烷值燃料噴射時刻，可以靈活調(diào)節(jié)缸內(nèi)燃油活性及分層，實(shí)現(xiàn)對燃燒相位的有效控制[5-6]，而多點(diǎn)起燃[7]的特性使得燃燒快速均勻，保證了良好的燃油經(jīng)濟(jì)性。此外，由于使用均質(zhì)稀混合氣，可以拓寬燃燒界限，實(shí)現(xiàn)低溫燃燒，降低了NOx與Soot排放[8]。

以往針對均質(zhì)引燃技術(shù)的研究，試驗(yàn)樣機(jī)均單缸運(yùn)行，在進(jìn)排氣狀況、EGR-增壓器耦合效應(yīng)、機(jī)械損失等方面與發(fā)動機(jī)的真實(shí)工作狀況差距較大。為探討均質(zhì)引燃技術(shù)多缸運(yùn)行的真實(shí)特性，在一臺六缸柴油機(jī)上實(shí)現(xiàn)了均質(zhì)引燃模式在所有氣缸內(nèi)的同時運(yùn)行，通過分析不同柴油噴射壓力下整機(jī)燃燒與排放性能的變化，得到了柴油噴射壓力對多缸均質(zhì)引燃的影響規(guī)律。

2 試驗(yàn)裝置及條件

2.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在一臺六缸柴油機(jī)上進(jìn)行，原機(jī)主要參數(shù)如表1所列。

表1 原機(jī)主要參數(shù)

為滿足試驗(yàn)要求，對原機(jī)的燃油噴射與控制系統(tǒng)進(jìn)行改造。在1～6缸進(jìn)氣道處分別加裝汽油噴嘴，供給形式為燃油分配管，噴射壓力控制在0.4 MPa；柴油噴射使用原機(jī)的高壓共軌系統(tǒng)；控制系統(tǒng)為ECKA公司的雙燃料開放式ECU，可實(shí)現(xiàn)對汽油噴射時刻、噴射脈寬、柴油噴射時刻、噴射脈寬、噴射壓力、噴射次數(shù)、EGR閥開度及增壓器渦輪流通截面的靈活控制。試驗(yàn)所用燃油為93號汽油與0號輕柴油。

試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。利用HORIBA MEXA-1600DEGR型排放分析儀測量NOx、THC、CO等排放及EGR率；利用AVL 439型不透光式煙度計(jì)測量Soot排放；利用AVL INDICOM621型燃燒分析儀進(jìn)行燃燒特性分析。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

2.2 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)過程中所用主要參數(shù)定義如下：汽油比例為循環(huán)供油量中汽油熱量與總?cè)加蜔崃康谋戎?；DIP（Diesel Injection Pressure）為柴油噴射壓力；CA（Crank Angle）為曲軸轉(zhuǎn)角；ATDC（After Top Dead Center）為上止點(diǎn)后；IMEP（Indicated Mean EPffective Pressure）為平均指示壓力；SDMI（Start of Diesel Main Injection）為柴油主噴時刻；CA10、CA50、CA90分別為10%、50%、90%累積放熱量時刻所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。將CA10視為燃燒始點(diǎn)，CA90視為燃燒終點(diǎn)，進(jìn)而滯燃期定義為從SDMI至CA10所經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為從CA10至CA90所經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角。

試驗(yàn)在n=1 438 r/min、IMEP=0.7 MPa工況下進(jìn)行，此試驗(yàn)工況下發(fā)動機(jī)參數(shù)設(shè)置如表2所列。由于CA50在燃燒相位中具有典型意義，試驗(yàn)過程將保持CA50一定。

表2 試驗(yàn)工況下發(fā)動機(jī)參數(shù)設(shè)置

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 柴油噴射壓力對燃燒特性的影響

柴油噴射壓力對缸壓與放熱率的影響如圖2所示。由圖2b可看出，在純柴油模式下，放熱率曲線呈典型的兩階段燃燒特點(diǎn)，分別由預(yù)混燃燒、擴(kuò)散燃燒形成第1、第2階段放熱率峰值。因?yàn)殡SDIP增大，燃油霧化質(zhì)量提高，與空氣的混合速率加快，一方面，滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣增多，預(yù)混燃燒占比增大，另一方面，擴(kuò)散燃燒受制于燃油-空氣混合速率的條件改善，二者均導(dǎo)致燃燒加速，因此，兩階段放熱率峰值增大且持續(xù)時間縮短。隨DIP的增大，缸壓峰值小幅上升，這與放熱率峰值增大一致。由圖2d可看出，在均質(zhì)引燃模式下，汽油比例達(dá)80%，預(yù)混燃燒占據(jù)主體地位，放熱率曲線呈快速均勻的單階段燃燒特點(diǎn)，因此，放熱率峰值持續(xù)時間大幅縮短且峰值超越純柴油模式水平。隨DIP增大，放熱率峰值上升，但與純柴油模式不同的是峰值位置前移，這是由于燃燒始點(diǎn)位置基本不變而柴油射程增加導(dǎo)致汽油引燃面積擴(kuò)大、初期放熱速率加快所致。隨DIP的增大，缸壓曲線展現(xiàn)出與放熱率曲線一致的規(guī)律，缸壓峰值上升、峰值位置前移，且缸壓峰值整體高于純柴油模式。

圖2 柴油噴射壓力對缸壓與放熱率的影響

柴油噴射壓力對燃燒相位的影響如圖3所示。由圖3a可看出，在純柴油模式下，隨DIP增大，為控制CA50，SDMI推遲導(dǎo)致燃燒始點(diǎn)略有推后，與此同時，滯燃期與燃燒持續(xù)期均大幅縮短。一方面，DIP增大有利于加速可燃混合氣形成，另一方面，SDMI推遲導(dǎo)致主噴柴油噴入時缸內(nèi)的溫度、壓力較高，故滯燃期縮短。而燃燒持續(xù)期縮短主要得益于柴油霧化質(zhì)量提高所引起的放熱速率加快。若以CA50為界，將燃燒劃分為兩部分，可以看出CA10～CA50、CA50～CA90均呈減小趨勢，這也是圖2b中兩階段放熱率峰值持續(xù)時間縮短的證明。由圖3b可看出，在均質(zhì)引燃模式下，為保證CA50，柴油主噴提前角大幅縮小，因而滯燃期遠(yuǎn)小于純柴油模式。當(dāng)DIP=140 MPa時，滯燃期縮短至1.9°CA，小于該試驗(yàn)點(diǎn)柴油主噴持續(xù)期2.6°CA，約有27%的柴油還未噴入時燃燒即已開始，此部分柴油與空氣的混合質(zhì)量較差，對燃燒及排放產(chǎn)生了不利影響，也就是說圖2d中DIP=140 MPa時的放熱率峰值反而低于120 MPa時的現(xiàn)象即是由上述原因引起的。均質(zhì)引燃模式燃燒快速均勻的特點(diǎn)決定了燃燒持續(xù)期較短，其中以CA50～CA90時減小最明顯，這是擴(kuò)散燃燒占比較少的直接表現(xiàn)。同時，燃燒持續(xù)期也隨DIP增大而逐步縮短，這是由引燃面積擴(kuò)大導(dǎo)致。

圖3 柴油噴射壓力對燃燒相位的影響

柴油噴射壓力對最大壓升率的影響如圖4所示。由圖4可看出，在純柴油模式下，隨DIP增大擴(kuò)散燃燒加速，因此最大壓升率上升。在均質(zhì)引燃模式下，隨DIP增大引燃面積擴(kuò)大，故最大壓升率也呈上升趨勢。但當(dāng)DIP=140 MPa時，最大壓升率并未如期上升，而是與DIP=120 MPa時基本持平，這是前文所述部分柴油燃燒惡化的緣故?？傮w來看，均質(zhì)引燃模式的最大壓升率水平高于純柴油模式，這是快速燃燒所產(chǎn)生的必然代價，但最大壓升率幅值均未超過0.7 MPa/°CA，仍處于可接受水平。

圖4 柴油噴射壓力對最大壓升率的影響

柴油噴射壓力對有效熱效率的影響如圖5所示。在兩種模式下，隨DIP增大，有效熱效率均呈上升趨勢。這主要由于放熱率峰值增大、燃燒持續(xù)期縮短，一方面燃燒等容度提高，另一方面因高溫氣體與缸壁接觸而導(dǎo)致的傳熱損失減少。對于均質(zhì)引燃模式下DIP=140 MPa的試驗(yàn)點(diǎn)需特別說明，雖然該點(diǎn)部分柴油燃燒惡化，但該部分柴油熱量僅占總?cè)加蜔崃康?%，比例較低，因此放熱率峰值降低幅度微小，有效熱效率與DIP=120 MPa時基本持平。而兩種模式不同的是，均質(zhì)引燃模式的有效熱效率對DIP的變化并不敏感，在整個DIP范圍內(nèi)，有效熱效率變化幅度不超過0.45%，始終處于40%以上的高效41工作區(qū)。

圖5 柴油噴射壓力對有效熱效率的影響

3.2 柴油噴射壓力對排放特性的影響

柴油噴射壓力對NOx排放的影響如圖6所示。由圖6可看出，在兩種模式下，隨DIP增大，NOx排放均顯著上升。因?yàn)殡SDIP增大，燃燒放熱更為快速集中且傳熱損失減少，缸內(nèi)最高燃燒溫度提高，因而NOx排放上升。但均質(zhì)引燃模式下的NOx排放水平遠(yuǎn)低于純柴油模式。當(dāng)DIP=60 MPa時，均質(zhì)引燃模式下的NOx排放量低至0.76 g/(kW·h)，為同期純柴油模式的24%；當(dāng)DIP=140 MPa時，均質(zhì)引燃模式下的NOx排放量達(dá)到最大值1.45 g/(kW·h)，也僅為同期純柴油模式的35%。均質(zhì)引燃模式具備均質(zhì)混合氣稀薄燃燒[9]的特點(diǎn)，基本不存在純柴油模式局部燃油富集導(dǎo)致的高溫區(qū)域，因而NOx排放水平整體較低。

圖6 柴油噴射壓力對NOx排放的影響

柴油噴射壓力對Soot排放的影響如圖7所示。由圖7可看出，在純柴油模式下，隨DIP增大Soot排放大幅降低，最大降幅達(dá)66%。在均質(zhì)引燃模式下，隨DIP增大，除140 MPa試驗(yàn)點(diǎn)外Soot排放呈降低趨勢，但變化幅度較小。兩種模式下，DIP的增大均有利于改善擴(kuò)散燃燒階段因油氣混合不均而產(chǎn)生的局部缺氧，因此Soot排放降低。而對于均質(zhì)引燃模式下DIP=140 MPa的試驗(yàn)點(diǎn)，由于部分柴油燃燒惡化，Soot排放轉(zhuǎn)而上升。均質(zhì)引燃模式下DIP=60 MPa時的Soot排放水平為0.034 m-1，低于純柴油模式下DIP=140 MPa時的Soot排放水平0.044 m-1，在整個DIP范圍內(nèi)均質(zhì)引燃模式的Soot排放水平均遠(yuǎn)低于純柴油模式，這是由于Soot的生成集中在柴油的擴(kuò)散燃燒階段，而均質(zhì)引燃模式以預(yù)混燃燒為主導(dǎo)致，因此均質(zhì)引燃模式對高柴油噴射壓力的依賴較小。

圖7 柴油噴射壓力對Soot排放的影響

柴油噴射壓力對CO排放的影響如圖8所示。由圖8可看出，在純柴油模式下，隨DIP增大，CO排放基本不變，始終穩(wěn)定在2.0 g/（kW·h）的較低水平，這是傳統(tǒng)柴油機(jī)燃燒效率較高的表現(xiàn)。在均質(zhì)引燃模式下，隨DIP增大，除140 MPa試驗(yàn)點(diǎn)外，CO排放呈降低趨勢。同NOx的分析類似，隨DIP增大，最高燃燒溫度上升，CO的氧化作用增強(qiáng)、排放降低。對于DIP=140 MPa的試驗(yàn)點(diǎn)，由于滯燃期小于柴油主噴持續(xù)期，部分柴油直接噴入缸內(nèi)燃燒區(qū)域，該部分柴油與空氣的混合質(zhì)量極差，導(dǎo)致CO排放轉(zhuǎn)而略有上升。但均質(zhì)引燃模式下的CO排放水平顯著高于純柴油模式，這主要由于均質(zhì)引燃采用稀薄燃燒的策略，缸內(nèi)燃燒溫度較低導(dǎo)致CO生成后期的氧化作用減弱。

圖8 柴油噴射壓力對CO排放的影響

柴油噴射壓力對THC排放的影響如圖9所示。由圖9可看出，在兩種模式下，隨DIP增大，THC排放均未發(fā)生明顯變化，但均質(zhì)引燃模式下的排放水平遠(yuǎn)高于純柴油模式。這主要因?yàn)?，在均質(zhì)引燃模式下，同汽油機(jī)類似，汽油均質(zhì)混合氣形成于進(jìn)氣沖程，而在壓縮沖程中隨缸內(nèi)壓力增大，被擠入燃燒室縫隙的實(shí)質(zhì)為汽油混合氣，由于狹隙效應(yīng)的存在[10-11]，此部分氣體成為THC排放的主要來源，這也是均質(zhì)引燃模式THC排放較高的原因。而隨DIP繼續(xù)增大，狹隙效應(yīng)始終無法改善，因此THC排放基本不變。

圖9 柴油噴射壓力對THC排放的影響

4 結(jié)束語

在一臺六缸柴油機(jī)上實(shí)現(xiàn)了均質(zhì)引燃模式的多缸運(yùn)行，通過試驗(yàn)研究了柴油噴射壓力對多缸均質(zhì)引燃的影響規(guī)律，結(jié)果如下：

a.增大DIP可以提升均質(zhì)引燃模式的有效熱效率，但DIP過大會導(dǎo)致滯燃期小于柴油主噴持續(xù)期，引起燃燒惡化、Soot排放上升等問題，因此DIP應(yīng)控制在合適的范圍內(nèi)。

b.均質(zhì)引燃模式下，在整個DIP范圍內(nèi)，有效熱效率變化幅度不超過0.45%，始終保持在40%以上，均質(zhì)引燃模式對DIP的變化并不敏感。

c.在DIP為60～140 MPa范圍內(nèi)，均質(zhì)引燃模式的Soot排放始終低于純柴油模式，使用較小的DIP即可滿足排放要求，均質(zhì)引燃模式對燃油噴射系統(tǒng)的要求較低。

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