（上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院 上海 200240）

引言

車(chē)用汽油機(jī)具有燃燒溫和、振動(dòng)噪聲小、升功率高和結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點(diǎn)，依據(jù)混合氣形成方式可以分為進(jìn)氣道噴射（PFI）汽油機(jī)和缸內(nèi)直噴汽油機(jī)（GDI）[1]。GDI 發(fā)動(dòng)機(jī)因具有更高的壓縮比、缸內(nèi)冷卻效應(yīng)，使其相較PFI 汽油機(jī)有著更好的燃油經(jīng)濟(jì)性。但是由于燃料直接噴射缸內(nèi)，容易出現(xiàn)燃油濕壁現(xiàn)象，同時(shí)燃油與空氣的混合時(shí)間較少，容易形成不均勻混合氣，故GDI 發(fā)動(dòng)機(jī)的顆粒物（Particulate Matter）排放要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于PFI 汽油機(jī)[2]。有學(xué)者指出，將PFI 與GDI 相結(jié)合混合噴射策略能有效地降低GDI的顆粒物排放，相比較加裝汽油顆粒物過(guò)濾器（GPF）有更低的成本和更高的穩(wěn)健性[3]。而稀薄燃燒可以有效地降低汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失和散熱損失，被認(rèn)為是提升汽油發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的最直接、最有前景的技術(shù)之一[4]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者和汽車(chē)廠(chǎng)商對(duì)汽油機(jī)雙噴射技術(shù)和稀薄燃燒技術(shù)有著廣泛的研究。

以豐田公司搭載了D-4S 噴射系統(tǒng)的2GR-FSE發(fā)動(dòng)機(jī)和奧迪公司第三代TFSI（Turbo Fuel Stratified Injection）發(fā)動(dòng)機(jī)為代表的雙噴射技術(shù)，在保證發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性的同時(shí)，實(shí)現(xiàn)更佳的燃油經(jīng)濟(jì)性和低排放[5-6]。布魯奈爾大學(xué)Reza Golzari 等基于一臺(tái)小型單缸雙噴射汽油機(jī)上通過(guò)實(shí)驗(yàn)尋找混合噴射的最近控制策略，發(fā)現(xiàn)在1 000 r/min BMEP 0.883 MPa 工況下，凈指示燃油消耗率降低9%；在其他典型工況下，雙噴射油耗接近純直噴，碳煙排放大幅降低[3]。清華的劉輝等在自己搭建的雙噴射原型機(jī)上，進(jìn)行了進(jìn)氣道噴射醇類(lèi)燃料、缸內(nèi)直噴汽油的多種策略對(duì)比實(shí)驗(yàn)；他們發(fā)現(xiàn)噴射醇類(lèi)燃料進(jìn)行混合燃燒，可以改善燃燒效率進(jìn)而提高燃油經(jīng)濟(jì)性同時(shí)抑制爆震[7]。

三菱公司是直噴式汽油機(jī)稀薄燃燒的研發(fā)與應(yīng)用上的先驅(qū)，早在1995 年就推出第一代壁面導(dǎo)向型分層稀燃發(fā)動(dòng)機(jī)，實(shí)現(xiàn)了部分負(fù)荷下將燃燒極限的過(guò)量空氣系數(shù)提升至2.0[4，8]。德系汽車(chē)廠(chǎng)商也不甘落后，大眾、奔馳和寶馬等也做了大量的研究與應(yīng)用。奔馳公司研究的均質(zhì)稀燃（Homogeneous Stratified Mode），將稀薄燃燒的最大運(yùn)行范圍從0.4 MPa提升到了0.7 MPa，在該負(fù)荷范圍內(nèi)，相對(duì)于原機(jī)提升燃油經(jīng)濟(jì)性達(dá)6%～9%[9-10]。寶馬公司第二代DI 燃燒系統(tǒng)，采用缸內(nèi)中置的壓電晶體噴嘴噴射燃油，具有外擴(kuò)型傘狀噴霧和貫穿距短的特征，容易在火花塞附近形成穩(wěn)定的可燃混合氣；相比較傳統(tǒng)的點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)，在NEDC（New European Driving Cycle）循環(huán)中提升了20%的燃油經(jīng)濟(jì)性[11]。

點(diǎn)火是組織缸內(nèi)燃燒的最重要的變量之一，涉及點(diǎn)火時(shí)刻、點(diǎn)火能量、點(diǎn)火次數(shù)等，不同的點(diǎn)火策略可以實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)最大轉(zhuǎn)矩輸出、暖機(jī)加速、控制排放等[12]。同濟(jì)大學(xué)陸海峰等自行設(shè)計(jì)的2 階段點(diǎn)火系統(tǒng)，可以將稀燃邊界過(guò)量空氣系數(shù)從1.36 提升至1.7，實(shí)現(xiàn)10%的熱效率提升[13]。Shi Lei 等基于一臺(tái)雙進(jìn)氣道發(fā)動(dòng)機(jī)，研究了點(diǎn)火策略對(duì)二甲醚與汽油混合噴射的稀薄燃燒的影響，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在λ 為1.2 工況下，點(diǎn)火角提前，燃燒會(huì)更穩(wěn)定，COVIEMP降低，排氣閥打開(kāi)時(shí)的溫度降低；但是點(diǎn)火角提前太多或者是推遲，會(huì)使得發(fā)動(dòng)機(jī)的IMEP 降低[14]。

盡管學(xué)術(shù)界和工業(yè)界對(duì)雙噴射發(fā)動(dòng)機(jī)和稀薄燃燒技術(shù)有著廣泛的研究，但是很少有單位在雙噴射汽油機(jī)上進(jìn)行稀薄燃燒的研究，也少有學(xué)者研究點(diǎn)火對(duì)雙噴射稀薄燃燒的影響。本文基于一臺(tái)四缸雙噴射汽油原型機(jī)，在選定典型工況下，應(yīng)用控制變量法研究了點(diǎn)火正時(shí)對(duì)雙噴射汽油機(jī)燃燒特性和顆粒物排放的影響。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)及測(cè)試設(shè)備

實(shí)驗(yàn)的雙噴射原型機(jī)是基于一臺(tái)直列4 缸2.0L渦輪增壓發(fā)動(dòng)機(jī)改裝而成，即在原有的發(fā)動(dòng)機(jī)上重新設(shè)計(jì)了進(jìn)氣歧管，加裝了低壓油軌和多孔噴嘴，組成了一套進(jìn)氣道噴射系統(tǒng)，具體的參數(shù)配置如表1所示。雙噴射實(shí)驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)如圖1 所示。實(shí)驗(yàn)的缸壓信號(hào)由Kistler 6125C 型缸壓傳感器采集，經(jīng)Kistler 5015 型電荷放大器放大后，輸入Kibox 2893 燃燒分析儀；曲軸轉(zhuǎn)角信號(hào)由發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸信號(hào)傳感器提供；Kibox 2893 每隔0.5°CA 采集一次缸壓信號(hào)，一次記錄200 個(gè)連續(xù)循環(huán)，用來(lái)分析燃燒。試驗(yàn)中用的雙噴射控制程序由筆者團(tuán)隊(duì)自主研發(fā)，能夠控制缸內(nèi)直噴噴嘴和進(jìn)氣道噴嘴同時(shí)工作。ECU 給出目標(biāo)空燃比后，根據(jù)排氣氧傳感器的反饋進(jìn)行閉環(huán)控制，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的空燃比控制。

試驗(yàn)顆粒物測(cè)量采用英國(guó)Cambustion 公司生產(chǎn)的DMS500 快速顆粒分析儀，該儀器配備2 級(jí)稀釋系統(tǒng)。一級(jí)稀釋系統(tǒng)采用壓縮空氣稀釋氣體，采氣管設(shè)定恒溫150 ℃；二級(jí)稀釋為旋轉(zhuǎn)碟盤(pán)式稀釋器。經(jīng)過(guò)2 級(jí)稀釋的樣氣被送入靜電計(jì)中，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣顆粒物進(jìn)行連續(xù)的在線(xiàn)測(cè)量。其測(cè)量的粒徑范圍為5～1 000 nm，響應(yīng)時(shí)間為0.2 s。

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

圖1 進(jìn)氣道-缸內(nèi)雙噴射試驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)示意圖

1.2 試驗(yàn)工況

表2 列出了實(shí)驗(yàn)工況的各個(gè)參數(shù)。通過(guò)測(cè)功機(jī)調(diào)整轉(zhuǎn)矩使每個(gè)實(shí)驗(yàn)中的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和平均有效壓力（BMEP）維持恒定，選取發(fā)動(dòng)機(jī)典型的2 000 r/min、BMEP 為0.4 MPa 的工況。燃燒模式分為直噴模式（DI）和雙噴射模式（DUAL），DI 指的是原機(jī)的純直噴，DUAL 指的是50%的缸內(nèi)直噴（50%DI）和50%的進(jìn)氣道噴射（50%PFI）組成的雙噴模式。過(guò)量空氣系數(shù)（λ）通過(guò)ECU 控制，從1.1 掃點(diǎn)至1.4 之間，最終選取了λ 為1.27 和1.33 的2 組實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。本組實(shí)驗(yàn)采用控制變量法，研究因素為點(diǎn)火正時(shí)（Spark Timing），考慮到原型機(jī)系統(tǒng)的穩(wěn)定性和燃燒爆震的限制，點(diǎn)火正時(shí)從原機(jī)點(diǎn)火正時(shí)（30°bTDC）掃點(diǎn)至上止點(diǎn)前46 度（46°bTDC）。

實(shí)驗(yàn)中，燃油使用92 號(hào)汽油，發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)水溫保持在90±2 ℃；進(jìn)氣溫度為室溫，經(jīng)過(guò)中冷器后穩(wěn)定在25 ℃。為了保證實(shí)驗(yàn)結(jié)果的可靠性，分前中后3次測(cè)試了原機(jī)基準(zhǔn)數(shù)據(jù)；之后切換到雙噴射模式，再調(diào)整λ 到設(shè)定值，穩(wěn)定后在調(diào)整點(diǎn)火正時(shí)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。對(duì)于點(diǎn)火正時(shí)每一次的改變，先讓發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行3 min，而后采集試驗(yàn)數(shù)據(jù)；燃燒分析儀采集連續(xù)的200 個(gè)循環(huán)、油耗分析儀連續(xù)記錄1min、DMS500 采樣記錄1 min，最終各項(xiàng)記錄的平均值作為各項(xiàng)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行分析。

表2 試驗(yàn)工況參數(shù)

2 結(jié)果與討論

2.1 點(diǎn)火正時(shí)對(duì)雙噴射汽油機(jī)燃燒特性的影響

圖2 為雙噴射稀燃工況下，不同的點(diǎn)火正時(shí)（Spark Timing，ST）的缸壓曲線(xiàn)和放熱率曲線(xiàn)圖。缸壓曲線(xiàn)隨著ST 的提前緩慢上移，缸壓峰值逐漸增高。ST30°bTDC 的Pmax為2.33 MPa，對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角APmax為20.7°aTDC，而ST46°bTDC 的Pmax為2.93 MPa，對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角APmax為14.8°aTDC。放熱率曲線(xiàn)隨著點(diǎn)火正時(shí)的提前整體往左上偏移，其峰值也逐漸增高。

圖2 不同點(diǎn)火正時(shí)的缸壓曲線(xiàn)和放熱率曲線(xiàn)

圖3 不同點(diǎn)火正時(shí)的燃燒相位

圖3 為燃燒相位隨點(diǎn)火正時(shí)的變化情況，圖中的CA10、CA50、CA90 分別指示燃燒放熱量達(dá)到循環(huán)總放熱量的10%、50%、90%時(shí)對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸轉(zhuǎn)角；同時(shí)整個(gè)柱體的高度形象地表達(dá)了CA90-CA10 的差值，定義為燃燒持續(xù)期（Combustion Dura tion）。從圖3 中可以看出，隨著ST 的提前，各個(gè)燃燒相位跟著提前，如ST30°bTDC 的CA50 為18.0°aTDC，而ST46°bTDC 的CA50 提前至8.8°aTDC。上述現(xiàn)象的原因是由于提前點(diǎn)火，在缸內(nèi)提前形成火核，點(diǎn)燃了部分燃料，故放熱率、燃燒相位隨之相應(yīng)地提前；在上止點(diǎn)前燃燒得越早，累積放熱量越多，則壓縮上止點(diǎn)附近的缸內(nèi)混合氣的壓力越高。

圖4 為發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒持續(xù)期和滯燃期隨點(diǎn)火正時(shí)的變化情況，虛線(xiàn)為對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的線(xiàn)性擬合。這里的滯燃期（Ignition Delay）定義為CA10 與ST 的差值。滯燃期隨著ST 的提前而增加，燃燒持續(xù)期隨著ST的提前而減小，兩者與ST 的關(guān)系都可以近似為線(xiàn)性，不過(guò)滯燃期的增幅較大而燃燒持續(xù)期的減幅較小。例如ST30°bTDC 的燃燒持續(xù)期為36.2°CA，而滯燃期為31.9°CA；ST46°bTDC 的燃燒持續(xù)期為31.5°CA，而滯燃期為40.7°CA。過(guò)早點(diǎn)火的滯燃期之所以變長(zhǎng)是因?yàn)榇藭r(shí)缸內(nèi)的混合氣的壓力和溫度較低，火核形成到燃燒至CA10 的時(shí)間變長(zhǎng)；而燃燒持續(xù)期變短是因?yàn)檎麄€(gè)燃燒在上止點(diǎn)附近燃燒，等容度高，燃燒較快。圖3 中ST30°bTDC 的CA10 在上止點(diǎn)之后1.9°CA，而ST40°bTDC 的CA10 在上止點(diǎn)之前5.3°CA，與此對(duì)應(yīng)。

圖4 燃燒持續(xù)期和滯燃期隨點(diǎn)火正時(shí)的變化

圖5 給出了渦輪前的排氣溫度隨點(diǎn)火正時(shí)變化的情況，虛線(xiàn)為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)的線(xiàn)性擬合直線(xiàn)?？梢钥闯?，渦輪前的排氣溫度隨著ST 的提前單調(diào)遞減。對(duì)應(yīng)圖3 可以發(fā)現(xiàn)，ST30°bTDC 的燃燒主要在上止點(diǎn)后的膨脹做功階段，導(dǎo)致后燃和排氣高溫；而隨著點(diǎn)火正時(shí)的提前，缸內(nèi)的燃燒和放熱隨之提前，排氣溫度降低。伯明翰大學(xué)的Tan Cheng 等在瞬態(tài)工況中也發(fā)現(xiàn)了排氣溫度隨著點(diǎn)火的提前而降低[15]。

燃燒循環(huán)波動(dòng)系數(shù)（coefficient of variation，COV）是限制發(fā)動(dòng)機(jī)操作的主要表征指數(shù)之一，IMEPCA50 的分布是表征燃燒穩(wěn)定性的指數(shù)之一。圖6 給出了稀燃程度λ=1.27 和λ=1.33 工況的燃燒波動(dòng)系數(shù)COVIMEP隨點(diǎn)火正時(shí)的變化情況，圖7 給出了不同的點(diǎn)火正時(shí)對(duì)IMEP-CA50 分布的影響。

圖5 不同點(diǎn)火正時(shí)的渦輪前的排氣溫度

圖6 燃燒波動(dòng)系數(shù)COVIMEP 隨點(diǎn)火正時(shí)的變化曲線(xiàn)

在這里燃燒循環(huán)變動(dòng)系數(shù)COVIMEP定義為：

式中：IMEPi為每循環(huán)的平均指示壓力（Indicated Mean Effective Pressure，IMEP）為200 個(gè)循環(huán)的IMEP 的平均值。

圖6 顯示兩組實(shí)驗(yàn)的COVIMEP隨著ST 的提前都呈現(xiàn)下降的規(guī)律，表明提前點(diǎn)火，有助于提升稀薄燃燒的穩(wěn)定性。從圖7 可以看出，隨著ST 的提前，IMEP-CA50 分布變得集中，整體左移，平均的CA50提前，與圖3 相對(duì)應(yīng)。北京科大的Shi Lei 等發(fā)現(xiàn)ST太過(guò)提前或者是太晚都會(huì)擴(kuò)大COVIMEP惡化的穩(wěn)定性[14]。這主要是由于在采用滯后的點(diǎn)火時(shí)，滯燃期過(guò)長(zhǎng)導(dǎo)致發(fā)生后燃的可能性較大，會(huì)惡化燃燒，如圖7中圈出的Abnormal 的點(diǎn)；而采用過(guò)早的點(diǎn)火時(shí)，缸內(nèi)沖量溫度不夠高，且此時(shí)活塞的上行速度較高、缸內(nèi)流動(dòng)較強(qiáng)烈，形成的火核無(wú)法克服氣流擾動(dòng)而湮滅，有可能形成失火進(jìn)而惡化燃燒穩(wěn)定性。稀燃的燃燒速度較當(dāng)量比燃燒要慢，故采用合理的提前點(diǎn)火正時(shí)，可以顯著提高稀薄燃燒的穩(wěn)定性。

圖7 點(diǎn)火正時(shí)對(duì)IMEP-CA50 分布的影響

圖8 對(duì)比了不同程度的稀燃工況下ST30°bTDC和ST46°bTDC 的燃燒缸壓與放熱率情況?？梢园l(fā)現(xiàn)，同樣的稀薄程度中，點(diǎn)火提前對(duì)燃燒的影響是顯著的，缸壓明顯增加，放熱率明顯提前。而同樣點(diǎn)火正時(shí)，稀燃程度對(duì)燃燒的影響稍微弱化一些，λ=1.27 的缸壓比λ=1.33 稍微高一點(diǎn)，放熱相位稍微提前。

圖8 不同工況的缸壓曲線(xiàn)與放熱率曲線(xiàn)對(duì)比

2.2 點(diǎn)火正時(shí)對(duì)雙噴射汽油機(jī)油耗的影響

圖9 和圖10 分別顯示2 組實(shí)驗(yàn)的有效燃油消耗率（BSFC）和有效熱效率（BTE）隨點(diǎn)火正時(shí)變化的結(jié)果。

圖9 有效燃油消耗隨點(diǎn)火正時(shí)的變化曲線(xiàn)

圖10 點(diǎn)火正時(shí)對(duì)有效熱效率的影響

這里的BSFC 來(lái)自湘儀FC2212L 型油耗儀的測(cè)量值，該系統(tǒng)測(cè)量的不確定度不超過(guò)0.12%。BTE 定義為實(shí)際循環(huán)的有效功與消耗的燃料能量之比，計(jì)算公式如下：

式中：Pe為發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功率（kW），m′fuel表示燃油的質(zhì)量流量，由油耗儀測(cè)出，HLHV·fuel表示燃油的低位熱值。

Heywood 指出最佳的點(diǎn)火角一般取最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)火角（Maximum Break Torque，MBT），它滿(mǎn)足2 個(gè)條件，一方面是缸壓峰值出現(xiàn)在上止點(diǎn)后16 度左右，另一方面是燃燒相位CA50 出現(xiàn)在上止點(diǎn)后8 度左右[12]。從圖9 和圖10 可以發(fā)現(xiàn)，λ=1.27 相比較λ=1.33 油耗較低、熱效率稍高，這是由于λ=1.27 的燃燒情況總體較好，更逼近Heywood 提出的2 個(gè)條件，與圖8 結(jié)果一致。而同一稀燃工況下的BSFC 和BTE 分別呈現(xiàn)單調(diào)遞減和單調(diào)遞增的規(guī)律，說(shuō)明在沒(méi)有達(dá)到MBT 點(diǎn)火角之前，點(diǎn)火正時(shí)提前可以有效改善燃燒，降低油耗提升熱效率。2 000 rpm BMEP=0.4 MPa 的工況下，原機(jī)直噴模式的BSFC 為268.7 g/（kW·h），λ=1.27 點(diǎn)火角46°bTDC 出現(xiàn)了最低油耗245.1 g/（kW·h），降幅達(dá)到8.8%，對(duì)應(yīng)的有效熱效率從原機(jī)的30.3%提升至33.2%。主要原因一是稀燃需要的過(guò)量空氣需要更大的節(jié)氣門(mén)開(kāi)度，降低了泵氣損失；一方面部分燃油在進(jìn)氣道噴射（50%PFI）獲得了更多的混合時(shí)間，使得混合氣更加均質(zhì)；另一方面過(guò)量空氣保證足夠的氧氣促進(jìn)了燃料的充分燃燒，同時(shí)混合氣質(zhì)量變多使得缸內(nèi)平均溫度降低，帶來(lái)的熱傳遞損失減??；這些因素提升了有效熱效率，降低了油耗[4]。

2.3 點(diǎn)火正時(shí)對(duì)雙噴射汽油機(jī)顆粒物排放影響

發(fā)動(dòng)機(jī)排放的顆粒物一般是指尾氣中除了自由水之外的所有的固態(tài)（碳、灰燼）、液態(tài)物質(zhì)，其組成成分繁多，形成機(jī)理復(fù)雜。按照化學(xué)動(dòng)力學(xué)當(dāng)量直徑（diameter of particle，Dp）的大小可以把顆粒物劃分為核膜態(tài)（nucleation particulates，Dp＜30nm）和積聚態(tài)（accumulation particulates，30nm ＜Dp＜1 000nm）。缸內(nèi)未完全燃燒產(chǎn)生的HC 被認(rèn)為是核模態(tài)顆粒物生成的主要來(lái)源，而積聚態(tài)顆粒物主要由碳煙顆粒團(tuán)聚、吸附有機(jī)物而形成[16]。

圖11 給出了不同點(diǎn)火正時(shí)下的顆粒物粒徑分布情況。在稀燃情況下，顆粒物粒徑分布曲線(xiàn)整體隨著ST 的提前而降低；顆粒物粒徑分布呈現(xiàn)雙峰狀態(tài)，一個(gè)峰值在20 nm 附近，對(duì)應(yīng)核膜態(tài)，一個(gè)峰值在80～100 nm 之間，對(duì)應(yīng)積聚態(tài)。觀(guān)察a b 兩圖，可以進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，隨著ST 的提前，核膜態(tài)的峰值顯著降低，而積聚態(tài)的峰值降低緩慢。

圖11 不同點(diǎn)火正時(shí)下的顆粒物粒徑分布

圖12 展示了一后一前點(diǎn)火正時(shí)、不同稀燃程度下的顆粒物粒徑分布情況。相同ST 時(shí)，λ=1.27 的顆粒物比λ=1.33 的少；而當(dāng)從30°bTDC 提前至46°bTDC 點(diǎn)火，λ=1.27 的顆粒物的主峰從核膜態(tài)變?yōu)榱朔e聚態(tài)，λ=1.33 也有這種趨勢(shì)，但是核膜態(tài)的峰值仍然略高于積聚態(tài)。

發(fā)生上述情況的原因有2 方面，一是更加稀薄的混合氣容易產(chǎn)生更多的未氧化的HC，促進(jìn)了核膜態(tài)顆粒物的增多；二是提前點(diǎn)火，燃燒與放熱提前，燃燒溫度較滯后點(diǎn)火要高出許多，有助于氧化未燃混合氣，促進(jìn)了碳煙的產(chǎn)生進(jìn)而生成更多的積聚態(tài)顆粒物。

圖12 不同稀燃程度下的顆粒物粒徑分布

圖13 不同燃燒模式的顆粒物粒徑分布

圖13 給出了不同燃燒模式下排放的顆粒物粒徑分布情況。圖中的燃燒模式分別為原機(jī)直噴當(dāng)量比燃燒、雙噴射當(dāng)量比燃燒、雙噴射稀燃滯后點(diǎn)火、雙噴射稀燃提前點(diǎn)火?？梢钥闯?，雙噴射的顆粒物遠(yuǎn)少于直噴顆粒物；稀燃的顆粒物要遠(yuǎn)少于當(dāng)量比燃燒的顆粒物；對(duì)于有著正常燃燒相位的原機(jī)直噴、雙噴射當(dāng)量比和雙噴射稀燃提前點(diǎn)火，他們的粒徑分布的主峰為積聚態(tài)，峰值對(duì)應(yīng)的粒徑從超過(guò)100 nm減小為80～100 nm 之間再減小為70～80 nm 范圍內(nèi)。

圖14 給出了不同燃燒模式下排放的顆粒物數(shù)量（PN）和顆粒物組分分布的情況。原機(jī)直噴的PN最高，積聚態(tài)顆粒物占比超過(guò)70%；ST=46°bTDC 的雙噴射稀薄燃燒的PN 較原機(jī)減少了84%，顆粒物PN 排放的優(yōu)化效果明顯。

圖14 不同燃燒模式的顆粒物數(shù)量與組分分布

圖15 進(jìn)一步給出了顆粒物質(zhì)量（PM）與幾何平均直徑（Geometric Mean Diameter，GMD）的情況。4 種燃燒模式對(duì)應(yīng)的GMD 分別為51 nm、39 nm、32 nm和38 nm。ST46°bTDC 的雙噴射稀薄燃燒的PM 最低，相較于原機(jī)減少了93%。

圖15 不同燃燒模式的顆粒物質(zhì)量與幾何平均直徑分布

上述顆粒物優(yōu)化情況可以總結(jié)為：雙噴射顆粒物少于直噴顆粒物的原因主要是由于一部分燃油在進(jìn)氣道就開(kāi)始混合，容易形成均質(zhì)的混合氣，而減少部分的缸內(nèi)噴射可以有效避免濕壁現(xiàn)象、缸內(nèi)濃燃區(qū)的形成[17]；由于適當(dāng)?shù)倪^(guò)量空氣保證了充足的氧氣，缸內(nèi)未燃的碳?xì)浜吞紵燁w粒更容易被氧化是稀燃降低顆粒物的主要原因；最后，提前點(diǎn)火優(yōu)化了稀燃的缸內(nèi)燃燒，缸內(nèi)燃燒溫度較滯后點(diǎn)火的溫度高，進(jìn)一步減少了顆粒物生成。

3 結(jié)論

1）點(diǎn)火正時(shí)直接影響雙噴射稀燃的燃燒特性。隨著ST 的提前，燃燒相位提前，缸壓與放熱率峰值上升，燃燒波動(dòng)減小，缸內(nèi)燃燒得到優(yōu)化；CA50 從18°aTDC 提前至8.8°aTDC，接近MBT 最佳點(diǎn)火角點(diǎn)。

2）在發(fā)動(dòng)機(jī)2 000 rpm BMEP=0.4 MPa 的工況，λ=1.27 的稀燃程度下，通過(guò)點(diǎn)火正時(shí)的提前，實(shí)現(xiàn)了8.8%的燃油經(jīng)濟(jì)性的提升，使原機(jī)的有效熱效率從30.3%提升至33.2%。

3）相對(duì)于原機(jī)，雙噴射稀燃發(fā)動(dòng)機(jī)的顆粒物排放的PN 和PM 隨著ST 的提前而降低，有效降低了88%的PN 和94 的PM%；同時(shí)顆粒物的組分中，核膜態(tài)峰值隨著ST 的提前降低明顯，積聚態(tài)峰值降低相對(duì)緩慢。