陳 泓，李鈺懷，羅亨波，杜家坤，江梟梟，王 磊

(廣州汽車集團股份有限公司 汽車工程研究院，廣州 511434)

0 概述

目前，量產(chǎn)汽油機的有效熱效率通常在38.0%～41.5%之間，受油耗法規(guī)的要求，未來45%甚至更高有效熱效率的汽油機成為發(fā)展方向[1-2]。加快燃燒速度，提高等容度，同時抑制爆震是提高汽油機熱功轉化效率的有效手段，預燃室點火技術能提高點火的穩(wěn)定性，增加缸內(nèi)著火點，是未來超高熱效率汽油發(fā)動機最有希望采用的技術之一[3]。1918年Ricardo Dolphin開發(fā)了世界上第一款預燃室發(fā)動機，此后，預燃室技術主要在柴油機和氣體發(fā)動機上得到應用[4]。近年來，隨著汽油機對熱效率和動力性的雙重追求，乘用車汽油機預燃室的研究逐漸增多[1]。

預燃室點火技術通過點燃預燃室空腔內(nèi)的可燃混合氣，使預燃室內(nèi)高溫高壓混合氣通過小孔噴向主燃燒室，從而實現(xiàn)主燃燒室的點火燃燒[5-7]。預燃室主要通過以下3個方面實現(xiàn)快速而穩(wěn)定的燃燒：噴出的圓錐形高溫高壓混合氣提高了點火面積；經(jīng)過預燃室小孔噴出的火焰發(fā)生淬熄，產(chǎn)生的高活性燃燒中間產(chǎn)物提高燃燒速度；預燃室內(nèi)的混合氣在高速噴進主燃燒室時提高了主燃燒室的湍動能[8-10]。

國內(nèi)方面，文獻[11]中在一臺柴油機上實現(xiàn)了液化石油氣預燃室的開發(fā)。文獻[12]中在可視的快速壓縮機上進行了被動預燃室的研究，結果表明與傳統(tǒng)火花點火相比，燃燒持續(xù)期可縮短60%～70%。文獻[13]中基于計算流體力學程序耦合動力學機理研究了雙燃料發(fā)動機預燃室系統(tǒng)，結果表明射流火焰與壁面接觸會造成燃燒效率下降，缸內(nèi)湍動能減小。國內(nèi)對預燃室的研究主要集中在氣體發(fā)動機、快壓機、數(shù)值模擬等方面，而預燃室在汽油機上的研究鮮有報道。國外方面，文獻[14]中在一臺大程徑比(1.5)、高壓縮比(16)的汽油單缸機上進行了預燃室與燃燒系統(tǒng)匹配研究，在稀燃模式下實現(xiàn)了47.2%的有效熱效率，同時NOx排放小于50×10-6。文獻[15-17]中對預燃室的結構、燃燒、排放和油耗等進行了持續(xù)全面的研究，實現(xiàn)了41.4%的有效熱效率，稀燃極限擴展至空燃比 2.1，燃油經(jīng)濟性優(yōu)化了10%～20%，同時取得了超低的NOx排放。文獻[18]中通過試驗和模擬對預燃室結構與預燃室內(nèi)部流場、活塞形狀的關系進行了研究，結果表明斜向噴孔有利于提高點火的穩(wěn)定性，降低預燃室點火對主燃燒室的湍動能需求。文獻[19-20]中在定容彈上研究了預燃室內(nèi)不同溫度、壓力、當量比下H2、CH4等燃料的燃燒機理，為預燃室的設計優(yōu)化提供了理論基礎。

為了探索和研究預燃室點火對汽油機燃燒和排放的影響規(guī)律，本研究中針對小型渦輪增壓直噴汽油機設計了一款預燃室點火系統(tǒng)，搭載在發(fā)動機臺架上進行了傳統(tǒng)點火和預燃室點火的發(fā)動機性能研究， 探究被動預燃室點火的低速外特性和中轉速負荷特性的燃燒特性、經(jīng)濟性、排放特性，為被動預燃室產(chǎn)業(yè)化應用提供理論基礎。

1 試驗對象和試驗體系

1.1 試驗對象

試驗研究對象為一款1.5 L直列4缸廢氣渦輪增壓缸內(nèi)直噴汽油機，功率密度91 kW/L，轉矩密度181 (N·m)/L，滿足國六排放標準，小型強化程度較高，燃燒系統(tǒng)熱負荷大。該款發(fā)動機主要結構及技術參數(shù)如表1所示。為了加快缸內(nèi)油氣快速燃燒，提高燃油經(jīng)濟性并有效抑制爆震，設計了一款預燃室系統(tǒng)，并將其安裝在該發(fā)動機缸蓋上，與燃燒系統(tǒng)匹配以實現(xiàn)點火提前角大幅度提前的射流點火。

加裝預燃室后的發(fā)動機采用射流點火模式，燃燒系統(tǒng)示意圖如圖1所示。在進氣行程中，燃料通過直噴進入氣缸與空氣混合形成均質(zhì)混合氣，在壓縮過程中，預燃室內(nèi)被充入可燃混合氣，隨后火花塞跳火點燃預燃室混合氣，燃料燃燒使預燃室的壓力升高，裹挾活性基團的火焰射流通過預燃室小孔噴入氣缸，在主燃室形成多個均勻分布的著火點，極大提升了燃燒速度，改善了燃燒過程。

圖1 汽油機預燃室燃燒系統(tǒng)示意圖

圖2 預燃室示意圖

預燃室容積為1.3 mL，占主燃室余隙容積的3%，與主燃室通過4個小孔連通，4個小孔成對稱周向分布，孔徑為1.5 mm，孔面積與孔體積比為0.85 mm-1，不相鄰兩孔噴出的射流火焰夾角成140°。預燃室設計示意圖如圖2所示。

1.2 試驗體系

試驗用臺架測控系統(tǒng)由FEV公司提供，采用AVL的曲軸信號解碼器和KISTLER公司的打孔式缸壓傳感器，預燃室缸壓傳感器與火花塞集成，形成汽油機預燃室燃燒過程雙缸壓采集系統(tǒng),其他的主要設備有油耗儀、試驗環(huán)境維持系統(tǒng)、排放分析儀等。試驗臺架布置圖如圖3所示，圖中TWC為三效催化器(three-way catalyst),EGR為廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation)。測試用主要儀器設備規(guī)格與型號見表2。

圖3 發(fā)動機臺架測試系統(tǒng)布置

表2 臺架測控系統(tǒng)主要儀器設備規(guī)格與型號

本試驗的主要目標是研究汽油機集成預燃室燃燒室后改善發(fā)動機燃燒過程和排放性能的潛力，同時聚焦分析燃燒速度加快對改善有效燃油消耗率的效果。

在低速高負荷時，由于發(fā)動機轉速低導致燃燒速度慢，爆震和早燃的趨勢嚴重，因此選取發(fā)動機轉速1 500 r/min、平均有效壓力(brake mean effective pressure， BMEP) 2 MPa(100%負荷率)為預燃室系統(tǒng)燃燒過程研究工況點。此外進行2 000 r/min下0.5 MPa(25%負荷率)、0.8 MPa(40%負荷率)、1.2 MPa(60%負荷率)、1.6 MPa(80%負荷率)負荷特性對比試驗，研究預燃室燃燒系統(tǒng)對發(fā)動機燃燒特性、經(jīng)濟性和排放特性的影響。

試驗過程中控制發(fā)動機燃燒循環(huán)變動在3%以內(nèi)，選取各個工況最優(yōu)點火角即最大轉矩的最小點火提前角(minimum spark advance for best torque,MBT)進行試驗。缸內(nèi)最大壓升率不超過0.6 MPa/(°)，循環(huán)變動率(coefficient of variation, COV)控制在3%以內(nèi)。增壓水冷中冷器后的進氣溫度保持(35±2) ℃，冷卻水溫度保持(88±2) ℃，燃油為92號汽油，進氣壓力為100 kPa，排放測試按照GB 17691—2005《車用點燃式汽油發(fā)動機與汽車排氣污染物排放限值及測量方法》進行，有效熱效率計算時所采用的燃料熱值為42.5 MJ/kg。為了研究分析汽油機預燃室方案對發(fā)動機燃燒過程的影響，定義缸內(nèi)累積放熱量達到50%時所對應的曲軸轉角(50% mass fraction burned， MFB50)為燃燒相位，缸內(nèi)累積放熱量從10%達到90%的曲軸轉過的轉角(MFB10-90)為燃燒持續(xù)期；同時定義每度曲軸轉角對應的壓力升高量為壓升率。

2 試驗結果與分析

2.1 低速外特性預燃室發(fā)動機燃燒過程

汽油機運轉在1 500 r/min外特性工況、缸內(nèi)平均有效壓力為2 MPa時，分別進行了加裝預燃室點火和原機傳統(tǒng)點火過程的發(fā)動機缸內(nèi)最高燃燒壓力測試(其中發(fā)動機以預燃室點火時同時測試了預燃室壓力與主燃室壓力)、不同點火方式的放熱率曲線，試驗結果如圖4所示。

圖4 低速外特性缸內(nèi)壓力和放熱率

現(xiàn)代小型渦輪增壓直噴汽油機的強化程度高且低速轉矩大，為了獲得極致的低速轉矩，燃燒相位通常推遲到著火上止點后30°曲軸轉角左右，原機傳統(tǒng)點火過程在該工況點的MFB50為上止點后33.2°，有效燃油消耗率為308 g/(kW·h)，缸內(nèi)最大壓力升高率達到0.29 MPa/(°)；而加裝預燃室后，燃燒速度得到較大提升，其MFB50提前到上止點后26.1°，同時有效燃油消耗率下降到284 g/(kW·h)，壓力升高率增加到0.38 MPa/(°)。預燃室點火放熱率峰值為426 kJ/(m3·(°))，傳統(tǒng)點火放熱率峰值為297 kJ/(m3·(°))，預燃室點火的放熱率峰值變大，放熱相位明顯提前。

從圖4可分析加裝預燃室后性能的改善和變化。原機傳統(tǒng)點火中，受限于低速高負荷流動弱導致的火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷c熱負荷重，爆震極限的燃燒相位非?？亢?，點火提前角在上止點后10°附近，燃燒室內(nèi)峰值壓力出現(xiàn)在曲軸轉角36°附近，整個燃燒過程發(fā)生在較為靠后的膨脹行程，嚴重影響了低速功率的發(fā)揮與燃油經(jīng)濟性。預燃室燃燒則可以采用接近上止點的點火提前角，跳火后預燃室的混合氣著火，壓力快速升高，預燃室壓力進程出現(xiàn)第二個峰值(第一個壓力峰值出現(xiàn)在壓縮上止點)；而由于活塞的快速下行，主燃室壓力略微下降；隨著預燃室混合氣燃燒帶來的壓力升高，大量的活性反應基團通過預燃室上的小孔噴出，形成射流火焰，在主燃室內(nèi)沿周向均勻分布的4個點位形成著火點，使主燃室內(nèi)的混合氣從燃燒室邊緣向中心迅速燃燒，缸內(nèi)最高燃燒壓力快速升高，峰值燃燒壓力相比原機增加，此時預燃室與主燃室的壓力基本達到平衡，出現(xiàn)了第三個壓力峰值。由此可見，預燃室加速的燃燒過程改善了爆震極限，同時高等容度的燃燒改善了燃油經(jīng)濟性，為低速轉矩的增加提供了潛力。

2.2 預燃室對汽油機部分負荷性能的影響

2.2.1 預燃室對經(jīng)濟性的影響

在2 000 r/min下，汽油機運行在0.5 MPa、0.8 MPa、1.2 MPa、1.6 MPa負荷時，分別進行了傳統(tǒng)點火和預燃室點火的發(fā)動機缸內(nèi)燃燒特性、經(jīng)濟性對比試驗，結果如圖5～圖 7所示。

圖5 傳統(tǒng)點火與預燃室點火經(jīng)濟性對比

圖6 傳統(tǒng)點火與預燃室點火燃燒特性對比

圖7 傳統(tǒng)點火與預燃室點火循環(huán)變動特性對比

從圖5可知，汽油機0.5 MPa、0.8 MPa低負荷運行時，預燃室點火的發(fā)動機有效燃油消耗率略有上升，當負荷大于0.8 MPa時，預燃室點火的發(fā)動機經(jīng)濟性改善明顯，有效燃油消耗率最高下降約7 g/(kW·h)。傳統(tǒng)點火發(fā)動機在2 000 r/min的負荷特性最優(yōu)油耗點負荷為0.8 MPa，有效熱效率為36.9%，而加裝預燃室后最優(yōu)油耗點負荷遷移到1.2 MPa，此時預燃室汽油機的有效熱效率達到37.5%，這表明預燃室點火有利于發(fā)動機高負荷燃油經(jīng)濟性的改善。從圖6和圖7可以看出，預燃室點火在整個試驗的負荷范圍內(nèi)有效改善了汽油機的燃燒循環(huán)變動，并縮短了燃燒持續(xù)期；低負荷時燃燒相位基本沒有變化，高負荷時燃燒相位有較大幅度的提前。

預燃室燃燒不同于傳統(tǒng)點火的火焰?zhèn)鞑ミ^程決定了其獨特的燃燒特性和經(jīng)濟性變化規(guī)律。低負荷時整個燃燒室的熱負荷很低，用傳統(tǒng)點火就可以將燃燒相位控制在理想的上止點后8°附近，使熱功轉化過程最優(yōu)。0.5 MPa、0.8 MPa負荷下，預燃室點火雖然縮短了燃燒持續(xù)期，但是燃燒重心已經(jīng)達到上止點后8°的極限，無法改善燃燒相位，而預燃室點火的多點火焰?zhèn)鞑ツＪ礁纳屏巳紵h(huán)變動。此外中低負荷工況爆震趨勢小，預燃室抑制爆震的能力未能體現(xiàn)。然而在燃燒相位沒有改善的狀態(tài)下，預燃室點火增大了整個燃燒室的面容比，傳熱損失增加，導致低負荷時預燃室點火的比油耗相比傳統(tǒng)點火略有上升。高負荷時，預燃室點火的比油耗、燃燒相位、燃燒持續(xù)期和循環(huán)變動均獲得了明顯的改善。這主要是由于預燃室預先著火后，噴出的射流在主燃室邊緣形成多個著火點，大大加速了火焰?zhèn)鞑ニ俣?，燃燒迅速完成，燃燒等容度得到提升，雖然壓升率的增加導致摩擦功有一定程度的上升，但此時燃燒相位的改善起主導作用，最終使預燃室點火的比油耗下降。此外，對于小型增壓強化汽油機，在 2 000 r/min 負荷特性下，最低油耗的負荷受爆震限制較大，預燃室點火可以大大增強燃燒系統(tǒng)的抗爆性，因此最高熱效率負荷向高負荷方向移動。

2.2.2 預燃室對NOx排放特性的影響

由前面的分析可知，預燃室點火燃燒速度大幅度提升，引起最高燃燒壓力和溫度增加，試驗對比研究了預燃室點火相比傳統(tǒng)點火在2 000 r/min負荷特性時的NOx排放變化規(guī)律，如圖8所示。

圖8 傳統(tǒng)點火與預燃室點火的NOx排放對比

由圖8可知，低負荷(0.5 MPa、0.8 MPa)運行時，相比于傳統(tǒng)點火，預燃室點火的NOx排放略有上升，而高負荷時預燃室點火的NOx排放量大幅上升，最高上升幅度約15%。汽油發(fā)動機NOx生成的條件是高溫、富氧和高溫持續(xù)時間，改變?nèi)我粭l件將直接影響NOx的生成量。相比于傳統(tǒng)點火，預燃室點火在低負荷時縮短了燃燒持續(xù)期，略微增加了缸內(nèi)NOx的生成量；高負荷(1.2 MPa和1.6 MPa)時，由于預燃室點火大大提升了缸內(nèi)壓力升高率，燃燒等容度提高，使最高燃燒溫度上升，因此NOx排放有較大幅度上升。

2.2.3 預燃室對HC排放特性的影響

采用與發(fā)動機NOx排放對比研究時相同的負荷運行特性，進行不同負荷HC的排放特性測試，結果如圖9所示。

圖9 傳統(tǒng)點火與預燃室點火的HC排放對比

圖9表明在試驗的負荷范圍內(nèi)，預燃室點火的HC排放低于傳統(tǒng)點火，最高下降幅度約36%。汽油機形成HC排放主要有3個要素：狹縫效應、燃燒不完全性和后期氧化過程。采用預燃室點火技術時，燃燒持續(xù)期縮短，火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌?，燃燒溫度更高，燃燒更加完全，促使HC排放下降。

2.2.4 預燃室對CO排放特性的影響

預燃室對CO排放特性的影響見圖10 。CO生成量與缸內(nèi)過量空氣系數(shù)強相關，在試驗工況范圍內(nèi)，無論是預燃室點火還是傳統(tǒng)點火，混合氣濃度均為化學計量空燃比，因此CO排放無明顯的差異。預燃室點火的CO排放在中高負荷略微降低的原因可能是整個燃燒過程的加速改善了CO的氧化環(huán)境。

圖10 傳統(tǒng)點火與預燃室點火的CO排放對比

3 結論

(1) 在1 500 r/min低速外特性工況下，相比傳統(tǒng)點火方式，采用預燃室點火技術后燃燒相位提前7.1°曲軸轉角，有效燃油消耗率下降24 g/(kW·h)，缸內(nèi)最大壓力升高率增大0.09 MPa/(°)。

(2) 在2 000 r/min負荷特性工況下，相比傳統(tǒng)點火方式，采用預燃室點火技術后燃燒持續(xù)期均縮短，燃燒循環(huán)變動獲得改善；低負荷時燃燒相位不變且比油耗略微上升，高負荷時燃燒相位提前較多且比油耗最多下降7 g/(kW·h)。

(3) 對于NOx、HC、CO排放，由于預燃室點火燃燒等容度提升的原因，相較于傳統(tǒng)點火，NOx排放最多升高約15%，HC排放最多下降約36%，CO排放量變化規(guī)律不明顯。