朱登豪，鄧 俊，李理光

(同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804)

根據(jù)世界汽車工業(yè)協(xié)會(huì)的統(tǒng)計(jì)，道路交通的碳排放占到了人類活動(dòng)碳排放的15.9%[1].為了實(shí)現(xiàn)2030年前碳達(dá)峰和2060 年前碳中和目標(biāo)，降低道路交通的碳排放是重要一環(huán)，這迫使汽車油耗法規(guī)日趨嚴(yán)苛.根據(jù)節(jié)能與新能源汽車技術(shù)路線圖2.0 規(guī)劃，2030 年和2035 年傳統(tǒng)能源乘用車的油耗目標(biāo)值分別為4.8 L/100 km 和4 L/100 km[2].另一方面，根據(jù)中國汽車工業(yè)協(xié)會(huì)預(yù)測，到2030 年乘用車中汽油動(dòng)力總占比仍高達(dá)70%，因此提升汽油機(jī)的效率是實(shí)現(xiàn)道路交通節(jié)能減排的重中之重[3].

目前通過各種先進(jìn)技術(shù)的疊加，在實(shí)驗(yàn)室范圍內(nèi)汽油機(jī)的最高指示熱效率已經(jīng)達(dá)到了56%[4]，這足以和柴油機(jī)的效率相媲美，但是如此高的熱效率只是一個(gè)點(diǎn)工況，而對(duì)于汽油機(jī)的實(shí)際應(yīng)用而言，不僅需要追求最高熱效率，更希望高效工作區(qū)的覆蓋面積增大.發(fā)動(dòng)機(jī)的小負(fù)荷工況由于泵氣損失較大，一直都是汽油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性較差的區(qū)域，本文重點(diǎn)針對(duì)這一區(qū)域的燃油經(jīng)濟(jì)性改善開展研究.

根據(jù)熱力學(xué)定律可知，提高壓縮比是提高汽油機(jī)熱效率的有效手段，這也是汽油機(jī)發(fā)展的趨勢[5].另外，稀薄燃燒是降低泵氣損失和減小傳熱損失的有效途徑，但是稀薄燃燒也會(huì)帶來著火困難、火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢等問題，在目前傳統(tǒng)的點(diǎn)火系統(tǒng)下，稀燃極限的拓展由于點(diǎn)火能量太低而受到限制，從而限制了發(fā)動(dòng)機(jī)效率的進(jìn)一步提升，這就需要高能點(diǎn)火系統(tǒng)與稀薄燃燒進(jìn)行配合[6-9].

目前感應(yīng)式點(diǎn)火系統(tǒng)是汽油機(jī)中最常見的一種點(diǎn)火系統(tǒng)，在這個(gè)成熟系統(tǒng)的基礎(chǔ)上進(jìn)行了許多改進(jìn).例如德爾福的多火花點(diǎn)火系統(tǒng)[10]、西南研究院的雙點(diǎn)火線圈系統(tǒng)[11-12]、溫莎大學(xué)的多中心電極點(diǎn)火系統(tǒng)[13]，慶應(yīng)大學(xué)的多線圈點(diǎn)火系統(tǒng)[14-15]等.預(yù)燃室點(diǎn)火系統(tǒng)也是基于感應(yīng)放電原理，由于系統(tǒng)較為復(fù)雜，主要應(yīng)用于大型發(fā)動(dòng)機(jī)[16-17].激光點(diǎn)火是一個(gè)新興的研究領(lǐng)域，可以加速早期火核的發(fā)展，然而，激光點(diǎn)火的高成本極大地限制了其實(shí)際應(yīng)用[18-19].上述點(diǎn)火系統(tǒng)產(chǎn)生的等離子體中，電子溫度、粒子的旋轉(zhuǎn)和振動(dòng)溫度處于平衡狀態(tài)，中性氣體溫度和電子數(shù)密度很高，被稱為平衡等離子體.

近年來，另一類產(chǎn)生非平衡等離子體的點(diǎn)火系統(tǒng)引起了廣泛關(guān)注，典型代表包括電暈放電、微波放電和納秒脈沖放電.電暈放電特點(diǎn)是火核體積大，能夠提高火焰的早期生長速度[20-21].微波輔助點(diǎn)火通過增加初始火焰核尺寸和加快火焰?zhèn)鞑タ梢蕴崆叭紵辔籟22-23].納秒脈沖放電是通過在同軸圓柱電極之間施加具有納秒脈沖的高壓而獲得的，所產(chǎn)生的等離子體可以增加放電面積.但是，非平衡等離子體對(duì)背景壓力和氣體流速非常敏感，從已有研究來看，還很難適應(yīng)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中的復(fù)雜條件.

本文針對(duì)汽油機(jī)小負(fù)荷工況燃油經(jīng)濟(jì)性較差的問題，將壓縮比從原機(jī)的9.6 提高至16，基于自主研制的超高功率點(diǎn)火系統(tǒng)，研究了點(diǎn)火能量以及稀薄燃燒結(jié)合高能點(diǎn)火對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性和燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，在此基礎(chǔ)上，通過搭建發(fā)動(dòng)機(jī)一維數(shù)值模型，對(duì)稀薄燃燒和高能點(diǎn)火的節(jié)油機(jī)理展開分析.

1 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架

試驗(yàn)所用發(fā)動(dòng)機(jī)是基于一臺(tái)第二代EA888 發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行改造的，在試驗(yàn)中僅使用第四缸進(jìn)行工作.發(fā)動(dòng)機(jī)的活塞重新進(jìn)行了設(shè)計(jì)和加工，把壓縮比從原機(jī)的9.6 提高到了16.發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)如表1 所示.在進(jìn)排氣側(cè)均安裝了UniValve?全可變配氣機(jī)構(gòu)，該機(jī)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)配氣相位和氣門升程的連續(xù)可調(diào).配氣相位由凸輪相位器調(diào)節(jié)，為液壓驅(qū)動(dòng)，可調(diào)節(jié)范圍為0～60°CA.氣門升程由電機(jī)驅(qū)動(dòng)偏心軸實(shí)現(xiàn)調(diào)節(jié)，擁有獨(dú)立的控制器，其調(diào)節(jié)范圍為0～8 mm.

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Specifications of the engine

發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意如圖1 所示，發(fā)動(dòng)機(jī)控制系統(tǒng)基于 NI 公司的 CompactRIO 控制器以及LabVIEW 軟件進(jìn)行開發(fā)，主要由3 部分組成：Field Programmable Gate Array(FPGA)機(jī)箱、實(shí)時(shí)控制器和工業(yè)級(jí)輸入輸出模塊.FPGA 模塊負(fù)責(zé)與輸入輸出模塊通信，實(shí)現(xiàn)傳感器信號(hào)的采集輸入，輸出發(fā)動(dòng)機(jī)正時(shí)同步、進(jìn)氣道噴射和缸內(nèi)噴射、點(diǎn)火控制信號(hào)和各類執(zhí)行器的PWM 等控制信號(hào).實(shí)時(shí)控制器負(fù)責(zé)通信、運(yùn)算、數(shù)據(jù)存儲(chǔ)等精確定時(shí)及穩(wěn)定執(zhí)行的功能，通過采用并行結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)對(duì)進(jìn)排氣相位、進(jìn)排氣升程、節(jié)氣門控制、發(fā)動(dòng)機(jī)同步、進(jìn)氣道噴射、缸內(nèi)直噴、點(diǎn)火、機(jī)油泵等發(fā)動(dòng)機(jī)執(zhí)行器的控制.信號(hào)采集與分析系統(tǒng)分為兩部分，發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)據(jù)采集箱采集溫度、壓力等參數(shù)用于監(jiān)控發(fā)動(dòng)機(jī)邊界條件，保證試驗(yàn)的可重復(fù)性；燃燒分析系統(tǒng)則采集缸壓信號(hào)并計(jì)算各項(xiàng)特征參數(shù)來表征發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒狀態(tài).缸壓傳感器為Kistler 公司生產(chǎn)的6052 C 非水冷式微型壓電式壓力傳感器，與之匹配的電荷放大器為Kistler 公司生產(chǎn)的 SCP2853A，采集卡型號(hào)為 NI 公司的 PCI-6250，每0.5°CA 采樣一次.

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意Fig.1 Schematic of engine test bench

2 高能點(diǎn)火系統(tǒng)介紹

試驗(yàn)所用高能點(diǎn)火系統(tǒng)為本課題組自主研制的超高功率點(diǎn)火系統(tǒng)，其原理圖如圖2 所示[24]，該系統(tǒng)的基本原理為：在傳統(tǒng)的電感式放電回路基礎(chǔ)上，并聯(lián)了一個(gè)提供超高功率的電容式放電回路.當(dāng)系統(tǒng)工作時(shí)，電感式點(diǎn)火電路首先擊穿火花塞間隙的空氣，形成等離子溝道，隨后存儲(chǔ)在電容上的能量在火花塞處釋放，形成二次放電.因此，超高功率點(diǎn)火系統(tǒng)的點(diǎn)火過程分為3 個(gè)階段，分別為擊穿階段、高能階段和普通階段，其中擊穿階段和普通階段是常規(guī)點(diǎn)火系統(tǒng)所共有的，而高能階段則是超高功率點(diǎn)火系統(tǒng)所獨(dú)有的.

圖2 超高功率點(diǎn)火系統(tǒng)原理Fig.2 Schematic of ultra-high power ignition system

為了對(duì)每個(gè)階段的點(diǎn)火能量進(jìn)行定量計(jì)算，本文采用電壓電流法，具體實(shí)施方案為：利用高壓探頭測量加載在火花塞中心電極和側(cè)電極之間的電壓，同時(shí)用電流鉗測量點(diǎn)火回路上的電流，對(duì)點(diǎn)火過程中的瞬時(shí)功率進(jìn)行積分得到累積釋放的點(diǎn)火能量.試驗(yàn)結(jié)果表明，擊穿階段的時(shí)間尺度為納秒級(jí)別，電壓從千伏級(jí)別下降至0 V 的過程中將火花塞間隙的空氣擊穿，瞬間電流為12 A 左右，由于擊穿階段的持續(xù)時(shí)間太短，釋放的能量僅為微焦級(jí)別.擊穿使得火花塞附近的空氣呈現(xiàn)等離子體狀態(tài)，這給高能階段提供了放電溝道，因此在擊穿之后緊接著是與常規(guī)點(diǎn)火系統(tǒng)并聯(lián)的電容進(jìn)行二次放電，這個(gè)階段的特點(diǎn)在于放電電流峰值很高，約為200 A，瞬時(shí)功率高達(dá)80 kW，是擊穿階段的20 倍，累計(jì)釋放的能量超過500 mJ.普通階段是常規(guī)點(diǎn)火系統(tǒng)真正釋放能量的階段，約為40 mJ.經(jīng)計(jì)算，3 個(gè)階段分別占總能量的比例為0.3%、92.3%和7.4%，可見高能階段釋放的能量起決定性比例.

上述是該點(diǎn)火系統(tǒng)工作在某一能級(jí)的伏安特性，實(shí)際上這個(gè)輸出能量是可調(diào)的，表2 為不同能量等級(jí)下測得的點(diǎn)火能量.包括普通點(diǎn)火在內(nèi)分成了6 擋，當(dāng)點(diǎn)火系統(tǒng)的輸出電壓從0 V 增大到600 V，點(diǎn)火能量從40 mJ 增大到580 mJ，是普通點(diǎn)火的14.5 倍.

表2 不同能量等級(jí)的點(diǎn)火能量[25]Tab.2 Ignition energy of different energy levels[25]

3 點(diǎn)火能量對(duì)燃燒的影響

首先研究在不同過量空氣系數(shù)下，僅改變點(diǎn)火能量給發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性帶來的影響.試驗(yàn)方案為：在發(fā)動(dòng)機(jī)小負(fù)荷工況，選定某一噴油脈寬、噴油時(shí)刻、配氣相位以及氣門升程，通過調(diào)整節(jié)氣門開度使得混合氣為化學(xué)當(dāng)量比，在使用普通點(diǎn)火能量的情況下，通過優(yōu)化點(diǎn)火時(shí)刻使得發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到該工況點(diǎn)的最高熱效率.隨后保持所有控制參數(shù)不變，逐步增大點(diǎn)火能量，直到發(fā)動(dòng)機(jī)開始爆震便立即停止.之后保證噴油脈寬、噴油時(shí)刻、配氣相位以及氣門升程不變，增加節(jié)氣門開度，切換到下一個(gè)過量空氣系數(shù)，重復(fù)上述過程，直到由于過量空氣系數(shù)太大導(dǎo)致使用普通點(diǎn)火時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的指示平均有效壓力pe循環(huán)變動(dòng)率超過了4%，此時(shí)停止試驗(yàn).

基于上述方案，以發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1 000 r/min 為例，噴油脈寬為0.9 ms，噴油時(shí)刻為-280°CA ATDC，進(jìn)氣相位為50°CA，排氣相位為0°CA，進(jìn)氣門升程為8 mm，排氣升程為7 mm，基礎(chǔ)點(diǎn)的pe為0.23 MPa.試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)能量等級(jí)增加到High-3 時(shí)，若仍然保持和普通點(diǎn)火一樣的點(diǎn)火時(shí)刻，會(huì)出現(xiàn)爆震現(xiàn)象，試驗(yàn)被迫中止，因此這里僅對(duì)比普通點(diǎn)火、High-1 和High-2 這3 種能量等級(jí)下的試驗(yàn)結(jié)果.

圖3 為不同過量空氣系數(shù)下點(diǎn)火能量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響結(jié)果，在相同的過量空氣系數(shù)下，盡管點(diǎn)火時(shí)刻保持不變，但隨著點(diǎn)火能量的提高，CA 50 逐漸靠前，特別是在高過量空氣系數(shù)下，點(diǎn)火能量提高之后使得CA 50 的提前量更大，例如在過量空氣系數(shù)為 1 時(shí)，點(diǎn)火能量從 40 mJ 提高至355 mJ，CA 50 僅提前了1°CA，但在過量空氣系數(shù)為1.6 時(shí)，點(diǎn)火能量從40 mJ 提高至355 mJ，CA 50 提前了5.5°CA.

圖3 不同過量空氣系數(shù)下點(diǎn)火能量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響Fig.3 Effect of ignition energy on combustion characteristics under different excess air coefficients

除了對(duì)燃燒重心產(chǎn)生影響，提高點(diǎn)火能量之后還能顯著縮短滯燃期(從點(diǎn)火時(shí)刻到CA 10 所經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角)和燃燒持續(xù)期.在過量空氣系數(shù)為1 時(shí)，點(diǎn)火能量從 40 mJ 提高至 355 mJ，滯燃期縮短了1°CA，燃燒持續(xù)期縮短了0.5°CA，而在過量空氣系數(shù)為1.6 時(shí)，滯燃期縮短了3.5°CA，燃燒持續(xù)期縮短了8°CA.提高點(diǎn)火能量之后在高過量空氣系數(shù)下對(duì)滯燃期和燃燒持續(xù)期的縮短效果更為明顯，這對(duì)于拓寬稀燃極限是極為有利的.

由于普通點(diǎn)火下的燃燒相位已經(jīng)是最優(yōu)了，增加點(diǎn)火能量之后導(dǎo)致CA 50 過于靠前，燃燒負(fù)功增多，導(dǎo)致pe有所下降.從pe循環(huán)變動(dòng)的變化來看，在過量空氣系數(shù)小于1.6 時(shí)，提高點(diǎn)火能量導(dǎo)致燃燒相位過于靠前，進(jìn)而也對(duì)燃燒穩(wěn)定性造成不利影響，導(dǎo)致pe循環(huán)變動(dòng)有所增加，但值得注意的是，過量空氣系數(shù)為1.6 時(shí)，提高點(diǎn)火能量之后的pe循環(huán)變動(dòng)有所下降，這個(gè)結(jié)果進(jìn)一步體現(xiàn)出高能點(diǎn)火在高稀釋工況的優(yōu)勢明顯.

4 稀薄燃燒結(jié)合高能點(diǎn)火對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響

從上文得到的結(jié)果可以確定，提高點(diǎn)火能量確實(shí)能夠加快燃燒速度，但是由于試驗(yàn)中提高點(diǎn)火能量之后未對(duì)點(diǎn)火時(shí)刻進(jìn)行優(yōu)化，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率反而有所下降，因此本節(jié)重點(diǎn)研究稀薄燃燒結(jié)合高能點(diǎn)火之后，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響.

試驗(yàn)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min(pe＝0.23 MPa) 和1 500 r/min(pe＝0.38 MPa)，選取40 mJ、213 mJ、422 mJ 和580 mJ 共4 個(gè)能量等級(jí)進(jìn)行對(duì)比，在保證噴油脈寬、噴油時(shí)刻、配氣相位和氣門升程保持不變的情況下，通過增大節(jié)氣門開度來增加過量空氣系數(shù)，并調(diào)整點(diǎn)火時(shí)刻保證在每個(gè)工況點(diǎn)下熱效率最優(yōu)，當(dāng)試驗(yàn)工況點(diǎn)的循環(huán)變動(dòng)超過4%便停止試驗(yàn)，此時(shí)對(duì)應(yīng)的過量空氣系數(shù)則為當(dāng)前點(diǎn)火能量下的稀燃極限.隨后更換點(diǎn)火能量進(jìn)行下一輪試驗(yàn).

圖4 為不同過量空氣系數(shù)以及點(diǎn)火能量下，發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火時(shí)刻、滯燃期以及燃燒持續(xù)期變化情況.隨過量空氣系數(shù)增大，燃燒速度變慢，導(dǎo)致滯燃期和燃燒持續(xù)期明顯增長，在1 000 r/min 時(shí)，4 個(gè)點(diǎn)火能量下滯燃期的平均值從 12.5°C A(λ＝1)增加到30°C A(λ＝1.7)，燃燒持續(xù)期平均值從12.5°C A(λ＝1)增加到24°C A(λ＝1.7)；在1 500 r/min 時(shí)，4 個(gè)點(diǎn)火能量下滯燃期的平均值從14.5°C A(λ＝1)增加到21°C A(λ＝1.5)，燃燒持續(xù)期的平均值從22.5°C A(λ＝1)增加到36.5°C A(λ＝1.7).

圖4 不同過量空氣系數(shù)和點(diǎn)火能量下的點(diǎn)火時(shí)刻、滯燃期和燃燒持續(xù)期Fig.4 Ignition timing，ignition delay and combustion duration under different excess air coefficients and ignition energy

在上一小節(jié)的試驗(yàn)中，點(diǎn)火時(shí)刻保持不變，提高點(diǎn)火能量能夠顯著縮短滯燃期和燃燒持續(xù)期.從本小節(jié)的試驗(yàn)結(jié)果來看，在相同過量空氣系數(shù)下，隨著點(diǎn)火能量的提高，點(diǎn)火時(shí)刻需要推遲來保證每個(gè)工況點(diǎn)的燃燒相位均保持在最佳區(qū)間，盡管如此，提高點(diǎn)火能量之后仍能縮短滯燃期和燃燒持續(xù)期.以1 000 r/min 為例，在過量空氣系數(shù)為1.6 時(shí)，40 mJ、213 mJ、422 mJ 和580 mJ 4 個(gè)點(diǎn)火能量下的點(diǎn)火時(shí)刻分別為-37°CA ATDC、-33°CA ATDC、-32°CA ATDC 和-30°CA ATDC，對(duì)應(yīng)的滯燃期分別為31°CA、26°CA、24°CA 和22.5°CA，燃燒持續(xù)期分別為29°CA、26°CA、24°CA 和22°CA.點(diǎn)火能量從40 mJ 增加到580 mJ，滯燃期縮短了8.5°CA，燃燒持續(xù)期縮短了7°CA.當(dāng)過量空氣系數(shù)越大，提高點(diǎn)火能量對(duì)縮短滯燃期和燃燒持續(xù)期的效果更明顯，這個(gè)結(jié)果與上一節(jié)的試驗(yàn)結(jié)果相一致，再次說明高能點(diǎn)火在高稀釋率工況下優(yōu)勢更為明顯.

圖5 為不同過量空氣系數(shù)和點(diǎn)火能量下的指示熱效率、循環(huán)變動(dòng)以及相對(duì)熱效率提升百分比，隨著點(diǎn)火能量的提高，在相同過量空氣系數(shù)下，循環(huán)變動(dòng)有所降低，特別是在高過量空氣系數(shù)下，該現(xiàn)象尤為明顯.在1 000 r/min，當(dāng)過量空氣系數(shù)為1.6 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的循環(huán)變動(dòng)從6.5%(40 mJ)下降到2.7% (580 mJ).40 mJ、213 mJ、422 mJ 和580 mJ 4 個(gè)點(diǎn)火能量下能夠穩(wěn)定燃燒的最高過量空氣系數(shù)分別為1.5、1.5、1.6、1.65，點(diǎn)火能量提高之后稀燃極限被拓寬了0.15.以過量空氣系數(shù)為1 且點(diǎn)火能量為40 mJ 的工況點(diǎn)作為基準(zhǔn)點(diǎn)，4 個(gè)點(diǎn)火能量下最大相對(duì)熱效率提升的百分比分別為17.1%、17.9%、20.3%和22.1%，最大相對(duì)熱效率提升點(diǎn)均為該工況下的稀燃極限，說明在保證穩(wěn)定燃燒的前提下，混合氣越稀薄，熱效率提升越多.在采用580 mJ 的點(diǎn)火能量之后，絕對(duì)效率提升了6.2%，其中稀薄燃燒貢獻(xiàn)了4.8%，其余1.4%來源于高能點(diǎn)火.

圖5 不同過量空氣系數(shù)和點(diǎn)火能量下的指示熱效率、pe 循環(huán)變動(dòng)和熱效率提升百分比Fig.5 Indicated thermal efficiency，CoV_IMEP and thermal efficiency improvement percentage under different excess air coefficients and ignition energy

在1 500 r/min 時(shí)，由于測試工況點(diǎn)的負(fù)荷略高于1 000 r/min，爆震傾向增強(qiáng)，即使采用稀薄燃燒也無法使得CA 50 回到最佳相位區(qū)間，導(dǎo)致稀燃極限有所下降，這個(gè)結(jié)果與之前在低壓縮比(壓縮比11.5)發(fā)動(dòng)機(jī)上得到的結(jié)果有差異，在低壓縮比時(shí)，即使在中等負(fù)荷稀釋程度仍然可以達(dá)到一個(gè)較高的水平[25].實(shí)際上，為了保證負(fù)荷不變，稀薄燃燒相當(dāng)于是進(jìn)氣增壓，這對(duì)于抑制爆震本身是不利的，目前發(fā)動(dòng)機(jī)的壓縮比相比之前大幅提高，爆震傾向更加強(qiáng)烈，導(dǎo)致爆震邊界和稀燃邊界將會(huì)收斂于更低的空燃比，在大負(fù)荷下情況則更為嚴(yán)重，采用稀薄燃燒無法起到抑制爆震的效果，甚至?xí)屑觿”鸬目赡?該現(xiàn)象不僅出現(xiàn)在本文的試驗(yàn)之中，在其他的相關(guān)研究中也有類似報(bào)道[26-27].

在40 mJ、213 mJ、422 mJ 和580 mJ 4 個(gè)點(diǎn)火能量下，能夠穩(wěn)定燃燒的最高過量空氣系數(shù)分別為1.3、1.2、1.3、1.4，當(dāng)點(diǎn)火能量略微提高時(shí)，反而使得耐受的最高過量空氣系數(shù)下降了0.1，僅在點(diǎn)火能量為580 mJ 時(shí)將最高過量空氣系數(shù)拓寬了0.1.仍然以過量空氣系數(shù)為1 且點(diǎn)火能量為40 mJ 的工況點(diǎn)作為基準(zhǔn)點(diǎn)，使用稀薄燃燒之后，4 個(gè)點(diǎn)火能量下最大相對(duì)熱效率提升百分比分別為8.1%、6%、6.8%和10.1%，相比于1 000 r/min 時(shí)最大相對(duì)熱效率提升百分低了將近一半，一方面是因?yàn)榛A(chǔ)點(diǎn)的熱效率較高使得優(yōu)化空間下降，但更重要的原因在于稀燃極限更低.此外，點(diǎn)火能量的提高對(duì)于熱效率的提升效果也不理想，僅當(dāng)點(diǎn)火能量為580 mJ 時(shí)，最大相對(duì)熱效率提升百分比高出普通點(diǎn)火能量兩個(gè)百分點(diǎn).最終，最高指示熱效率從36.8%提高至40.5%，絕對(duì)效率提升了3.7%，其中稀薄燃燒貢獻(xiàn)了3%，高能點(diǎn)火貢獻(xiàn)了0.7%.從該工況點(diǎn)的表現(xiàn)來看，在高壓縮比的爆震工況，高能點(diǎn)火對(duì)于稀線的拓展以及熱效率的提升效果不如低壓縮比以及高壓縮比下的非爆震區(qū)域.

5 稀薄燃燒和高能點(diǎn)火的節(jié)油機(jī)理分析

從試驗(yàn)結(jié)果可知，稀薄燃燒結(jié)合高能點(diǎn)火對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)在小負(fù)荷工況的燃油經(jīng)濟(jì)性改善明顯，由于試驗(yàn)過程中難以對(duì)缸內(nèi)溫度、傳熱損失、比熱比等參數(shù)進(jìn)行直接測量，本文利用一維仿真模型，對(duì)稀薄燃燒和高能點(diǎn)火的節(jié)油機(jī)理展開分析.使用的一維仿真軟件為Gamma Technologies 公司開發(fā)的GT-Power，圖6為發(fā)動(dòng)機(jī)一維仿真模型，包括進(jìn)排氣系統(tǒng)、氣缸和曲軸箱等.由于仿真時(shí)要模擬點(diǎn)火能量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響，燃燒模型選擇EngCylCombSITurb 而非常用的Wiebe 模型，該模型可以調(diào)整初始火核的尺寸，傳熱模型選擇WoschniGT.

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)一維仿真模型Fig.6 One-dimension simulation model of engine

選取1 000 r/min 的4 個(gè)試驗(yàn)工況點(diǎn)進(jìn)行仿真，如表3 所示，工況1 的混合氣為化學(xué)當(dāng)量比，并采用普通點(diǎn)火，作為基礎(chǔ)對(duì)照組；工況2 仍為普通點(diǎn)火，但是過量空氣系數(shù)為1.5；工況3 和工況2 的區(qū)別僅在于點(diǎn)火能量提高到了355 mJ，其他控制參數(shù)保持不變；工況4 則是1 000 r/min 時(shí)最高熱效率點(diǎn)，此時(shí)的過量空氣系數(shù)為1.65，點(diǎn)火能量為580 mJ.

表3 4個(gè)仿真工況點(diǎn)基本參數(shù)Tab.3 Parameters of four simulation cases

對(duì)4 個(gè)工況點(diǎn)的仿真模型進(jìn)行標(biāo)定，如圖7 所示，采用試驗(yàn)和仿真缸壓對(duì)比法對(duì)模型準(zhǔn)確性進(jìn)行判定.可以看到，4 個(gè)工況點(diǎn)的仿真和試驗(yàn)缸壓十分接近，缸壓峰值相差均小于1%，因此可以認(rèn)為4 個(gè)仿真模型準(zhǔn)確可信.通過對(duì)比工況1 和工況2 單獨(dú)研究稀薄燃燒的節(jié)油機(jī)理，對(duì)比工況2 和工況3 單獨(dú)研究點(diǎn)火能量對(duì)燃燒過程的影響，對(duì)比工況4 和工況1研究稀薄燃燒耦合高能點(diǎn)火之后對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響機(jī)制.

圖7 4個(gè)工況點(diǎn)的試驗(yàn)和仿真缸壓對(duì)比Fig.7 Comparison of test and simulation cylinder pressures among four cases

首先選取工況2 和工況3 分析點(diǎn)火能量對(duì)燃燒影響的原因，由于GT-Power 沒有直接調(diào)節(jié)點(diǎn)火能量的功能，本文采取調(diào)節(jié)初始火核尺寸的方式來模擬高能點(diǎn)火帶來的影響，該依據(jù)來自于圖8，高能點(diǎn)火的火核呈球狀，其火核的尺寸遠(yuǎn)大于普通點(diǎn)火，因此從直觀感受來看，高能點(diǎn)火與普通點(diǎn)火的區(qū)別在于初始火核尺寸.

Research and Application of Power Grid Inspection Based on Airborne LiDAR System SUN Tong,XUE Fei(133)

圖8 普通點(diǎn)火與高能點(diǎn)火的火核對(duì)比Fig.8 Flame kernel comparison between ordinary ignition and high energy ignition

仿真時(shí)，保證其他參數(shù)不變的情況下，不斷增大初始火核尺寸，當(dāng)工況3 的初始火核尺寸調(diào)整為工況2 的8 倍時(shí)，工況3 的仿真缸壓與試驗(yàn)缸壓基本吻合，該結(jié)果能側(cè)面反映出利用改變初始火核尺寸來模擬高能點(diǎn)火這種方法是切實(shí)可行的，否則無論如何調(diào)整初始火核尺寸，仿真得到的缸壓也會(huì)與試驗(yàn)缸壓出現(xiàn)較大偏差.基于此，本文重點(diǎn)對(duì)比兩個(gè)工況在點(diǎn)火之后缸內(nèi)的火焰?zhèn)鞑ニ俣?、火焰面積、CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)以及H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)，其中CO 和H2作為促進(jìn)燃燒的中間產(chǎn)物，在燃燒初期，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高越有利于加快燃燒速度.

從圖9(a)中湍流火焰速度的對(duì)比結(jié)果可知，工況3 中湍流火焰速度的起升時(shí)刻、上升速率以及峰值均高于工況2，這極大地加速了火焰在燃燒初期(點(diǎn)火后的15°CA 之內(nèi))的傳播，能夠有效縮短滯燃期.另外，得益于高能點(diǎn)火帶來的高湍流火焰速度，工況3 的火焰面積從一開始就高于工況2，在點(diǎn)火后10°CA，即－20°CA ATDC，工況3 的火焰面積已經(jīng)是工況2 的4.2 倍，因此已燃質(zhì)量分?jǐn)?shù)會(huì)更高，燃燒相位更為靠前.此外，由于高能點(diǎn)火使得燃燒發(fā)生得更早，碳?xì)淙剂习l(fā)生裂解反應(yīng)生成CO 和H2的時(shí)刻也越早、質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，因此這也是促進(jìn)燃燒的重要原因.

圖9 工況2和工況3各項(xiàng)參數(shù)對(duì)比Fig.9 Comparison of various parameters between Case 2 and Case 3

接下來通過對(duì)比工況1 和工況2 來分析稀薄燃燒的節(jié)油機(jī)理，主要從混合氣比熱比、泵氣損失、缸內(nèi)溫度3 個(gè)方面進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖10～12 所示.空氣稀釋之后會(huì)使得缸內(nèi)混合氣的比熱比增加，工況2 中壓縮沖程混合氣的比熱比相比于工況1 要高出0.017，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)理論熱效率計(jì)算公式，比熱比越高，發(fā)動(dòng)機(jī)的理論熱效率越高，因此稀薄燃燒的第一個(gè)優(yōu)勢在于更高的混合氣比熱比.

圖10 工況1和工況2的混合氣比熱比Fig.10 Specific heat ratio of mixtures in Case 1 and Case 2

圖11 為壓力-體積曲線的局部放大，陰影框所示區(qū)域?yàn)楣r1 的泵氣損失高出工況2 的部分，經(jīng)計(jì)算，工況1 的泵氣損失為-0.069 MPa，工況2 的泵氣損失為-0.061 MPa，稀薄燃燒能夠降低泵氣損失的主要原因在于節(jié)氣門開度增大，因此，更低的泵氣損失是稀薄燃燒能夠提高效率的第2 個(gè)重要原因.此外，從圖12 所示的缸內(nèi)溫度對(duì)比來看，工況2 的峰值溫度要比工況1 低200 K，較低的缸內(nèi)溫度能夠有效降低傳熱損失，這是稀薄燃燒提高發(fā)動(dòng)機(jī)效率的第3 個(gè)重要原因.

圖11 工況1和工況2的缸壓-體積曲線Fig.11 p-V diagram in Case 1 and Case 2

圖12 工況1和工況2的缸內(nèi)溫度Fig.12 In-cylinder temperature in Case 1 and Case 2

最后，從能量分布角度對(duì)比了工況1、工況2 和工況4 的各部分能量占比，由于3 個(gè)工況的噴油脈寬一樣，因此3 個(gè)工況的燃油總能量相同.將燃油總能量分為4 個(gè)部分：指示功、傳熱損失、排氣損失和機(jī)械損失，各部分占比如圖13 所示.由于3 個(gè)工況并未涉及轉(zhuǎn)速的改變，仿真時(shí)將3 個(gè)工況的摩擦功設(shè)置成相同值，因此機(jī)械損失在3 個(gè)工況里面保持不變.這樣對(duì)有用功起決定影響的就是傳熱損失和排氣損失，對(duì)比工況1 和工況2 可以清晰地看到，由于稀薄燃燒能夠降低燃燒溫度，傳熱損失所占的比例從39.8%降低至27.6%.對(duì)于工況4，得益于更高的點(diǎn)火能量對(duì)稀薄燃燒極限的拓展，發(fā)動(dòng)機(jī)可以運(yùn)行在更稀薄的混合氣下，使得燃燒溫度進(jìn)一步降低，傳熱損失占比僅約為工況1 的一半，因此熱效率提升明顯.

圖13 工況1、工況2和工況4的能量占比Fig.13 Energy distribution in Case 1，Case 2 and Case 4

圖14 對(duì)稀薄燃燒和高能點(diǎn)火的節(jié)油機(jī)理進(jìn)行了總結(jié)，值得注意的是，傳統(tǒng)意義上稀薄燃燒能夠提升效率的重要一環(huán)在于降低爆震傾向從而優(yōu)化燃燒相位，但本試驗(yàn)工況為小負(fù)荷工況，燃燒相位總是能保證在最佳區(qū)間，因此在小負(fù)荷工況，對(duì)于提升熱效率的貢獻(xiàn)里面并無優(yōu)化燃燒相位這一項(xiàng)，而主要來自于比熱比的增加、泵氣損失和傳熱損失的降低，而高能點(diǎn)火則通過加快火焰燃燒速度并生成促進(jìn)燃燒的中間產(chǎn)物來使得發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在更加稀薄的工況下，是在稀薄燃燒的基礎(chǔ)上進(jìn)一步提升熱效率的有效手段.

圖14 發(fā)動(dòng)機(jī)小負(fù)荷工況稀薄燃燒和高能點(diǎn)火節(jié)油機(jī)理Fig.14 Fuel-saving mechanism of lean burn and high energy ignition under light load conditions

6 結(jié)論

(1) 超高功率點(diǎn)火系統(tǒng)的點(diǎn)火過程分為3 個(gè)階段，分別為擊穿階段、高能階段和普通階段，其中擊穿階段和普通階段是常規(guī)點(diǎn)火系統(tǒng)所共有的，而高能階段則是超高功率點(diǎn)火系統(tǒng)所獨(dú)有的.3 個(gè)階段分別占總能量的比例為0.3%、92.3%和7.4%，可見高能階段釋放的能量起決定性作用.當(dāng)點(diǎn)火系統(tǒng)的輸出電壓從0 V 增大到600 V，點(diǎn)火能量從40 mJ 增大到580 mJ，是普通點(diǎn)火的14.5 倍.

(2) 在小負(fù)荷工況，利用高能點(diǎn)火將稀燃極限從λ＝1.5 拓寬到λ＝1.65(1 000 r/min)、從λ＝1.3 拓寬到λ＝1.4(1 500 r/min)，最大相對(duì)熱效率提升百分比分別為22%(1 000 r/min)和10%(1 500 r/min)，其中稀薄燃燒貢獻(xiàn)了17%(1 000 r/min)和8%(1 500 r/min)，高能點(diǎn)火貢獻(xiàn)了5%(1 000 r/min)和2%(1 500 r/min).

(3) 一維數(shù)值模擬結(jié)果表明，稀薄燃燒在小負(fù)荷的節(jié)油機(jī)理主要包括提高比熱比、降低泵氣損失和傳熱損失.高能點(diǎn)火作用在于加快燃燒初期的湍流火焰速度、增大火焰面積以及生成更多促進(jìn)燃燒的中間產(chǎn)物，從而能有效縮短滯燃期和燃燒持續(xù)期、拓寬稀燃極限.