施佳葉，王金秋，鄧 俊，繆新軻，劉逸暉，李理光

（同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海201804）

前言

由于面臨著嚴(yán)重的碳排放控制和能源安全問題，許多國家已經(jīng)出臺了嚴(yán)格的燃油消耗法規(guī)。

由奧托循環(huán)理論熱效率公式［1］可知，高壓縮比是提高汽油發(fā)動機(jī)理論熱效率的有效途徑，但會增大爆震傾向，從而限制了發(fā)動機(jī)功率的進(jìn)一步提升［2］。而稀薄燃燒能夠降低發(fā)動機(jī)燃燒溫度，從而在一定程度上抑制爆震［3］。此外，稀薄燃燒與當(dāng)量比燃燒相比，還可以增加混合物的比熱比，從而進(jìn)一步提高發(fā)動機(jī)理論熱效率［4］。因此，高壓縮比結(jié)合稀薄燃燒是一條前景良好的技術(shù)路線。然而，在稀薄燃燒工況下，三效催化器（three way catalyst，TWC）消除尾氣中NOx排放的效率大大降低［5］。因此，在不增加額外后處理裝置的情況下，空燃比必須盡可能高才能使尾氣中的NOx濃度滿足當(dāng)前的排放標(biāo)準(zhǔn)［6］。然而，在超稀薄燃燒模式下，普通的點(diǎn)火方式難以形成穩(wěn)定的火核，火焰?zhèn)鞑ニ俣蕊@著降低，從而使燃燒循環(huán)波動大幅增加［7］。因此，需要對現(xiàn)有發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火和燃燒組織方式進(jìn)行改進(jìn)、優(yōu)化，從而適應(yīng)超稀薄燃燒的要求。

有多條能夠提高稀燃極限的技術(shù)路線，包括高能點(diǎn)火［7］、增強(qiáng)缸內(nèi)氣流運(yùn)動［8］、多電極點(diǎn)火［9-10］、預(yù)燃室［11-12］等。其中，預(yù)燃室點(diǎn)火具有同時(shí)增大點(diǎn)火能量和促進(jìn)缸內(nèi)湍流的特點(diǎn)［13］，受到學(xué)術(shù)和工業(yè)界廣泛關(guān)注。預(yù)燃室分為主動預(yù)燃室和被動預(yù)燃室，兩者主要區(qū)別在于，主動預(yù)燃室需要一套單獨(dú)的供油機(jī)構(gòu)，在預(yù)燃室內(nèi)部生成偏濃混合氣；而在被動預(yù)燃室中，主燃燒室混合物受到活塞對混合氣的壓縮作用，通過小孔推入預(yù)燃室［12］。因此，即使在稀燃狀況下，主動預(yù)燃室火花塞電極附近的當(dāng)量比仍然較大，從而保證了火核的穩(wěn)定形成，進(jìn)而大幅提高稀燃極限［14］。但是，主動預(yù)燃室額外的供油系統(tǒng)限制了其在現(xiàn)有內(nèi)燃機(jī)上的廣泛應(yīng)用。而被動預(yù)燃室結(jié)構(gòu)簡單，且無須改造現(xiàn)有的發(fā)動機(jī)本體結(jié)構(gòu)，短期內(nèi)擁有較好的應(yīng)用前景。但是被動預(yù)燃室受到換氣不充分的影響，火花塞電極附近的混合氣條件較差，難以進(jìn)一步提高稀燃極限［15］。

高能點(diǎn)火主要通過對現(xiàn)有點(diǎn)火系統(tǒng)的改進(jìn)升級，實(shí)現(xiàn)多次擊穿、連續(xù)放電或者多點(diǎn)放電，從而增大點(diǎn)火能量，促進(jìn)火核穩(wěn)定形成［7］。Gukelberger［16］、Alger［17］等的研究表明，高能點(diǎn)火對拓展稀燃極限有一定效果，但不能取得突破性進(jìn)展。因此將高能點(diǎn)火與被動預(yù)燃室結(jié)合，有望結(jié)合兩者優(yōu)勢，從而進(jìn)一步拓展稀燃極限。

本文中基于自行開發(fā)的新型兩階段高能點(diǎn)火系統(tǒng)，測量了不同高能電壓下的點(diǎn)火能量，并通過一臺缸內(nèi)直噴汽油機(jī)，分別測試了高能點(diǎn)火、被動預(yù)燃室和兩者結(jié)合對不同轉(zhuǎn)速和負(fù)荷下的發(fā)動機(jī)燃燒性能與排放特性的影響，為探索高能點(diǎn)火與被動預(yù)燃室結(jié)合對汽油機(jī)稀燃特性的影響提供了基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1 臺架設(shè)置與試驗(yàn)流程

1.1 試驗(yàn)裝置介紹

本試驗(yàn)所用發(fā)動機(jī)為一臺2.0 L缸內(nèi)直噴自然吸氣汽油機(jī)，通過改造活塞頂面實(shí)現(xiàn)了16的高壓縮比。對發(fā)動機(jī)缸蓋進(jìn)行了改造，加裝了全可變配氣系統(tǒng)，可以實(shí)現(xiàn)進(jìn)排氣門升程、相位的連續(xù)可變?；趪覂x器公司的cRIO（CompactRIO）系統(tǒng)自行研發(fā)了一套發(fā)動機(jī)控制系統(tǒng)，用于控制或接收發(fā)動機(jī)所有必要的輸入輸出信號。同樣基于國家儀器公司的PCI-6250高速采集卡，開發(fā)了一套數(shù)據(jù)采集及燃燒分析系統(tǒng)，該系統(tǒng)每隔0.5 °CA進(jìn)行一次數(shù)據(jù)記錄。采用Kistler公司的6 052 C側(cè)置式缸內(nèi)壓力傳感器進(jìn)行缸內(nèi)壓力測量。發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速由電力測功機(jī)保持恒定。使用AVL公司的燃油溫控系統(tǒng)和油耗測量儀，在保持燃油溫度恒定在20℃的同時(shí)精確測量燃油消耗量。試驗(yàn)臺架配備了冷卻液恒溫裝置，使發(fā)動機(jī)冷卻液溫度控制在75℃附近。排氣分析儀為佛山分析儀有限公司生產(chǎn)的五氣分析儀，用于測量發(fā)動機(jī)原始排氣的NOx、HC和CO的體積分?jǐn)?shù)與過量空氣系數(shù)（λ）。發(fā)動機(jī)、測試臺架和邊界條件的具體參數(shù)如表1所示，發(fā)動機(jī)測試臺架示意圖如圖1所示。

圖1 發(fā)動機(jī)測試臺架示意圖

表1 發(fā)動機(jī)、測試臺架及邊界條件參數(shù)

圖2為自行設(shè)計(jì)的兩階段高能點(diǎn)火系統(tǒng)的原理示意圖。該系統(tǒng)將電容放電與電感放電疊加，從而實(shí)現(xiàn)兩階段放電。在實(shí)際點(diǎn)火過程中，普通點(diǎn)火線圈利用其高升壓比的優(yōu)點(diǎn)，在火花塞間隙形成擊穿，從而形成a電流回路，并同時(shí)在火花塞間隙中形成等離子體構(gòu)成的導(dǎo)電溝道；此時(shí)，儲存在電容中的能量可通過b電流回路形成二次疊加放電。通過對電容放電升壓比例的調(diào)節(jié)，可方便地調(diào)節(jié)第2階段點(diǎn)火能量，或者實(shí)現(xiàn)普通點(diǎn)火與高能點(diǎn)火模式的切換。

圖2 高能點(diǎn)火系統(tǒng)原理圖［18］

圖3為試驗(yàn)使用的被動預(yù)燃室結(jié)構(gòu)示意圖，其幾何參數(shù)見表2。為了在被動預(yù)燃室火花塞上實(shí)現(xiàn)高能點(diǎn)火的同時(shí)避免過多的熱損耗，火花塞中心電極和點(diǎn)火線圈分火線均經(jīng)過改造，以控制其電阻在1 Ω以內(nèi)。使用的常規(guī)火花塞同樣經(jīng)過改造，使其中心電極電阻在1 Ω以內(nèi)，以適應(yīng)高能點(diǎn)火系統(tǒng)的要求。

圖3 被動預(yù)燃室結(jié)構(gòu)示意圖

表2 被動預(yù)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 試驗(yàn)流程

本文中首先選擇了兩種不同的高能點(diǎn)火能量等級，并利用電壓-電流法測試了總體點(diǎn)火能量，得到點(diǎn)火能量分別為434和659 mJ，并選定這兩種高能點(diǎn)火設(shè)置進(jìn)行后續(xù)的試驗(yàn)。

在發(fā)動機(jī)臺架上選擇1 000 r∕min、負(fù)荷率約36%和1 500 r∕min、負(fù)荷率約70%的兩個工況，在保證噴油量不變的情況下進(jìn)行空燃比的掃掠測試，從而對比當(dāng)量比燃燒和稀燃模式下，普通點(diǎn)火、高能點(diǎn)火、被動預(yù)燃室點(diǎn)火、高能點(diǎn)火和被動預(yù)燃室結(jié)合的燃燒和排放特性。在空燃比掃掠測試中，通過改變節(jié)氣門開度改變總的進(jìn)氣量，直至指示平均有效壓力（indicated mean effective pressure，IMEP）的變異系數(shù)（coefficient of variation，COV）超過5%，并將掃掠過程中COV_IMEP未超過5%的極限λ定為稀燃極限?？杖急葤呗訙y試過程中，以發(fā)動機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩為指標(biāo)，通過調(diào)節(jié)點(diǎn)火時(shí)刻至最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)火時(shí)刻（maximum brake torque，MBT）。試驗(yàn)過程中，對爆震強(qiáng)度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控，以保證測試過程中所有燃燒循環(huán)的爆震系數(shù)（knock index，KI）不超過0.1 MPa。對于每個測量點(diǎn)，均連續(xù)測量500個燃燒循環(huán)，并計(jì)算其燃燒參數(shù)的平均值，便于進(jìn)行后續(xù)分析處理。

2 燃燒特性分析

2.1 小負(fù)荷工況

本文中首先選擇1 000 r∕min、負(fù)荷率約36%的工況點(diǎn)進(jìn)行了不同點(diǎn)火方式下的空燃比掃掠試驗(yàn)，每個測試工況的熱效率及燃燒穩(wěn)定性的對比如圖4所示。

在噴油量相等的前提下，指示平均有效壓力可以用于表征熱效率的高低。從圖4（a）中可以看出，不同點(diǎn)火方式下，隨著過量空氣系數(shù)的增高，IMEP均呈先增大后減小的趨勢。其中，普通火花塞和被動預(yù)燃室的IMEP數(shù)值差別較小，且在各種空燃比工況下熱效率都是最低。高能點(diǎn)火則能夠在全空燃比范圍內(nèi)有效提高IMEP。當(dāng)量比工況下，普通火花塞的提高幅度更大；而在稀燃工況下，預(yù)燃室火花塞能取得更高的熱效率。這是因?yàn)?，?dāng)量比工況下對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊囊蟛⒉缓芨?，預(yù)燃室由于其增大了燃燒室的比表面積，造成傳熱損失增多，反而效率不如普通火花塞。而在稀燃條件下，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢，因此預(yù)燃室射流快速燃燒帶來的熱效率增益高于傳熱損失增多帶來的負(fù)面影響，預(yù)燃室火花塞的IMEP數(shù)值反超普通火花塞。圖4（a）還顯示，最高熱效率在λ=1.3、使用被動預(yù)燃室并結(jié)合434 mJ高能點(diǎn)火時(shí)取得，相比普通火花塞當(dāng)量比工況，IMEP提升了0.042 MPa，相當(dāng)于熱效率提高了17.9%。繼續(xù)增大高能點(diǎn)火能量并不能繼續(xù)提高熱效率，說明即使稀燃狀況下，點(diǎn)火能量的需求可能存在一個閾值，超過閾值的多余點(diǎn)火能量并不會對熱效率帶來額外收益。

圖4（b）顯示了不同點(diǎn)火方式對于燃燒穩(wěn)定性的影響。在當(dāng)量比工況下，所有點(diǎn)火方式都能使COV_IMEP低于2%，各組差別較小。而在稀燃工況下，以λ=1.5附近的工況點(diǎn)為例，使用預(yù)燃室能明顯降低燃燒循環(huán)變動，而在預(yù)燃室的基礎(chǔ)上繼續(xù)使用高能點(diǎn)火，能進(jìn)一步將COV_IMEP從普通火花塞的10%降至5%以下，僅為2.7%。但即使是效果最明顯的被動預(yù)燃室+659 mJ高能點(diǎn)火的組合，在λ＞1.5的工況下也難以繼續(xù)降低燃燒循環(huán)波動，因此僅能將此工況的稀燃極限由λ=1.4拓展至λ=1.5。

圖4 1 000 r∕min，噴油脈寬0.9 ms，不同λ下使用不同點(diǎn)火方式的發(fā)動機(jī)熱效率及穩(wěn)定性對比

圖5顯示了小負(fù)荷不同點(diǎn)火方式下的發(fā)動機(jī)燃燒相位參數(shù)。由5（a）可以看出，隨著空燃比的增大，由于燃燒持續(xù)期的增加，MBT工況的CA50也隨之推遲。但受一定程度上隨機(jī)波動和點(diǎn)火角調(diào)節(jié)誤差的影響，不同點(diǎn)火方式下的最佳CA50并無明顯規(guī)律。圖5（b）為不同點(diǎn)火方式對點(diǎn)火延遲期的影響，由CA50與點(diǎn)火時(shí)刻的相位相減得到。可以明顯看出，被動預(yù)燃室相比普通火花塞能夠大幅縮短點(diǎn)火延遲；高能點(diǎn)火又可以在不同形式的火花塞基礎(chǔ)上進(jìn)一步縮短點(diǎn)火延遲，且點(diǎn)火能量越高，點(diǎn)火延遲越短。圖5（c）為不同點(diǎn)火方式對燃燒持續(xù)期的影響，為CA90和CA10的相位差。其特性顯示，對于普通火花塞，提高點(diǎn)火能量能進(jìn)一步影響隨后的火焰?zhèn)鞑ミ^程，減少火焰?zhèn)鞑ニ璧臅r(shí)間；而對普通預(yù)燃室而言，火焰?zhèn)鞑H僅與預(yù)燃室射流強(qiáng)度、形狀等特性相關(guān)，因此通過高能點(diǎn)火進(jìn)一步增大點(diǎn)火能量對于火焰?zhèn)鞑缀鯖]有影響。

2.2 中大負(fù)荷工況

本文中還選擇1 500 r∕min、負(fù)荷率約70%的中等負(fù)荷工況，進(jìn)行了不同點(diǎn)火方式的燃燒特性對比。圖6顯示了各工況點(diǎn)的熱效率和燃燒穩(wěn)定性，所有工況點(diǎn)的噴油脈寬均相等，保持在1.3 ms。可以明顯看出，紅線代表的被動預(yù)燃室組相比黑線代表的普通火花塞組，熱效率明顯更高，燃燒循環(huán)波動也明顯更低。尤其是稀燃工況下，兩者的差距隨空燃比的增大愈發(fā)明顯。但是3組黑線和3組紅線內(nèi)部的差別卻非常微弱，說明高能點(diǎn)火在中大負(fù)荷工況下對提高發(fā)動機(jī)熱效率和穩(wěn)定性幾乎沒有作用。

圖6 1 500 r∕min，噴油脈寬1.3 ms，不同λ下使用不同點(diǎn)火方式的發(fā)動機(jī)熱效率和穩(wěn)定性對比

圖7顯示了中大負(fù)荷下的燃燒相位參數(shù)。由圖7（b）和圖7（c）可見，與小負(fù)荷類似，預(yù)燃室在中大負(fù)荷下依然能夠大幅縮短點(diǎn)火延遲期和燃燒持續(xù)期。此外，由于火焰快速傳播的作用，爆震在一定程度上能夠得到抑制，使用預(yù)燃室的工況能夠大幅提前燃燒質(zhì)心CA50。但同樣的，高能點(diǎn)火對燃燒相位也幾乎沒有影響，圖7（b）和圖7（c）中普通火花塞組和預(yù)燃室組的3條曲線基本重合。這是因?yàn)椋捎趪娪土枯^多，中大負(fù)荷下混合氣中活性分子濃度較高，因此點(diǎn)火所需的能量不高，增大點(diǎn)火能量對火核形成和火焰發(fā)展并無明顯作用。

圖7 1 500 r∕min，噴油脈寬1.3 ms，不同λ下使用不同點(diǎn)火方式對發(fā)動機(jī)燃燒相位的影響

3 排放特性分析

3.1 小負(fù)荷工況

圖8顯示了與2.1節(jié)相同的小負(fù)荷工況下，不同λ下使用不同點(diǎn)火方式的排放特性。圖8（a）說明，不同點(diǎn)火方式下，NOx的排放規(guī)律基本一致，均在λ=1.1時(shí)達(dá)到峰值。NOx濃度受到燃燒溫度的影響較大，而燃燒質(zhì)心與燃燒溫度又有較強(qiáng)的相關(guān)性。因此，當(dāng)量比附近普通火花塞使用高能點(diǎn)火將CA50提前，導(dǎo)致了NOx排放的增加。圖8（b）顯示，預(yù)燃室整體碳?xì)渑欧畔啾绕胀ɑ鸹ㄈ兴龆?，這是因?yàn)轭A(yù)燃室增加的外壁面導(dǎo)致的火焰淬熄、燃油撞壁等問題導(dǎo)致的。使用高能點(diǎn)火由于促進(jìn)了火焰快速燃燒，在一定程度上減少了排氣中的碳?xì)渑欧?。圖8（c）為CO的排放情況?？梢钥闯觯S著λ增大，CO排放減少，不同點(diǎn)火方式之間幾無差異。

圖8 1 000 r∕min，噴油脈寬0.9 ms，不同λ下使用不同點(diǎn)火方式的發(fā)動機(jī)排放特性對比

3.2 中大負(fù)荷工況

圖9為與2.2節(jié)相同的中大負(fù)荷工況下的不同點(diǎn)火方式的排放情況。原因同小負(fù)荷類似，由于預(yù)燃室降低爆震趨勢的作用明顯，能夠顯著使CA50提前，燃燒溫度升高，圖9（a）顯示的NOx排放也隨之升高。中大負(fù)荷下，預(yù)燃室點(diǎn)火的缸內(nèi)熱氛圍較好，在一定程度上彌補(bǔ)了火焰淬熄和燃油撞壁的負(fù)面影響，碳?xì)渑欧排c普通火花塞幾乎持平，如圖9（b）所示。圖9（c）的CO排放則說明，和小負(fù)荷工況類似，僅在當(dāng)量比工況下，高能點(diǎn)火能夠降低一部分CO排放，而稀燃工況下不同點(diǎn)火方式的CO排放幾乎沒有差別。

圖9 1 500 r∕min，噴油脈寬1.3 ms，不同λ下使用不同點(diǎn)火方式的發(fā)動機(jī)排放特性對比

4 結(jié)論

（1）小負(fù)荷工況下，高能點(diǎn)火結(jié)合被動預(yù)燃室能夠顯著降低循環(huán)波動、縮短點(diǎn)火延遲期和燃燒持續(xù)期，從而進(jìn)一步提高熱效率。相比于無高能點(diǎn)火的被動預(yù)燃室，稀燃極限由1.4小幅拓寬至1.5～1.6之間；相比普通火花塞當(dāng)量比工況，熱效率相對提升最

高可達(dá)17.9%。

（2）中大負(fù)荷工況下，被動預(yù)燃室相比普通火花塞能有效降低燃燒循環(huán)波動和爆震趨勢，從而優(yōu)化燃燒相位，進(jìn)一步縮短點(diǎn)火延遲期和燃燒持續(xù)期，能在提高熱效率的同時(shí)拓展稀燃極限；但是，高能點(diǎn)火對于兩種火花塞模式下的燃燒性能均無明顯提升作用。

（3）總體而言，高能點(diǎn)火對于排放性能的影響較小，而被動預(yù)燃室對排放影響更為顯著。小負(fù)荷工況下，被動預(yù)燃室由于增大了傳熱損失使燃燒溫度降低，傾向于減少NOx排放；中大負(fù)荷工況下，被動預(yù)燃室傾向于增加NOx排放。兩種負(fù)荷下，受到火焰淬熄和燃油撞壁的影響，被動預(yù)燃室的HC排放相比普通火花塞均略有升高。被動預(yù)燃室對CO排放的影響較小，而高能點(diǎn)火能略微降低當(dāng)量比工況下的CO排放。