趙自慶，齊運(yùn)亮，田 寧，張 翼，劉 聰，姚 毅，王 志

（1.清華大學(xué)車輛與運(yùn)載學(xué)院，北京100084；2.California Institute of Technology，Pasadena，CA 91125，USA；3.東風(fēng)汽車技術(shù)中心，武漢430058）

前言

據(jù)國(guó)際能源署預(yù)測(cè)，至2030年，全球以內(nèi)燃機(jī)為動(dòng)力的車輛市場(chǎng)占有率仍將超過(guò)85%［1］，因此內(nèi)燃機(jī)的節(jié)能減排對(duì)實(shí)現(xiàn)2030年“碳達(dá)峰”目標(biāo)具有重要意義。當(dāng)前，點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)普遍采用當(dāng)量比燃燒的技術(shù)路線，其有效熱效率存在45%瓶頸［2-4］。若要進(jìn)一步提升內(nèi)燃機(jī)的熱效率以滿足更低碳排放的要求，則需要采用更為先進(jìn)的點(diǎn)火和燃燒技術(shù)，其中稀燃是有效的技術(shù)途徑之一。稀燃條件下混合氣的著火性變差，因而點(diǎn)火能量需要進(jìn)一步提高。

射流點(diǎn)火是一種高效、可靠的高能點(diǎn)火技術(shù)［5］。如果將射流室內(nèi)的混合氣看作是主燃燒室內(nèi)混合氣的點(diǎn)火源，那么射流點(diǎn)火的可用點(diǎn)火能量要比普通火花點(diǎn)火能量高2~3個(gè)數(shù)量級(jí)以上，可以點(diǎn)燃過(guò)量空氣系數(shù)大于2的超稀薄混合氣。

國(guó)內(nèi)外眾多機(jī)構(gòu)已針對(duì)射流點(diǎn)火的基礎(chǔ)燃燒特性在快速壓縮機(jī)及定容燃燒彈上開(kāi)展了大量研究，發(fā)現(xiàn)相對(duì)于普通火花點(diǎn)火，射流點(diǎn)火可以顯著提高不同當(dāng)量比下的燃燒速度［6］并拓展稀燃極限。其中，射流室的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，如孔徑、體積等，對(duì)射流及燃燒特性具有重要影響［7］；而且在不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)下，射流點(diǎn)火存在火焰引燃和射流誘導(dǎo)自燃兩種點(diǎn)火模式［8-10］。這些基礎(chǔ)研究加深了人們對(duì)射流點(diǎn)火過(guò)程及機(jī)理的認(rèn)識(shí)，有助于優(yōu)化發(fā)動(dòng)機(jī)射流點(diǎn)火方案的設(shè)計(jì)。

在內(nèi)燃機(jī)應(yīng)用研究方面，馬勒公司［11-12］較早成功開(kāi)發(fā)了基于被動(dòng)式和主動(dòng)式的射流點(diǎn)火多缸樣機(jī)，分別實(shí)現(xiàn)了最高40.3%和42%的有效熱效率。Shah等［13］優(yōu)化了大型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的射流室結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)了50%指示熱效率。Noritaka等［14］通過(guò)優(yōu)化射流室與發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)之間的匹配，進(jìn)一步采用射流室隔熱技術(shù)等措施，在單缸汽油機(jī)上實(shí)現(xiàn)了47.2%的有效熱效率。Hua等［15］發(fā)現(xiàn)在主動(dòng)式射流點(diǎn)火條件下，單孔射流較多孔射流可以點(diǎn)燃更為稀薄的混合氣。冷先銀等［16基于數(shù)值模擬研究了摻氫射流點(diǎn)火式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒和排放特性，發(fā)現(xiàn)在10%摻氫比例可以實(shí)現(xiàn)更好的燃燒及排放效果。趙自慶等［17-19］發(fā)現(xiàn)，在中度稀燃下引入輕度EGR有助于提升射流點(diǎn)火天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率和熱效率。

以上文獻(xiàn)大多從射流點(diǎn)火器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響角度進(jìn)行研究，實(shí)現(xiàn)了較高的熱效率和較低的排放。部分文獻(xiàn)也從優(yōu)化射流室內(nèi)部噴油控制參數(shù)的角度進(jìn)行了研究。但是，針對(duì)直噴式射流點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)，尤其直噴噴射策略對(duì)射流點(diǎn)火及燃燒特性影響的報(bào)道相對(duì)較少。

因此，本文在一臺(tái)多缸直噴射流點(diǎn)火汽油機(jī)上開(kāi)展了噴射策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的研究。首先，參考發(fā)動(dòng)機(jī)在原火花點(diǎn)火條件下的高效運(yùn)行范圍，不改變?cè)瓏娚洳呗?，尋找了射流點(diǎn)火方式下的最低油耗工況點(diǎn)；基于選定的工況，對(duì)比和優(yōu)化了不同噴射策略，進(jìn)一步降低了油耗；根據(jù)優(yōu)化結(jié)果，對(duì)比研究了不同點(diǎn)火方式的燃燒與排放特性。

1 試驗(yàn)臺(tái)架

本研究所使用的多缸直噴射流點(diǎn)火汽油機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。圖1為測(cè)試臺(tái)架結(jié)構(gòu)示意圖。如圖2所示，發(fā)動(dòng)機(jī)的噴油方式為側(cè)置式直噴，射流點(diǎn)火器布置在發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋中心，使用被動(dòng)式射流點(diǎn)火，即射流室內(nèi)混合氣與主燃燒室內(nèi)相同，不主動(dòng)額外加濃。射流室的體積為活塞上止點(diǎn)時(shí)主燃燒室體積的2%。射流室底部均勻布置6個(gè)1 mm直徑的射流噴孔；噴孔的周向旋轉(zhuǎn)角度為60°，噴孔軸線與氣缸軸線的夾角為50°。試驗(yàn)中，使用AVL GU2CC分別采集各缸的缸壓，使用AVL 733S測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)油耗，使用AVL CEB II分析排氣組分。

圖1 臺(tái)架系統(tǒng)示意圖

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

為選取具有較高熱效率的工況點(diǎn)，試驗(yàn)中首先在使用單次噴射的射流點(diǎn)火條件下，對(duì)原機(jī)熱效率較高的工況范圍進(jìn)行了點(diǎn)火角掃掠。轉(zhuǎn)速范圍選取在2 000~3 000 r·min-1，負(fù)荷為0.8~1.2 MPa。過(guò)量空氣系數(shù)保持在λ=1.4以維持稀燃條件。然后基于最優(yōu)的試驗(yàn)工況點(diǎn)，開(kāi)展了變噴射策略研究。

圖2 給出了不同噴射策略的對(duì)比示意圖。在兩次噴射的參數(shù)優(yōu)化中，第1次噴射的時(shí)刻范圍為上止點(diǎn)后（ATDC）-360~-290°CA，第2次噴射的范圍為-240~-190°CA ATDC。對(duì)應(yīng)的噴射比例從4∶1逐漸降低至1∶1。詳細(xì)的試驗(yàn)工況如表2所示。在試驗(yàn)結(jié)果分析中，使用從點(diǎn)火時(shí)刻至CA10（燃燒累積放熱達(dá)10%的曲軸轉(zhuǎn)角）作為滯燃期衡量燃燒初期火焰的發(fā)展速度；使用CA50（燃燒累積放熱達(dá)50%的曲軸轉(zhuǎn)角）衡量放熱質(zhì)心；而燃燒持續(xù)期定義為CA10~CA90（燃燒累積放熱達(dá)90%）之間的曲軸轉(zhuǎn)角。

圖2 噴射策略示意圖

表2 運(yùn)行工況

2 工況及控制參數(shù)優(yōu)化

為直觀對(duì)比不同條件下的油耗，本文所給出的油耗為相對(duì)油耗，比較基準(zhǔn)為使用普通火花點(diǎn)火在最優(yōu)工況點(diǎn)的最低油耗，即3 000 r·min-1、BMEP=1.2 MPa、λ=1.4時(shí)的油耗。如圖3所示，在選定的工況范圍內(nèi)，轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1、負(fù)荷BMEP=1.2 MPa時(shí)，射流點(diǎn)火的整機(jī)油耗最低，與使用火花點(diǎn)火時(shí)一致。從圖中還可以看出，隨著CA50提前，油耗逐漸降低。在0.8 MPa負(fù)荷下，油耗最低的CA50相位一般位于6~8°CA ATDC，越接近該區(qū)間，發(fā)動(dòng)機(jī)的油耗越低。而在1.2 MPa負(fù)荷下，其油耗雖然較0.8 MPa負(fù)荷在同轉(zhuǎn)速條件下低，但受爆震限制，其CA50無(wú)法提前至與0.8 MPa時(shí)相當(dāng)?shù)慕嵌?。因此圖3中，最低油耗點(diǎn)的CA50被限制在12°CA ATDC。

圖3 不同工況下射流點(diǎn)火的油耗

為考察點(diǎn)火方式的改變對(duì)VVT角度的敏感性，選取原機(jī)在轉(zhuǎn)速3 000 r·min-1、負(fù)荷分別為0.8、1.2 MPa的最優(yōu)油耗工況，研究了射流點(diǎn)火條件下變VVT對(duì)油耗的影響。進(jìn)氣VVT角度為0時(shí)，其開(kāi)始動(dòng)作的曲軸轉(zhuǎn)角為343°CA ATDC；排氣VVT角度為0時(shí)，其開(kāi)始動(dòng)作的曲軸轉(zhuǎn)角為108°CA ATDC。圖4顯示，無(wú)論以何種方式改變?cè)瓩C(jī)VVT角度均會(huì)導(dǎo)致油耗惡化。這表明原機(jī)的標(biāo)定VVT角度已相對(duì)較優(yōu)，對(duì)點(diǎn)火方式的變化不敏感。因此，試驗(yàn)中繼續(xù)延用原機(jī)的VVT設(shè)定角度。

圖4 改變VVT角度對(duì)油耗的影響（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1）

圖3 已顯示，試驗(yàn)所選擇的最優(yōu)工況點(diǎn)的CA50受爆震的限制。而根據(jù)本課題前期的研究［20］，采用兩次噴射策略有助于降低發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震傾向。因此，本文中進(jìn)一步研究了不同噴射策略，包括第2次噴射時(shí)刻、噴射比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。圖5對(duì)比了轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1、負(fù)荷為1.2 MPa時(shí)，單次噴射、兩次噴射策略，以及兩次噴射策略中第2次噴射時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗的影響，其中使用兩次噴射時(shí)，保持第1、2次噴射比例為3∶1?？梢钥闯?，相比于單次噴射策略，只有在進(jìn)氣行程中，即-250°CA ATDC時(shí)實(shí)施第2次噴射才能使油耗降低。推遲第2次噴射時(shí)刻將會(huì)使油耗惡化，在下止點(diǎn)附近進(jìn)行第2次噴射時(shí)（-170°CA ATDC），油耗惡化最嚴(yán)重。這是由于在進(jìn)氣行程中采用兩次噴射策略可以有效利用缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)促進(jìn)燃油霧化，有利于形成更加均質(zhì)的混合氣，減少局部濃區(qū)及油束撞壁現(xiàn)象。因此有利于降低爆震傾向，可以使CA50進(jìn)一步提前、油耗降低。

圖5 兩次噴射與單次噴射的油耗對(duì)比（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

在相同工況下，固定兩次噴射時(shí)刻，調(diào)整兩次噴射比例對(duì)油耗的影響如圖6所示。其中，第1次和第2次噴射時(shí)刻分別為-310和-230°CA ATDC。從圖中可以看出，當(dāng)?shù)?次和第2次燃油噴射比例在2∶1~3∶1區(qū)間時(shí)，可以達(dá)到更低的油耗。

圖6 噴射量比例對(duì)油耗的影響（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

在兩次噴射比例為3∶1的條件下，繼續(xù)研究調(diào)整兩次噴射時(shí)刻對(duì)油耗的影響，結(jié)果如圖7所示。當(dāng)?shù)?次噴射時(shí)刻為-310°CA ATDC、第2次噴射時(shí)刻在-210~-230°CA ATDC區(qū)間時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)可以實(shí)現(xiàn)更低的油耗。

圖7 兩次噴射時(shí)刻對(duì)油耗的影響（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

基于以上結(jié)果，分別選取兩次噴射時(shí)刻為-310和-230°CA ATDC，第1次和第2的噴射比例為3∶1，進(jìn)一步通過(guò)優(yōu)化點(diǎn)火提前角研究了負(fù)荷和過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)油耗的敏感性，結(jié)果如圖8所示。在相同負(fù)荷下，當(dāng)λ=1.4時(shí)，油耗最低。加濃或減稀均會(huì)導(dǎo)致油耗升高。而在λ=1.4下的變負(fù)荷結(jié)果顯示，BMEP=1.2 MPa時(shí)的油耗最低。

圖8 過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)油耗的影響（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1）

3 射流及火花點(diǎn)火的燃燒特性對(duì)比

圖9 給出了相同點(diǎn)火提前角下，不同點(diǎn)火方式的缸壓及放熱率曲線。射流點(diǎn)火的峰值缸壓明顯高于火花點(diǎn)火。而從放熱率來(lái)看，兩者的峰值基本相當(dāng)，但射流點(diǎn)火的整體燃燒相位更加提前。這表明射流點(diǎn)火加速了燃燒。

圖9 不同點(diǎn)火方式下的缸壓及放熱率曲線對(duì)比（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

圖10 對(duì)比了不同點(diǎn)火方式下的循環(huán)波動(dòng)（COV）。從圖中可以看出，在相同的燃燒相位下，射流點(diǎn)火較普通火花塞點(diǎn)火方式的循環(huán)波動(dòng)平均降低約0.5%，表明發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒穩(wěn)定性進(jìn)一步改善。這是由于射流的點(diǎn)火能量更強(qiáng)，更容易點(diǎn)燃稀薄的混合氣，因此燃燒穩(wěn)定性進(jìn)一步加強(qiáng)。對(duì)比不同的噴射策略可以看出，兩者的循環(huán)波動(dòng)差異在0.1%以內(nèi)，表明噴射策略對(duì)燃燒穩(wěn)定性的影響相對(duì)較小。點(diǎn)火能量對(duì)燃燒穩(wěn)定性更為明顯。

圖10 不同點(diǎn)火方式下的循環(huán)波動(dòng)對(duì)比（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

圖11 為不同點(diǎn)火方式下的滯燃期對(duì)比?？梢钥闯觯谙嗤腃A50下，射流點(diǎn)火的滯燃期較火花點(diǎn)火相對(duì)延長(zhǎng)1~2°CA。這是由于火花點(diǎn)火方式可以直接點(diǎn)燃缸內(nèi)的混合氣，而射流點(diǎn)火方式則需經(jīng)歷火焰在射流室內(nèi)部傳播的過(guò)程。另外，由于本文采用的是被動(dòng)式射流點(diǎn)火，實(shí)際進(jìn)入射流室內(nèi)部的混合氣偏稀，而底部噴孔對(duì)流動(dòng)換氣的節(jié)流限制也使射流室內(nèi)部存在部分的殘余廢氣。這些因素都不利于射流室內(nèi)的點(diǎn)火和火焰?zhèn)鞑?。從不同噴射策略的?duì)比來(lái)看，兩次噴射的滯燃期相對(duì)單次噴射更短。這表明兩次噴射策略更有利于快速形成火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖11 不同點(diǎn)火方式下的滯燃期對(duì)比（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

圖12 對(duì)比了不同點(diǎn)火方式下的燃燒持續(xù)期。從圖中可以看出，相同CA50時(shí)，射流點(diǎn)火的燃燒持續(xù)期較火花點(diǎn)火縮短了1~2°CA。這是由于射流室在點(diǎn)火后產(chǎn)生了多束射流，在燃燒室內(nèi)形成了多火焰面?zhèn)鞑?。同時(shí)，射流火焰誘導(dǎo)缸內(nèi)產(chǎn)生了更強(qiáng)的湍流，有利于加速燃燒。從不同噴射策略的對(duì)比來(lái)看，噴射策略對(duì)相同CA50條件下的燃燒持續(xù)期影響相對(duì)較小。但如前所述，兩次噴射策略有利于形成更為均質(zhì)的混合氣，有利于降低爆震傾向。因此，兩次噴射較單次噴射可以實(shí)現(xiàn)更為提前的CA50。

圖12 不同點(diǎn)火方式下的燃燒持續(xù)期對(duì)比（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

圖13 為不同點(diǎn)火方式下的油耗對(duì)比?？梢钥闯?，在采用單次噴射策略時(shí)，射流點(diǎn)火方式的油耗比火花點(diǎn)火低1.25 g·（kW·h）-1。而在采用兩次噴射策略后，因?yàn)镃A50更為提前，更接近高效的燃燒相位區(qū)間，射流點(diǎn)火的油耗進(jìn)一步降低。相比單次噴射，其油耗進(jìn)一步降低2.75 g·（kW·h）-1。

圖13 不同點(diǎn)火方式下的油耗對(duì)比（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

圖14 對(duì)比了各種點(diǎn)火方式下，最低油耗點(diǎn)的排放特性。圖中以火花點(diǎn)火的排放做為基準(zhǔn)，對(duì)不同策略下的排放數(shù)值進(jìn)行了歸一化處理。從圖中可以看出，射流點(diǎn)火下的CO和THC排放相對(duì)火花點(diǎn)火的波動(dòng)范圍在2%以內(nèi)。表明這兩種點(diǎn)火方式在CO和THC的排放上處于同一水平。而從NOx排放對(duì)比來(lái)看，射流點(diǎn)火相對(duì)較高。這是由于射流點(diǎn)火的燃燒放熱更加集中，燃燒溫度更高，更有利于NOx的生成。相比于兩次噴射策略，單次噴射策略下的NOx更高。這是由于單次噴射策略下的局部濃區(qū)相對(duì)較多，局部燃燒溫度偏高，促進(jìn)了NOx的生成。通過(guò)以上對(duì)比可以看出，通過(guò)噴射策略的優(yōu)化可以改善射流點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)的排放特性。

圖14 不同點(diǎn)火方式下最低油耗點(diǎn)排放對(duì)比（轉(zhuǎn)速為3 000 r·min-1，負(fù)荷為1.2 MPa）

4 結(jié)論

本文中在一臺(tái)多缸缸內(nèi)直噴汽油機(jī)上安裝了射流點(diǎn)火器，開(kāi)展了射流點(diǎn)火燃燒優(yōu)化研究。首先，在原機(jī)以普通火花點(diǎn)火獲得的高效工況范圍內(nèi)，尋找了使用射流點(diǎn)火可以獲得的最低油耗工況點(diǎn)；在選定的最低油耗工況下，研究了兩次噴射策略和噴射條件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗的影響；基于優(yōu)化的噴射策略和條件，對(duì)比研究了不同點(diǎn)火方式的燃燒和排放特性。具體結(jié)論如下。

（1）采用進(jìn)氣沖程兩次噴射的策略有助于降低發(fā)動(dòng)機(jī)的油耗。在射流點(diǎn)火條件下，當(dāng)?shù)?次和第2次的噴射比例范圍為2∶1~3∶1之間、第1次的噴射時(shí)刻為-310°CA ATDC、第2次的噴時(shí)刻在-210~-230°CA ATDC時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)油耗可以達(dá)到最低。

（2）采用單次噴射策略時(shí)，射流點(diǎn)火的油耗相比火花點(diǎn)火降低了1.25 g·（kW·h）-1；采用兩次噴射策略時(shí)，油耗可在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步降低2.75 g·（kW·h）-1。

（3）在最低油耗點(diǎn)，射流點(diǎn)火與火花點(diǎn)火的CO和THC的排放相當(dāng)，但NOx的排放增加明顯。相對(duì)單次噴射，兩次噴射策略有助于降低射流點(diǎn)火的NOx的排放。