李 揚(yáng)，鄭尊清，陳 鵬，王夢(mèng)凱，王 滸，堯命發(fā)

(天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

汽油壓燃利用汽油高揮發(fā)性、高辛烷值的燃料特性可以實(shí)現(xiàn)較大比例的預(yù)混燃燒，是一種潛在的高效清潔的新型燃燒模式，以重型柴油機(jī)為平臺(tái)的汽油壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)，與柴油機(jī)的熱效率相近，同等NOx排放下比柴油的碳煙排放潛力更低[1-3]．然而低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的燃燒穩(wěn)定性是制約汽油壓燃應(yīng)用的關(guān)鍵技術(shù)瓶頸之一．國內(nèi)外學(xué)者對(duì)此展開了大量的研究，如通過增壓和加熱策略[4]、氣門策略(氣門重疊角或排氣門二次開啟等)[5-6]等技術(shù)增加缸內(nèi)熱力學(xué)氛圍，提高燃料的活性或十六烷值，從而降低燃料著火對(duì)高缸內(nèi)熱力學(xué)氛圍的需求等[7-8]，均可以提高低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性．然而實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)在低負(fù)荷工況下難以獲得汽油燃料穩(wěn)定壓燃著火所需要的高進(jìn)氣溫度和壓力；內(nèi)部EGR必須在已經(jīng)燃燒的情況下才能起到明顯提高缸內(nèi)溫度的作用，無法滿足起動(dòng)工況甚至冷起動(dòng)的要求．提高燃料活性、改善汽油壓燃低負(fù)荷燃燒的方法也具有局限性，目前，高活性汽油并不能從市場(chǎng)大量獲取，并且采用降低辛烷值的方法會(huì)對(duì)高負(fù)荷性能和排放帶來負(fù)面影響．

火花點(diǎn)火作為汽油機(jī)實(shí)現(xiàn)著火和燃燒控制的常規(guī)手段，通過火花塞放電提供額外能量促使火核形成，從而降低著火過程對(duì)缸內(nèi)熱力學(xué)狀態(tài)的依賴，為實(shí)現(xiàn)汽油壓燃低負(fù)荷穩(wěn)定燃燒提供了一個(gè)有效、可行的技術(shù)途徑．Benajes等[9-11]、Pastor等[12]和Desantes等[13]將輕型柴油機(jī)(缸徑為85mm、單缸排量為0.54L)的一個(gè)排氣門改裝并安裝火花塞，利用噴油器噴霧油束直接噴在火花塞電極處的方法開展研究，結(jié)果表明：在低負(fù)荷工況下，通過火花點(diǎn)火策略對(duì)燃燒穩(wěn)定性的提升效果比較明顯．而基于重型柴油機(jī)平臺(tái)進(jìn)行的火花輔助汽油壓燃(SAGCI)研究則鮮見報(bào)道．重型柴油機(jī)作為商用車的主要?jiǎng)恿υ矗牧舜罅康氖唾Y源，根據(jù)美國橡樹嶺國家實(shí)驗(yàn)室的《運(yùn)輸能源數(shù)據(jù)手冊(cè)》可知，只占道路車輛總數(shù)4%的3～8級(jí)卡車卻消耗了美國25%的運(yùn)輸燃料[14]．在未來乘用車電動(dòng)化的發(fā)展趨勢(shì)下，世界能源委員會(huì)也做出了柴油需求持續(xù)增長(zhǎng)、汽油需求呈降低趨勢(shì)的市場(chǎng)預(yù)測(cè)[15]．

基于重型壓燃式發(fā)動(dòng)機(jī)開展汽油壓燃，尤其是低負(fù)荷下火花輔助汽油壓燃的研究，對(duì)重型發(fā)動(dòng)機(jī)汽油壓燃的商用、提高汽油利用率和平衡汽、柴油供給具有重要意義．基于此，筆者通過一臺(tái)6缸重型柴油機(jī)改裝的單缸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行火花塞位置和燃燒室的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，并研究了進(jìn)氣節(jié)流條件下單次噴射的噴油時(shí)刻(SOI)、點(diǎn)火時(shí)刻(ST)和噴油壓力對(duì)火花輔助汽油壓燃低負(fù)荷燃燒的影響，以期為重型發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷汽油壓燃穩(wěn)定燃燒的實(shí)現(xiàn)及控制提供參考．

1 試驗(yàn)設(shè)備和方法

表1為試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)，表2為臺(tái)架試驗(yàn)主要設(shè)備，圖1為試驗(yàn)臺(tái)架示意．試驗(yàn)缸由空氣壓縮機(jī)和節(jié)氣門共同控制進(jìn)氣量，進(jìn)氣壓力可調(diào)范圍為20～400kPa，進(jìn)氣溫度控制由電加熱器耦合電控中冷器實(shí)現(xiàn)．點(diǎn)火系統(tǒng)由自制點(diǎn)火控制模塊、24V穩(wěn)壓電源、高壓線圈和火花塞構(gòu)成，點(diǎn)火能量為70mJ．缸壓采集的曲軸轉(zhuǎn)角分辨率為0.5°,CA，為減小因循環(huán)變動(dòng)產(chǎn)生的誤差影響，對(duì)每個(gè)測(cè)試工況采集100循環(huán)的氣缸壓力用于燃燒分析．

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意Fig.1 Schematic of test bench

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

表2 試驗(yàn)主要儀器設(shè)備Tab.2 Main test instruments and equipments

噴油系統(tǒng)為一套由變頻電機(jī)驅(qū)動(dòng)的博世高壓共軌系統(tǒng)，可實(shí)現(xiàn)噴油壓力、噴油時(shí)刻和噴油脈寬等控制．試驗(yàn)燃料為98號(hào)商用國Ⅵ乙醇汽油(E10)，乙醇體積分?jǐn)?shù)為10%，為提高共軌系統(tǒng)使用壽命，添加了體積比為0.5%的潤(rùn)滑添加劑(HiTEC 4140F)，添加潤(rùn)滑劑后燃料熱值為41.92MJ/kg，元素質(zhì)量比m(C)∶m(H)∶m(O)=83.68∶13.07∶3.25．

研究用火花輔助汽油壓燃重型單缸機(jī)是基于四氣門、高壓共軌柴油機(jī)改造而來．考慮原柴油機(jī)氣缸蓋噴油器、氣門布置及氣道、水套結(jié)構(gòu)限制，在進(jìn)/排 氣門之間距離噴油器安裝中心線37.5mm處設(shè)計(jì)了火花塞安裝孔，火花塞側(cè)電極深入缸內(nèi)7.0mm；根據(jù)火花塞布置方案，筆者利用缸內(nèi)渦流和燃燒室壁面導(dǎo)流的作用，重新設(shè)計(jì)了燃燒室結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步通過噴油控制組織火花塞電極附近的混合氣濃度分布，如圖2所示．

圖2 火花塞位置示意Fig.2 Schematic of spark plug position

筆者在常用轉(zhuǎn)速為1500r/min、循環(huán)油量為33mg(凈平均指示壓力IMEPnet為0.4MPa附近)下，分析噴油和點(diǎn)火策略耦合對(duì)火花輔助汽油壓燃的影響，試驗(yàn)條件見表3．循環(huán)油量為33mg對(duì)應(yīng)低負(fù)荷工況，選擇該循環(huán)油量是由于進(jìn)氣溫度為40℃、進(jìn)氣壓力為自然吸氣時(shí)汽油無法實(shí)現(xiàn)單純壓燃燃燒．該油量是接近于該條件下通過火花輔助實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒的最小循環(huán)油量．同時(shí)，考慮自然吸氣時(shí)過量空氣系數(shù)φa仍較大，能穩(wěn)定燃燒的噴油和點(diǎn)火時(shí)刻范圍很窄，因而通過節(jié)氣門適當(dāng)減少進(jìn)氣流量，使全局φa維持在1.5附近(進(jìn)氣壓力為67.7kPa)，以提高燃燒穩(wěn)定性和控制參數(shù)調(diào)節(jié)范圍．

表3 試驗(yàn)條件Tab.3 Test conditions

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

研究中由于火花塞位置受限，電極附近容易形成稀混合氣區(qū)，而實(shí)現(xiàn)火花穩(wěn)定點(diǎn)火需要混合氣濃度處于合理范圍內(nèi)，這就使點(diǎn)火所需的混合氣更依賴缸內(nèi)濃度分層的組織．缸內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)對(duì)混合氣濃度分層具有重要影響，筆者基于火花塞布置進(jìn)行燃燒室設(shè)計(jì)，利用缸內(nèi)渦流協(xié)同燃燒室壁面導(dǎo)流組織火花塞附近的混合氣濃度分層，而噴油壓力、噴油時(shí)刻和點(diǎn)火時(shí)刻是影響點(diǎn)火時(shí)火花塞電極附近混合氣分布的關(guān)鍵因素．

2.1 噴油和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)火花輔助汽油壓燃燃燒的影響

為揭示噴油和點(diǎn)火參數(shù)對(duì)火花輔助壓燃低負(fù)荷燃燒的影響，首先在噴油壓力為60MPa下研究了噴油時(shí)刻、點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)火花輔助汽油壓燃燃燒過程的 作用．

圖3示出點(diǎn)火時(shí)刻為-22°,CA ATDC時(shí)不同噴油時(shí)刻的缸內(nèi)壓力和放熱率．缸內(nèi)峰值壓力隨噴油時(shí)刻提前先增大后減小，峰值壓力對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角先提前后滯后．當(dāng)噴油時(shí)刻為-30°,CA ATDC時(shí)，峰值壓力最高且對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角提前最多．各噴油時(shí)刻下的放熱率曲線呈比較典型的先火焰?zhèn)鞑ズ笞匀挤艧岬膬呻A段放熱規(guī)律，該放熱率曲線與Benajes等[9-11]、Pastor等[12]和Desantes等[13]在輕型柴油機(jī)以及Zhou等[16]在汽油機(jī)火花輔助汽油壓燃試驗(yàn)中得到的放熱規(guī)律一致，同時(shí)，Benajes等[9]通過光學(xué)診斷得到了該放熱規(guī)律為先火焰?zhèn)鞑?，從而提高缸?nèi)熱力學(xué)氛圍，達(dá)到未燃混合氣開始自燃條件，此時(shí)放熱率迅速升高．而Reuss等[17]在研究火花輔助汽油壓燃時(shí)，對(duì)火花塞放電后放熱率先緩慢增加，然后累積至一定量后，放熱率迅速升高的燃燒模式的各個(gè)階段定義為：火核形成、火核增長(zhǎng)、火焰?zhèn)鞑ズ妥匀挤艧幔趫D3中，火花塞放電后形成火核，然后火核開始增長(zhǎng)，在-20°,CA ATDC后按照噴油先后順序形成以火焰?zhèn)鞑ミ^程為主的峰值約為30J/(°)CA的緩慢放熱過程，即火焰?zhèn)鞑シ艧?，然后是以峰值約為100J/(°)CA的自燃放熱．放熱率峰值隨噴油提前先增大后減小、放熱峰值對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角先提前后滯后，其原因主要在于同一點(diǎn)火時(shí)刻下火花輔助壓燃的燃燒更多受火花塞電極附近混合氣分層的影響，隨噴油時(shí)刻的提前，火花塞電極附近的混合氣濃度分層的點(diǎn)燃適宜程度先增加后降低，所以出現(xiàn)了隨噴油提前放熱峰值先前移再后移的現(xiàn)象．

圖3 噴油時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)壓力和放熱率的影響Fig.3 Effect of SOI on cylinder pressure and heat release rate

圖4為噴油和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)火花輔助汽油壓燃低負(fù)荷循環(huán)變動(dòng)率、滯燃期、CA50和燃燒持續(xù)期的影響．汽油壓燃低負(fù)荷運(yùn)行的難點(diǎn)在于由低的缸內(nèi)熱氛圍與汽油類燃料本身的低反應(yīng)活性共同造成的著火困難，燃燒循環(huán)變動(dòng)大．

圖4a中，同一點(diǎn)火時(shí)刻下隨著噴油時(shí)刻推后，循環(huán)變動(dòng)率先減小后增大，噴油時(shí)刻在-32°～-22°,CA ATDC之間時(shí)，循環(huán)變動(dòng)率變化較?。瑫r(shí)，為保證燃燒穩(wěn)定性，噴油時(shí)刻與點(diǎn)火時(shí)刻間隔需要在一定的合理范圍內(nèi)，如點(diǎn)火時(shí)刻為-18°,CA ATDC時(shí)，兩者間隔為4°～14°,CA，而點(diǎn)火時(shí)刻為-24°,CA ATDC時(shí)，兩者間隔為4°～10°,CA．同一點(diǎn)火時(shí)刻下，滯燃期(定義為SOC-ST，其中SOC為始燃點(diǎn)，即放熱率開始顯著增加時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角[18])的長(zhǎng)短和CA50出現(xiàn)的早晚可以作為評(píng)價(jià)混合氣分層的重要依據(jù)．

圖4b和圖4c中，同一點(diǎn)火時(shí)刻下，隨噴油提前，滯燃期先縮短后延長(zhǎng)，CA50先提前后滯后，不同噴油時(shí)刻時(shí)，噴油時(shí)刻為-30°,CA ATDC下滯燃期最短且CA50最靠前；對(duì)于同一噴油時(shí)刻，適當(dāng)推遲點(diǎn)火時(shí)刻可以獲得更短的滯燃期．對(duì)于CA50，同一噴油時(shí)刻下點(diǎn)火時(shí)刻的影響并不明顯，SAGCI燃燒模式的CA50處于自燃放熱階段(圖3和4c)，此時(shí)火焰?zhèn)鞑ミ^程已經(jīng)結(jié)束，因噴油和點(diǎn)火間隔改變而改變的混合氣分布變化對(duì)火焰?zhèn)鞑ミ^程影響較小，又由于提前點(diǎn)火時(shí)滯燃期長(zhǎng)，所以CA50與著火時(shí)刻的變化趨勢(shì)相似，且點(diǎn)火時(shí)刻的影響減弱．火花塞電極附近的混合氣濃度分層直接影響了火花放電后滯燃期長(zhǎng)短，對(duì)于不同點(diǎn)火時(shí)刻，出現(xiàn)滯燃期最短對(duì)應(yīng)的噴油時(shí)刻基本處于-30°,CA ATDC附近是受燃燒室結(jié)構(gòu)和火花塞在缸內(nèi)位置共同決定的．柴油機(jī)缸內(nèi)以水平渦流為主要特征的流動(dòng)形式?jīng)Q定了處于不同豎直高度上的混合氣難以通過空氣運(yùn)動(dòng)達(dá)到上下流動(dòng)．對(duì)于固定噴油壓力，油束的氣相和液相貫穿距離固定，作為引導(dǎo)油束的活塞壁面存在一個(gè)最優(yōu)引導(dǎo)位置，該位置可以最大程度將油束引導(dǎo)至火花塞電極所在的豎直高度上，通過缸內(nèi)渦流運(yùn)動(dòng)在火花塞電極附近形成適宜點(diǎn)火的混合氣濃度分層，所以滯燃期最短對(duì)應(yīng)噴油時(shí)刻近乎相同．同時(shí)，受活塞形狀限制，部分噴油時(shí)刻噴出的油束無法穩(wěn)定地引導(dǎo)至火花塞附近，導(dǎo)致燃燒循環(huán)變動(dòng)率大，而被引導(dǎo)至火花塞附近的混合氣會(huì)隨缸內(nèi)渦流運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致噴油和點(diǎn)火間隔過大時(shí)燃燒循環(huán)變動(dòng)率大(圖4a)．說明噴油時(shí)刻通過影響混合氣分布對(duì)火花輔助汽油壓燃燃燒控制具有非常關(guān)鍵的作用．

圖4d為不同噴油和點(diǎn)火時(shí)刻下的燃燒持續(xù)期．同一噴油時(shí)刻下，適當(dāng)推遲點(diǎn)火對(duì)燃燒持續(xù)期影響較??；同一點(diǎn)火時(shí)刻下，燃燒持續(xù)期隨噴油時(shí)刻推后先縮短后延長(zhǎng)，在-30°～-28°,CA ATDC附近噴油 時(shí)燃燒持續(xù)期最短，主要因?yàn)榇藭r(shí)的噴油混合氣分布利于點(diǎn)火，且燃燒相位靠近上止點(diǎn)．

圖4 噴油時(shí)刻和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)循環(huán)變動(dòng)率、滯燃期、CA50和燃燒持續(xù)期的影響Fig.4 Effectof fuel injection and spark timing on CoVIMEP，ignition delay，CA50 and combustion duration

圖5為噴油和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)燃燒效率、最高壓力升高率和指示熱效率(ITE)的影響．圖5a中，當(dāng)過早噴油時(shí)，由于油束噴入燃燒室頂隙和側(cè)隙處比例增加，該部分因靠近缸套和缸蓋壁面，溫度低不利于燃燒，導(dǎo)致燃燒效率低．當(dāng)噴油時(shí)刻推后時(shí)，噴入頂隙和側(cè)隙的燃料比例降低，并且CA50靠近上止點(diǎn)，缸內(nèi)溫度較高，故燃燒效率維持在較高水平．當(dāng)噴油時(shí)刻繼續(xù)推遲時(shí)，由于CA50相對(duì)滯后，缸內(nèi)溫度降低，燃燒效率略有降低．

圖5b中，對(duì)于同一點(diǎn)火時(shí)刻，隨噴油時(shí)刻的推后，最高壓力升高率先升高后降低，在噴油時(shí)刻為 -30°CA ATDC時(shí)壓力升高率最高．這主要是因?yàn)榇藭r(shí)燃燒相位最早，CA50最接近上止點(diǎn)，壓力升高率 達(dá)到最大，而提前或推遲噴油都會(huì)使燃燒相位推遲，最高壓力升高率相應(yīng)降低．

圖5 噴油時(shí)刻和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)燃燒效率、最高壓力升高率、指示熱效率的影響Fig.5 Effect of fuel injection and spark timing on combustion efficiency，MPRR and ITE

圖5c中，隨噴油時(shí)刻推后，指示熱效率先減小后增大．指示熱效率主要受CA50的影響，隨噴油時(shí)刻推遲，燃燒相位過于提前增加了活塞負(fù)功及傳熱損失，噴油時(shí)刻為-30°CA ATDC時(shí)指示熱效率最低；當(dāng)噴油時(shí)刻繼續(xù)推后時(shí)，CA50逐漸后移，負(fù)功和傳熱損失減少，熱效率逐漸升高．而CA50過于滯后時(shí)，燃燒等容度降低，熱效率下降(點(diǎn)火時(shí)刻為-18°CA ATDC、噴油時(shí)刻為-22°CA ATDC工況)．

2.2 噴油壓力對(duì)火花輔助汽油壓燃燃燒的影響

已知對(duì)SAGCI燃燒控制起決定性影響的因素是點(diǎn)火時(shí)刻火花塞電極附近的混合氣濃度分布．噴油壓力對(duì)噴霧混合過程和缸內(nèi)混合氣濃度分布具有重要的影響，因而筆者將研究噴油壓力與噴油時(shí)刻協(xié)同變化對(duì)火花輔助汽油壓燃的影響．

噴油時(shí)刻為-30°CA ATDC對(duì)應(yīng)噴油壓力為60MPa下最佳導(dǎo)流位置，點(diǎn)火時(shí)刻為-20°CA ATDC可使不同噴油壓力下能穩(wěn)定燃燒的噴油時(shí)刻范圍較寬．噴油時(shí)刻為-30°CA ATDC、點(diǎn)火時(shí)刻為-20°CA ATDC時(shí)的缸內(nèi)壓力和放熱率如圖6所示．可知，提高噴油壓力則火焰?zhèn)鞑シ艧峒涌?，放熱整體提前，峰值壓力提前．

圖6 噴油壓力對(duì)缸內(nèi)壓力和放熱率的影響Fig.6 Effect of fuel injection pressures on cylinder pressure and heat release rate

圖7示出點(diǎn)火時(shí)刻為-20°CA ATDC時(shí)噴油壓力對(duì)循環(huán)變動(dòng)率、滯燃期、CA50和燃燒持續(xù)期的影響．不同噴油壓力下的燃燒循環(huán)變動(dòng)率隨噴油時(shí)刻推后都呈先減小后增大趨勢(shì)，與噴油壓力為60MPa時(shí)規(guī)律一致．相比噴油壓力為60MPa，噴油壓力為40MPa會(huì)使燃燒波動(dòng)較小區(qū)域范圍減小，對(duì)應(yīng)的噴油時(shí)刻整體提前，同時(shí)CoV略高；提高噴油壓力至80MPa時(shí)燃燒穩(wěn)定性區(qū)域相對(duì)60MPa變化較小．

圖7b中，同一噴油壓力下的滯燃期隨噴油時(shí)刻推遲先減小后增大，隨噴油壓力提高，滯燃期縮短，且最小滯燃期對(duì)應(yīng)的噴油時(shí)刻隨噴油壓力的提高而 推后．這主要是因?yàn)檠h(huán)噴油量相同時(shí)隨噴油壓力提高，噴油持續(xù)期相應(yīng)縮短(40MPa為9.63°CA(噴油脈寬為1070μs)、60MPa為7.47°CA(830μs)且80MPa為6.30°CA(700μs))，3個(gè)不同噴油壓力下滯燃期最短時(shí)的噴油結(jié)束時(shí)刻大致相同，再次說明活 塞壁面存在最優(yōu)導(dǎo)流位置．同一噴油時(shí)刻下，提高噴油壓力，滯燃期會(huì)隨之縮短，是因?yàn)楦邍娪蛪毫ο掠褪灤┚嚯x增大，電極附近濃度適宜點(diǎn)火的混合氣增多，有利于火核形成和發(fā)展．圖7c中，CA50變化趨勢(shì)與滯燃期相似，隨噴油壓力提高，CA50提前，同時(shí)最小CA50對(duì)應(yīng)的噴油時(shí)刻滯后．圖7d中，提高噴油壓力會(huì)縮短燃燒持續(xù)期，主要是因?yàn)闇计诘目s短和燃燒相位的提前．

圖7 噴油壓力對(duì)循環(huán)變動(dòng)率、滯燃期、CA50和燃燒持續(xù)期的影響Fig.7 Effect of fuel injection pressure on CoVIMEP，ignition delay，CA 50 and combustion duration

圖8為噴油壓力對(duì)燃燒效率、最高壓力升高率 和指示熱效率的影響．同一噴油壓力下的規(guī)律與60MPa類似，較高的噴油壓力燃燒相位更早，可以獲得的最高燃燒效率更高．高噴油壓力下燃燒相位較早也會(huì)使得最高壓力升高率相應(yīng)升高．從噴油壓力對(duì)指示熱效率的影響來看，同一噴油壓力時(shí)指示熱效 率均隨噴油時(shí)刻推后先減小后增大，噴油壓力越高則指示熱效率變化幅度越大，其主要受CA50影響，隨噴油壓力升高，CA50距離最優(yōu)燃燒相位的程度不同．提高噴油壓力可以縮短滯燃期，使CA50提前較多，使得活塞上行階段放熱增加，負(fù)功和傳熱損失增多，導(dǎo)致同一噴油時(shí)刻下指示熱效率更低．

圖8 噴油壓力對(duì)燃燒效率、最高壓力升高率和指示效率的影響Fig.8 Effect of fuel injection pressure on combustion efficiency，MPRR and ITE

為了更全面地分析噴油、點(diǎn)火參數(shù)對(duì)熱效率的影響，圖9給出了火花輔助汽油壓燃的穩(wěn)定運(yùn)行范圍 和最高熱效率點(diǎn)的燃燒放熱情況．不同噴油壓力下CoVIMEP＜5%的點(diǎn)對(duì)應(yīng)的噴油和點(diǎn)火時(shí)刻區(qū)域以及 最高熱效率點(diǎn)如圖9a所示．每個(gè)噴油壓力有特定 的適合點(diǎn)火的噴油時(shí)刻范圍，40MPa時(shí)為-34°～ -28°CA ATDC、60MPa時(shí)為-34°～-22°CA ATDC且80MPa時(shí)為-34°～-20°CA ATDC；不同噴油壓力下的保證穩(wěn)定燃燒的噴油和點(diǎn)火間隔不同，40MPa時(shí)間隔為4°～16°CA、60MPa時(shí)為2°～18°CA且80MPa時(shí)為2°～18°CA．提高噴油壓力可以拓寬同等循環(huán)油量下穩(wěn)定運(yùn)行的噴油和點(diǎn)火時(shí)刻范圍，最高熱效率點(diǎn)基本都位于各噴油壓力下的穩(wěn)定運(yùn)行范圍邊緣，即最短滯燃期所在噴油時(shí)刻(噴油壓力為40MPa時(shí)為-32°,CA ATDC、60MPa時(shí)為-30°,CA ATDC且80MPa時(shí)為-28°,CA ATDC)對(duì)應(yīng)的最晚點(diǎn)火時(shí)刻上．

圖9 穩(wěn)定運(yùn)行范圍和最高效率點(diǎn)Fig.9 Stable operating conditions and highest efficiency points

圖9b中，火焰?zhèn)鞑シ艧犭A段的放熱率隨噴油壓力升高而升高．圖9c給出了3個(gè)最高熱效率點(diǎn)的火焰?zhèn)鞑ルA段放熱與自燃階段放熱的占比．自燃著火時(shí)刻定義為放熱率增長(zhǎng)階段的二次微分的最大值[17]，該時(shí)刻將放熱率分為火焰?zhèn)鞑シ艧徇^程和自燃放熱過程．3個(gè)點(diǎn)從燃燒開始時(shí)刻到自燃放熱開始時(shí)刻經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角如下：40MPa為16.0°CA、60MPa為15.0°CA且80MPa為15.5°CA，從CA10時(shí)刻到自燃放熱開始時(shí)刻經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角都是7.0°CA，但是火焰?zhèn)鞑ミ^程放熱占比隨噴油壓力升高而增大，說明提高噴油壓力可以加快同等水平下的火焰?zhèn)鞑シ艧崴俾剩畬?duì)于自燃放熱過程來說，并未出現(xiàn)非常高的自燃放熱率峰值，其最大壓力升高率也較低(40MPa為0.20MPa/(°)CA、60MPa為0.17MPa/(°)CA且80MPa為0.20MPa/(°)CA)．熱效率隨噴油壓力提高而增大，主要是來自加速的火焰?zhèn)鞑ルA段，增加了燃燒的等容度(圖9a)．在筆者研究的工況下，通過噴油時(shí)刻和點(diǎn)火時(shí)刻的優(yōu)化，在噴油壓力為80MPa下達(dá)到了最高指示熱效率(33.89%)．

3 結(jié) 論

(1) 噴油時(shí)刻和點(diǎn)火時(shí)刻是實(shí)現(xiàn)和控制火花輔助汽油壓燃低負(fù)荷穩(wěn)定燃燒的關(guān)鍵，每個(gè)噴油壓力 有特定的適合點(diǎn)火的噴油時(shí)刻范圍，40MPa時(shí)為 -34°～-28°CA ATDC、60MPa時(shí)為-34°～-22°CA ATDC且80MPa時(shí)為-34°～-20°CA ATDC；受活塞導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的影響，每個(gè)噴油壓力下存在使滯燃期最短和CA50最靠前的噴油時(shí)刻，隨噴射壓力提高，這一時(shí)刻滯后，40MPa為-32°CA ATDC、60MPa為-30°CA ATDC且80MPa為-28°CA ATDC，但此時(shí)壓力升高率也最高．

(2) 適當(dāng)?shù)狞c(diǎn)火時(shí)刻與噴油時(shí)刻間隔對(duì)保證良好的燃燒穩(wěn)定性非常關(guān)鍵，不同噴油壓力下的穩(wěn)定燃燒的噴油和點(diǎn)火間隔不同，40MPa時(shí)間隔為4°～16°CA、60MPa時(shí)為2°～18°CA且80MPa時(shí)為2°～18°CA，可將循環(huán)變動(dòng)率控制在5%以內(nèi)．

(3) 研究條件下適當(dāng)提高噴油壓力可以擴(kuò)展穩(wěn)定運(yùn)行的噴油、點(diǎn)火時(shí)刻范圍，同時(shí)可以加速火焰?zhèn)鞑シ艧徇^程、提高燃燒等容度，從而提高熱效率．