稀混合氣火花輔助壓燃中著火溫度影響及其控制參數(shù)研究

孫 劍，耿 路，賴海鵬，高定偉，于書海

（長城汽車股份有限公司，保定071000，中國）

均質充量壓縮著火(homogeneous charge compression ignition，HCCI)是一種低溫高效燃燒方式，具有很高的提升汽油機熱效率和排放性能的潛力[1], 但是，HCCI燃燒過程難以控制。由于著火時刻是通過化學反應動力學控制的，對缸內熱狀態(tài)十分敏感。在小負荷下，需要較多廢氣提供熱氛圍，同時需要保證新鮮工質量即負荷，否則容易發(fā)生燃燒振蕩甚至失火，無法實現(xiàn)穩(wěn)定燃燒；在中、高負荷下，由于稀釋工質減少，燃燒過程會非常粗暴，甚至出現(xiàn)嚴重爆震現(xiàn)象。為避免中、高負荷完全壓燃狀態(tài)時工作粗暴不可控，部分地利用HCCI 燃燒方式，進行部分可控自燃，成為一種可行的熱效率提升方式。

提供發(fā)動機缸內熱氛圍的方式多種多樣，有可變壓縮比、進氣加熱、廢氣重壓或重吸、雙燃料等，其中內部廢氣重壓縮策略對發(fā)動機改動較小，最容易在四沖程汽油機上實現(xiàn)[2]。重壓縮策略主要通過形成負氣門重疊角 (negative valve overlap，NVO) 或者采用較低的排氣門升程的方式，在缸內預留部分廢氣，這部分廢氣從排氣門關閉到進氣門開啟經歷重壓縮過程，對進氣沖程進入缸內的新鮮混合氣進行加熱，使得混合氣在壓縮上止點附近達到較高的溫度。同時，由于殘余廢氣本身能夠有效稀釋混合氣，進而控制自燃燃燒的放熱速度，因此，可以起到控制壓升率、降低爆震傾向的作用。國內外學者對于如何在NVO狀態(tài)下實現(xiàn)壓燃燃燒，如何實現(xiàn)輔助壓燃過程，以及如何控制燃燒過程等方面進行了大量研究。

王志、馬青俊等[3-4]在一臺雙缸缸內直噴汽油機 (gasoline direct injection，GDI) 上, 采用負閥重疊 (NVO) 的配氣相位和兩階段燃油噴射技術來控制缸內混合氣的形成和燃燒，研究了NVO階段燃油改質的作用，實現(xiàn)了高效低污染的汽油HCCI燃燒模式。該課題組在缸內直噴汽油機上實現(xiàn)了HCCI燃燒，研究了火花點火對HCCI燃燒特性的影響[5]。在HCCI臨界狀態(tài)時，火花點火有助于提高燃燒穩(wěn)定性，抑制失火和爆燃，降低循環(huán)波動；當火花點火時缸內溫度遠超過臨界著火溫度時，火花點火對HCCI燃燒影響不大?；鸹c火在SI/ HCCI 燃燒模式切換工況時, 能提高瞬態(tài)過渡平順性。進氣溫度、進氣壓力、空燃比、壓縮比、轉速和廢氣再循環(huán) (exhaust gas recirulation，EGR) 等因素對燃燒特性的影響, 同時預測了缸內反應物、生成物、自由基濃度隨曲軸轉角變化的歷程[6]。計算結果對燃用高辛烷值燃料HCCI 發(fā)動機燃燒過程的優(yōu)化提供了依據(jù)。在各種稀燃空氣當量比下，明顯脫離純壓縮線的燃燒始點曲柄轉角 (CA) 均為354°，此時對應的缸內溫度均為1 150 K。計算結果表明，高辛烷值汽油在預混稀燃條件下，燃燒始點主要與缸內溫度有關，濃度次之。實際上，混合氣溫度受發(fā)動機上循環(huán)燃燒狀況、殘余廢氣系數(shù)、壓縮比、冷卻水溫度、進氣充量狀態(tài)和燃油蒸發(fā)等因素的綜合影響，很難做到精確并快速控制。陳權等[7]針對廢氣重壓策略下實現(xiàn)HCCI 燃燒的應用背景，提出了基于傳感器信號的汽油機廢氣率計算模型，采用可變氣門機構控制換氣和燃燒過程。謝輝等[8]搭建了進排氣門升程相位全可變發(fā)動機仿真平臺，在此平臺上分別研究了全可變氣門的升程及相位的正向和反向動態(tài)調節(jié)特性對HCCI過渡運行的影響，并得出仿真結果，給出了過渡運行中相對于氣門調節(jié)的時間滯后特性，為進一步的HCCI動態(tài)過程控制提供了基礎數(shù)據(jù)，其中失火循環(huán)對應的缸內溫度約為975 K。祝宇軒等[9]采用排氣門2次開啟策略引入內部EGR后，缸內溫度得到顯著提高。上止點后（after top dead center, ATDC）CA為-20°時的噴油時刻附近，無內部EGR 的工況缸內所有區(qū)域溫度均不足900 K，而在上止點附近，其缸內最高溫度也僅僅在950 K左右；50%內部EGR的工況下，噴油時刻附近的缸內平均溫度約為1 100 K，上止點附近未發(fā)生燃燒區(qū)域溫度約為1 350 K，與前者在相同曲軸轉角下相比，分別高約200 K和400 K。張連方等[10]為了實現(xiàn)對著火時刻的調控，在負氣門重疊角 (NVO) 策略下，通過進氣門早開，形成不同程度的進氣前回流來調控著火時刻。三維仿真結果表明，前回流的存在還使缸內高溫區(qū)和高廢氣區(qū)的重合度減小，形成了利于著火的高溫及相對低廢氣區(qū)，促進自燃點的出現(xiàn)，使著火時刻提前。汪洋等[11]進行了包括進氣溫度、進氣壓力、混合氣濃度、EGR率等影響因素的火花點燃過程最小點火能量的計算研究，證明了在火花助HCCI燃燒模式中，存在產生火花點燃過程的最小條件;提高點火能量可以降低對進氣加熱溫度的要求；通過高能點火，可以進一步擴大火花助燃HCCI 模式的工況范圍。對于內部廢氣再循環(huán)NVO策略，需要精準地控制氣門參數(shù)[12-15]。

上述研究中從配氣相位、噴油時刻、輔助點火、快速計算廢氣率等各個驅動條件進行了壓燃著火和控制的影響因素研究, 在文獻 [6,8-9] 中明確提到溫度與壓燃著火條件。盡管著火時刻是非混合氣溫度的單值函數(shù), 但它還取決于缸內混合氣化學組分、濃度分布狀況等因素。相較于溫度而言，混合氣的組分和濃度分布是有可能精確而快速控制的因素。但作為壓燃著火發(fā)生后產生的必要條件，研究壓燃產生前的溫度狀態(tài)，進而分解到控制參數(shù)，建立執(zhí)行器(氣門正時、點火時刻、EGR率等)與燃燒信息 (CA50、指示平均有效壓力等) 之間的關系，對于實現(xiàn)輔助壓燃著火時刻的準確控制，也很有意義。

因此，本文針對關鍵控制參數(shù)對壓燃程度和壓燃時刻的影響，采用試驗驗證、數(shù)值模擬的方法對不同影響因素條件下的燃燒過程、著火時刻進行了解析；將壓燃率的影響因素分解到操作參數(shù)和結構參數(shù)，在某一具體過量空氣系數(shù)下，通過壓燃率與關鍵控制參數(shù)解析關系，對著火時刻進行預判和調控；最后給出水溫、過量空氣系數(shù)、負荷等操作參數(shù)和結構參數(shù)對壓燃率、壓燃范圍和油耗的影響。

1 仿真模型的建立及實驗驗證

1.1 模型建立及參數(shù)設置

仿真模型基于一臺經過改造的四缸實驗機，原機主要技術參數(shù)和氣缸內的幾何模型尺寸見表1。

表1 發(fā)動機基本參數(shù)

根據(jù)發(fā)動機的基本參數(shù)建立的模擬增壓中冷發(fā)動機仿真模型主要包括：低功耗機械增壓器、中冷器、氣缸和進排氣系統(tǒng)等部分。燃燒模型采用準維雙區(qū)燃燒模型，并在模型中設置點火正時、點火位置、活塞幾何形狀等參數(shù)。傳熱模型采用Woschni傳熱模型，混合氣的形成方式為化學計量稀燃。利用GT-Power軟件搭建了工作過程計算模型，如圖1所示。

圖1 計算模型

為了排除其他因素的干擾，只分析進、排氣門NVO狀態(tài)下，不同開閉時刻形成的進氣道回流、有效壓縮比、EGR率、點火時刻等對火花點火輔助壓燃 （spark ignition homogeneous charge compressionignition, SP-HCCI）燃燒的影響作用。在算例設置時，固定了邊界條件和初始條件，只調整進、排氣門氣門相位參數(shù)，調整點火角達到壓燃狀態(tài)和油耗最優(yōu)值。排氣門關閉時刻為上止點后曲柄轉角(CA) -66°～ -6°，進氣門開啟時刻為上止點后CA 12°～ 72°，步長為 10°；進氣門升程為6 mm，排氣門升程為4 mm；進氣門包角 175°，排氣門包角 145°；進排氣開啟關閉時刻和包角均以氣門升程1 mm計；計算中，進排氣溫度、壓力、歧管壓力、冷卻液溫度等設置和實驗時保持一致；共49個算例。計算一個完整循環(huán)過程，從壓縮過程上SP-HCCI止點后 -180°開始，點火上止點后在0°～ 540°范圍。

1.2 實驗驗證

為了驗證該GT模型中SIWeibe模型在仿真計算中的準確性，在一臺裝配有可變氣門正時機構的四缸機上進行實驗。在有效平均制動壓力(brake mean effective pressure, BMEP)為0.2 MPa (即200 kPa)，曲柄連桿轉速 (n) 為2 000 r/min，過量空氣系數(shù)為1.2的工況下，驗證了不同氣門策略形成的進氣回流比例、EGR溫度分布、點火提前角對熱氛圍的貢獻，最終作用于調控HCCI 著火時刻和相位，實現(xiàn)最佳壓燃型態(tài)和油耗。實驗所使用的發(fā)動機參數(shù)與前述仿真模型中的完全一致。在進、排氣氣門策略所形成的正交參數(shù)組合中，選取進氣可變氣門正時(INVVT)、排氣可變氣門正時(EXVVT)對應的具有代表性的各兩條特征線進行對比說明。

在圖2中，對比了著火時刻隨進氣門開啟時刻以及隨排氣門關閉時刻的變化這兩種情況的實驗值和仿真值。從圖中可以看到，隨著進氣門開啟時刻的提前，著火時刻的實驗值和仿真值都出現(xiàn)了首先推遲，到達一個拐點后，又開始提前的現(xiàn)象。

圖2 著火時刻隨曲軸轉角的變化

在圖2中可以看到，著火時刻的實驗值和仿真值是有一定差異的，這是因為在參數(shù)設置中，為了排除其他因素的影響，只研究氣門開閉時刻改變對缸內各關鍵節(jié)點熱氛圍的影響，選擇了保持進氣門開啟前各缸缸內狀態(tài)完全一致，即計算時4個缸均采用實驗獲得的經處理后的相同的缸壓。在實驗中，雖然各個算例與實驗之間進、排氣相位和邊界條件等操作參數(shù)是完全一致的，但是對于不同工況，不可避免地存在進排氣干涉、燃燒變動等情況，仍然會導致循環(huán)波動的存在。此外，仿真計算中一些邊界條件和初始條件(比如壁面溫度、初始流動狀態(tài))當前只能根據(jù)經驗和文獻參考值進行選取。雖然，實驗和仿真計算得到的著火時刻在數(shù)值上存在一定的差異，然而在趨勢上是完全一致的，因此，可以用于反映配氣相位對著火時刻存在的調控作用，并且使用仿真計算來分析其中的原因是可行的。

在圖2中還可以看到，排氣可變氣門正時(EXVVT)上止點后為-56°時,對應的實驗值和計算值偏差最大，這是因為排氣此時處于較早的關閉時刻，與更晚的排氣關閉時刻相比，缸內在廢氣重壓縮的過程中保持較高的壓力，而對應不同的進氣門開啟時刻，均屬于換氣過程劇烈的工況，換氣過程本身對循環(huán)波動產生較大影響。同時，較早的排氣門關閉時刻使得二噴油量更容易在壓縮高溫下產生燃料改質，形成活性物質，加快燃燒過程，產生較大燃燒變動。雖然實驗值和計算值在此時偏差最大，約為 2°，但仍然保持了較為一致的發(fā)展趨勢。圖2中其他進、排氣的設定VVT算例有相對較小的偏差和較好的一致性。算例中49個工況點均方差為1.19°。本文中出現(xiàn)的負荷均指有效平均制動壓力 (BMEP)，無標注均指空氣過量系數(shù)λ= 1.2。

2 壓燃率定義及壓燃溫度關鍵影響因素

2.1 壓燃率定義及溫度條件過程判斷

本小節(jié)壓燃著火條件試驗數(shù)據(jù)來源為凸輪軸IN175EX145組合下n= 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa工況點數(shù)據(jù)。點火提前角作為關鍵操作參數(shù)，根據(jù)當前缸內溫度、EGR分布等尋找產生壓燃兼顧油耗的最佳相位。如圖3所示，點火發(fā)生后，在滯燃期內，出現(xiàn)符合著火條件的區(qū)域（圖3中燃燒始點）。這部分燃料著火后會加熱未燃區(qū)域，未燃區(qū)域若達到臨界著火條件，則后續(xù)進入壓燃模式，點燃過程的輔助作用完成。在當前工況范圍內，存在始終不能壓燃的工況點，究其原因是因為過程中的未燃部分的溫度始終沒有達到臨界壓燃溫度。后續(xù)使用到的缸內工作過程的溫度均由計算得到。

圖3 缸內溫度隨曲軸轉角的變化

火花輔助汽油壓燃為有壓燃特征的混合燃燒模式，其存在點燃和壓燃兩種燃燒特征。將一個工作循環(huán)中，壓燃燃燒放熱占總燃燒放熱的百分比定義為壓燃率 (η)，則點燃燃燒模式η= 0%，純壓燃燃燒模式η= 100%。以η= 88%為例，如圖4所示，對瞬時放熱率曲線二階求導，二階導中出現(xiàn)的第1個極大值點對應點燃 (spark ignition，SI) 燃燒模式和壓燃 (compress ignition, CI) 燃燒模式臨界點,該臨界點定義為瞬時放熱率的拐點，即瞬時放熱率曲線急劇上升的點。以該點作為SI和CI燃燒的分界點，因此可以計算得到混合燃燒壓燃率。

圖4 壓燃率定義示意圖

使用實驗獲取的缸壓和放熱率曲線，由GT-ISE可獲取每一個實驗點對應的上述整個循環(huán)的燃燒溫度過程。如圖5 所示，放熱率曲線上存在放熱率急劇升高的拐點，可認為此時燃燒狀態(tài)發(fā)生了明顯的變化。為明確壓燃著火溫度，此時同點燃模式進行對比，見圖5，拐點時刻點燃模式缸內溫度1 110.3 ℃高于壓燃模式968.3 ℃。

對放熱率拐點缸內溫度進行統(tǒng)計，如圖6 所示。拐點時刻缸內溫度分布于950 ～ 1 250℃。將缸內溫度分為已燃和未燃兩部分：已燃部分為火花塞點火后隨火焰?zhèn)鞑ヒ呀浫紵牟糠?，對應火花輔助壓燃中點燃部分；未燃部分為還未燃燒部分，對應火花輔助壓燃中即將被壓燃部分。對未燃部分拐點時刻溫度進行統(tǒng)計，溫度分布于669 ～ 698 ℃，此時點燃模式未燃部分溫度為611.9 ℃，如圖6所示。拐點時刻未燃部分溫度滿足壓燃溫度一致性且大于點燃模式溫度，因此拐點時刻未燃部分溫度在表征壓燃的著火溫度時，具有明顯收斂的統(tǒng)計規(guī)律，壓燃著火溫度為(685±15) ℃，即(958.13 ±15) K。

對比發(fā)現(xiàn)，用未燃溫度區(qū)分點燃和壓燃模式，比用缸內整體溫度更能準確地反映此時不同燃燒模式的狀態(tài)。

如圖7所示，壓燃率50%以上工況點，壓燃特征明顯，壓燃率50%以下工況點接近點燃模式。拐點時刻點火提前角CA從0°推遲到15 ℃，壓燃率從 88%降低到 45%，壓燃率隨拐點時刻提前而增大?？梢圆捎脡喝悸室约皦喝贾饡r刻來定量評價壓燃的燃燒狀態(tài)。

圖5 缸內溫度隨曲軸轉角的變化

圖6 不同壓燃率拐點時刻未燃部分溫度

圖7 不同壓燃率下的燃燒放熱曲線及其對應燃燒模式

2.2 壓燃溫度關鍵影響因素

由2.1小節(jié)可知，對于壓燃過程起決定性作用的控制參數(shù)為有效壓縮比、內部EGR率、點火提前角（點火后燃燒）。有效壓縮比的作用為氣門關閉后壓縮過程導致缸內混合氣溫度升高，內部EGR率的作用為提高壓縮初期缸內混合氣溫度，點火提前角作用為點火后釋放熱量，提升缸內壓力和溫度，提升缸內未燃部分混合氣溫度。

需要說明的是，這里采用的分析方法的出發(fā)點是為了將壓燃溫度的影響歸結到缸內循環(huán)工作過程中的關鍵參數(shù)上，進而將這些影響參數(shù)量化，形成預判壓燃起始點的解析形式或數(shù)值形式，并進一步轉化為控制參數(shù)和操作參數(shù)，從而便于控制應用。

因此，這種分析方法存在3個必須說明的假設: 第1，壓縮比的貢獻度。這里使用倒拖情況下IVC時刻和壓縮上止點的溫度差作為溫升貢獻，實際上，燃燒過程與倒拖過程的明顯區(qū)別在于，工質發(fā)生的化學反應造成的比熱比等關鍵熱力學參數(shù)的瞬態(tài)差異，從而影響溫度。第2，內部EGR的貢獻度。為方便解析關系構建，將EGR的溫度貢獻簡化假設為IVC時刻的缸內溫度，事實上，這樣的假設沒有將該時刻的進氣作用分離出來，同樣耦合了新鮮空氣在IVC時刻對溫度的影響。第3，點火后至壓燃產生時的溫度貢獻度。該部分的溫度貢獻并不是正向的通過點火，反應將熱量貢獻積分到滿足著火時刻為止，而是預先計算出著火溫度后減去前兩部分的差值作為該項貢獻作用，從而簡化應用。

這樣，分別計算有效壓縮比、內部EGR率、點火提前角（點火后燃燒）單循環(huán)溫度曲線，如圖8所示，在n= 2 000 r/min，BMEP = 200 k Pa，η= 88%的工況下，有效壓縮比對于溫度貢獻為倒拖溫度曲線上止點溫度與倒拖溫度曲線進氣門關閉 ( inlet valve closed, IVC) 時刻溫度的差值；內部EGR貢獻溫度為燃燒溫度曲線上IVC時刻缸內混合氣溫度；點火后燃燒對于溫度貢獻為燃燒時未燃部分溫度曲線拐點時刻溫度去除有效壓縮比作用溫度與內部EGR作用溫度差值。

從上邊的分析不難看出，一旦回歸出某個空燃比下的控制參數(shù)的數(shù)值關系，從應用角度出發(fā)，只用計算有效壓縮比的溫度貢獻，即可進行點火角預判。因為EGR的溫度貢獻是讀取的，著火時刻溫度范圍是預置的，系統(tǒng)只有3個關鍵參數(shù)，因此大大提高了標定效率。（見第3小節(jié)，壓燃率解析關系）

圖8 不同曲柄轉角(CA)下各參數(shù)對壓燃溫度貢獻

從圖8中可以看到：有效壓縮比對于壓燃著火溫度貢獻為498.7 ℃，占壓燃著火溫度比例為72%，溫度貢獻最大；內部EGR對于壓燃著火溫度貢獻為157.3 ℃，占壓燃著火溫度比例為23%；點火后燃燒對壓燃著火溫度貢獻為37.5 ℃，占壓燃著火溫度比例為5%，溫度貢獻最小。綜合這3種因素，分別提供不同的熱量，最終使缸內溫度達到693.8 ℃。達到該工況下的著火溫度，觸發(fā)未燃部分產生壓燃著火。

在EGR率為28%、20%時，不同有效壓縮比下各參數(shù)對于壓燃溫度貢獻如圖9所示，其分析方法與圖8相同，在每一個壓縮比下，都有對應的壓縮比貢獻、對應的IVC溫度和計算獲得的壓燃溫度，從而可以獲取這3項貢獻的一組數(shù)值，將這3項數(shù)值累加（單壓縮比類似柱狀圖），各個壓縮比下的貢獻可以分項連線形成圖9所示，形成壓縮比連續(xù)變化下，這3個因素作用（貢獻）的二維圖形。該圖形固定橫坐標，縱向差值表示該壓縮比下3個因素的獨立貢獻和總貢獻。該圖形沿橫坐標，每一個顏色區(qū)域都表明了單一因素（有效壓縮比、EGR或點火后燃燒貢獻）隨不同壓縮比的變化方式。從這2組數(shù)據(jù)中可以看出：壓燃著火溫度介于669 ～ 698 ℃（從紫色區(qū)域的上沿看出，這個數(shù)據(jù)是計算值）；有效壓縮比增加1，缸內溫度增加17.3 ℃（從灰色區(qū)域的上沿看出，沿橫軸壓縮比增加，區(qū)域上沿表示的溫度對應增加，這個也是計算值）；內部EGR率增加1%，缸內溫度提升在1.5 ～ 3.5 ℃（從a，b兩個黃色區(qū)域的上沿的差值平均到EGR率變化中得到，這個數(shù)據(jù)源于IVC時刻的值）。

圖9 不同壓縮比下各關鍵因素對缸內溫度的作用

圖10為不同點火提前角和壓燃率下各因素對缸內溫度作用。圖6表明，不同壓燃率下壓燃著火溫度為(685±15) ℃，結合圖7與圖10，點火提前角與壓燃率對應關系表明：點火角從 32°推遲到 23°，拐點時刻從 0°推遲到 7.5°，壓燃率從88%降低到60%; 點火角通過提供最終階段溫度控制壓燃著火時刻及壓燃率大小。

3 壓燃率解析關系

在n= 2 000 r/min, BMEP = 200 kPa工況下，隨壓燃率和有效壓縮比的變化，內部EGR的分布圖 (即Map圖) 如圖11所示?？梢詫ap中壓燃率分為兩部分，下部區(qū)域為壓燃率小于50%區(qū)域，此時點燃模式占主導地位;上部區(qū)域為壓燃率大于50%區(qū)域，此時壓燃占主導地位; 壓燃率50%以下的部分雙峰放熱的現(xiàn)象存在二峰放熱率低，相位靠后的現(xiàn)象。50%以上壓燃率對應的相位和放熱曲線才是更希望獲得的工況。

乳腺積乳囊腫發(fā)生在妊娠、哺乳期的婦女，由于乳腺管狹窄、堵塞，或哺乳時乳汁未吸凈，造成乳汁流出不暢，淤積而形成腫塊，常伴有疼痛，合并感染出現(xiàn)紅、腫、熱、痛。

盡管溫度作為輔助壓燃的控制條件，已經明確其對應范圍，然而在實際實驗或控制策略中，更希望得到壓燃溫度所對應的實際操作參數(shù)值，以實現(xiàn)SP-HCCI的控制。針對某一具體機型，進氣VVT決定的有效壓縮比、排氣VVT決定的EGR率、點燃部分放熱量決定的點火提前角是控制過程中最重要的3個調整參數(shù)。它們和壓燃率的關系可以用圖12表示。

圖中30%和50%壓燃率等值線分別加粗標出。可以看出壓燃率隨排氣VVT的提前而增加，50%壓燃率對應排氣門在上止點前接近CA為40°時關閉。隨進氣相位推后，壓燃能力增加，相同等值線對排氣相位要求降低，可繼續(xù)后推至排氣上止點前接近CA為30°關閉，即NVO大的右下角范圍內,相同條件下獲得更大的壓燃率，在NVO小的左上角區(qū)域內是壓燃率最低的區(qū)域。圖12與圖11相比，圖12更容易理解壓

圖10 不同點火提前角和壓燃率下各因素對缸內溫度作用

圖11 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa壓燃率(η)隨內部EGR和有效壓縮比變化的分布圖

燃率和操作參數(shù)的關系，而圖11更適合作為通用解析關系。

本研究在NVO范圍內選取57% ～ 92%壓燃率對應的工況點，采用遺傳算法(genetic algorithm, GA)，對這些工況點進行回歸擬合，構造壓燃率和有效壓縮比、EGR率和點火提前角之間的解析關系如下：

圖12 進、排氣相位對壓燃率( η )分布的影響

其中：ηRL為構造壓燃率，E為EGR率，R為有效壓縮比，Z為點火提前角，Cn為常系數(shù)，n= 1、2、3、4、5。

現(xiàn)象學爆震預測模型的標定方法主要有最小二乘回歸法和優(yōu)化算法等,遺傳算法是目前應用較多的全局優(yōu)化方法之一。使用MatlabGA優(yōu)化算法工具箱，輸入變量為式（1）的5個系數(shù)，種群數(shù)為50，交叉因子和變異因子分別設置為0.9和0.2，適應度大小0.001，遺傳34代。經過優(yōu)化，最終得到的式 (1) 中各個常系數(shù)分別為 C1= 0.006，C2= 0.04，C3= 1.074，C4= 0.565，C5= 6。

圖13為擬合后，式（1）的預測性能評估驗證。試驗點均勻地落在了斜率為1的虛線周圍。所有工況的均方根誤差（mean square error，RMSE） = 6.004, 即在57% ～ 92%的范圍內，平均為6個百分點數(shù)值的誤差。誤差存在的原因在于操作參數(shù)本身對溫度的貢獻存在耦合因素。同時，受限于擬合變量增加對獨立數(shù)據(jù)量需求的增加，反映在數(shù)據(jù)點上呈幾何倍數(shù)增加，因此，實驗設計并不能將權重較小的影響因素都包含進去，因而預測公式中僅包含影響壓燃率的關鍵因素。即便如此，作為燃燒型態(tài)控制的循環(huán)預判依據(jù)，還是有一定作用。

在文獻[6]和文獻[8-9]中對臨界壓燃著火條件有不同的判定，本研究中結合計算獲得的未燃部分最高溫度歷程，根據(jù)試驗得到的壓燃率，考慮容錯范圍，可以推斷在本研究試驗條件下，壓燃啟燃臨界參考溫度在 658(±15) ℃。

圖13 壓燃比預測公式性能評估

4 壓燃率的其他影響因素

本小節(jié)研究了操作參數(shù)和結構參數(shù)對壓燃率和壓燃范圍的影響，除明確說明，均為最大轉矩對應的最小點火提前角（maximum brake torque timing，MBT）。使用的凸輪軸組合有IN175-EX145(6-4 mm)，IN145-EX145(4-4 mm)，IN145-EX94(4-2 mm)。

4.1 操作參數(shù)對壓燃率影響

本部分對壓燃率影響的試驗數(shù)據(jù)來源于凸輪軸IN175EX145組合下，n= 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa工況的試驗。

4.1.1水溫影響

較高的水溫可以提供較高的壁面溫度，傳熱作用的存在使進氣結束時，相比低水溫情況有較高的起始溫度；壓縮過程中，高水溫又可以減小傳熱損失，使壓縮終了時有較高的溫度；這將有利于壓燃的產生，相同的調整參數(shù)下，有較大的壓燃率，相同的壓燃率下，有較大的壓燃區(qū)域。圖14表明,水溫對壓燃率為正向作用，水溫越高壓燃率的范圍越大，對EGR率和有效壓縮比的依賴越小。80℃以下時，有效壓縮比和EGR率的補充作用相當重要，二者必具其一以保證足夠的缸內熱氛圍產生壓燃燃燒模式。88 ℃以上時，有效壓縮比和EGR率的補充作用相對減弱，在較低的有效壓縮比和較低的EGR率下都能產生有效的壓燃過程。

4.1.2過量空氣系數(shù)影響

圖15表明, 過量空氣系數(shù) (λ) 對壓燃率為負向作用，λ越高壓燃率的范圍越小，對EGR率和有效壓縮比的依賴越大。λ的影響實際上是稀燃低溫燃燒的影響?；旌蠚庠较”。璧某跏寄芰烤驮酱?，對缸內初始狀態(tài)熱氛圍的需求就越高。如圖15，隨著過量空氣系數(shù)的增大，壓燃率等值線范圍相應均勻減小，表現(xiàn)出對高壓縮比和高EGR率的依賴。同時，如圖16，壓燃率所能拓展的上限也逐漸降低，由0.78逐漸下降到0.63。如圖17，燃燒的壓燃特性也逐漸減弱。

圖14 不同水溫下50%壓燃率區(qū)域對應的有效壓縮比和EGR率范圍

圖15 不同λ下50%壓燃率區(qū)域對應的有效壓縮比和EGR率范圍

4.1.3負荷影響

以下數(shù)據(jù)為IN145EX145凸輪軸組合，過量空氣系數(shù)λ拓展數(shù)據(jù)，n= 2 000 r/min，負荷BMEP = 150、200、300、400 kPa。

從圖18中可以看出，負荷升高，缸內熱氛圍提高，爆震嚴重，高負荷壓燃特征減弱，如圖中400 kPa曲線對應較小的過量空氣系數(shù)時，燃燒為典型SI燃燒模式。隨λ增加后，新鮮空氣對爆震起到抑制作用。

圖19所示為λ拓展試驗數(shù)據(jù)，圖中3條曲線（KP_PK2、KP_PK3、KP_PK4）為2、3、4缸傳感器采集的循環(huán)爆震最大值（knock pressure peak, KP_PK）信號。通過對100個循環(huán)分析，表明隨λ增大，爆震峰值降低，且同時保持了較高壓燃率，壓燃特征明顯。因此，可以通過稀燃方式對于壓燃上限進行拓展。

圖16 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 kPa工況下λ拓展壓燃率

圖17 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa 工況下λ拓展放熱率

圖18 n = 2 000 r/min,不同負荷下的λ拓展壓燃率

圖19 n = 2 000 r/min, BMEP = 400 k Pa，不同λ下的循環(huán)爆震最大值（KP_PK）

4.2 結構參數(shù)對壓燃率影響

為了探尋n= 2 000 r/min，BMEP = 200 kPa工況下最佳油耗點，試驗采用凸輪軸IN175-EX145，IN145EX145，IN145EX94組合進行了對比試驗，過量空氣系數(shù)均在1.8及以上。

圖20表明，油耗的降低基本上與壓燃率的提升相關，但在IN145EX94有較高壓燃率但油耗卻不是最低，這是因為，該組組合提供3組中最高的EGR率。相同相位下最易達到壓燃條件，但過早的壓燃會產生壓縮負功，同時使壓升率急劇升高。為保證燃燒室零部件安全，采用推遲點火調控最終熱氛圍，結果使燃燒相位推遲，如圖21，損失等容度換取燃燒過程在安全范圍，綜合結果使油耗升高。凸輪軸的結構因素最終結合壓燃影響因素，共同產生對油耗的最終影響。該組最佳的制動（有效）燃油消耗率（brake effective specif ic fuel consumption，BSFC）為IN145EX145凸輪軸下對應的291.8g / (kWh)，其為綜合效果最低油耗。

圖20 n = 2 000r/min, BMEP = 200 k Pa最佳油耗點油耗對比

圖21 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 kPa最佳油耗點瞬時放熱率對比

5 結 論

本文采用小升程凸輪軸，在負氣門重疊角，過量空氣系數(shù)(λ)為1.2時，針對稀混合氣火花輔助壓燃對著火溫度影響及其控制參數(shù)進行了研究, 給出水溫、過量空氣系數(shù)、負荷等操作參數(shù)和結構參數(shù)對壓燃率、壓燃范圍和油耗的影響。

確定了壓燃模式的放熱率拐點判斷方法，即對瞬時放熱率曲線二階求導，二階導中出現(xiàn)的第1個極大值點對應點燃 (SI) 燃燒模式和壓燃 (CI) 燃燒模式臨界點，以此計算得到混合燃燒壓燃率。

分析了單循環(huán)過程有效壓縮比、EGR率、點火提前角對壓燃率的貢獻。在壓燃率88%的工況下，以上3個參數(shù)對于壓燃著火溫度的貢獻分別為72%，23%，5%。

采用雙區(qū)計算模型，給出著火條件為(958.13±15) K。

將57%壓燃率以上工況點用遺傳算法(GA)回歸擬合出壓燃率和關鍵參數(shù)（壓縮比、EGR率和點火提前角）之間的解析關系，η= 6×10-3exp0.04ER1.074Z0.565+ 6作為壓燃控制預判參考。均方根誤差 RMSE = 6.004。

水溫對壓燃率為正向作用，88 ℃以上時，在較低的有效壓縮比和較低的EGR率下都能產生有效的壓燃過程，80 ℃以下時，壓燃范圍顯著縮小。

過量空氣系數(shù)對壓燃率為負向作用，隨著λ的增大，壓燃率等值線范圍相應均勻減小，同時，壓燃率所能拓展的上限也逐漸降低，由0.78逐漸下降到0.63。

負荷升高，爆震嚴重，高負荷壓燃特征減弱，BMEP = 400 kPa曲線對應在較小的過量空氣系數(shù)時，已為典型SI燃燒模式。隨λ增加后，新鮮空氣抑制爆震，同時保持了較高壓燃率。因此，可以通過稀燃方式拓展壓燃上限。

在小包角凸輪軸下，最易達到壓燃條件，但過早的壓燃會產生壓縮負功，綜合結果使油耗升高。最優(yōu)結構時, 最低油耗為291.8 g/(kWh）。