不同過量空氣系數(shù)下射流點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒、排放和爆震特性的試驗(yàn)研究

高 強(qiáng)，周 磊,華劍雄,衛(wèi)海橋

(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 300072)

0 概述

人們對(duì)環(huán)境和能源問題的日益關(guān)注，相關(guān)法律法規(guī)日趨嚴(yán)格，均驅(qū)使內(nèi)燃機(jī)向高效率、低排放的方向發(fā)展。汽油機(jī)稀薄燃燒技術(shù)可以同時(shí)滿足這兩項(xiàng)要求。然而，稀薄混合氣存在點(diǎn)火困難、燃燒速度慢的問題。針對(duì)這一問題，解決方法之一是采用射流點(diǎn)火(turbulent jet ignition, TJI)燃燒方式，即在汽油機(jī)頂部安裝預(yù)燃室，先由火花塞點(diǎn)燃預(yù)燃室中混合氣，隨后由預(yù)燃室噴孔噴出的火焰射流點(diǎn)燃主燃室稀薄混合氣。預(yù)燃室射流具有高點(diǎn)火能量，可增強(qiáng)射流附近的氣流運(yùn)動(dòng)，提升主燃燒室混合氣反應(yīng)活性。射流點(diǎn)火技術(shù)最早由Sir Harry Ricardo提出，并首次應(yīng)用在一款二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)上[1]。早期預(yù)燃室體積較大，供油量較大，但預(yù)燃室火焰主要起的是點(diǎn)火源作用，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)做功影響不大，并且較大的預(yù)燃室體積會(huì)增加燃燒室的表面積和余隙容積，增加發(fā)動(dòng)機(jī)傳熱損失與碳?xì)渑欧?，因此小體積預(yù)燃室開發(fā)成為研究熱點(diǎn)。1950年Gussak首先在一臺(tái)汽油機(jī)上應(yīng)用小體積預(yù)燃室[2]，在提升熱效率的同時(shí)可以獲得更低的碳?xì)渑欧?。目前普遍認(rèn)為預(yù)燃室體積應(yīng)當(dāng)減小至總?cè)紵殷w積的3%或更低，以避免做功損失和碳?xì)渑欧旁黾覽3-5]。

根據(jù)預(yù)燃室是否噴油可將射流點(diǎn)火分為主動(dòng)式射流點(diǎn)火與被動(dòng)式射流點(diǎn)火。被動(dòng)式射流點(diǎn)火的預(yù)燃室中只有點(diǎn)火無額外噴油，預(yù)燃室內(nèi)的混合氣濃度基本與主燃室相同；主動(dòng)式預(yù)燃室則在預(yù)燃室中附加噴油以保持預(yù)燃室內(nèi)部合適的過量空氣系數(shù)。文獻(xiàn)[6]中研究表明，被動(dòng)式射流點(diǎn)火所能達(dá)到的稀燃水平僅略高于傳統(tǒng)點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)，遠(yuǎn)低于主動(dòng)式射流點(diǎn)火。對(duì)于主動(dòng)式預(yù)燃室，文獻(xiàn)[7]中通過在一臺(tái)4氣門試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)上采用主動(dòng)式預(yù)燃室技術(shù)，實(shí)現(xiàn)了過量空氣系數(shù)2.1的穩(wěn)定燃燒，同時(shí)氮氧化物排放僅為0.05 g/(kW·h)。文獻(xiàn)[8]中通過單缸發(fā)動(dòng)機(jī)與光學(xué)機(jī)試驗(yàn)研究了預(yù)燃室不同噴口數(shù)目與直徑對(duì)主燃室燃燒特性及發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，結(jié)果表明預(yù)燃室噴孔過小會(huì)使得噴孔節(jié)流損失過大，而孔徑過大則射流貫穿距不足。文獻(xiàn)[9]中通過數(shù)值模擬手段探究了預(yù)燃室噴油時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒的影響。結(jié)果表明，預(yù)燃室在壓縮沖程起始時(shí)刻噴油最佳，可以保證預(yù)燃室內(nèi)燃油與空氣充分混合同時(shí)主燃室燃燒最快。文獻(xiàn)[10]中研究表明在射流點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)中采用乙醇燃料可以進(jìn)一步降低循環(huán)波動(dòng)，提高燃燒速率，降低發(fā)動(dòng)機(jī)爆震的可能性。

綜上所述，采用射流點(diǎn)火燃燒方式能有效提升發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，降低爆震傾向與減少污染物排放，使發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定稀薄燃燒。然而，對(duì)不同過量空氣系數(shù)，尤其是稀燃工況下的射流點(diǎn)火相關(guān)研究尚不完善，且關(guān)于射流點(diǎn)火對(duì)爆震特性的影響研究不足。

本文中在一臺(tái)單缸點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)上采用主動(dòng)式預(yù)燃室，系統(tǒng)研究了不同過量空氣系數(shù)下射流點(diǎn)火對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒、排放及爆震特性的影響規(guī)律。此外由于關(guān)于射流點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震的相關(guān)研究較少，因此本文中對(duì)射流點(diǎn)火燃燒方式的爆震特性進(jìn)行了深入分析，并探究了射流點(diǎn)火方式與火花點(diǎn)火的燃燒速率與爆震特性的不同之處。

1 試驗(yàn)設(shè)備與流程

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)所采用的發(fā)動(dòng)機(jī)為水冷式四沖程單缸R(shí)icardo E6試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)。發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋上可斜置安裝不同的噴油器或火花塞，其詳細(xì)參數(shù)見表1。其中主燃燒室噴油器為壓電晶體噴油器，可以產(chǎn)生空錐形噴霧。噴油與點(diǎn)火控制系統(tǒng)為自主開發(fā)，可實(shí)現(xiàn)噴油時(shí)刻、壓力、脈寬及次數(shù)可控。試驗(yàn)設(shè)備由單缸發(fā)動(dòng)機(jī)、測(cè)功機(jī)、供油系統(tǒng)與控制模塊組成。圖1為試驗(yàn)設(shè)備示意圖。

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖1 單缸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)示意圖

缸壓數(shù)據(jù)由KISTLER 6118B壓力傳感器采集，采集到的信號(hào)經(jīng)KISTLER 5018電荷放大器進(jìn)行信號(hào)放大后傳送給燃燒分析儀，最后傳輸?shù)诫娔X，經(jīng)在線燃燒分析軟件分析而繪制缸壓曲線、瞬時(shí)放熱率曲線等，數(shù)據(jù)同時(shí)存儲(chǔ)入電腦內(nèi)。缸壓采樣間隔為0.1°曲軸轉(zhuǎn)角。排放數(shù)據(jù)通過HORIBA MEXA-7200H測(cè)量。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速由直流電力測(cè)功機(jī)控制，誤差為 ±0.2%。冷卻液溫度由西門子比例-積分-微分(proportion-integral-derivative, PID)控制器控制，控制精度為±2 ℃。進(jìn)氣流量由同圓LFE06層流流量計(jì)測(cè)量，測(cè)量精度為±1%。過量空氣系數(shù)由寬域氧傳感器測(cè)量，其分辨率為0.001，測(cè)試誤差為±0.8%。

1.2 測(cè)試工況

試驗(yàn)中射流點(diǎn)火與火花點(diǎn)火(spark ignition, SI)燃燒方式是通過同一臺(tái)試驗(yàn)單缸機(jī)完成的，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速均固定在1 500 r/min，二者均采用全節(jié)氣門開度，通過改變噴油量以獲得不同過量空氣系數(shù)。兩種燃燒方式的主燃室噴油時(shí)刻均為-300°，TJI燃燒方式預(yù)燃室噴油時(shí)刻為-180°。具體試驗(yàn)運(yùn)行參數(shù)見表2。為保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性，每個(gè)工況點(diǎn)采集200個(gè)工作循環(huán)的缸壓數(shù)據(jù)。TJI預(yù)燃室采用 4 mm 直孔與主燃室連接，預(yù)燃室內(nèi)部體積為 3.6 mL，其詳細(xì)結(jié)構(gòu)見圖2。預(yù)燃室噴油量隨過量空氣系數(shù)變化見圖3。其中過量空氣系數(shù)的測(cè)量納入了預(yù)燃室噴油量。隨著過量空氣系數(shù)的增大，預(yù)燃室噴油量的占比也在增大。

表2 試驗(yàn)運(yùn)行參數(shù)

圖2 供油式預(yù)燃室結(jié)構(gòu)圖

圖3 不同過量空氣系數(shù)下預(yù)燃室噴油量及其占比

1.3 放熱率計(jì)算和爆震評(píng)價(jià)

本文中開展了對(duì)TJI與SI燃燒方式的燃燒過程、排放及爆震特性的分析。其中，燃燒過程分析包含對(duì)放熱率及燃燒相位的計(jì)算。放熱率的計(jì)算通過分析缸壓曲線得到，通過單區(qū)模型和能量守恒方程進(jìn)行計(jì)算[11-12]，具體計(jì)算式如式(1)所示。

(1)

爆震特性的分析采用爆震工況帶通缸壓的震蕩幅值及統(tǒng)計(jì)分析等手段。研究表明，汽油機(jī)發(fā)生爆震時(shí)會(huì)產(chǎn)生高頻振蕩，爆震信號(hào)的頻率主要分布在 4 kHz～20 kHz 內(nèi)[13-15]。根據(jù)奈奎斯特采樣定理，采樣頻率必須大于信號(hào)頻率一半以上，即要分辨出爆震特征信號(hào)，采樣頻率必須大于40 kHz。試驗(yàn)臺(tái)架缸壓信號(hào)的采樣間隔為0.1°曲軸轉(zhuǎn)角，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 500 r/min，計(jì)算可得采樣頻率為90 kHz，滿足采樣頻率要求。

本文中選擇爆震因子作為爆震強(qiáng)度的評(píng)價(jià)指標(biāo)，它是指帶通濾波后的缸壓曲線壓力波動(dòng)幅值的最大值。經(jīng)缸壓傳感器采集的缸壓原始信號(hào)經(jīng)過電荷放大器后通過燃燒分析軟件變換為真實(shí)缸壓并進(jìn)行傅里葉帶通濾波，最終獲得帶通缸壓曲線并根據(jù)帶通缸壓計(jì)算爆震因子數(shù)值。缸壓采集系統(tǒng)無濾波參數(shù)設(shè)置。之后每個(gè)工況點(diǎn)的爆震強(qiáng)度采用200個(gè)工作循環(huán)的爆震因子平均值來評(píng)價(jià)，同時(shí)對(duì)這200個(gè)工作循環(huán)的爆震因子的統(tǒng)計(jì)特性進(jìn)行分析。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 不同過量空氣系數(shù)對(duì)TJI性能與排放的影響

采用TJI燃燒方式可以顯著拓展發(fā)動(dòng)機(jī)稀燃極限。圖4與圖5分別為不同過量空氣系數(shù)下，TJI與SI燃燒方式的平均指示壓力與燃燒穩(wěn)定性的變化趨勢(shì)。如圖4與圖5(a)所示，在平均指示壓力循環(huán)波動(dòng)為5%以內(nèi)的條件約束下，SI燃燒模式穩(wěn)定運(yùn)行的過量空氣系數(shù)僅為1.30。而在同樣條件約束下，采用TJI可以實(shí)現(xiàn)在過量空氣系數(shù)2.17下穩(wěn)定運(yùn)行。隨著過量空氣系數(shù)增加，TJI燃燒方式的平均指示壓力基本呈線性降低趨勢(shì)，逐漸從0.92 MPa下降到 0.38 MPa，說明TJI燃燒方式可通過調(diào)整過量空氣系數(shù)的方式調(diào)整發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷，從而減少因節(jié)氣門開度變化引起的節(jié)流損失。

圖4 TJI與SI燃燒方式平均指示壓力

圖5 TJI與SI燃燒方式循環(huán)波動(dòng)

從圖5中可以發(fā)現(xiàn)，在平均有效壓力循環(huán)波動(dòng)5%限值下，TJI與SI兩種燃燒方式所能達(dá)到的稀燃極限分別為1.30與2.17，且TJI燃燒方式平均有效壓力循環(huán)波動(dòng)在2.17之前均控制在3%以下。TJI燃燒方式最大缸壓循環(huán)波動(dòng)范圍可控制在5%左右，而SI燃燒方式最大缸壓循環(huán)波動(dòng)均超過了10%，表明TJI燃燒方式下缸內(nèi)燃燒穩(wěn)定性更高。

圖6顯示了不同過量空氣系數(shù)對(duì)TJI與SI燃燒方式的燃油經(jīng)濟(jì)性的影響。TJI燃燒方式的燃油消耗率隨過量空氣系數(shù)的增加呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢(shì)，指示燃油消耗率在過量空氣系數(shù)1.4～1.8之間最低，最低燃油消耗率較SI降低約5 g/(kW·h)。繼續(xù)增加過量空氣系數(shù)會(huì)使得預(yù)燃室噴油量占比增加(圖3)，而預(yù)燃室燃燒對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)做功影響不大，因而油耗有升高的趨勢(shì)。而過量空氣系數(shù)提升到2.10之后，燃燒穩(wěn)定性的下降又導(dǎo)致油耗進(jìn)一步的上升。

圖6 TJI與SI燃燒方式指示燃油消耗率圖

圖7顯示了不同過量空氣系數(shù)下TJI與SI燃燒方式污染物排放變化。從圖中可以看出，兩種燃燒方式的一氧化碳比排放變化趨勢(shì)基本一致，過量空氣系數(shù)從1.0增加到1.1的過程中一氧化碳排放快速下降。隨后隨著過量空氣系數(shù)繼續(xù)增加，燃燒溫度降低使得主燃燒室燃燒效率下降，一氧化碳比排放又會(huì)增加。這說明當(dāng)量燃燒和過度稀燃均不利于降低一氧化碳排放，過量空氣系數(shù)保持在1.1～2.0之間時(shí)一氧化碳排放會(huì)處于較低水平。

圖7 TJI與SI燃燒方式污染物排放對(duì)比

在碳?xì)渑欧欧矫?，TJI燃燒方式總體均高于SI燃燒方式，在過量空氣系數(shù)1.3之前呈減小趨勢(shì)，之后基本呈增加趨勢(shì)。這主要是由于TJI燃燒方式下設(shè)置預(yù)燃室后增加了燃燒室表面積和余隙容積[15-20]，從而導(dǎo)致TJI燃燒方式碳?xì)渑欧牌毡檩^高。

在氮氧化物排放方面，兩種燃燒方式均在過量空氣系數(shù)為1.1時(shí)達(dá)到最大值，之后隨著過量空氣系數(shù)增加而降低。這是由于過量空氣系數(shù)變大使缸內(nèi)燃燒溫度降低，不利于氮氧化物的生成，因此過量空氣系數(shù)大于1.1之后會(huì)使得氮氧化物排放迅速降低。此外還發(fā)現(xiàn)，相同過量空氣系數(shù)下TJI燃燒方式的氮氧化物排放低于SI，這是由于TJI燃燒方式預(yù)燃室為濃混合氣，主燃室過量空氣系數(shù)會(huì)高于總體過量空氣系數(shù)，TJI燃燒方式主燃室燃燒溫度會(huì)低于SI燃燒方式，氮氧化物排放也會(huì)降低。當(dāng)TJI稀燃極限達(dá)到2.17時(shí)，對(duì)應(yīng)的氮氧化物比排放為0.11 g/(kW·h)，僅為當(dāng)量燃燒下的百分之一。

2.2 不同過量空氣系數(shù)下TJI燃燒方式燃燒特性

為進(jìn)一步探究TJI燃燒方式下缸內(nèi)的燃燒情況，圖8對(duì)比分析了TJI與SI兩種燃燒方式下缸內(nèi)壓力與放熱率曲線，其中λ為過量空氣系數(shù)。分析發(fā)現(xiàn)，TJI燃燒方式下缸壓曲線在點(diǎn)火初期壓力升高率較大，因此最佳點(diǎn)火時(shí)刻較SI推遲。分析放熱率曲線可發(fā)現(xiàn)，TJI燃燒前期的放熱率很高，峰值放熱率超過SI燃燒方式近一倍，但后期放熱率曲線與SI燃燒方式相似。這是由于TJI與SI燃燒方式在主燃燒室都是通過火焰?zhèn)鞑ト紵慈蓟旌蠚猓虼巳紵笃诜艧崧示徛陆?。隨著過量空氣系數(shù)的增加，TJI燃燒放熱率峰值逐漸降低，但由火焰射流引起的放熱率尖峰一直存在。

圖8 TJI與SI燃燒方式缸壓與放熱率圖

圖9展示了不同過量空氣系數(shù)下TJI與SI燃燒方式的燃燒相位變化曲線。圖中CA10、CA50與CA90分別對(duì)應(yīng)缸內(nèi)累計(jì)放熱量達(dá)到10%、50%與90%時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角。如圖所示，由于SI燃燒方式前期放熱速率低，因此需要更加提前的點(diǎn)火時(shí)刻。當(dāng)過量空氣系數(shù)為1.4時(shí)，SI燃燒方式不能穩(wěn)定燃燒；其余過量空氣系數(shù)下，兩種燃燒方式的CA50基本一致。隨著過量空氣系數(shù)的增加，TJI燃燒方式也需要更加提前的點(diǎn)火時(shí)刻來維持合理的燃燒相位。

圖9 不同過量空氣系數(shù)TJI與SI燃燒方式燃燒相位

為進(jìn)一步分析兩種燃燒方式下滯燃期與燃燒持續(xù)期的特點(diǎn)，對(duì)比了不同過量空氣系數(shù)下TJI與SI燃燒方式滯燃期與燃燒持續(xù)期的變化情況，如圖10所示。本文中滯燃期定義為從點(diǎn)火時(shí)刻到CA10所經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為從CA10到CA90所經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角。

圖10 不同過量空氣系數(shù)下TJI與SI燃燒方式的滯燃期和燃燒持續(xù)期變化

如圖10所示，隨著過量空氣系數(shù)的增加，TJI燃燒方式的滯燃期略有增加，但始終維持在10°上下，而SI燃燒方式的滯燃期隨過量空氣系數(shù)增加而大幅增加。這是由于TJI燃燒方式火花塞點(diǎn)燃的是預(yù)燃室內(nèi)部混合氣，相較于主燃燒室內(nèi)稀薄狀態(tài)的混合氣，預(yù)燃室內(nèi)部始終供給濃混合氣，因此TJI燃燒方式滯燃期隨過量空氣系數(shù)的增加變化不明顯。而SI燃燒方式點(diǎn)燃的是主燃室混合氣，主燃室越稀薄，點(diǎn)燃難度就越高，滯燃期也就越大。

由于TJI與SI燃燒方式均通過火焰?zhèn)鞑ヒ贾魅紵一旌蠚?，因此隨著過量空氣系數(shù)增加，TJI燃燒方式的燃燒持續(xù)期也有明顯的增加。但由于TJI的多點(diǎn)點(diǎn)火效應(yīng)，在相同的過量空氣系數(shù)下，TJI燃燒方式較SI燃燒持續(xù)期要短5°～11°，且過量空氣系數(shù)越大，差值越明顯。

2.3 TJI燃燒方式爆震特性分析

TJI燃燒方式在當(dāng)量混合氣燃燒時(shí)爆震強(qiáng)度最大，因此本文中主要針對(duì)當(dāng)量混合氣條件下TJI爆震進(jìn)行分析。與SI燃燒方式相同，隨著點(diǎn)火時(shí)刻不斷提前，TJI缸壓曲線同樣出現(xiàn)明顯的壓力震蕩。如圖11所示，在點(diǎn)火時(shí)刻由上止點(diǎn)后(after top of dead centre, ATDC)2°(記為-2°，依次類推)提前至上止點(diǎn)前(before top of dead centre，BTDC)4°(記為4°，依此類推)，時(shí)，TJI缸壓曲線開始出現(xiàn)明顯的壓力震蕩，且壓力震蕩主要發(fā)生在燃燒前期，并未發(fā)生混合氣末端自燃，說明此時(shí)的壓力震蕩是由射流火焰的分布式多點(diǎn)點(diǎn)火作用產(chǎn)生的壓力不均勻性造成的。而隨著點(diǎn)火時(shí)刻繼續(xù)提前至18°時(shí)，TJI燃燒方式下產(chǎn)生混合氣末端自燃，此時(shí)壓力震蕩可分為兩階段，一階段為燃燒前期的射流火焰壓力震蕩，另一階段為末端混合氣自燃產(chǎn)生的壓力震蕩。

圖11 TJI燃燒方式當(dāng)量燃燒下不同點(diǎn)火時(shí)刻爆震缸壓與放熱率

圖12為點(diǎn)火時(shí)刻為-2 °、4°和18°下TJI的帶通缸壓曲線，帶通頻率為4 kHz～20 kHz。分析發(fā)現(xiàn)，點(diǎn)火時(shí)刻為18°時(shí)TJI帶通缸壓曲線有明顯的兩階段壓力震蕩，分別對(duì)應(yīng)射流火焰產(chǎn)生時(shí)刻與末端混合氣自燃時(shí)刻。

圖12 TJI燃燒方式當(dāng)量燃燒下不同點(diǎn)火時(shí)刻爆震帶通缸壓

為深入探究爆震特性，進(jìn)一步結(jié)合爆震因子的統(tǒng)計(jì)特性分析TJI爆震現(xiàn)象。圖13為兩種燃燒模式在當(dāng)量燃燒下爆震因子統(tǒng)計(jì)特性隨點(diǎn)火時(shí)刻的變化情況。其中，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差是標(biāo)準(zhǔn)差與其對(duì)應(yīng)平均值的比值，是一個(gè)用于比較不同平均值爆震因子集合的離散程度的無量綱數(shù)。圖14為其對(duì)應(yīng)的爆震因子頻率分布。

圖13 當(dāng)量混合氣下不同點(diǎn)火時(shí)刻TJI與SI爆震因子平均值

圖14 當(dāng)量混合氣下不同點(diǎn)火時(shí)刻TJI與SI爆震因子分布

首先結(jié)合圖13與圖14(b)分析TJI爆震特性。這里定義爆震因子大于0.1 MPa的循環(huán)為爆震循環(huán)。圖13中，隨著點(diǎn)火時(shí)刻的提前，TJI爆震因子平均值與標(biāo)準(zhǔn)差基本呈線性增加；相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差略有下降，但基本保持在同一水平，這表明TJI爆震因子分布的離散度隨點(diǎn)火時(shí)刻的變化基本維持不變。

TJI燃燒方式噴孔噴射的射流火焰在主燃燒室形成多個(gè)分散的點(diǎn)火源，會(huì)增大主燃燒室燃燒速率，同時(shí)也會(huì)產(chǎn)生射流火焰壓力震蕩，因此TJI爆震循環(huán)的出現(xiàn)頻率要高于SI燃燒方式。因此在圖14(b)中的每個(gè)點(diǎn)火時(shí)刻下TJI燃燒方式都會(huì)出現(xiàn)爆震循環(huán)。此外，由于射流火焰壓力震蕩的發(fā)生頻率較末端混合氣自燃的頻率高，因此TJI爆震循環(huán)的離散性較SI燃燒方式低。

SI燃燒方式的爆震循環(huán)不僅與點(diǎn)火時(shí)刻相關(guān)，同時(shí)還表現(xiàn)出很大的隨機(jī)性。點(diǎn)火時(shí)刻為12°～16°的工況由于末端熱力學(xué)條件不足因而無爆震循環(huán)；18°～22°點(diǎn)火時(shí)刻下工況內(nèi)開始出現(xiàn)爆震循環(huán)，但由于末端混合氣自燃的隨機(jī)性，爆震因子幅值波動(dòng)大，因此爆震因子相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差也躍升至0.8附近。在22°點(diǎn)火時(shí)刻會(huì)出現(xiàn)爆震因子大于0.8 MPa的爆震循環(huán)，進(jìn)一步表明了SI爆震因子幅值波動(dòng)大，且偶發(fā)的大幅值壓力震蕩對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的損害更大。

稀薄混合氣由于燃燒溫度低，因此壓力震蕩幅值也會(huì)下降。圖15為不同過量空氣系數(shù)下TJI與SI爆震因子對(duì)比。如圖15所示，隨著過量空氣系數(shù)的增加，兩種燃燒模式的爆震因子均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。TJI燃燒方式下，過量空氣系數(shù)高于1.4時(shí)，爆震因子幅值均未超過0.1 MPa，表明增大過量空氣系數(shù)可以降低TJI爆震強(qiáng)度，使發(fā)動(dòng)機(jī)工作在無爆震或輕微爆震工況下，同時(shí)熱效率與排放也會(huì)得到改善。

圖15 不同過量空氣系數(shù)TJI與SI爆震因子

3 結(jié)論

(1)TJI燃燒方式可有效拓展發(fā)動(dòng)機(jī)稀燃極限，在滿足平均有效壓力循環(huán)波動(dòng)5%的要求下，TJI過量空氣系數(shù)可拓展至2.17。燃油經(jīng)濟(jì)性方面，隨著過量空氣系數(shù)增加，TJI指示燃油消耗率呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢(shì)，指示燃油消耗率在過量空氣系數(shù)1.4～1.8之間最低，最低燃油消耗率較SI降低約5 g/(kW·h)。

(2)TJI燃燒方式在點(diǎn)火初期缸壓壓力升高率與放熱率均較高，在當(dāng)量燃燒下峰值放熱率約為SI的兩倍；后期放熱率與SI相似，呈緩慢下降趨勢(shì)。隨著過量空氣系數(shù)增加，TJI燃燒方式滯燃期變化不大，但燃燒持續(xù)期仍呈增加趨勢(shì)。

(3)燃燒穩(wěn)定性方面，TJI燃燒方式射流火焰可在稀燃極限內(nèi)將平均指示壓力循環(huán)波動(dòng)控制在3%以內(nèi)，最大缸壓循環(huán)波動(dòng)范圍控制在5%以內(nèi)，而SI燃燒方式最大缸壓循環(huán)波動(dòng)均在10%以上。這表明TJI燃燒方式主燃燒室混合氣的點(diǎn)火更為穩(wěn)定。

(4)污染物排放方面，通過增大過量空氣系數(shù)可以有效降低TJI燃燒方式氮氧化物排放，過量空氣系數(shù)2.17時(shí)氮氧化物比排放為當(dāng)量燃燒下的百分之一。但由于預(yù)燃室傳熱表面積及余隙容積的增加，TJI燃燒方式碳?xì)渑欧鸥哂赟I燃燒方式。

(5)在當(dāng)量燃燒下，隨點(diǎn)火時(shí)刻提前，TJI燃燒方式爆震因子幅值基本呈線性增加，爆震因子分布變化不大。而SI燃燒方式爆震呈現(xiàn)明顯的隨機(jī)性，且爆震因子隨點(diǎn)火提前角增大呈加速增長，爆震因子分布有突變性。隨著過量空氣系數(shù)增加，TJI燃燒方式爆震因子會(huì)逐漸減小，達(dá)到輕微爆震或可忽略的水平。