預(yù)燃室射流點火對汽油機性能影響研究

江梟梟，杜家坤，陳泓，李鈺懷，羅亨波，冶麟

（廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院，廣州511434）

近年來，隨著對二氧化碳和污染物排放法規(guī)的日益嚴格，提高能源效率和控制污染物排放成為世界各國亟待解決的問題。為了提升發(fā)動機的熱效率，新型點火技術(shù)[1]，先進燃燒技術(shù)[2-3]以及替代燃料[4-5]已成為各國研究的焦點?；谥眹娛交鸹c火（DISI）發(fā)動機，增加壓縮比是提高熱效率、降低油耗最有效的手段之一，趙華等[6]研究表明，當壓縮比從10增至14時，比油耗減少可達10%。馬自達公司的創(chuàng)馳藍天發(fā)動機Skyactiv-G 系列[7]采用14壓縮比設(shè)計（北美市場的壓縮比為13），較上一代11.2壓縮比的發(fā)動機在NEDC循環(huán)下油耗改善15%。然而壓縮比的增加會相應(yīng)的增加缸內(nèi)壓縮終了的溫度和壓力，且火花塞式發(fā)動機火焰?zhèn)鞑ニ俣扔邢?，爆震傾向?qū)⒚黠@增大，一個直接的影響即造成點火時刻的推遲，進而造成燃燒的惡化，限制了壓縮比增加對DISI 汽油機中高負荷熱效率和油耗的改善效果。

基于Bychkov 等[8]提出的火焰經(jīng)障礙物加速機理可以得出，一般來說經(jīng)過障礙物前后火焰的速度會增加5～8倍，采用預(yù)燃室射流點火模式的發(fā)動機，預(yù)燃室內(nèi)的混合氣燃燒后經(jīng)被動預(yù)燃室的小孔傳播到主燃燒室時可形成高速射流火焰及強和熱的自由基射流，同時形成的射流火焰可作為分散式的能量源點燃主燃室內(nèi)的混合氣，并有效提高湍流強度和燃燒速率[9-10]，有利于減緩爆震傾向，提升壓縮比。由于預(yù)燃室點火方式對缸內(nèi)燃燒特性影響較大（火焰速度、燃燒速率、循環(huán)變化和爆震傾向等），成為了近年來國內(nèi)外先進燃燒技術(shù)研究的焦點[11-13]。

Bunce等[14]研究表明，預(yù)燃燒室采用較小的孔板設(shè)計，燃燒室內(nèi)會產(chǎn)生強度更高的湍流，但孔板過小則會堵塞進入主燃燒室內(nèi)的射流，致主燃燒室失火。Attard 等[15]的研究結(jié)果表明在距離噴孔最遠的位置可以產(chǎn)生更好的點火效果，從而使主燃燒室的燃燒速度更快。Korb等[16]研究了預(yù)燃室噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，直孔能提高預(yù)燃室內(nèi)的湍動能，斜孔能改善預(yù)燃室內(nèi)的油氣混合。李樹生等[17]通過模擬和試驗研究了預(yù)燃室參數(shù)對大缸徑天然氣發(fā)動機燃燒過程的影響，結(jié)果表明大夾角通道有較好的抗爆震性能和排放性能。為了了解預(yù)燃室的詳細燃燒過程，Validi等[18]采用大渦模擬（LES）的手段進行了研究，發(fā)現(xiàn)其燃燒過程分為3個階段：1）點火階段，這是預(yù)燃室內(nèi)氣體膨脹和燃料射流形成的階段；2）熱產(chǎn)物射流階段，在此階段，混合氣及熱產(chǎn)物以射流形式經(jīng)小孔從預(yù)燃室傳播到主燃燒室；3）可燃混合氣及熱產(chǎn)物射流逆向發(fā)展階段，在此階段，主燃燒室發(fā)生快速燃燒，壓力迅速上升致混合氣及熱產(chǎn)物射流從主燃燒室到預(yù)燃室的逆向發(fā)展。Urata[19]在汽油單缸機上對比研究了不同滾流水平氣道對預(yù)燃室射流點火的影響，射流點火對滾流的需求降低。Attard 等[20]的研究表明被動預(yù)燃室的結(jié)構(gòu)可以有效地拓展發(fā)動機的爆震極限，但針對爆震燃燒的詳細特征描述不足。

有關(guān)被動預(yù)燃室的文獻主要集中在點火機理、燃燒機理等方面，針對預(yù)燃室射流點火模式與SI點火模式在發(fā)動機性能方面的對比研究相對較少。文獻研究表明預(yù)燃室射流點火模式的發(fā)動機缸內(nèi)湍流強度更高，火焰?zhèn)鞑ニ俣燃叭紵俣雀欤诒鸬囊种?，但結(jié)合壓縮比研究其對燃燒性能影響的文獻較少，壓縮比增加對預(yù)燃室式發(fā)動機熱效率和油耗的改善潛力不清晰。這也是本文采用對比的手段結(jié)合壓縮比的變化針對兩種點火模式進行試驗研究的目的，尋求預(yù)燃室射流點火模式對DISI點火模式發(fā)動機性能的優(yōu)化潛力。

1 試驗裝置和試驗條件

1.1 試驗裝置和測試設(shè)備

研究中采用一臺匹配35 MPa 高壓供油系統(tǒng)的單缸熱力學汽油發(fā)動機，進氣壓力及進氣溫度采用模擬增壓系統(tǒng)進行控制，噴油時刻、噴油量及點火時刻采用可編程的時序控制模塊進行調(diào)整。試驗用發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機主要參數(shù)

研究中采用的單缸熱力學發(fā)動機測控系統(tǒng)主要包括一臺可自由切換DISI 點火模式和預(yù)燃室射流點火模式的單缸熱力學發(fā)動機，AVL PUMA 瞬態(tài)測功機、AVL 515進氣模擬增壓系統(tǒng)、AVL 577油水恒溫控制單元、Scienlab DICU 噴油控制單元及時序控制單元等系統(tǒng)組件。缸壓測量采用Kistler 6054BR缸壓傳感器，轉(zhuǎn)角信號由AVL 365C角標器輸出，利用AVL Indicom 系統(tǒng)對燃燒過程示功圖及時序控制信號進行采集，采樣分辨率為0.5°CA，每個工況點均采集50個循環(huán)進行平均以消除測量誤差。為保證燃油壓力的實時在線控制，研究中自行設(shè)計開發(fā)了35 MPa 高壓汽油供油系統(tǒng)，具有精度高、響應(yīng)快等特點，滿足試驗研究的需要。圖1為試驗臺架示意圖。

圖1 試驗臺架示意圖

1.2 試驗研究方法

試驗研究中，進氣溫度保持30±2℃，冷卻水溫度保持65 ± 2℃，固定進排氣門正時相位，主燃燒室噴油壓力控制在35 MPa，采用單次噴射，噴油時刻控制在壓縮上止點前300°CA，進氣過程中較早的單次噴射使得缸內(nèi)混合氣在點火時刻呈均質(zhì)狀態(tài)。通過調(diào)節(jié)點火時刻使發(fā)動機工作在爆震邊界或燃燒相位（CA50）為壓縮上止點后8°CA 左右（本文中負值表示上止點前，正值表示上止點后）?？刂?0個循環(huán)缸內(nèi)平均指示壓力的循環(huán)變動（COVIMEP）在3%以內(nèi)?；诓煌呢摵?，通過時序控制單元調(diào)節(jié)噴油脈寬控制噴油量，并通過進氣模擬增壓系統(tǒng)調(diào)節(jié)進氣量，將λ維持在1。試驗中采用AVL 735S瞬態(tài)油耗儀監(jiān)控采集實際噴油量數(shù)據(jù)，熱效率的計算是基于循環(huán)噴油總量計算求得。

文中定義滯燃期為火花塞點火時刻到5%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為10%放熱量到90%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角，CA50定義為50%放熱量對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 SI 點火模式下發(fā)動機燃燒參數(shù)及經(jīng)濟性研究

圖2為不同壓縮比條件下，指示油耗率和指示熱效率隨凈平均指示壓力（IMEPH）的變化規(guī)律。

圖2 不同壓縮比下指示熱效率和油耗率隨IMEPH 的變化

從圖2中可以看出，SI點火模式下，隨著負荷的增加，油耗率呈先降低后增加的趨勢，熱效率的變化趨勢相反，僅在中等負荷實現(xiàn)最佳的油耗率和熱效率。這主要是由于，隨著負荷的增加，缸內(nèi)燃燒溫度和燃燒壓力增加，末端混合氣的滯燃期縮短，爆震傾向增加，大負荷工況爆震燃燒明顯，點火推遲，燃燒相位推遲，更多的燃油在膨脹沖程中燃燒，膨脹損失增加，燃油利用率降低，因此指示油耗率和指示熱效率在大負荷工況隨著負荷的增加逐漸惡化。而壓縮比（CR）增加會進一步增大缸內(nèi)的熱負荷，加劇爆震傾向。從圖2中還可以看出，壓縮比增加僅在中小負荷工況對油耗率和熱效率有改善效果，隨著負荷增加，IMEPH 大于9 bar 時，相比于CR 為12.48 和14.80的油耗率和熱效率均惡化，IMEPH 為 11.5 bar 時CR =14.80的熱效率降低了7%，油耗率升高9.4%。

為了進一步全面分析SI點火模式下的燃燒過程，圖3給出了燃燒相位（CA50）、滯燃期、燃燒持續(xù)期和循環(huán)變動（COV）隨負荷的變化趨勢，并針對不同壓縮比做了對比研究。從圖中可以看出，隨著負荷的增加，可燃混合氣滯燃期和COV 降低，燃燒速率增加，燃燒持續(xù)期降低，這主要是由于缸內(nèi)燃燒溫度和壓力隨負荷增加而增加，初始火核易形成且更穩(wěn)定，進一步增大負荷時，受爆震的限制，CA50逐漸推遲，負荷越大CA50推遲越多，此時活塞處于下行運動，未燃混合氣所處的環(huán)境溫度和壓力降低，燃燒速率變慢，燃燒持續(xù)期增加，燃燒穩(wěn)定性惡化，該趨勢隨著壓縮比的增加更為明顯。

圖3 不同壓縮比下燃燒相位、滯燃期、燃燒持續(xù)期及燃燒循環(huán)變動率隨IMEPH 的變化規(guī)律

綜上，傳統(tǒng)火花塞式點火模式下，在中高負荷易產(chǎn)生爆震燃燒，且負荷越大，爆震傾向越大，限制了中高負荷油耗率改善及壓縮比提升的空間。

2.2 被動預(yù)燃室與火花塞式點火模式的對比

SI點火模式因爆震燃燒限制了壓縮比提升對油耗率的改善效果，本節(jié)在CR 為14.80的基礎(chǔ)上，對比研究了預(yù)燃室射流點火模式及SI點火模式燃燒參數(shù)及油耗率的差異。

圖4為兩種點火模式下的CA50和燃燒持續(xù)期隨IMEPH 的變化規(guī)律。結(jié)果表明，預(yù)燃室射流點火模式總體上能使燃燒相位提前并有效縮短燃燒持續(xù)期。這主要是由于，在預(yù)燃室狹小的空間內(nèi)混合氣呈湍流燃燒，經(jīng)預(yù)燃室噴口進入主燃燒室的火焰呈射流形式，以湍流形式傳播，火焰面相比于火花點火初始的層流火焰面更褶皺，與混合氣接觸的面積更大，混合氣易發(fā)生大面積著火，火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，有利于爆震的抑制，燃燒相位提前，燃燒持續(xù)期縮短。但在低負荷階段，相比于SI點火模式的發(fā)動機，預(yù)燃室射流點火模式發(fā)動機的CA50更推遲且燃燒持續(xù)期較長，這主要是由于預(yù)燃室內(nèi)部殘余廢氣量較大不易排出，未到達預(yù)燃室內(nèi)最佳的著火條件，著火不穩(wěn)定，如圖5所示，被動預(yù)燃室小負荷工況COV惡化嚴重，最終導致CA50推遲，燃燒持續(xù)期變長。

圖4 不同點火模式下CA50和燃燒持續(xù)期隨IMEPH的變化

圖5 燃燒循環(huán)變動率隨IMEPH 的變化規(guī)律

為了進一步分析兩種點火模式的燃燒特性，圖6基于不同的IMEPH，展示了不同點火模式下，缸內(nèi)壓力和放熱率的差異，圖中虛線和實線分別對應(yīng)SI點火模式和預(yù)燃室射流點火模式的結(jié)果。從圖6中可以看出，相比于SI 點火模式，預(yù)燃室射流點火模式下燃燒速率明顯增加。具體而言，預(yù)燃室射流點火模式燃燒的開始是由于熱的自由基以非常高的速度噴射進主燃燒室，在燃燒室中產(chǎn)生多個著火點和密集的湍流燃燒，使缸內(nèi)混合氣在大范圍內(nèi)被點燃，從而導致燃燒速率更快，表現(xiàn)為壓力升高率更大，更快達到放熱率峰值且放熱時間明顯縮短。

圖6 不同點火模式下缸內(nèi)壓力和放熱率的變化

由于預(yù)燃室射流點火模式具備更快的燃燒速率和火焰?zhèn)鞑ニ俣龋瑢Ρ鹩休^好的抑制效果，可以有效的擴展爆震邊界，因此CA50提前，相比于SI 點火模式，其在中等負荷具有更優(yōu)的油耗率和更高的熱效率，IMEPH 為5.5 bar 時，采用預(yù)燃室射流點火模式，熱效率提高了6.8%，油耗率降低6.4%，如圖7所示。進一步升高負荷至IMEPH 為11.5 bar，預(yù)燃室射流點火模式下主燃燒室內(nèi)發(fā)生了劇烈的壓力振蕩，CA50推遲較多，油耗率和熱效率惡化。

圖7 不同點火模式下凈指示熱效率和油耗隨IMEPH 的變化

Tanoue 等[21]在RCM（Rapid compression machine）針對預(yù)燃室的光學研究中發(fā)現(xiàn)，壓力傳感器檢測到強烈的壓力振蕩，但卻沒有觀察到明顯的自燃現(xiàn)象，也就是說，采用預(yù)燃室壓力振蕩的機理和火花點火式（SI）發(fā)動機壓力振蕩的機理可能存在不同。Hua 等[22]通過試驗手段發(fā)現(xiàn)在滿負荷下，被動預(yù)燃室式發(fā)動機燃燒過程中的壓力振蕩和強度分布與SI發(fā)動機不同，被動預(yù)燃室式發(fā)動機燃燒過程中的壓力振蕩是由熱射流局部快速燃燒導致，而SI發(fā)動機燃燒過程中的壓力振蕩是由燃燒過程中隨機發(fā)生的末端氣體自然引起。圖8展示了IMEPH 為11.5 bar 時不同點火模式下，壓力振蕩發(fā)生時缸壓、放熱率的對比，紅色實線和黑色虛線分別代表了預(yù)燃室射流點火模式和SI 點火模式的結(jié)果。

圖8 爆震發(fā)生時不同點火模式下的缸壓、放熱率對比

從圖8中可以看出，兩種點火模式下，缸壓和放熱率曲線存在明顯差異：SI點火模式壓力振蕩發(fā)生時，燃料對應(yīng)的自燃時間和放熱率峰值出現(xiàn)的時間存在較大差異，壓力振蕩發(fā)生在上止點之后；預(yù)燃室射流點火模式下主燃燒室內(nèi)燃料在燃燒之后的短時間內(nèi)放熱率即達峰值，且在上止點之前已存在明顯壓力振蕩的特征。表明兩者的缸內(nèi)壓力振蕩存在差異：SI點火模式下的壓力振蕩是由末端混合氣自燃引起；預(yù)燃室射流點火模式下，則是由于熱的自由基射流引起主燃燒室內(nèi)發(fā)生了快速燃燒，產(chǎn)生的劇烈壓力波在缸內(nèi)來回反射并相互作用，最終導致較為劇烈的壓力振蕩現(xiàn)象。此外，預(yù)燃室射流點火模式的缸內(nèi)壓力和放熱率波動頻率更高，且缸內(nèi)燃燒的壓力振蕩維持時間更長。同時，IMEPH 為11.5 bar的負荷下，采用預(yù)燃室射流點火模式，點火角推遲較多，仍無法解決壓力振蕩現(xiàn)象。說明在大負荷下，相比于SI 點火模式，采用預(yù)燃室射流點火模式引起的壓力振蕩，可控性較差，需進一步推遲點火，最終導致油耗率和熱效率的惡化。因此，在預(yù)燃室的研究設(shè)計中，需盡可能考慮避免因缸內(nèi)快速燃燒導致的壓力振蕩現(xiàn)象，充分發(fā)揮預(yù)燃室射流點火模式加速火焰?zhèn)鞑ヒ种芐I 爆震，擴展爆震邊界的優(yōu)勢。

2.3 預(yù)燃室射流點火模式燃燒性能在不同壓縮比下的對比

因被動預(yù)燃室在大負荷較下存在因缸內(nèi)快速燃燒導致的壓力振蕩現(xiàn)象，本節(jié)基于不同的壓縮比，進一步研究被動預(yù)燃室缸內(nèi)壓力振蕩的原因及抑制手段，并研究壓縮比對預(yù)燃室射流點火模式發(fā)動機燃燒性能的影響。

圖9給出了燃燒相位（CA50）、滯燃期、燃燒持續(xù)期和循環(huán)變動（COV）隨負荷的變化趨勢。從圖9中可以看出，隨著負荷的升高，CA50呈先下降后升高的趨勢，滯燃期和燃燒持續(xù)期總體上呈遞減趨勢，COV 僅在小負荷惡化嚴重；相比于CR 為12.48和14.80時CA50在中大負荷更為推遲，但燃燒持續(xù)期和滯燃期縮短，該趨勢與火花塞點火模式不同（較大壓縮比的CA50更推遲，燃燒持續(xù)期也更長，如圖3所示），這也是由于兩者壓力振蕩產(chǎn)生的機理不同。隨著壓縮比的增加，燃燒始點的溫度和壓力增加，隨著負荷的增大，缸內(nèi)混合氣熱負荷增大，混合氣更易被點燃，缸內(nèi)燃燒速率加快，壓力振蕩傾向增加，因此CR 為14.80在中大負荷下CA50更為推遲。這進一步說明，以強的射流火焰作為缸內(nèi)著火源的情況，缸內(nèi)燃燒速率加快會加劇缸內(nèi)壓力振蕩的趨勢。在小負荷工況，預(yù)燃室內(nèi)部殘余廢氣量較大不易排出，著火難以進行，此時壓縮比減小，缸內(nèi)溫度壓力降低更不利于著火的發(fā)生及穩(wěn)定，圖9表明CR為12.48時在小負荷的CA50和COV 表現(xiàn)更差。因此，小負荷工況下，被動預(yù)燃室燃燒穩(wěn)定性應(yīng)為重點關(guān)注因素，中大負荷則需重點關(guān)注壓力振蕩的傾向。如圖10所示，采用被動預(yù)燃室，較大壓縮比在小負荷有利于油耗率和熱效率的改善，在中大負荷，由于壓力振蕩的限制，CA50推遲，油耗率僅略微惡化，對比之前的研究結(jié)果，火花塞點火模式下油耗率和熱效率隨著壓縮比增加惡化明顯?？梢?，采用預(yù)燃室射流點火模式，即使燃燒相位推遲，也能有效增加缸內(nèi)燃燒速率，可減輕CA50推遲致油耗率惡化的效果，相比于SI點火模式的發(fā)動機，通過提高壓縮比實現(xiàn)降低油耗率的潛力和效果更好。

圖9 不同壓縮比下燃燒相位、滯燃期、燃燒持續(xù)期及燃燒循環(huán)變動率隨IMEPH 的變化規(guī)律

圖10 不同壓縮比下指示熱效率和油耗隨IMEPH 的變化

3 結(jié)論

1）火花塞點火模式的發(fā)動機，壓縮比增加僅在中小負荷工況對油耗率和熱效率有改善效果，隨著負荷增加，爆震趨勢增加，CA50推遲，油耗率和熱效率惡化，相比于CR 為12.48，IMEPH 為11.5 bar 時CR 為14.80的熱效率降低了7%，油耗率升高9.4%。

2）相比于火花塞點火模式，預(yù)燃室射流點火模式可有效的擴展爆震邊界，在中等負荷具有更優(yōu)的油耗率表現(xiàn)和更高的熱效率，IMEPH 為5.5 bar 時，預(yù)燃室射流點火模式下熱效率提高了6.8%，油耗率降低6.4%。但進一步升高負荷，主燃燒室內(nèi)發(fā)生了劇烈的壓力振蕩，油耗率和熱效率惡化。

3）在低負荷階段，相比于SI點火模式，預(yù)燃室射流點火模式著火不穩(wěn)定，CA50更推遲且燃燒持續(xù)期較長，油耗率惡化。

4）采用預(yù)燃室射流點火模式，能有效增加缸內(nèi)燃燒速率，減輕CA50推遲致油耗率惡化的效果，相比于SI 點火模式的發(fā)動機，通過提高壓縮比實現(xiàn)降低油耗的潛力和效果更好。