預燃室射流點火對汽油發(fā)動機性能影響

占文鋒 ，羅亨波，陳 泓，李鈺懷，杜家坤

(1.華南理工大學 機械與汽車工程學院，廣東 廣州 510640；2.廣州汽車集團股份有限公司 汽車工程研究院，廣東 廣州 511434)

目前，量產(chǎn)汽油發(fā)動機的最高熱效率為41%～43%，未來45%熱效率的汽油發(fā)動機成為追求的目標.加快燃燒速度、提高等容度、減少散熱損失及同時抑制爆震是提高汽油機熱功轉(zhuǎn)化效率的有效手段.預燃室射流點火能提高燃燒速度、抑制爆震及擴展稀燃極限，在改善汽油機熱效率方面具有一定潛力[1-3].近幾年，面對愈加嚴苛的油耗法規(guī)，預燃室射流點火技術(shù)在汽油發(fā)動機上的研究逐漸增多.基于Bychkov 等[4]提出的火焰經(jīng)障礙物加速機理，經(jīng)過障礙物后火焰的速度會增加5～8 倍.預燃室射流點火首先引燃預燃室空腔內(nèi)的混合氣，高溫、高壓混合氣通過小孔噴向主燃燒室，形成高速射流火焰，大幅增加點火面積，提高燃燒速度[5]；另一方面，預燃室內(nèi)未燃中間產(chǎn)物也可加快燃燒進程.預燃室可分為主動預燃室和被動預燃室，主動預燃室內(nèi)有額外的燃料添加，被動預燃室則沒有.

國內(nèi)研究方面，劉友鈞[6]針對汽油機射流燃燒技術(shù)開展了較早的探索性研究，通過大幅提高壓縮比，實現(xiàn)了速燃和稀燃，具有理想的放熱規(guī)律，并改善熱效率、降低排氣污染物排放[7].李樹生等[8]通過模擬和試驗研究了預燃室參數(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.張惠明等[9]研究了天然氣發(fā)動機預燃室點火，結(jié)果表明預燃室天然氣發(fā)動機的動力性與原機基本相當，排放降低、經(jīng)濟性良好.王博遠等[10]研究結(jié)果表明，預燃室改善燃燒的能力在大負荷時更加明顯.廖升友等[11]對主動預燃室結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化，改善了預燃室噴油器因高溫損壞的問題.葉映等[12]探究了不同預燃室布置方案對射流火焰發(fā)展的影響，結(jié)果表明射流火焰對撞會對碰撞區(qū)域及周圍流場產(chǎn)生較大擾動，抑制該區(qū)域內(nèi)NOx生成；射流火焰不碰撞則放熱更集中，同時NOx排放上升.國外研究方面，文獻[13—17]對比研究了主動預燃室噴射汽油、丙烷等不同燃料的影響，結(jié)果表明預燃室噴入丙烷能加快燃燒速度、擴展稀燃極限和降低排放.Korb 等[18]研究了預燃室噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，直孔能提高預燃室內(nèi)的湍動能，斜孔能改善預燃室內(nèi)的油、氣混合.Tanoue等[19]研究了預燃室點火的爆震機理，預燃室點火爆震源于不同噴射火焰產(chǎn)生的激波.文獻[20]在汽油單缸機上對比研究了不同滾流水平氣道對預燃室射流點火的影響，射流點火對滾流的需求降低，低滾流氣道在稀燃模式下實現(xiàn)了47.2%的有效熱效率.綜上所述，國內(nèi)外對預燃室的研究主要集中在預燃室結(jié)構(gòu)的優(yōu)化、射流燃燒機理和排放等方面，而預燃室內(nèi)混合氣狀態(tài)優(yōu)化、預燃室與高能點火對比研究等方面卻鮮有報道.

基于上述背景，為了探索和研究預燃室點火對汽油機燃燒和排放的影響規(guī)律，針對直噴汽油單缸機，筆者設(shè)計了一款主動預燃室點火系統(tǒng)，搭載在發(fā)動機臺架上，進行了預燃室內(nèi)混合氣狀態(tài)的優(yōu)化，并針對傳統(tǒng)點火、高能點火和預燃室點火對燃燒過程的影響進行對比分析.

1 試驗對象和試驗體系

1.1 試驗對象

試驗對象為一臺匹配35 MPa 高壓供油系統(tǒng)的單缸、四沖程熱力學汽油發(fā)動機.電動模擬增壓系統(tǒng)控制單缸機的進氣壓力和進氣溫度.通過可編程的時序控制單元控制噴油、點火.該發(fā)動機的主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示.

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

設(shè)計了一種帶噴油器和火花塞的主動預燃室系統(tǒng)，安裝在單缸機缸蓋上.加裝預燃室后的發(fā)動機采用射流點火模式.預燃室詳細參數(shù)如表2 所示，預燃室示意如圖1 所示.預燃室容積為1.2 mL，占主燃燒?室容積比為2.8%；噴孔孔徑為1.25 mm，孔數(shù)為6個，噴孔錐角為90°(預燃室噴孔最外側(cè)的兩個噴孔形成的夾角).

表2 預燃室主要參數(shù)Tab.2 Pre-chamber specifications

圖1 主動預燃室示意Fig.1 Schematic diagram of active pre-chamber

1.2 試驗體系

發(fā)動機臺架測試系統(tǒng)布置如圖2 所示.單缸熱力學發(fā)動機測控系統(tǒng)主要包括一臺搭載主動預燃室的單缸熱力學汽油發(fā)動機、AVL PUMA 瞬態(tài)測功機、AVL 515 進氣模擬增壓系統(tǒng)、油水恒溫控制單元、噴油控制單元及時序控制單元等系統(tǒng)組件.

圖2 發(fā)動機臺架測試系統(tǒng)布置Fig.2 Layout of engine bench test system

試驗中使用AVL 735S 瞬態(tài)油耗儀測量發(fā)動機燃油消耗量，預燃室壓力曲線通過火花塞式缸壓傳感器測量，主燃燒室缸壓測量采用打孔式缸壓傳感器；缸壓曲線采集及燃燒數(shù)據(jù)計算使用AVL indicom 燃燒分析儀，轉(zhuǎn)角信號由AVL 365 C 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.AVL 489 粒子計數(shù)器采集顆粒物數(shù)量.

主燃燒室噴油器供油壓力為35 MPa.由于預燃室內(nèi)所需噴油量較小，較高的噴油壓力導致噴油脈寬小于穩(wěn)定噴油極限為0.25 ms，因而將預燃室內(nèi)噴油器的油壓調(diào)整為4 MPa，噴油脈寬大于0.25 ms.預燃室內(nèi)噴油器為單孔汽油噴油器.

試驗前基于直噴噴油器動態(tài)流量測試裝置，參考SAE J2715 測試標準對噴油器動態(tài)流量進行預標定，以確定各噴射壓力下不同噴油脈寬所對應(yīng)的循環(huán)噴油量，試驗中通過記錄實際噴射脈寬，并通過查表確定預燃室噴油量.對于主燃室由于多孔噴油器和循環(huán)噴油量相對較高，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預燃室與主燃室內(nèi)循環(huán)噴油總量計算求得.

試驗選取原型機典型的萬有特性最低油耗工況點：轉(zhuǎn)速為 2 750 r/min，平均指示壓力(IMEP)為1.05 MPa 進行研究.試驗過程中控制平均指示壓力的循環(huán)變動(CoV)在3%以內(nèi)，見式(1).選取各個工況最優(yōu)點火角(MBT)進行試驗.進氣溫度保持在(35±2)℃，冷卻水溫度保持在(80±2)℃，燃油為92號汽油，主燃燒室的噴油時刻為-300°CA ATDC，預燃室噴油時刻為-150°CA ATDC.

式中：CoV 為平均指示壓力的循環(huán)變動率；σIMEP為發(fā)動機200 個循環(huán)的IMEP 的標準偏差；為200個循環(huán)的IMEP平均值.

CA 50 為缸內(nèi)累積放熱量達到50%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，即燃燒相位；CA 10-90 為缸內(nèi)累積放熱量從10%到達90%的曲軸轉(zhuǎn)過的轉(zhuǎn)角，即燃燒持續(xù)期；CA 5-IGN 是火花塞點火后到缸內(nèi)累積放熱量為5%的時間.

點火時刻預燃室內(nèi)的過量空氣系數(shù)φpre是影響預燃室射流點火性能的重要指標，預燃室內(nèi)的過量空氣系數(shù)φpre通過式(2)～(6)計算得到.預燃室噴油時刻在壓縮沖程，主燃燒室內(nèi)的混合氣通過預燃室噴孔被壓縮至預燃室內(nèi)，因而假設(shè)預燃室噴油器噴出的燃油未進入主燃燒室.

式中：φpre為預燃室內(nèi)計算的過量空氣系數(shù)；mpre-air為點火時刻實際進入預燃室內(nèi)的空氣質(zhì)量；mpre-sto-air為點火時刻當量比燃燒預燃室所需的理論空氣質(zhì)量；mair為缸內(nèi)的空氣質(zhì)量；mtotal-fuel為預燃室與主燃燒室的總噴油量；φglobal為排氣管中過量空氣系數(shù)傳感器測量的全局過量空氣系數(shù)；mmain-fuel為主燃燒室噴油量；mpre-fuel為預燃室噴油量；a 為預燃室體積與缸內(nèi)總體積的比值，取點火時刻的比例；b 為點火時刻預燃室上一循環(huán)殘留的廢氣體積占比(不包含主燃燒室進入預燃室的廢氣)，模擬結(jié)果顯示為4%～7%，計算結(jié)果表明b 在合理范圍內(nèi)變動，計算的φpre變動范圍為±0.01，b 對計算結(jié)果的敏感度較低，將b 設(shè)為6%；14.7 為過量空氣系數(shù)為1 時的空燃比.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 預燃室過量空氣系數(shù)對燃燒和排放的影響

預燃室采用射流火焰技術(shù)，可實現(xiàn)快速火焰?zhèn)鞑?，配合稀薄燃燒能極大提升發(fā)動機的熱效率.因而探究在稀燃條件下主動預燃室內(nèi)的噴油控制參數(shù)對燃燒和排放的影響具有重要意義.試驗工況：轉(zhuǎn)速為2 750 r/min、IMEP 為1.05 MPa，總體過量空氣系數(shù)為1.7.

圖3 為燃燒循環(huán)變動CoV 隨φpre的變化.CoV受預燃室著火穩(wěn)定性和主燃燒室燃燒穩(wěn)定性共同影響，隨著φpre的變大，CoV 先下降后上升.當φpre小于0.6 時，預燃室內(nèi)混合氣超過濃燃極限，預燃室點火穩(wěn)定性大幅惡化，CoV 急劇上升.當φpre為1.24 時，CoV 為4.34%，超過燃燒循環(huán)變動3%的限制，受噴油器最小穩(wěn)定噴油脈寬的限制，φpre無法進一步擴大.預燃室穩(wěn)定運行的φpre范圍為0.6～1.2.

圖3 燃燒循環(huán)變動CoV隨φpre的變化Fig.3 Variation of CoV with φpre

圖4 為主燃燒室和預燃室壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化.火花塞在壓縮上止點附近跳火，點燃預燃室內(nèi)混合氣，預燃室內(nèi)壓力急劇上升，明顯超過主燃燒室壓力，預燃室高溫混合氣通過噴孔射入主燃燒室，點燃主燃燒室混合氣，之后主燃燒室壓力與預燃室壓力融合，預燃室壓力與主燃燒壓力趨勢和大小基本一致.將最大壓差△pmax定義為主燃燒室與預燃室的最大壓差，是表征預燃室點火性能的重要參數(shù).

圖4 主燃燒室和預燃室內(nèi)的壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化Fig.4 Variation of pressure in main chamber and prechamber with crankshaft angle

圖5 示出最大壓差、最大壓差時刻、CA 50、CA 10-90 以及總指示熱效率隨著φpre的變化.圖5a為最大壓差△pmax及最大壓差時刻的變化.隨著φpre的變大，最大壓差△pmax先變大后變小.在φpre為0.79 時，△pmax達到最大值為1.96 MPa.隨著過量空氣系數(shù)的上升，汽油的燃燒速度先上升后下降，在略濃工況附近達到最大.預燃室內(nèi)燃燒速度越快，放熱集中度越高，導致最大壓差△pmax越大，而最大壓差△pmax隨φpre的變化規(guī)律與燃燒速度隨過量空氣系數(shù)的變化規(guī)律一致.φpre為0.79 時，預燃室內(nèi)混合氣的燃燒速度最快，導致最大壓差△pmax最大.不同φpre下，最大壓差時刻出現(xiàn)為-7.2°～-6.0°CA，φpre對最大壓差時刻出現(xiàn)影響較小.

圖5 最大壓差、最大壓差時刻、CA 50、CA 10-90 以及總指示熱效率隨φpre的變化Fig.5 Variation of maximum pressure difference，the crank angle of maximum pressure difference，CA 50，CA 10-90 and GITE with φpre

圖5b 為CA 50 與CA 10-90 隨φpre的變化.φpre為0.79～1.11 時，預燃室形成的高速射流火焰有利于加快主燃燒室內(nèi)混合氣的燃燒速度，減少爆震，CA 50 均可控制在8°CA ATDC 附近，燃燒持續(xù)期CA 10-90 基本相當.當φpre小于0.70 或大于1.11 時，燃燒持續(xù)期CA 10-90 延長，燃燒重心推后.燃燒持續(xù)期受預燃室射流點火性能、主燃燒室湍動能和空燃比的共同影響，雖然φpre為0.79 時，預燃室內(nèi)△pmax最大，但主燃燒室內(nèi)的混合氣較稀(過量空氣系數(shù)為1.7)限制了燃燒速度的進一步提高，導致φpre為0.79～1.11 時燃燒持續(xù)期CA 10-90 基本相當.當φpre小于0.70 或大于1.11 時，預燃室點火性能變?nèi)酰瑢е轮魅紵胰紵俣茸兟?，抗爆震能力減弱，燃燒相位推后.

圖5c 為總指示熱效率隨φpre的變化.φpre為0.92～1.07 時，總指示熱效率為47.2%～47.3%，相差較小.總指示熱效率在φpre為1.00 時達到極大值47.3%.預燃室內(nèi)汽油質(zhì)量占總噴油量的1.5%～4.9%，雖然φpre為0.79 時有最好的點火性能，但預燃室內(nèi)噴入的燃油較多，噴霧碰壁導致未燃損失增加；另一方面，預燃室內(nèi)的高溫、高壓混合氣通過預燃室噴孔時有較強的節(jié)流損失，△pmax越大節(jié)流損失越大.此外，預燃室內(nèi)較高的燃燒溫度增加了預燃室內(nèi)的傳熱損失[21-22]，最終導致φpre為0.79 的總指示熱效率低于φpre為1.00 的.

圖6 為不同φpre下主燃燒室放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律.當φpre為0.79～1.17 時，放熱峰值基本相當，隨著φpre變小，放熱相位小幅提前.在預燃室內(nèi)混合氣較濃和較稀時(φpre為0.63 和1.24 時)，放熱峰值減小，燃燒相位推遲.這主要受預燃室點火能力和主燃燒室稀薄程度共同影響，不同φpre產(chǎn)生的最大壓差△pmax存在顯著差異，△pmax越大射流火焰貫穿距越長，火焰?zhèn)鞑シ秶酱?

圖6 放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化Fig.6 Variation of heat release rate with crankshaft angle

圖7 為預燃室和主燃燒室最大壓力升高率隨φpre的變化.由于預燃室內(nèi)添加了額外燃料，預燃室內(nèi)的最大壓力升高率大幅高于主燃燒室.預燃室和主燃燒室的最大壓力升高率均在φpre為0.79 時達到最大值.預燃室內(nèi)壓力升高率對φpre敏感性高，而主燃燒室內(nèi)壓力升高率對φpre敏感性低.

圖7 預燃室和主燃燒室最大壓力升高率隨φpre的變化Fig.7 Variation of maximum pressure rise rate with φpre in pre-chamber and main chamber

為明確預燃室狹小空間內(nèi)，單孔噴油器噴霧發(fā)展狀態(tài)，研究中基于定容彈試驗臺，以0.1 MPa 背景壓力、20 ℃燃油溫度，采用高速背光法拍攝了單孔噴油器油束的噴霧發(fā)展、碰壁過程，壁面與噴油器的距離與預燃室內(nèi)的相對位置保持一致.圖8 示出油壓為4 MPa 時噴油結(jié)束時刻不同噴油量的噴霧圖像.由于預燃室空間較小，噴霧擴散空間較小，即使噴油量為極小值0.28 mg 時，噴霧碰壁也不可避免.隨著噴油量增加，噴霧碰壁量也增加.預燃室內(nèi)燃油噴霧是預燃室射流點火關(guān)鍵控制參數(shù)之一，預燃室噴霧碰壁導致燃油難以霧化，此外預燃室空間狹小，氣體流速較小，湍動能耗散較快，油、氣混合進一步惡化，造成預燃室內(nèi)著火延遲期和燃燒持續(xù)期延長，預燃室射流點火性能下降，熱效率惡化，顆粒物數(shù)量(PN)排放增加.因此，預燃室內(nèi)部狀態(tài)對發(fā)動機排放有較大影響.

圖8 噴油結(jié)束時不同噴油量的噴霧圖像Fig.8 Spray images at the end of fuel injection with various fuel injection mass

圖9 為PN 排放隨φpre的變化.φpre小于1.1 時，隨著φpre的減小，PN 排放大幅上升.φpre越小，預燃室內(nèi)噴油量及油束貫穿距越大，撞擊預燃室壁面的燃油量增加，PN 生成趨勢增加.同時預燃室內(nèi)空間較小，燃油與進入預燃室的混合氣混合不充分且不均勻，噴油量越多，PN 排放越大.

圖9 PN排放隨φpre的變化Fig.9 Variation of PN emission with φpre

2.2 不同點火方式對比

研究不同放電能量的傳統(tǒng)火花塞點火和預燃室點火的燃燒性能和節(jié)油潛力.傳統(tǒng)火花塞點火的點火能量為100 mJ 與300 mJ.為保證研究結(jié)論的可比性及重復性，試驗中傳統(tǒng)點火和預燃室點火時汽油機的燃燒室保持相同，且為避免火花塞結(jié)構(gòu)、安裝位置和電極方向等對燃燒過程產(chǎn)生影響，對于火花塞附近區(qū)域，傳統(tǒng)點火與高能點火兩種情況試驗中保持完全一致，而預燃室點火系統(tǒng)由于需要增加射流通道，因而僅在這一區(qū)域存在些許差異.

圖10 為CA 5-IGN 與燃燒循環(huán)變動CoV 隨全局過量空氣系數(shù)的變化.提高火花塞點火的點火能量可明顯縮短著火延遲期，但對燃燒循環(huán)變動和稀燃極限有小幅改善；預燃室點火能大幅縮短著火延遲期，預燃室中燃油量占總循環(huán)油量的比值為2%時，稀燃極限擴展至φgolbal為2.1，明顯改善燃燒穩(wěn)定性.

圖10 CA 5-IGN與CoV隨全局過量空氣系數(shù)的變化Fig.10 Variation of CA 5-IGN and CoV with global excess air coefficient

圖11 為CA 50 與CA 10-90 隨全局過量空氣系數(shù)的變化.提高火花塞點火能量可以小幅提前燃燒相位，縮短燃燒持續(xù)期.預燃室點火可以大幅縮短燃燒持續(xù)期.相比傳統(tǒng)點火，預燃室點火在φglobal較小(小于1.4)時，燃燒重心推遲，燃燒相位惡化，隨著φglobal的變大，燃燒相位改善.

圖11 CA 50與CA 10-90隨全局過量空氣系數(shù)的變化Fig.11 Variation of CA 50 and CA 10-90 with global excess air coefficient

圖12 為不同點火方式總指示熱效率隨全局過量空氣系數(shù)的變化.提高火花塞點火能量對總指示熱效率有小幅改善.預燃室點火在φglobal小于1.4 時，總指示熱效率惡化，一方面預燃室點火在較低φglobal時燃燒相位惡化嚴重；另一方面預燃室增加了燃燒室系統(tǒng)面容比，增加了散熱損失.預燃室點火在φglobal大于1.4 后，稀燃降低預燃室點火爆震的能力開始體現(xiàn)，隨著φglobal的變大，總指示熱效率在φglobal為1.8時達到48.5%的最大值.

圖12 總指示熱效率隨全局過量空氣系數(shù)的變化Fig.12 Variation of GITE with global excess air coefficient

3 結(jié)論

(1) 隨主動預燃室內(nèi)的噴油量增加，油束貫穿距增加，撞擊預燃室壁面的燃油增加，PN 排放增加；預燃室內(nèi)濃混合氣能使燃燒相位提前、加快燃燒速度，提高預燃室點火性能；但預燃室內(nèi)當量比附近的混合氣能減少預燃室噴孔的節(jié)流損失和預燃室的散熱損失，具有更大的節(jié)油潛力.

(2) 當φglobal小于1.4 時，預燃室點火燃油消耗率惡化；當φglobal大于1.4 時，預燃室改善熱效率的能力開始凸顯.

(3) 預燃室中燃油量占總循環(huán)油量的比值為2%時，預燃室點火將稀燃極限擴展至φglobal為2.1；總指示熱效率在φglobal為1.8 時達到48.5%的最大值.