高能點火及滾流強化對直噴汽油機稀燃的影響

沈 凱，陳 泓，徐子順，杜家坤，張振東

(1.上海理工大學(xué) 機械工程學(xué)院，上海 200093；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)

隨著能源短缺、大氣污染和更加嚴格的排放法規(guī)，節(jié)能減排已成為內(nèi)燃機研究的熱點.化學(xué)計量空燃比火花塞點燃發(fā)動機廣泛應(yīng)用于汽車[1].在部分負荷下，自然吸氣汽油機并沒有表現(xiàn)出很好的燃油經(jīng)濟性和排放特性.渦輪增壓[2]、發(fā)動機小型化[3]和缸內(nèi)直噴[4]等多種技術(shù)都能在一定程度上提高化學(xué)計量空燃比汽油機的熱效率，但仍有一些原因限制了熱效率的進一步提高.首先，內(nèi)燃機進氣過程中存在流動阻力，節(jié)氣門和進氣門的節(jié)流作用導(dǎo)致泵氣損失.其次，過高的燃燒溫度會增加傳熱損失、降低比熱[5-6].大量的熱量從工作介質(zhì)傳遞到壁面，增加了被加熱部件的熱負荷.最后，由于缸內(nèi)直噴無法使空氣和燃油充分均勻混合，所以在理論空燃比情況下燃油無法完全燃燒.稀薄燃燒可有效減少這些影響來提高發(fā)動機熱效率[7-8].Nakata 等[9]研究發(fā)現(xiàn)，稀薄燃燒可使有效熱效率提升10%以上；然而當(dāng)空燃比超過稀燃穩(wěn)定極限時，火花點火擊穿階段后的火焰?zhèn)鞑ニ俣葘⒋蟠蠼档投鵁o法生成穩(wěn)定的火焰核，造成點火困難甚至失火[10].脆弱的早期火焰核的周期性變化[11]限制了燃料稀釋程度和發(fā)動機效率的進一步提高.有效點火能保證火花塞電極間的擊穿，產(chǎn)生強壯的初始火焰核，是擴大稀薄燃燒極限的有效途徑之一[12-13].當(dāng)缸內(nèi)的滾流強度較低、活塞接近上止點時，滾流將無法破碎形成可靠的湍流；從而火焰前鋒面無法向外有效傳播且轉(zhuǎn)化為充分發(fā)展的湍流燃燒[14].因此，為了穩(wěn)定和有效的稀薄燃燒，火花塞放電能量和缸內(nèi)滾流強度都需要增加.

文獻[15—17]從循環(huán)變動、火焰?zhèn)鞑?、稀燃穩(wěn)定極限和排放等方面研究了滾流比的變化對稀薄燃燒的影響，但其研究中的滾流比是通過仿真模擬設(shè)定的，整個試驗沒有通過試驗驗證.文獻[10，18—19]研究結(jié)果表明，放電能量的增加能提高指示熱效率，擴展稀燃極限，但他們沒有深入觀察研究不同點火能量下其電弧的發(fā)展情況和精確的電弧面積.

筆者從微觀火焰變動圖像分析不同點火能量下宏觀燃燒循環(huán)變動差異的原因，為了更清晰地觀察電弧發(fā)展和火焰圖像，在缸內(nèi)直噴單缸汽油機上換用了光學(xué)玻璃缸套，點火能量從65 mJ 提升到300 mJ.在進氣道上安裝高滾流適配器以提高缸內(nèi)滾流強度，粒子圖像測速技術(shù)用于對進氣道改造進行量化評價.在保證發(fā)動機工況不變的條件下，不斷增加過量空氣系數(shù)，研究點火能量和滾流強度對稀薄燃燒穩(wěn)定性和經(jīng)濟性的影響.從微觀火焰變動圖像進一步分析高能點火是延長稀燃極限的原因.

1 試驗設(shè)備及方法

1.1 試驗設(shè)備

采用一臺匹配直噴式燃燒系統(tǒng)的單缸光學(xué)發(fā)動機，為保證缸內(nèi)燃燒過程直觀可見，試驗中利用熔融石英材料設(shè)計透明環(huán)狀缸套，并通過活塞加長以適應(yīng)試驗過程光路布置需求.表1 為試驗用發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù).

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

為保證試驗結(jié)果的重復(fù)性，研究中利用氣動模擬增壓裝置實現(xiàn)進氣壓力的精確調(diào)節(jié)，以此模擬發(fā)動機進氣歧管壓力狀態(tài).試驗中所選氣動模擬增壓裝置由壓縮機、穩(wěn)壓腔、調(diào)壓單元及連接管路組成.在配置穩(wěn)壓腔后，出口壓力波動可控制在±1 kPa 以內(nèi)，滿足試驗的需要.時序同步控制器通過接收角標器瞬時轉(zhuǎn)角信號實現(xiàn)噴油及點火信號的獨立控制，并同步向相機時序控制器發(fā)出控制信號，觸發(fā)相機在指定曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)對缸內(nèi)燃燒過程進行圖像采集.缸內(nèi)壓力通過Kisler 6115 型嵌入式傳感器測量，BOSC LSU 4.9 寬域氧傳感器對過量空氣系數(shù)進行測量，采用AVL indicom 燃燒分析儀和Concerto 軟件對發(fā)動機燃燒特性進行采集、計算及數(shù)據(jù)分析.使用COMS高速攝像機拍攝所需要的缸內(nèi)圖像.試驗臺架布置及石英玻璃缸套實際拍攝效果如圖1 所示.

圖1 試驗臺架布置示意Fig.1 Schematic diagram of the engine bench

為了對缸內(nèi)流動過程進行進一步量化評估，采用粒子圖像測速技術(shù)對缸內(nèi)的平面穩(wěn)態(tài)流場分布狀態(tài)進行測量.圖2 為自行設(shè)計搭建了氣道性能測評試驗臺，主要由集氣室、氣泵、光學(xué)玻璃缸體及缸蓋組成.其中，光學(xué)玻璃缸體置于缸蓋及集氣室之間，并采用膠圈對接觸面進行密封，防止氣體泄漏.通過改變離心式抽氣泵工作頻率來調(diào)節(jié)氣泵葉輪轉(zhuǎn)速以產(chǎn)生特定真空度，進而改變集氣室內(nèi)壓力，實現(xiàn)氣道出入口壓差的穩(wěn)定控制.利用ABB 熱線式風(fēng)速儀測量管道內(nèi)空氣流速.向進氣道引入示蹤粒子并采用Nd：YAG 激光器觸發(fā)波長為532 nm 的片狀激光對光學(xué)玻璃缸體內(nèi)部工質(zhì)進行切片.結(jié)合兩臺以一定夾角布置的CCD 相機可直接捕捉隨氣流流動的同一示蹤粒子在不同方向上的運動速度矢量，利用后處理軟件Techplot 即可提取激光橫切面垂直于該平面法方向的速度場分布.

圖2 粒子圖像測速試驗臺Fig.2 Particle image velocimetry test bench

1.2 試驗工況和數(shù)據(jù)分析方法

結(jié)合單缸光學(xué)發(fā)動機對稀薄燃燒過程關(guān)鍵影響因素進行對比研究，為保證石英玻璃缸套可靠性，選取2 000 r/min、平均指示壓力(IMEP)為0.35 MPa 進行對比研究.噴油時刻均設(shè)定為300° CA BTDC 不變.調(diào)整模擬增壓進氣系統(tǒng)，改變增壓氣體壓力輸出實現(xiàn)發(fā)動機進氣歧管狀態(tài)壓力模擬.采用100 個循環(huán)的平均指示壓力變動率作為燃燒穩(wěn)定性的度量.控制燃燒循環(huán)變動率(CoV)在8%以內(nèi).為了獲得最佳的燃油經(jīng)濟性采用最大的點火提前角.在所有工況下保持氣門正時不變.保持進氣溫度為35 ℃，冷卻液溫度為(85±2)℃.

循環(huán)變動與缸內(nèi)燃燒過程的火焰發(fā)展密切相關(guān).對循環(huán)變動率進行量化分析，即

式中：CoVIMEP為燃燒循環(huán)變動率；σIMEP為平均指示壓力的標準偏差；pIMEP為平均指示壓力的平均值.

利用統(tǒng)計學(xué)方法對缸內(nèi)燃燒過程火焰圖像進行深入分析，引入火焰圖像變動指數(shù)σ2這一定義，其代表火焰的周期變化，方差公式為

式中：σ2為火焰灰度值方差；x 為火焰灰度值；為火焰灰度平均值；n 為拍攝的循環(huán)數(shù).公式中火焰灰度值表征相機采集到圖像中各個像素點亮度，通?；鹧嬉愿恋男问皆趫D中體現(xiàn).每個點的火焰圖像變動指數(shù)由100 個循環(huán)的火焰圖像的灰度值計算所得.火焰變動所體現(xiàn)的是多個循環(huán)同一像素點位置處灰度值的循環(huán)變動情況.火焰變動的方差圖中，該點越亮火焰圖像變動指數(shù)就越大，火焰的周期性變化越大.若不同循環(huán)該像素點灰度變化較大，則圖中通過該點灰度值的方差計算會體現(xiàn)為明亮區(qū)域；反之，為黑色區(qū)域.

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 高能點火對燃燒的影響

為明晰高能點火對直噴汽油機稀薄燃燒的影響規(guī)律，通過調(diào)節(jié)放電持續(xù)時間增大點火能量.為進一步量化點火能量對燃燒的影響，采用 Tektronix TCP0020 對線圈次級電流進行測量，利用Tektronix P6015A 測量火花塞高壓端電壓，并基于Tektronix DPO5034B 示波器對特定時間內(nèi)的電流及電壓進行積分求得實際點火能量.圖3 為不同點火能量放電電流特性對比.

圖3 不同點火能量放電電流特性對比Fig.3 Discharge current characteristics with different ignition energy

通過單缸光學(xué)發(fā)動機對火花塞跳火過程進行實時采集并對比分析，圖4 和圖5 分別為普通點火與高能點火火花塞跳火過程對比.普通點火和高能點火均在上止點前20° CA 時點火.不同點火能量下，-16° CA 時火花塞正、負極間隙被擊穿并產(chǎn)生明顯的電弧.普通點火的電弧在-8° CA 長度達到最大，在-4° CA 便接近消失.高能點火的放電持續(xù)時間長，釋放的能量多，故電弧更長且存在時間更長.電弧不斷被氣流帶離火花塞間隙，高能點火的電弧在發(fā)展過程中出現(xiàn)兩種電弧短路的情況(0°～10° CA).其一，電弧越長其電阻就越大，火花塞兩極間便會生成新的電弧，原先的長電弧將被短路，被新的長度更短的電弧所替代；其二，長電弧會與火花塞主體金屬部件接觸，會發(fā)生火花塞中央電極與主體金屬部件之間生成電弧的情況.而普通點火則不會發(fā)生電弧被短路的情況.長電弧能增大擊穿區(qū)域，利于火核的形成和混合氣的燃燒，但短路削弱了長電弧的優(yōu)勢，并減少有效點火能量.通過延長次級電流持續(xù)時間可進一步拉長電弧放電過程，在缸內(nèi)強湍流狀態(tài)下，可使電弧得到充分延展.通常電弧延展長度增加，能夠增大電弧與混合氣的接觸面積，強化初期火核穩(wěn)定性，進而改善燃燒過程.

圖4 普通火花塞電極間火弧特征對比Fig.4 Arc development characteristics between spark plug electrodes with conventional ignition energy

圖5 高能火花塞電極間火弧特征對比Fig.5 Arc development characteristics between spark plug electrodes with high ignition energy

為進一步明晰點火能量對燃燒過程的影響規(guī)律，定義燃燒特征參數(shù)：MFB(mass fraction burned)為累積放熱率時刻；MFB 10 為放熱量達到10%的曲軸轉(zhuǎn)角；MFB 50 為放熱中心，是放熱量達到50%的曲軸轉(zhuǎn)角；MFB 90 為放熱量達到90%的曲軸轉(zhuǎn)角；SAMFB 50 為點火時刻到放熱量達到50%時所經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角；SA-MFB 10 表示滯燃期；MFB 10-90 表示燃燒持續(xù)期.圖 6 為不同點火能量條件下 SAMFB 10 與IMEP 的關(guān)系對比.隨著過量空氣系數(shù)的增大，燃燒速度變慢.散點越來越分散，說明初始火焰越來越不穩(wěn)定.在普通點火系統(tǒng)未達到稀燃極限時，兩者的散點分布狀況相同.普通點火系統(tǒng)在過量空氣系數(shù)為1.75 時已出現(xiàn)部分循環(huán)失火的問題，而采用高能點火系統(tǒng)后，散點仍能保持良好的緊湊性，在過量空氣系數(shù)為2.00 時才會出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定的現(xiàn)象.在過量空氣系數(shù)大于1.75 的極稀薄工況下，高能點火仍能有效保證燃燒穩(wěn)定性和火核形成，擴展稀薄燃燒極限.

圖6 不同點火能量下改變過量空氣系數(shù)時SA-MFB 10 與IMEP 的關(guān)系對比Fig.6 Relationship between SA-MFB 10 and IMEP for different excess-air ratio with different ignition energy

圖7 為不同點火能量下燃燒循環(huán)變動率對比.隨著過量空氣系數(shù)的增加，循環(huán)變動率持續(xù)上升，燃燒穩(wěn)定性下降.在過量空氣系數(shù)小于1.7 時，不論采用哪種點火能量，其循環(huán)變動率曲線相互交叉且差值不大.在原始進氣道中，普通點火在過量空氣系數(shù)為1.7 時就達到循環(huán)變動極限，而高能點火在過量空氣系數(shù)到1.9 時才出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象，高能點火使稀薄燃燒的過量空氣系數(shù)上限擴大0.2.

圖7 不同點火能量下燃燒循環(huán)變動率對比Fig.7 Comparison of CoVIMEP with different ignition energy

圖8 為采用不同點火能量時燃燒特征參數(shù)對比.在過量空氣系數(shù)為1.6 之前，采用普通或高能點火的用時并沒有明顯差異.但之后隨著稀釋率的增加，采用高能點火時，點火時刻距放熱中心時間更短，燃燒速度更快，在較高空燃比狀態(tài)下作用更為明顯.主要原因在于：跳火時高能點火火花塞電極間能釋放更多的能量，有助于初期火核的形成，且在高稀釋率情況下更為顯著.同時，初期火核的形成對后續(xù)火焰擴展起到積極引導(dǎo)作用，改善燃燒過程，促進燃燒速率提升，燃燒持續(xù)期縮短.

圖8 不同點火能量下燃燒特征參數(shù)對比Fig.8 Combustion characteristic parameters with different ignition energy

2.2 滾流強化對燃燒過程的影響

對于汽油發(fā)動機，提高缸內(nèi)滾流比可在一定程度上改善混合氣動能分布.滾流在上止點附近破碎后可進一步轉(zhuǎn)化為湍流，并有效改善湍流燃燒速率，加快燃燒速度，抑制爆震傾向.針對滾流強化對稀薄燃燒過程的影響，基于單缸光學(xué)發(fā)動機開展試驗.在原氣道結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上提高滾流比，通過在氣道內(nèi)嵌入氣流擋塊，將氣道下半部進行遮擋，使進氣道內(nèi)氣流絕大部分自上半部分引入缸內(nèi)，增大滾流水平.氣流擋塊由硅膠按氣道內(nèi)壁尺寸逆向倒模制成，試驗中能夠較好地保持擋塊在氣道中的位置，滿足研究的需要.為進一步量化滾流比對燃燒的影響規(guī)律，基于氣道測評試驗臺對嵌入擋塊前后氣道滾流比進行對比.圖9a為不同情況下氣道的滾流比.高滾流進氣道的滾流比隨著氣門升程的增加不斷變大，在氣門升程為3 mm 時達到峰值3.818，之后隨著氣門升程的增大，滾流比穩(wěn)定維持在較高水平.而原始進氣道的滾流比先減后增，氣門升程在3 mm 時達到最小值0.522，隨后不斷上升，在10 mm 時達到峰值2.988.總體上高滾流進氣道的滾流比是原始進氣道的1.67 倍.

圖9b 為不同進氣道的流量系數(shù)的對比.在氣門升程為2 mm 之前，兩種進氣道的流量系數(shù)同步上升且數(shù)值相同.之后隨著氣門升程的增大，高滾流進氣道的流量系數(shù)不再變化，保持在0.20.對于原始進氣道，流量系數(shù)不斷上升至最大值0.45.流量系數(shù)主要由氣門升程決定，故原始進氣道的流量系數(shù)隨著氣門升程的上升一直增大.在進氣行程前期，氣門升程較小，進氣量少，高滾流適配器對于進氣道流通面積的阻隔對流量系數(shù)影響較小.在中后期，流通面積的減少阻礙了流量系數(shù)的進一步增加.高滾流進氣道的綜合流量系數(shù)是原始氣道的一半，數(shù)值與阻隔有效流通面積的50%相一致.試驗中模擬的是自然吸氣下的缸內(nèi)流場，相對于滾流比的提高，流量系數(shù)的減小在可接受范圍內(nèi).而對于增壓發(fā)動機，進氣道進口壓力大于大氣壓力，流通面積的減少對缸內(nèi)進氣總量和充量系數(shù)的影響會更小.

圖9 不同進氣道特性對比Fig.9 Characteristics of different intake ports

圖10 為采用高滾流氣道時燃燒循環(huán)變動特征對比.點火能量相同，高滾流進氣道能使循環(huán)變動率大幅度降低50%，但稀薄燃燒穩(wěn)定極限僅提高了0.05過量空氣系數(shù).這說明高能點火對稀燃極限有顯著改善，但對燃燒穩(wěn)定性作用甚微.而高滾流對燃燒穩(wěn)定性作用明顯，但對稀燃極限提升較小.在中、小負荷下，稀薄燃燒能有效提高充氣效率，滾流強化對稀薄燃燒穩(wěn)定性作用明顯，結(jié)合高能點火能進一步有效地擴展稀燃過程中的空燃比運行極限.

圖10 高滾流氣道燃燒循環(huán)變動特征Fig.10 CoVIMEP of high tumble intake port

圖11 為燃燒持續(xù)期隨過量空氣系數(shù)的擬合曲線.在過量空氣系數(shù)為1.6 之前，高能點火對燃燒持續(xù)期影響較小，隨著過量空氣系數(shù)的增加，高能點火對縮短燃燒持續(xù)期的作用提升，加快燃燒速度.高滾流氣道能有效減少燃燒持續(xù)期，且隨著過量空氣系數(shù)的增加，作用更明顯.主要原因在于：提高滾流比有助于強化缸內(nèi)流動強度，上止點附近有更多的滾流轉(zhuǎn)化為湍流，進而加快湍流燃燒速率，縮短燃燒持續(xù)期.

圖11 高滾流氣道燃燒特征參數(shù)情況Fig.11 Combustion characteristic parameters of high tumble intake port

2.3 高能點火協(xié)同滾流強化對燃油經(jīng)濟性影響

圖12 為指示燃油消耗率隨過量空氣系數(shù)的變化.隨著過量空氣系數(shù)的提高，多變指數(shù)帶來的燃油經(jīng)濟性的提高占主導(dǎo)作用，燃油消耗率均呈下降趨勢，體現(xiàn)出良好的燃油經(jīng)濟性.但在極稀薄的情況下，由于過高的循環(huán)變動，燃油消耗率無法得到進一步下降.滾流強化對進氣道流通截面做部分隔斷處理，雖然降低了流量系數(shù)，但提高缸內(nèi)的滾流比，能促進燃燒穩(wěn)定性同時加快燃燒速度，有效降低燃油消耗.

圖12 點火能量和滾流水平對燃油消耗率的影響Fig.12 Effects of ignition energy and tumble level on fuel consumption

2.4 火焰圖像分析

為了進一步研究高能點火能提高稀燃極限的原因，從微觀火焰圖像進行分析，研究理論空燃比下兩種點火能量的微觀火焰圖像.圖13 和圖14 為普通點火和高能點火的火焰變動的方差.點火正時均為-18° CA，燃燒放熱率的三個階段點 MFB 10、MFB 50 和MFB 90 相近，分別為0°、8°和20° CA.

圖13 普通點火不同相位火焰變動方差Fig.13 Variance image of flame variation with conventional energy ignition

圖14 高能點火不同相位火焰變動方差Fig.14 Variance image of flame variation with high energy ignition

在-16° CA 時，火核開始形成.在電弧階段火焰?zhèn)鞑ラ_始發(fā)生，但此時的火焰?zhèn)鞑ゲ⒉环€(wěn)定，受點火能量影響較大.高能點火的火焰變動方差圖的亮區(qū)較大，說明初始火核形成區(qū)域變動較大.這是因為高能點火的電弧較長，隨氣流擺動較大，同時長電弧的短路效應(yīng)都會導(dǎo)致火核形成區(qū)域的不穩(wěn)定.

兩種點火能量在MFB 10-50 的火焰變動方差圖像沒有明顯差異，火焰穩(wěn)定性相同.

對比MFB 50-90 的火焰變動方差圖像，普通點火的黑色區(qū)域從12° CA 開始形成，隨著曲軸轉(zhuǎn)角先擴大后縮小，直到24° CA 黑暗區(qū)域消失.高能點火的黑色區(qū)域也是呈先增后減的趨勢，10° CA 時開始形成，在20° CA 時消失.高能點火的黑色區(qū)域的整體存在相位比普通點火提前約2° CA.高能點火的電弧持續(xù)時間較長，在10° CA 消失，之后火花塞周圍的火焰趨于穩(wěn)定，采用高能點火可使火焰較快達到穩(wěn)定狀態(tài)，有更大的提高稀燃極限的潛力.

在22° CA 之后的后燃期，雖然普通點火還存在黑色區(qū)域，但這時缸內(nèi)壓力相對較低，火焰的穩(wěn)定性對整個燃燒的循環(huán)變動基本沒有影響.

高能點火系統(tǒng)在點火初期較大的火焰變動可以提升初始火核的形成速率，有利于后期火焰?zhèn)鞑?，可靠的點火更有利于燃燒期的穩(wěn)定性.MFB 50-90 的火焰變動對燃燒穩(wěn)定性起決定性作用.初始穩(wěn)定火焰相位越靠近MFB 50，燃燒穩(wěn)定性就越好.高能點火主要是保證可靠穩(wěn)定點火，促進火核的生成和初始火焰的傳播，從而延長稀燃極限.

圖15 為高能點火下不同過量空氣系數(shù)φa的最小火焰變動的方差.隨著φa的增加，黑色區(qū)域不斷變小，在φa為1.4 時已經(jīng)沒有黑色區(qū)域，同時最小火焰變動方差的相位不斷推遲，靠近MFB 90 相位.從火焰變動方差圖可以看出，隨著φa的增加，火焰的穩(wěn)定性越來越差，與圖10 中宏觀的CoVIMEP的不斷上升一致.

圖15 不同過量空氣系數(shù)下最小火焰變動方差Fig.15 Minimum variance image of flame variation for different excess-air ratio

3 結(jié)論

在裝有光學(xué)玻璃缸套的單缸發(fā)動機上，進行稀薄燃燒試驗，研究了點火能量和滾流水平對不同過量空氣系數(shù)下的燃燒穩(wěn)定性、燃油經(jīng)濟性和火焰變動的影響；高能感應(yīng)點火系統(tǒng)改變了放電能量，滾流適配器提高了滾流強度.得出以下結(jié)論：

(1) 高能點火電弧更長、面積更大，持續(xù)時間更長，有利于初始火核的形成；且高能點火能夠拓展稀薄燃燒運行極限.

(2) 滾流強化可顯著改善燃燒過程的循環(huán)變動，采用高滾流進氣道能使循環(huán)變動降低50%；滾流強化燃燒速度更快，有更優(yōu)的燃油經(jīng)濟性；隨過量空氣系數(shù)的提高，燃油消耗率的降低幅度越來越小.

(3) 高能點火較大的火焰變動有利于后期的火焰?zhèn)鞑ィ钩跏挤€(wěn)定火焰更提前，有更好的延長稀燃極限的潛力.