不同壓縮比對湍流射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)性能和爆震影響的試驗(yàn)研究

周?磊，劉宗寬，李?瀟，高?強(qiáng)，任海將，衛(wèi)海橋

不同壓縮比對湍流射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)性能和爆震影響的試驗(yàn)研究

周?磊1，劉宗寬1，李?瀟1，高?強(qiáng)1，任海將2，衛(wèi)海橋1

(1. 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；2. 廣西玉柴機(jī)器股份有限公司，玉林 537005)

本文基于一臺四沖程單缸發(fā)動機(jī)開展了不同壓縮比對湍流射流點(diǎn)火(TJI)汽油發(fā)動機(jī)性能和爆震特性的影響研究，試驗(yàn)所采用的壓縮比為9、11、13和15，在每個壓縮比工況下對不同過量空氣系數(shù)進(jìn)行研究．結(jié)果表明，高壓縮比可以拓展湍流射流點(diǎn)火汽油發(fā)動機(jī)的稀燃極限，壓縮比15工況下，可以實(shí)現(xiàn)＝3穩(wěn)定燃燒．增大壓縮比并配合預(yù)燃室噴油可縮短發(fā)動機(jī)燃燒的滯燃期和燃燒持續(xù)期，進(jìn)而提高射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)燃燒效率．1.4＜＜1.9時，隨著過量空氣系數(shù)增加，主燃燒室內(nèi)混合氣變稀，滯燃期和燃燒持續(xù)期在低壓縮比工況(CR＝9、11、13)呈上升趨勢，此時主燃燒室混合氣濃度對燃燒過程的影響占主導(dǎo)作用；但是隨著壓縮比逐漸升高至15，滯燃期和燃燒持續(xù)期的上升趨勢不再明顯；而當(dāng)＞1.9時，主燃燒室混合氣過于稀薄，此時預(yù)燃室射流火焰對主燃室燃燒的影響增強(qiáng)．試驗(yàn)還發(fā)現(xiàn)，射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)和普通火花塞點(diǎn)火發(fā)動機(jī)在壓力振蕩方面存在較大差異，射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)的壓力振蕩從燃燒初期階段開始一直持續(xù)到燃燒結(jié)束，這主要是由于高溫射流對主燃室多點(diǎn)點(diǎn)火造成的壓力振蕩．在高壓縮比和較濃混合氣工況下，射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)可能還會發(fā)生早燃，因此有必要使射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)在稀燃條件下進(jìn)行，以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定高效燃燒．

湍流射流點(diǎn)火；壓縮比；爆震；汽油機(jī)

發(fā)動機(jī)采用稀薄燃燒技術(shù)可以在大空燃比下實(shí)現(xiàn)低溫燃燒，降低傳熱和排氣損失，同時減少NO排放[1-2]．然而，稀薄燃燒技術(shù)也使發(fā)動機(jī)面臨燃燒不穩(wěn)定和燃燒不完全等問題，故實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)稀薄燃油空氣混合氣的可靠點(diǎn)火和穩(wěn)定燃燒是關(guān)鍵．湍流射流點(diǎn)火(turbulent jet ignition，TJI)是一種能夠?qū)崿F(xiàn)穩(wěn)定稀薄燃燒的技術(shù)[3]．

湍流射流點(diǎn)火系統(tǒng)主要由火花塞、噴油器和預(yù)燃室組成．噴油器主動向預(yù)燃室噴油可形成當(dāng)量比混合氣，其燃燒產(chǎn)生的高溫產(chǎn)物通過射流孔射入主燃室，形成熱射流．相比于傳統(tǒng)火花塞點(diǎn)火(spark ignition，SI)的單點(diǎn)點(diǎn)火模式，TJI可在主燃室內(nèi)實(shí)現(xiàn)多點(diǎn)點(diǎn)火，故缸內(nèi)燃燒更加穩(wěn)定[4-5]．

目前，對于預(yù)燃室的研究主要分為燃燒機(jī)理研究和TJI發(fā)動機(jī)應(yīng)用研究．基礎(chǔ)研究方面，Gentz等[6-7]運(yùn)用快速壓縮機(jī)探究了不同射流孔徑(1.5mm、2.0mm和3.0mm)對射流燃燒特性的影響，發(fā)現(xiàn)發(fā)動機(jī)裝有預(yù)燃室時燃燒持續(xù)期明顯縮短，其中1.5mm直徑噴孔的燃燒持續(xù)期最短．Biswas等[8-10]使用定容彈對射流火焰燃燒特性進(jìn)行可視化研究，發(fā)現(xiàn)噴射孔徑不同時，主燃室存在兩種不同的著火機(jī)制，分別為火焰引燃與活性物質(zhì)引燃．Tanoue等[11]和Yama-shita等[12]研究了預(yù)燃室中不同點(diǎn)火位置對射流點(diǎn)火燃燒特性的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)當(dāng)點(diǎn)火位置遠(yuǎn)離噴嘴出口時，未燃燒氣體會先噴入主燃室，隨后高溫的燃燒產(chǎn)物才會進(jìn)入主燃室引燃混合氣．

發(fā)動機(jī)應(yīng)用研究方面，Attard等[13-14]對TJI的稀薄燃燒性能、排放特性進(jìn)行了研究，結(jié)果表明發(fā)動機(jī)的稀燃極限可以拓展至過量空氣系數(shù)＝2.5～2.6，并且在稀燃工況下氮氧化物排放極低[15-16]，同時分析了不同負(fù)荷下射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)性能，在＝1.6附近實(shí)現(xiàn)了42%的指示熱效率[17]．此外Attard等[18-19]還發(fā)現(xiàn)TJI發(fā)動機(jī)在稀燃工況下對于點(diǎn)火能量的要求不高，這是因?yàn)轭A(yù)燃室內(nèi)有額外噴油，可以始終保持良好的點(diǎn)火條件，同時射流著火對火花塞位置、方向和類型不敏感．Bureshaid等[20-21]研究了預(yù)燃室噴油量、發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速對射流點(diǎn)火發(fā)動機(jī)的影響，發(fā)現(xiàn)增大預(yù)燃室噴油量一定程度上可以產(chǎn)生更強(qiáng)的火焰射流，提高發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速有利于拓展稀燃極限．

綜上所述，關(guān)于壓縮比大小對TJI發(fā)動機(jī)的性能、燃燒、爆震的影響研究相對缺乏，尤其是SI和TJI發(fā)動機(jī)的壓力振蕩對比研究．因此，本文基于一臺四沖程單缸TJI發(fā)動機(jī)展開不同壓縮比對發(fā)動機(jī)性能和爆震特性的研究，并對SI和TJI發(fā)動機(jī)的壓力振蕩進(jìn)行對比，目的在于為TJI發(fā)動機(jī)的設(shè)計和應(yīng)用提供參考．

1?試驗(yàn)設(shè)備和試驗(yàn)方法

1.1?試驗(yàn)設(shè)備

圖1為本次試驗(yàn)裝置示意圖，試驗(yàn)采用一臺水冷式四沖程單缸Ricardo E6發(fā)動機(jī)，其詳細(xì)參數(shù)見表1．其他試驗(yàn)裝置的詳細(xì)介紹可參考文獻(xiàn)[22-23]．發(fā)動機(jī)缸蓋上斜置安裝主燃室噴油器、缸壓傳感器和預(yù)燃室．預(yù)燃室內(nèi)安裝有火花塞和電磁噴油器，其結(jié)構(gòu)見圖2，預(yù)燃室和主燃室通過4mm孔徑射流孔連接，預(yù)燃室內(nèi)腔體容積為3.6mL．主燃室噴油器為壓電晶體噴油器，預(yù)燃室噴油器為小流量電磁閥噴油器，可保證在稀燃條件下預(yù)燃室內(nèi)混合氣接近當(dāng)量比，增加火花塞點(diǎn)火的可靠性．

圖1?單缸發(fā)動機(jī)試驗(yàn)平臺示意

表1?試驗(yàn)發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)

Tab.1?Specifications of experimental apparatus

圖2?主動噴油式預(yù)燃室結(jié)構(gòu)

1.2?試驗(yàn)方法

試驗(yàn)選取4個壓縮比9、11、13、15工況，分析TJI發(fā)動機(jī)的壓力振蕩特性和不同壓縮比下TJI發(fā)動機(jī)性能、燃燒特性以及壓力振蕩現(xiàn)象的變化趨勢．為控制單一變量，4個壓縮比工況在固定過量空氣系數(shù)下的預(yù)燃室噴油量保持一致，具體試驗(yàn)參數(shù)見表2．

表2?TJI發(fā)動機(jī)不同壓縮比試驗(yàn)參數(shù)

Tab.2 Test parameters of TJI engine at different com-pression ratios

2?試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1?壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)性能的影響

圖3為不同壓縮比下TJI發(fā)動機(jī)動力性、燃油經(jīng)濟(jì)性及循環(huán)波動性能指標(biāo)對比．壓縮比提升使發(fā)動機(jī)自燃傾向增強(qiáng)，故高壓縮比工況下需在更高的過量空氣系數(shù)下運(yùn)行，不同壓縮比下的過量空氣系數(shù)范圍在表2中給出．指示平均有效壓力(IMEP)如圖3(a)所示，隨著壓縮比的提高，發(fā)動機(jī)可輸出的最高IMEP值降低，動力性略有下降．壓縮比提升至15時，發(fā)動機(jī)最大IMEP降低至0.7MPa．燃油經(jīng)濟(jì)性如圖3(b)所示，隨著壓縮比提升，指示燃油消耗率ISFC明顯下降，并且在＞2.2之后下降趨勢更為明顯．然而，壓縮比提升至15時，與壓縮比13相比，燃油消耗率無明顯降低，表明壓縮比對指示燃油消耗率的影響已接近飽和，故推測進(jìn)一步提高壓縮比燃油經(jīng)濟(jì)性不會明顯改善．

圖3?不同壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)性能的影響

指示平均有效壓力的循環(huán)波動系數(shù)COVIMEP如圖3(c)所示，壓縮比提升，COVIMEP呈現(xiàn)下降趨勢，且＞1.8之后，下降幅度更加明顯，意味著高壓縮比可提高稀薄混合氣的燃燒穩(wěn)定性，且混合氣越稀效果越強(qiáng)．在COVIMEP＜5%的限定條件下，壓縮比15條件下發(fā)動機(jī)稀燃極限可拓展至＝3.0，發(fā)動機(jī)稀燃極限大幅拓寬．

圖4展示了不同壓縮比下TJI發(fā)動機(jī)的污染物排放與排氣溫度變化情況．由圖4(a)和(b)可知，壓縮比升高，未燃污染物一氧化碳(CO)與碳?xì)浠衔?HC)的比排放ISCO、ISHC變化趨勢相似．＜2.2時，由于壓縮比升高導(dǎo)致燃燒室容積減小，壓縮上止點(diǎn)附近活塞表面與燃燒室頂距離過近產(chǎn)生縫隙，造成火焰?zhèn)鞑ナ茏?，增大火焰淬熄的可能，最終使未燃污染物排放稍有增加；＞2.2時，低壓縮比下燃燒穩(wěn)定性不佳，未燃污染物排放大幅增加，而高壓縮比下循環(huán)波動低，燃燒穩(wěn)定性良好，其對未燃污染物的降低作用大于縫隙的淬熄作用，故未燃污染物排放又隨壓縮比升高而減小．

氮氧化物排放如圖4(c)所示，不同壓縮比之間未見明顯差異，僅在＝1、CR＝11工況下略有提升．這是由于在高壓縮比條件下需要燃燒更稀薄的混合氣以避免爆震，因此不同壓縮比之間主燃室燃燒溫度差別不大，氮氧化物排放未見明顯差別．排氣溫度如圖4(d)所示，壓縮比提升使發(fā)動機(jī)排氣溫度明顯降低，說明排氣熱量損失減少，燃燒產(chǎn)生的能量中用于做功的部分增加．

圖4?不同壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)污染物排放與排氣溫度的影響

2.2?壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)燃燒特性的影響

圖5展示了不同壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)滯燃期的影響，其中滯燃期定義為火花塞點(diǎn)火到放熱10%所經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角．整體來看，隨著壓縮比提升，TJI發(fā)動機(jī)滯燃期呈明顯下降趨勢，發(fā)動機(jī)著火時間縮短．這是由于壓縮比提升后壓縮上止點(diǎn)缸內(nèi)溫度與壓力升高，有利于混合氣著火燃燒．

＝1.3時，預(yù)燃室噴油器開啟，使預(yù)燃室內(nèi)混合氣處于當(dāng)量比附近，燃燒強(qiáng)度增加，故預(yù)燃室射流增強(qiáng)，因此射流火焰對主燃室混合氣的點(diǎn)火效果更佳，導(dǎo)致滯燃期出現(xiàn)低峰；＞1.3時，缸內(nèi)混合氣變得稀薄使滯燃期略有升高，但仍相對穩(wěn)定；而當(dāng)＞1.9時，預(yù)燃室內(nèi)噴油量逐漸增加，以保持預(yù)燃室射流火焰強(qiáng)度．可以發(fā)現(xiàn)，壓縮比大于11的工況，當(dāng)＞1.9時滯燃期隨過量空氣系數(shù)增加持續(xù)縮短，說明此時預(yù)燃室射流火焰在缸內(nèi)著火燃燒過程中占主導(dǎo)作用.同時在相同過量空氣系數(shù)下，隨著壓縮比提升，滯燃期也持續(xù)縮短．

由圖6可知，隨壓縮比提升TJI發(fā)動機(jī)燃燒持續(xù)期呈顯著下降趨勢．壓縮比提升使發(fā)動機(jī)壓縮上止點(diǎn)的壓力和溫度升高，缸內(nèi)工質(zhì)更易被預(yù)燃室射流引燃，燃燒放熱更加集中迅速，故主燃室燃燒速率增加，導(dǎo)致燃燒持續(xù)期縮短，進(jìn)而使發(fā)動機(jī)燃燒的定容度增加，提高發(fā)動機(jī)熱效率．

圖5?不同壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)滯燃期的影響

圖6?不同壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)燃燒持續(xù)期的影響

在1.4～1.9范圍內(nèi)變化時，主燃燒室混合氣濃度對燃燒過程的影響占主導(dǎo)作用，故在較低圧縮比(CR＝9，11，13)工況下，混合氣變稀使燃燒持續(xù)期呈上升趨勢，與滯燃期變化趨勢相似．然而，隨著壓縮比逐漸提升至15，上升趨勢不再明顯，意味著高壓縮比工況下預(yù)燃室燃燒產(chǎn)生的湍流火焰對主燃燒室內(nèi)燃燒的促進(jìn)作用更加明顯．當(dāng)過量空氣系數(shù)＞2.0時，主燃燒室混合氣濃度對燃燒過程的影響減弱，此時射流火焰對燃燒的影響相對增強(qiáng)，故燃燒持續(xù)期逐漸下降，但隨著壓縮比升高，該下降趨勢逐漸減弱．這說明僅依靠提高壓縮比縮短燃燒持續(xù)期效果有限，需要多策略協(xié)同配合．

結(jié)合本節(jié)分析，可對指示燃油消耗率變化趨勢做出解釋，圖3(b)中指示燃油消耗率在＜2.2時，隨著壓縮比的提升而逐漸下降，同時未燃物比排放有增加趨勢，其原因主要是壓縮比提升使燃燒持續(xù)期縮短，燃燒定容度提升，壓縮比提升對于熱效率的正面影響大于未燃?xì)怏w排放增加所帶來的負(fù)面影響，故總體上壓縮比提高使燃油消耗率降低，熱效率增加．

2.3?壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)壓力振蕩特性影響分析

2.3.1?CR＝9時TJI發(fā)動機(jī)壓力振蕩分析

TJI發(fā)動機(jī)利用預(yù)燃室射流點(diǎn)燃主燃室混合氣．點(diǎn)火方式的不同導(dǎo)致TJI模式下的壓力振蕩特性不同于SI模式，且在不同的點(diǎn)火提前角下表現(xiàn)出不同的壓力振蕩現(xiàn)象．＝1工況下的壓力振蕩特征最為明顯，故本節(jié)基于該工況來分析TJI壓力振蕩特性．圖7展現(xiàn)了TJI與SI發(fā)動機(jī)在＝1工況下不同點(diǎn)火時刻的缸內(nèi)壓力、放熱率、帶通濾波曲線以及其對應(yīng)的振蕩頻率的小波變換時頻圖．

首先，分析圖7(a)發(fā)現(xiàn)，TJI發(fā)動機(jī)壓力振蕩的起始時間早于SI發(fā)動機(jī)，起始于燃燒前期，自放熱率曲線突增后開始產(chǎn)生．相比之下，SI發(fā)動機(jī)壓力振蕩僅出現(xiàn)在燃燒末期，起始于最大爆發(fā)壓力附近，而后逐漸衰減．其次，研究表明，SI發(fā)動機(jī)的壓力振蕩主要由末端混合氣自燃導(dǎo)致，與TJI發(fā)動機(jī)爆震產(chǎn)生的原因存在差異．TJI發(fā)動機(jī)的壓力振蕩類型有兩種情況：一種是無末端自燃情況下產(chǎn)生的壓力振蕩，主要由射流火焰?zhèn)鞑?dǎo)致，且持續(xù)時間較長，至燃燒結(jié)束才逐漸減弱，由于與SI發(fā)動機(jī)爆震現(xiàn)象不同，故可稱其為壓力振蕩；另一種是射流火焰前鋒的壓縮作用誘發(fā)末端混合氣自燃而導(dǎo)致的爆震，與SI發(fā)動機(jī)爆震原因相似，點(diǎn)火提前角增大會增強(qiáng)射流與火焰前鋒面對末端混合氣的壓縮作用，達(dá)到一定溫度和壓力后末端混合氣發(fā)生自燃，進(jìn)而產(chǎn)生爆震，如圖7(a)中點(diǎn)火提前角為16°CA BTDC的工況所示，同時，爆震后壓力振蕩幅值有所增加，但起源于燃燒初期的壓力振蕩依然存在．

為了進(jìn)一步分析振蕩特性，圖7中繪制了帶通缸壓曲線的小波變換時頻圖．從SI發(fā)動機(jī)壓力振蕩時頻圖中可以清晰地辨別出其各階特征信號，不同階次的特征信號分別對應(yīng)不同的振蕩模式．TJI發(fā)動機(jī)時頻圖中同樣可以較為清晰地辨別出不同階次特征信號，但特別之處在于其時頻圖呈倒“V”字形．這是由于TJI發(fā)動機(jī)壓力振蕩起始于缸壓和缸內(nèi)溫度均較低的時刻，壓力波傳播速度低，故壓力振蕩頻率也較低．隨著燃燒反應(yīng)繼續(xù)進(jìn)行，缸壓與溫度都逐步上升，導(dǎo)致振蕩頻率逐漸上升，約在最大缸壓附近達(dá)到最高頻率．此外，末端自燃的發(fā)生與否不會明顯影響TJI發(fā)動機(jī)振蕩頻率和時頻圖的形狀，但振蕩幅值會提升．

爆震因子MAPO表示帶通缸壓絕對值的最大值，可反映壓力振蕩強(qiáng)度的大?。甌JI與SI發(fā)動機(jī)壓力振蕩的成因不同導(dǎo)致爆震因子的分布情況不同．根據(jù)先前研究[24-28]，可定義0.1MPa為SI發(fā)動機(jī)

圖7?TJI與SI發(fā)動機(jī)在不同點(diǎn)火時刻下的壓力振蕩特性

的爆震因子臨界值．因此圖8中標(biāo)注22°CA BTDC為SI發(fā)動機(jī)的爆震臨界點(diǎn)．如圖8所示，臨界點(diǎn)之前，點(diǎn)火提前角增加，該工況壓力振蕩幅值無明顯增加；而在爆震臨界點(diǎn)基礎(chǔ)上繼續(xù)增大點(diǎn)火提前角，SI發(fā)動機(jī)爆震因子均值迅速上升，分散度大幅增加，其分布相比TJI發(fā)動機(jī)更加分散且具有隨機(jī)性．

圖8 SI發(fā)動機(jī)在不同點(diǎn)火時刻工況下的爆震因子分布

圖9中，隨著點(diǎn)火提前角增大，TJI發(fā)動機(jī)爆震因子均值線性增加，且分布軌跡向增大方向移動．本文分析認(rèn)為，這是由于TJI發(fā)動機(jī)在未發(fā)生末端自燃前便存在壓力振蕩．在點(diǎn)火提前角增大的初期，該壓力振蕩的幅值逐步增加，而繼續(xù)增大點(diǎn)火提前角，末端混合氣自燃會使爆震因子幅值進(jìn)一步提升．因此，TJI爆震因子平均值隨點(diǎn)火提前角增大變化較為平緩，基本呈線性增加．此外，由于TJI發(fā)動機(jī)燃燒速率快，可在末端混合氣發(fā)生自燃之前盡量多且穩(wěn)定地燃燒缸內(nèi)混合氣，末端混合氣自燃的量少且放熱率峰值降低．因此TJI發(fā)動機(jī)在發(fā)生末端自燃后爆震因子依然相對集中且不易出現(xiàn)極大幅值的壓力振蕩．

圖9 TJI發(fā)動機(jī)在不同點(diǎn)火時刻下的爆震因子分布

2.3.2?不同壓縮比下壓力振蕩分析

圖10為TJI發(fā)動機(jī)在不同壓縮比下最佳扭矩工況點(diǎn)的200個循環(huán)的爆震因子均值．壓縮比提升會增大TJI發(fā)動機(jī)的爆震因子幅值，但不同混合氣濃度下爆震因子幅值升高的原因不同．SI發(fā)動機(jī)中一般以爆震因子0.1MPa作為爆震臨界點(diǎn)的判斷指標(biāo)，因此本文也以0.1MPa作為限值來區(qū)分高低幅值壓力振蕩．根據(jù)自燃的發(fā)生與否，將高幅值壓力振蕩區(qū)域分為a和b兩部分．其中a區(qū)域?yàn)榘l(fā)生末端自燃區(qū)域，b區(qū)域?yàn)槲窗l(fā)生末端自燃區(qū)域．二者爆震因子幅值升高的原因有所不同，下面將分別對其成因進(jìn)行?討論．

圖10?不同壓縮比對TJI發(fā)動機(jī)爆震因子的影響

1)高壓縮比末端自燃工況壓力振蕩分析

壓縮比提升會增大末端混合氣自燃概率，圖10中a區(qū)域內(nèi)的混合氣濃度相對較高，故壓縮比提升更易發(fā)生末端自燃．圖11中繪制了TJI發(fā)動機(jī)在壓縮比9、11，＝1，點(diǎn)火時刻均為2 °CA BTDC工況下的200個工作循環(huán)的CA10散點(diǎn)圖．本文以CA10作為發(fā)動機(jī)著火時刻來判斷是否發(fā)生了早燃．

如圖11所示，壓縮比由9提升至11時，CA10相位整體前移，甚至存在CA10相位早于點(diǎn)火時刻的循環(huán)，意味著發(fā)動機(jī)發(fā)生早燃．經(jīng)統(tǒng)計，圖11中早燃循環(huán)為25個，占采集循環(huán)的12.5%．本文分析這是由于發(fā)動機(jī)壓縮比提升，導(dǎo)致放熱率峰值大幅增加所致，預(yù)燃室熱量無法及時散出產(chǎn)生局部熱點(diǎn)進(jìn)而導(dǎo)致發(fā)動機(jī)早燃．噴嘴處是預(yù)燃室熱量最集中的部位，且不易布置冷卻水道．為減小早燃循環(huán)的發(fā)生概率需要降低混合氣濃度．

圖11 壓縮比提升對TJI發(fā)動機(jī)當(dāng)量混合氣工況著火時刻的影響(l＝1)

圖12展示了壓縮比9、11，＝1工況下爆震因子幅值與IMEP的關(guān)系．由圖12可知，壓縮比11工況下，由于絕大多數(shù)工況點(diǎn)的爆震因子幅值均超過0.2MPa，因此IMEP隨爆震因子的增大總體上呈下降趨勢．IMEP較高的點(diǎn)基本都分布在爆震因子在0～0.3MPa的區(qū)域內(nèi)，這表明壓力振蕩過大會損害發(fā)動機(jī)做功．尤其是當(dāng)爆震因子超過1.0MPa時，IMEP迅速下降到0.91MPa．同時，產(chǎn)生高壓力振蕩幅值的循環(huán)中早燃循環(huán)占絕大多數(shù)．爆震因子超過1.0MPa的循環(huán)也為早燃循環(huán)，并且早燃循環(huán)的IMEP值均較低．與之相比，壓縮比9條件下，爆震因子不僅幅值小，而且更加密集且全部集中在0.2MPa以內(nèi)，IMEP隨爆震因子的增加基本呈上升趨勢，最大IMEP分布在爆震因子0.1MPa左右．這表明TJI發(fā)動機(jī)中輕微爆震有利于做功行程，而較為劇烈的爆震或者早燃不利于發(fā)動機(jī)做功，且易損害發(fā)動機(jī)零?部件．

2)高壓縮比無末端自燃工況壓力振蕩分析

過量空氣系數(shù)增加，末端自燃發(fā)生的概率逐漸減小，直至無末端自燃發(fā)生．然而，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，未發(fā)生末端自燃工況的爆震因子幅值仍可達(dá)較高水平，如圖10中b區(qū)域所示．因此，為探究該區(qū)域工況壓力振蕩較高的原因，本文選取不同壓縮比下＝1.5的最佳扭矩工況點(diǎn)，并選擇能代表該工況平均爆震因子水平的循環(huán)進(jìn)行分析．圖13中展示了該循環(huán)缸內(nèi)壓力、放熱率、壓力升高率以及帶通缸壓的變化趨勢．

為更清晰地分析燃燒過程，本文定義了射流放熱率峰值與射流壓升率峰值兩個參數(shù)．預(yù)燃室射流噴入主燃室會引發(fā)多點(diǎn)快速燃燒，導(dǎo)致放熱率驟增，而后由于火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷艧崧氏陆?，燃燒繼續(xù)進(jìn)行，如燃燒后期發(fā)生末端自燃則會在燃燒后期又產(chǎn)生一個放熱率尖峰．為區(qū)分射流與末端自燃產(chǎn)生的放熱率尖峰，定義燃燒初期的放熱率曲線尖峰為射流放熱率峰值．壓升率與放熱率密切相關(guān)，因此壓力升高率曲線亦有尖峰，將燃燒初期的壓升率曲線尖峰定義為射流壓升率峰值，如圖13所示．由缸內(nèi)壓力曲線可知，壓力振蕩峰值均分布在燃燒前期，對應(yīng)射流放熱率峰值附近．同時，壓縮比升高，僅對應(yīng)射流放熱率峰值部分的壓力振蕩幅值逐漸升高，其他時刻的壓力振蕩幅值增加不明顯，因此推斷該壓力振蕩與射流放熱率峰值有關(guān)，總體上隨射流放熱率峰值增大而呈上升趨勢．

圖13 壓縮比提升對稀燃工況的壓力振蕩的影響(MBT點(diǎn)火時刻，l＝1.5)

上述壓力振蕩與柴油機(jī)壓升率過高導(dǎo)致燃燒粗暴的現(xiàn)象相似，二者均為多點(diǎn)點(diǎn)火，且振蕩均開始于燃燒初期．柴油機(jī)燃燒粗暴是由于短時間內(nèi)著火的混合氣過多導(dǎo)致，而從射流燃燒放熱率曲線來看，在射流噴出后放熱率突增也代表快速燃燒．TJI發(fā)動機(jī)壓縮比提升會增大射流放熱率峰值導(dǎo)致壓力升高率更高，進(jìn)而產(chǎn)生壓力振蕩，同時壓升率增大會促進(jìn)振蕩幅值增加．

為闡述這種關(guān)聯(lián)關(guān)系，圖14繪制了對應(yīng)工況200個循環(huán)的爆震因子與射流放熱率峰值和射流壓升率峰值的對應(yīng)關(guān)系散點(diǎn)圖．首先，觀察到射流放熱率峰值與射流壓升率峰值有明顯的正比關(guān)系，表明放熱率升高會導(dǎo)致壓升率升高．此外，由圖14可知，隨著射流放熱率峰值提升，爆震因子幅值也基本呈上升趨勢，射流壓升率與爆震因子的趨勢亦如此．其他因素也會影響爆震因子幅值，故圖中散點(diǎn)存在一定的分散度．TJI發(fā)動機(jī)壓縮比提升后，被射流同時引燃的工質(zhì)的量增加，故壓力升高率增加，進(jìn)而導(dǎo)致壓力振蕩幅值增加．因此在實(shí)際應(yīng)用過程中，TJI發(fā)動機(jī)應(yīng)在保證射流穩(wěn)定引燃主燃室混合氣及保持合理燃燒持續(xù)期的前提下，盡量減小射流放熱率峰值．

圖14 稀燃工況不同壓縮比射流放熱率峰值、射流壓升率峰值與MAPO關(guān)系(l＝1.5)

同時，試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)，預(yù)燃室噴油量增大也會導(dǎo)致射流放熱率峰值增大，造成壓力振蕩幅值增大，故對TJI發(fā)動機(jī)而言，預(yù)燃室噴油量是極其關(guān)鍵的參數(shù)．噴油量過少，稀燃工況下燃燒穩(wěn)定性不足；噴油量過多，則壓力振蕩幅值增高，同時預(yù)燃室中氣體能量會被噴孔耗散，做功能力不強(qiáng)．因此，為保證發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性，應(yīng)在滿足燃燒穩(wěn)定性前提下盡量減少預(yù)燃室噴油量．

3?結(jié)?論

本文基于一臺可調(diào)壓縮比單缸發(fā)動機(jī)，針對不同壓縮比下湍流射流發(fā)動機(jī)的性能、燃燒特性和壓力振蕩特性進(jìn)行分析，試驗(yàn)得出以下結(jié)論.

(1) 壓縮比升高會提升發(fā)動機(jī)壓縮上止點(diǎn)的缸內(nèi)熱力學(xué)條件，促進(jìn)缸內(nèi)混合氣快速燃燒，增強(qiáng)燃燒穩(wěn)定性，TJI發(fā)動機(jī)的稀燃極限可拓展至＝3．

(2) 稀燃工況下，預(yù)燃室主動噴油可縮短滯燃期和燃燒持續(xù)期，提升燃燒定容度，進(jìn)而提高熱效率．

(3) TJI和SI發(fā)動機(jī)壓力振蕩存在明顯差異．增大點(diǎn)火提前角可導(dǎo)致SI發(fā)動機(jī)爆震，壓力振蕩多發(fā)生在燃燒末期；TJI發(fā)動機(jī)的壓力振蕩產(chǎn)生于燃燒初期，且持續(xù)時間較長，其主要與射流發(fā)展以及多點(diǎn)點(diǎn)火有關(guān)．

(4) 壓縮比提升更容易誘發(fā)末端混合氣自燃，嚴(yán)重情況下會誘發(fā)早燃．強(qiáng)烈末端自燃及早燃會導(dǎo)致發(fā)動機(jī)動力性能下降，因此壓縮比提升后TJI發(fā)動機(jī)應(yīng)向稀燃方向拓展．稀燃工況下壓縮比提升后即使未發(fā)生末端自燃，爆震因子依然會達(dá)到較高水平．

［1］ 王?莉，劉魯源，劉德新，等. 基于控制的稀薄燃燒汽油機(jī)進(jìn)氣模型[J].天津大學(xué)學(xué)報，2005，38(3)：201-205.

Wang Li，Liu Luyuan，Liu Dexin，et al. Control-based inlake airflow dynamic model of lean burn gasoline engine[J]. Journal of TianJin University，2005，38(3)：201-205(in Chinese).

［2］ 王天友，劉書亮，關(guān)乃佳. 控制稀燃汽油機(jī)NO排放實(shí)驗(yàn)[J]. 天津大學(xué)學(xué)報，2005，38(2)：129-132.

Wang Tianyou，Liu Shuliang，Guan Naijia. Experiment on reduction of NOemission in a lean-burn gasoline engine[J]. Journal of TianJin University，2005，38(2)：129-132(in Chinese).

［3］ Alvarez C E C，Couto G E，Roso V R，et al. A review of prechamber ignition systems as lean combustion technology for SI engines[J]. Applied Thermal Engineering，2018，128：107-120.

［4］ Pitt P，Ridley J，Clemilnts R M. An ignition system for ultra lean mixtures[J]. Combustion Science and Technology，1983，35(5/6)：277-285.

［5］ Tian J，Cui Z，Ren Z，et al. Experimental study on jet ignition and combustion processes of natural gas[J]. Fuel，2020，262：116467.

［6］ Gentz G R，Toulson E. Experimental studies of a liquid propane auxiliary fueled turbulent jet igniter in a rapid compression machine[J]. SAE International Journal of Engines，2016，9(2)：777-785.

［7］ Gentz G，Thelen B，Gholamisheeri M，et al. A study of the influence of orifice diameter on a turbulent jet ignition system through combustion visualization and performance characterization in a rapid compression machine[J]. Applied Thermal Engineering，2015，81：399-411.

［8］ Biswas S，Qiao L. Prechamber hot jet ignition of ultra-lean H2/air mixtures：Effect of supersonic jets and combustion instability[J]. SAE International Journal of Engines，2016，9(3)：1584-1592.

［9］ Biswas S，Tanvir S，Wang H，et al. On ignition mechanisms of premixed CH4/air and H2/air using a hot turbulent jet generated by pre-chamber combustion[J]. Applied Thermal Engineering，2016，106：925-937.

［10］ Biswas S，Qiao L. Ignition of ultra-lean premixed H2/air using multiple hot turbulent jets generated by pre-chamber combustion[J]. Applied Thermal Engineering，2018，132：102-114.

［11］ Tanoue K，Kimura T，Jimoto T，et al. Study of prechamber combustion characteristics in a rapid compression and expansion machine[J]. Applied Thermal Engineering，2017，115：64-71.

［12］ Yamashita R，Waku S，Mori D，et al. Effect of fuel property on the ignition and combustion characteristics of prechamber ignition[J]. Journal of Thermal Science and Technology，2021，16(2)：JTST0014.

［13］ Attard W P，Parsons P. A normally aspirated spark initiated combustion system capable of high load high efficiency and near zero NOemission in a modern vehicle powertrain[J]. SAE International Journal of Engines，2010，3(2)：269-287.

［14］ Attard W P，F(xiàn)raser N，Parsons P. A turbulent jet ignition pre-chamber combustion system for large fuel economy improvements in a modern vehcle powertrain [J]. SAE International Journal of Engines，2010，3(2)：20-37.

［15］ Toulson E，Watson H C，Attard W P. Gas Assisted Jet Ignition of Ultra-Lean LPG in a Spark Ignition Engine[M]. Detroit，USA：SAE International，2009.

［16］ 王?莉，劉德新，王天友，等. 稀燃汽油機(jī)NO排放控制的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 天津大學(xué)學(xué)報，2003，36(4)：456-459.

Wang Li，Liu Dexin，Wang Tianyou，et al. Study on NOreduction in lean burn gasoline engine[J]. Journal of Tianjin University，2003，36(4)：456-459(in Chinese).

［17］ Attard W P，Parsons P. A Normally Aspirated Spark Initiated Combustion System Capable of High Load，High Efficiency and Near Zero NOEmissions in a Modern Vehicle Powertrain[M]. Detroit，USA：SAE International，2010.

［18］ Attard W P，Kohn J，Parsons P. Ignition Energy Development for a Spark Initiated Combustion System Capable of High Load，High Efficiency and Near Zero NOEmissions[M]. Detroit，USA：SAE Interna-tional，2010.

［19］ Attard W P，Parsons P. Flame Kernel Development for a Spark Initiated Pre-Chamber Combustion System Capable of High Load，High Efficiency and Near Zero NOEmissions[M]. Detroit，USA：SAE Interna-tional，2010.

［20］ Bureshaid K，Shimura R，F(xiàn)eng D，et al. Experimental studies of the effect of ethanol auxiliary fueled turbulent jet ignition in an optical engine[J]. SAE International Journal of Engines，2019，12(4)：10. 4271/03-12-04-0026.

［21］ Bureshaid K I，F(xiàn)eng D，Bunce M，et al. Experimental studies of gasoline auxiliary fueled turbulent jet igniter at different speeds in single cylinder engine[C]//SAE Technical Paper Series. Detroit，USA，2019.

［22］ Hua J，Zhou L，Gao Q，et al. Effects on Cycle-to-Cycle Variations and Knocking Combustion of Turbulent Jet Ignition(TJI)with a Small Volume Pre-Chamber[M]. Detroit，USA：SAE International，2020.

［23］ Hua J，Zhou L，Gao Q，et al. Influence of pre-chamber structure and injection parameters on engine performance and combustion characteristics in a turbulent jet ignition(TJI)engine[J]. Fuel，2021，283：119236.

［24］ Wei H，Hua J，Pan M，et al. Experimental investigation on knocking combustion characteristics of gasoline compression ignition engine[J]. Energy，2018，143：624-633.

［25］ Zhou L，Dong K，Hua J，et al. Effects of applying EGR with split injection strategy on combustion performance and knock resistance in a spark assisted compression ignition (SACI) engine[J]. Applied Ther-mal Engineering，2018，145：98-109.

［26］ Zhou L，Hua J，Wei H，et al. Knock characteristics and combustion regime diagrams of multiple combustion modes based on experimental investigations[J]. Applied Energy，2018，229：31-41.

［27］ Zhou L，Kang R，Wei H，et al. Experimental analysis of super-knock occurrence based on a spark ignition engine with high compression ratio[J]. Energy，2018，165：68-75.

［28］ Kang R，Zhou L，Hua J，et al. Experimental investigation on combustion characteristics in dual-fuel dual-injection engine[J]. Energy Conversion and Management，2019，181：15-25.

Experimental Study of the Effects of Different Compression Ratios on the Performance and Knock Characteristics of Turbulent Jet Ignition Engine

Zhou Lei1，Liu Zongkuan1，Li Xiao1，Gao Qiang1，Ren Haijiang2，Wei Haiqiao1

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Guangxi Yuchai Machinery Company Limited，Yulin 537005，China)

In this paper，the effects of different compression ratios(CRs)on the performance and knock characteristics of a turbulent jet ignition(TJI)gasoline engine are studied using a four-stroke single-cylinder engine. The compression ratios 9，11，13，and 15 were investigated in this paper. Further，different excess air coefficients were studied under each compression ratio. The results showed that a high compression ratio could extend the lean burn limit of the TJI gasoline engine. At a CR of 15，stable combustion could be achieved with an excess air coefficient of＝3. By increasing the compression ratio and cooperating with the pre-chamber fuel injection，the ignition delay time and combustion duration of the engine can be reduced，thereby improving the combustion efficiency of the TJI engine. At the range of 1.4＜＜1.9，the fuel mixture in the main combustion chamber became leaner with increasing，and the ignition delay and combustion duration showed an upward trend at low CR conditions(CR＝9，11，and 13). At this time，the effect of the mixture concentration in the main combustion chamber on the combustion process is dominant. However，as the compression ratio increases to 15，the rising trend of ignition delay and combustion duration disappears. At＞1.9，the mixture in the main combustion chamber is too lean，and the influence of jet flame in the pre-chamber on the combustion of the main combustion chamber is enhanced. Moreover，it was also found that pressure oscillation differs significantly between the TJI engine and traditional spark plug ignition engines. The pressure oscillation of the TJI engine starts from the initial stage of the combustion and continues until the end of the combustion，which is primarily due to the multipoint ignition in the main combustion chamber caused by the high-temperature jet ignition. The TJI engine may also have pre-ignition in the case of a high compression ratio and mixture concentration. Thus，the TJI engine should operate under lean-burn conditions to achieve stable and efficient combustion.

turbulent jet ignition；compression ratio；knock；gasoline engine

10.11784/tdxbz202108034

TK421

A

0493-2137(2022)08-0876-10

2021-08-15；

2021-10-04.

周?磊（1982—??），男，博士，副教授，lei.zhou@tju.edu.cn.Email：m_bigm@tju.edu.cn

衛(wèi)海橋，weihaiqiao@tju.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(91741119).

the National Natural Science Foundation of China(No. 91741119).

(責(zé)任編輯：金順愛)