柴油微引燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)中高負(fù)荷QHCCI 燃燒試驗(yàn)

劉亞龍，毋 波，鄔斌揚(yáng)，蘇萬(wàn)華

(天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

在碳達(dá)峰、碳中和發(fā)展背景下開(kāi)展低碳燃料發(fā)動(dòng)機(jī)高效清潔燃燒技術(shù)研究是目前降低內(nèi)燃動(dòng)力碳排放的有效途徑之一[1-2].由于天然氣具有C/H 值低[3]、辛烷值高、燃燒煙用 損失小[4]和易于空氣混合等優(yōu)勢(shì)，使其得以廣泛應(yīng)用[5].柴油微引燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)是以天然氣作為主要燃料，并利用十六烷值較高的柴油作為引燃燃料，可以保持較高的壓縮比，因而可以獲得較高熱效率[6].

準(zhǔn)均質(zhì)充量壓燃著火(QHCCI)燃燒是以極小油量引燃的一種以均質(zhì)充量壓燃著火、快速放熱為特征的燃燒過(guò)程[7]，具有類似均質(zhì)壓燃(HCCI)放熱集中的特點(diǎn).與HCCI 燃燒不同的是，QHCCI 燃燒的著火相位相對(duì)于HCCI 燃燒更加可控，QHCCI 燃燒著火相位可以通過(guò)引燃柴油噴射條件等靈活調(diào)整[8-9].但QHCCI燃燒在大負(fù)荷下面臨著與HCCI 燃燒相似的問(wèn)題，由于受粗暴燃燒的限制，難以向高負(fù)荷拓展[10].

國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了許多技術(shù)手段以緩解大負(fù)荷下的燃燒粗暴問(wèn)題.Papagiannakis 等[11]研究發(fā)現(xiàn)，推遲引燃柴油噴射定時(shí)可以降低缸內(nèi)最高燃燒壓力，尤其是高負(fù)荷下，推遲引燃柴油噴射定時(shí)可以降低燃燒粗暴程度.Wang 等[12]試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，推遲天然氣噴射時(shí)刻，燃燒速率降低，并通過(guò)數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，引燃柴油噴射定時(shí)靠前會(huì)使燃燒前柴油在缸內(nèi)的分布更加均勻，進(jìn)而造成壓力升高率過(guò)高.該結(jié)論在Yang 等[13]的研究中也被證實(shí).因而推遲引燃柴油噴射定時(shí)對(duì)避免壓力升高率過(guò)高具有積極作用，但是引燃柴油噴射定時(shí)靠后會(huì)使燃油消耗率惡化，總碳?xì)浠衔?THC)和CO 排放增大[14].

廢氣再循環(huán)(EGR)是目前可用于拓展均質(zhì)燃燒負(fù)荷上限的有效技術(shù)之一.Liu 等[15]通過(guò)數(shù)值模擬研究，EGR 率從0%提高至40%，缸內(nèi)比熱容增大，氧濃度降低，有利于避免粗暴燃燒，可以在大負(fù)荷、平均有效指示壓力(IMEP)為2.15 MPa 工況下，保持最大壓力升高率(MPRR)小于1.5 MPa/(°)CA.但EGR率從0%提高至40%，指示熱效率(ITE)從47.1%降至45.3%.Abdelaal 等[16]和Hosseinzadeh 等[17]也開(kāi)展了EGR 率對(duì)柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)排放的研究，結(jié)果表明：隨著EGR 率的提高，NOx排放也有所改善，但是CO 和HC 排放呈增長(zhǎng)趨勢(shì).

進(jìn)氣門晚關(guān)(LIVC)技術(shù)通過(guò)推遲進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻，減小發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比εe，進(jìn)而降低壓縮終了溫度，有利于降低發(fā)動(dòng)機(jī)粗暴燃燒程度，在拓展負(fù)荷方面具有很大潛力.Zhou 等[18]研究發(fā)現(xiàn)，在保持φ＝1不變、中高負(fù)荷下，隨著進(jìn)氣門晚關(guān)時(shí)刻從120°CA BTDC 至90°CA BTDC，瞬時(shí)放熱率最大值呈下降趨勢(shì)，CA 50 推遲，缸內(nèi)峰值溫度下降，有利于避免爆震.同時(shí)，Wang 等[19]也通過(guò)GT-Power 開(kāi)展了數(shù)值仿真，結(jié)果表明：隨進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的推遲，壓縮過(guò)程中的燃燒壓力和缸內(nèi)平均溫度都呈下降趨勢(shì)，同時(shí)泵氣損失也降低.

綜上可知，均質(zhì)化燃燒的負(fù)荷拓展技術(shù)以損失熱效率為代價(jià)，而研究并未考慮到在滿足負(fù)荷要求下，盡可能對(duì)熱效率進(jìn)行優(yōu)化.針對(duì)均質(zhì)燃燒負(fù)荷拓展及熱效率優(yōu)化方法，Yu 等[20]提出LFEE 策略，即根據(jù)負(fù)荷特點(diǎn)協(xié)同控制燃氧當(dāng)量比φo、EGR 率和有效壓縮比εe.并在其構(gòu)建的汽油HCCI 發(fā)動(dòng)機(jī)GT 模型中進(jìn)行驗(yàn)證，在IMEP＝1.5 MPa 的高負(fù)荷下獲得了50%的有效熱效率(BTE).為了將這一協(xié)同控制思想應(yīng)用范圍從汽油HCCI 燃燒拓展至天然氣QHCCI 燃燒，筆者結(jié)合柴油微引燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的特點(diǎn)，引入引燃柴油噴射定時(shí)，提出針對(duì)不同負(fù)荷，通過(guò)引燃柴油噴射定時(shí)、φo、EGR 率和εe協(xié)同優(yōu)化燃燒相位、燃燒速率及混合氣比熱比，即LPFEE 控制策略.應(yīng)用于汽油HCCI 燃燒優(yōu)化的LFEE 策略中，需要φo和EGR 率兩個(gè)參數(shù)的耦合才能實(shí)現(xiàn)對(duì)燃燒相位的優(yōu)化，而在天然氣QHCCI 燃燒優(yōu)化的LPFEE 策略中，通過(guò)對(duì)引燃柴油噴射定時(shí)的控制就能實(shí)現(xiàn)燃燒相位的精準(zhǔn)控制.最后，基于LPFEE 控制策略，對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)QHCCI 燃燒過(guò)程進(jìn)行優(yōu)化，并選取兩個(gè)代表性負(fù)荷進(jìn)行效率優(yōu)化，提出熱力學(xué)參數(shù)控制方法，以期為天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒優(yōu)化設(shè)計(jì)提供一定參考.

1 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)為濰柴WP12 柴油微引燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，原發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示，試驗(yàn)用測(cè)量?jī)x器如表2 所示.改造的單缸試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，1～5 缸為拖動(dòng)缸，僅為發(fā)動(dòng)機(jī)提供指定轉(zhuǎn)速，試驗(yàn)缸(第6 缸)進(jìn)/排氣、燃料和電控系統(tǒng)均與拖動(dòng)缸完全獨(dú)立.其中拖動(dòng)缸的進(jìn)/排氣保持原機(jī)方式，采用廢氣渦輪增壓，燃料為單一柴油燃料.試驗(yàn)缸空氣由空壓機(jī)提供外源模擬增壓，試驗(yàn)缸配置兩套燃料供給系統(tǒng)，其中柴油采用高壓共軌、缸內(nèi)直噴的方式，硬件為BoschⅡ代電控柴油噴油器；天然氣存儲(chǔ)于20 MPa 的壓縮氣瓶中，經(jīng)過(guò)兩級(jí)減壓至0.6 MPa 后，通過(guò)進(jìn)氣道上加裝的氣體燃料噴射閥在進(jìn)氣行程將天然氣噴入缸內(nèi).

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

表2 測(cè)試設(shè)備參數(shù)Tab.2 Specifications of test equipments

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic of test system

1.2 試驗(yàn)方案及參數(shù)定義

試驗(yàn)通過(guò)改造的單缸機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行，針對(duì)大負(fù)荷和中負(fù)荷對(duì)熱效率進(jìn)行優(yōu)化.試驗(yàn)過(guò)程中，保持發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min、進(jìn)氣溫度為(55±1)℃和冷卻水溫為(80±1)℃，EGR 率采用外部冷EGR，可調(diào)范圍為0～40%，LIVC 技術(shù)通過(guò)課題組開(kāi)發(fā)的液力氣門控制裝置實(shí)現(xiàn)，該硬件為兩模式工作方式，可將原機(jī)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻從-146°CA ATDC 推遲至-80°CA ATDC，有效壓縮比εe可從16 切換至10.研究中固定引燃柴油噴射壓力為60 MPa，受噴油器硬件限制，在試驗(yàn)過(guò)程中保持微引燃油量為6 mg，該微引燃油量下可保持柴油噴油器長(zhǎng)時(shí)間穩(wěn)定工作.具有代表性的中、高負(fù)荷工況點(diǎn)是通過(guò)大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得的，試驗(yàn)過(guò)程中進(jìn)氣壓力pin變化范圍為0.14～0.33 MPa，引燃柴油噴射定時(shí)SOI 為-15°～-1°CA ATDC，EGR 率范圍為0～40%且LIVC 為-146°CA ATDC 和-80°CA ATDC.筆者主要通過(guò)改變天然氣噴射量以改變負(fù)荷，并以pmax＜18.0 MPa、MPRR＜1.5 MPa/(°)CA 作為粗暴燃燒的界限.試驗(yàn)中使用總平均指示壓力(IMEPg)，即壓縮和膨脹行程期間缸內(nèi)平均壓力作為發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的指標(biāo)，使用總指示熱效率(ITEg)，即壓縮和膨脹行程期間指示熱效率作為發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的指標(biāo)，這兩個(gè)參數(shù)只與壓縮和膨脹行程有關(guān)，忽略換氣過(guò)程對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)做功的影響，使用該參數(shù)可以更關(guān)注燃燒過(guò)程的分析.

引燃能量占比dx 為柴油熱值占總?cè)剂蠠嶂档谋戎?，可表示?/p>

式中：mO2為每循環(huán)混合氣O2質(zhì)量；φs為理論燃氧比，天然氣的理論燃氧比為0.265.

EGR 率表征進(jìn)氣中所含廢氣量的物理量，由Horiba 7100 氣體分析儀測(cè)得，有

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 大負(fù)荷下天然氣QHCCI燃燒過(guò)程優(yōu)化

2.1.1 EGR 對(duì)燃燒過(guò)程的影響

進(jìn)氣壓力pin＝0.30 MPa、SOI＝-7°CA ATDC時(shí)，受MPRR 小于1.5 MPa/(°)CA 限制，所能達(dá)到的最大IMEPg為1.5 MPa，此時(shí)通過(guò)加入EGR 以降低粗暴燃燒程度.圖2 示出進(jìn)氣壓力pin＝0.30 MPa、IMEPg＝1.5 MPa 且SOI＝-7°CA ATDC 條件下，不同EGR率對(duì)缸內(nèi)平均溫度、缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的影響.可以看出，隨著EGR 率增大，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力減小，缸內(nèi)平均溫度降低.原因是EGR 率增加，使得廢氣中的CO2和H2O 等組分進(jìn)入燃燒室后，增大了缸內(nèi)熱容[21]，降低了燃燒溫度，同時(shí)抑制了燃燒速率，并推遲了燃燒相位.由此可知，EGR 的加入會(huì)降低缸內(nèi)熱力學(xué)活性，減緩燃燒速率，降低燃燒溫度.

圖2 EGR率對(duì)缸內(nèi)平均溫度、缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的影響Fig.2 Effect of EGR rate on the in-cylinder average temperature，in-cylinder pressure and instantaneous heat release rate

圖3為進(jìn)氣壓力pin＝0.30 MPa、IMEPg＝1.5 MPa條件下EGR 率對(duì)燃燒過(guò)程的影響.隨著EGR 率提高，燃燒始點(diǎn)CA 5 基本不變，燃燒重心CA 50 明顯推遲，燃燒持續(xù)期也隨著EGR 率的提高而明顯增加.因?yàn)镋GR 增加降低了混合氣比熱比，使得壓縮階段的溫度降低，同時(shí)，混合氣氧濃度的下降使燃燒反應(yīng)速率降低，燃燒相位推遲.也正是由于EGR 率增加對(duì)燃燒相位的推遲效果及對(duì)燃燒速度的抑制作用，使得提高EGR 率可以顯著降低MPRR[22]，使燃燒趨于平緩，表明在QHCCI 大負(fù)荷工況下采用EGR是負(fù)荷拓展的有效手段.

圖3 EGR率對(duì)燃燒過(guò)程的影響Fig.3 Effect of EGR rate on the combustion process

2.1.2 LIVC 對(duì)燃燒過(guò)程的影響

當(dāng)pin＝0.26 MPa(上止點(diǎn)充量密度ρTOP為39.0 kg/m3)、EGR 率為0%且SOI＝-5°CA ATDC 時(shí)，IMEPg最大為1.5 MPa，此時(shí)pmax＞18.0 MPa、MPRR＝1.5 MPa/(°)CA，已達(dá)到粗暴燃燒的邊界.在此基礎(chǔ)上采用LIVC 后，缸內(nèi)平均溫度、缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的變化如圖4 所示.可以看出，保持相同進(jìn)氣壓力(0.26 MPa)，采用LIVC 后，進(jìn)氣量減少(ρTOP由39.0 kg/m3減少為32.5 kg/m3)，缸內(nèi)壓力水平整體降低，解決了最高燃燒壓力超限的問(wèn)題.同時(shí)，由于采用LIVC后，有效壓縮比降低，減緩了燃燒速率[23]，增大了燃燒持續(xù)期，緩解了MPRR 過(guò)高的問(wèn)題.保持相同進(jìn)氣充量(ρTOP為39.0 kg/m3)條件下采用LIVC，此時(shí)缸內(nèi)熱容不變，有效壓縮比減小，缸內(nèi)熱力學(xué)活性明顯下降，缸內(nèi)最高燃燒溫度降低，燃燒速率減緩.

圖4 LIVC對(duì)缸內(nèi)平均溫度、缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的影響Fig.4 Effect of LIVC on the in-cylinder average temperature，in-cylinder pressure and instantaneous heat release rate

圖5 示出pin＝0.26 MPa、IMEPg＝1.5 MPa 且EGR 率＝15%時(shí)不同引燃柴油噴射定時(shí)下保持進(jìn)氣壓力不變，采用LIVC 對(duì)燃燒過(guò)程的影響.可以看出，采用LIVC 會(huì)推遲CA 5，這是因?yàn)椴捎肔IVC 降低了有效壓縮比，使得壓縮階段溫度降低，導(dǎo)致滯燃期增大.燃燒重心CA 50 明顯延后，燃燒速率減小，進(jìn)而造成燃燒持續(xù)期增加.采用LIVC 后，缸內(nèi)熱力學(xué)活性的抑制作用使燃燒趨于柔和，MPRR 減小.因而在QHCCI 大負(fù)荷工況下，采用LIVC 也可以很好地緩解爆發(fā)壓力和壓力升高率過(guò)高的問(wèn)題，有利于負(fù)荷的拓展.

圖5 LIVC對(duì)燃燒過(guò)程的影響Fig.5 Effect of LIVC on the combustion process

2.1.3 大負(fù)荷下QHCCI 燃燒指示熱效率優(yōu)化

可知，EGR 和LIVC 在大負(fù)荷下均具有減緩燃燒速率、降低MPRR 的作用，但如何協(xié)同調(diào)控避免粗暴燃燒，同時(shí)能保持較高的ITEg是實(shí)現(xiàn)QHCCI 大負(fù)荷下高效燃燒的關(guān)鍵.筆者選取大負(fù)荷代表性工況的熱效率優(yōu)化過(guò)程對(duì)LPFEE 協(xié)同控制策略進(jìn)行解釋.表3 為大負(fù)荷(IMEPg＝1.8 MPa)下各工況點(diǎn)控制參數(shù).圖6 為各工況點(diǎn)的燃燒過(guò)程及能量分布.大負(fù)荷工況下混合氣活性高，易造成粗暴燃燒(MPRR＞1.5 MPa/(°)CA)，必須采用EGR 率，如工況1 所示，當(dāng)進(jìn)氣壓力pin＝0.30 MPa、EGR 率＝30%、εe＝16 且SOI 為-3°CA ATDC 時(shí)，MPRR＝1.6 MPa/(°)CA，雖然此時(shí)燃燒相位及燃燒速率較好，但此時(shí)粗暴燃燒，且最高燃燒壓力也超過(guò)了發(fā)動(dòng)機(jī)最大設(shè)計(jì)爆發(fā)壓力(18.0 MPa)，無(wú)法實(shí)現(xiàn)可靠運(yùn)行.

圖6 不同大負(fù)荷工況點(diǎn)的燃燒過(guò)程及效率Fig.6 Combustion process and efficiency at various highload operating conditions

表3 大負(fù)荷工況點(diǎn)熱力學(xué)邊界參數(shù)Tab.3 Thermodynamic boundary parameters of high-load operating conditions

為解決大負(fù)荷(IMEPg＝1.8 MPa)工況下粗暴燃燒問(wèn)題，工況2 通過(guò)提高進(jìn)氣壓力(由0.30 MPa 提高至0.33 MPa)，增大稀燃程度，降低φo，可以減緩燃燒速率，降低MPRR，但是進(jìn)氣壓力增大會(huì)使最高燃燒壓力pmax提高(已達(dá)20.0 MPa)，超過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)所能承受的最大爆發(fā)壓力(18.0 MPa).因而受發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)械強(qiáng)度限制，進(jìn)一步提高進(jìn)氣壓力以避免燃燒粗暴的方式并不適用.為避免粗暴燃燒同時(shí)滿足爆發(fā)壓力限制，工況3 通過(guò)推遲引燃柴油噴射定時(shí)來(lái)推遲燃燒相位.或者，如工況4 繼續(xù)提高EGR 率(從30%提高至40%)，進(jìn)一步減緩燃燒速率.另外，采用LIVC 后，可以顯著降低缸內(nèi)壓力水平，有效壓縮比的降低可以避免粗暴燃燒，同時(shí)可以采用更低EGR 率，達(dá)到1.8 MPa 的負(fù)荷，如工況5 所示.

通過(guò)分析工況3～工況5 可以看出，工況3 推遲引燃柴油噴射定時(shí)，燃燒相位明顯推遲，避免了粗暴燃燒，但是由于燃燒相位最靠后使排氣溫度提高，排氣損失最大.工況4 采用了更高的EGR 率(40%)，使燃燒速率進(jìn)一步降低，避免了粗暴燃燒，同時(shí)引燃柴油噴射定時(shí)可以進(jìn)一步提前，以優(yōu)化燃燒相位，使燃燒相位相對(duì)工況3 更加靠前，所以工況4 的排氣損失相對(duì)工況3 明顯降低，但工況4 傳熱損失有所增加，工況4 的ITEg與工況3 接近.工況3 與工況4 雖然可以解決燃燒粗暴的問(wèn)題，但是工況3 與工況4 因排氣損失和不完全燃燒損失均高于工況1，造成ITEg下降，所以推遲引燃柴油噴射定時(shí)和采用更高的EGR率并不利于大負(fù)荷下保持較高的ITEg.工況5為采用LIVC 后，有效壓縮比降低至10，可以較好地抑制粗暴燃燒，同時(shí)采用更低的EGR 率就可達(dá)到IMEPg＝1.8 MPa 的負(fù)荷，相比工況3 與工況4，由于工況5 采用的EGR 率(15%)更低，工質(zhì)的比熱比下降較小，降低了EGR 率對(duì)燃燒速率的抑制作用，使燃燒速率高于工況3 與工況4，燃燒持續(xù)期更短，燃燒相位相比工況3 與工況4 更加靠前，降低了排氣損失和不完全燃燒損失，使ITEg明顯提高(達(dá)到47.50%).工況6是在工況5 的基礎(chǔ)上，通過(guò)提前引燃柴油噴射定時(shí)，進(jìn)一步提前了燃燒相位，雖然排氣損失隨著燃燒相位的提前進(jìn)一步降低，但是燃燒相位的提前，使得傳熱損失進(jìn)一步提高，因而工況6 的ITEg反而略低于工況5，為46.90%.

綜合來(lái)看，大負(fù)荷(IMEPg＝1.8 MPa)下，采用LIVC 技術(shù)，降低對(duì)EGR 率的需求，缸內(nèi)混合氣的比熱比下降較小，降低不完全燃燒損失，并結(jié)合引燃柴油噴射定時(shí)合理地提前燃燒相位(CA 50 為11°CA ATDC 左右)，最終在采用LIVC、pin＝0.30 MPa、φo＝0.79、EGR 率為15%、引燃能量占比為3%且引燃柴油噴射定時(shí)為-3°CA ATDC 的條件下，ITEg達(dá)到47.50%.

2.2 中負(fù)荷下天然氣QHCCI指示熱效率優(yōu)化過(guò)程

由于中負(fù)荷工況缸內(nèi)混合氣熱力學(xué)活性適中，不易發(fā)生粗暴燃燒，所以僅通過(guò)燃氧當(dāng)量比和引燃柴油噴射定時(shí)即可較好地控制燃燒速率和燃燒相位，進(jìn)而獲得較高的指示熱效率.為說(shuō)明中等負(fù)荷下的協(xié)同控制方法，筆者以中等負(fù)荷工況下的熱效率優(yōu)化過(guò)程作為代表性工況，表4 為中負(fù)荷(IMEPg＝1.2 MPa)下各工況點(diǎn)控制參數(shù).圖7 為代表性工況點(diǎn)的缸內(nèi)平均溫度、瞬時(shí)放熱率及能量分布.

圖7 中負(fù)荷工況點(diǎn)燃燒過(guò)程及效率Fig.7 Combustion process and efficiency at various midload operating conditions

表4 中負(fù)荷工況點(diǎn)熱力學(xué)邊界參數(shù)Tab.4 Thermodynamic boundary parameters of mid-load operating conditions

中等負(fù)荷(IMEPg＝1.2 MPa)下，無(wú)需采用EGR以抑制粗暴燃燒，如工況 7 所示，此時(shí) pin＝0.26 MPa，引燃柴油噴射定時(shí)為-15°CA ATDC，燃燒相位雖然較為優(yōu)化，但是φo較低，不完全燃燒損失較大，同時(shí)缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力pmax接近發(fā)動(dòng)機(jī)最大設(shè)計(jì)爆發(fā)壓力上限(18.0 MPa).

在當(dāng)前中負(fù)荷下，采用降低進(jìn)氣壓力的方式可以提高φo，同時(shí)降低缸內(nèi)壓力水平.因而工況8 在工況7 的基礎(chǔ)上，通過(guò)降低進(jìn)氣壓力，降低最大爆發(fā)壓力pmax，并提高了φo.工況9 是在工況8 的基礎(chǔ)上進(jìn)一步降低進(jìn)氣壓力至pin＝0.18 MPa，使φo提高，但是此時(shí)如果繼續(xù)保持引燃柴油噴射定時(shí)為-15°CA ATDC，會(huì)造成較高的MPRR，引起粗暴燃燒(MPRR＞1.5 MPa/(°)CA).此時(shí)需要推遲引燃柴油噴射定時(shí)，因而工況10 為在工況9 基礎(chǔ)上推遲引燃柴油噴射定時(shí)至-10°CA ATDC.通過(guò)對(duì)比工況7、8 和10 可知，降低進(jìn)氣壓力后提高了φo，燃燒速率顯著提高，不完全燃燒損失降低.同時(shí)，缸內(nèi)熱容隨著進(jìn)氣壓力降低而減小，燃燒溫度提高，傳熱損失有所增大，由于降低了進(jìn)氣壓力后進(jìn)氣量減少，排氣量也隨之降低，所以排氣帶走的能量減少，排氣損失有所降低，ITEg呈增長(zhǎng)趨勢(shì).為了進(jìn)一步探究提高φo對(duì)燃燒過(guò)程的影響，在工況10 的基礎(chǔ)上進(jìn)一步降低進(jìn)氣壓力至0.14 MPa來(lái)實(shí)現(xiàn)φo的提高，即工況11.此時(shí)只有在引燃柴油噴射定時(shí)為-3°CA ATDC 時(shí)，才能在粗暴燃燒限制(MPRR ＜1.5 MPa/(°)CA)下 達(dá) 到 1.2 MPa 的 負(fù)荷.通過(guò)對(duì)比工況10 與工況11，雖然工況11 的φo進(jìn)一步增大，燃燒速率提高，但是由于需要推遲引燃柴油噴射定時(shí)，導(dǎo)致燃燒相位過(guò)于靠后，使得排氣溫度提高，排氣損失增大，制約了ITEg的增長(zhǎng).

中等負(fù)荷下優(yōu)化熱效率的關(guān)鍵是，首先合理地提高燃氧當(dāng)量比φo至0.50 左右，以提高燃燒速率，降低不完全燃燒損失；然后，通過(guò)調(diào)節(jié)引燃柴油噴射定時(shí)控制燃燒相位，在滿足發(fā)動(dòng)機(jī)最大設(shè)計(jì)爆發(fā)壓力(pmax＜18.0 MPa)和粗暴燃燒(MPRR＜1.5 MPa/(°)CA)限制下，保持較為靠前的燃燒相位(CA 50 為5°CA ATDC 左右)，以降低排氣損失.經(jīng)過(guò)優(yōu)化后，在IMEPg＝1.2 MPa 中等負(fù)荷下，進(jìn) 氣 壓力 pin＝0.18 MPa、φo＝0.50 且引燃柴油噴射定時(shí)為-10°CA ATDC 的條件下，ITEg可達(dá)49.79%.

3 結(jié) 論

(1) 提高EGR 率，缸內(nèi)熱容增大，可以降低燃燒溫度；同時(shí)，EGR 提高會(huì)推遲燃燒相位，降低燃燒速率，有利于大負(fù)荷下避免粗暴燃燒，但也會(huì)降低缸內(nèi)工質(zhì)比熱比，不利于ITEg的提高；高負(fù)荷下，采用LIVC 降低有效壓縮比，可以明顯改善大負(fù)荷下pmax過(guò)高的問(wèn)題，同時(shí)降低壓縮階段缸內(nèi)熱力學(xué)活性，降低MPRR，也有利于避免大負(fù)荷下QHCCI 燃燒粗暴燃燒的問(wèn)題.

(2) 大負(fù)荷工況下，采用LIVC 結(jié)合低EGR 率，工質(zhì)的比熱比值下降較小，同時(shí)降低不完全燃燒損失，并結(jié)合引燃柴油噴射定時(shí)使燃燒相位在最大爆發(fā)壓力和粗暴燃燒限制下處于靠前水平(CA 50 在11°CA ATDC 左右)，降低排氣損失；經(jīng)優(yōu)化后在轉(zhuǎn)速為1 000 r/min、IMEPg＝1.8 MPa、pin＝0.30 MPa、φo＝0.79、引燃柴油噴射定時(shí)為-3°CA ATDC 且EGR 率為15%下，采用LIVC技術(shù)的工況下ITEg達(dá)47.50%.

(3) 中等負(fù)荷下通過(guò)引燃柴油噴射定時(shí)與燃氧當(dāng)量比的協(xié)同控制即可實(shí)現(xiàn)天然氣QHCCI 的高效穩(wěn)定燃燒，在滿足發(fā)動(dòng)機(jī)最大爆發(fā)壓力(pmax＜18.0 MPa)和粗暴燃燒(MPRR＜1.5 MPa/(°)CA)限制下，能夠獲得保持較優(yōu)的燃燒相位(CA 50 在5°CA ATDC 左右)；經(jīng)優(yōu)化后在IMEPg＝1.2 MPa 中等負(fù)荷、進(jìn)氣壓力pin＝0.18 MPa、φo＝0.50 且引燃柴油噴射定時(shí)為-10°CA ATDC 的條件下，ITEg可達(dá)49.79%.