聚甲氧基二甲醚/汽油雙燃料火花輔助壓燃燃燒和排放特性研究

趙廷鈺，夏淳，方俊華，黃震

（上海交通大學(xué)動力機(jī)械與工程教育部重點實驗室，上海 200240）

0 概述

中國乘用車銷量占汽車總銷量的80%以上，點燃式發(fā)動機(jī)作為乘用車的主流動力，其熱效率的提升對我國實現(xiàn)“碳達(dá)峰、碳中和”的戰(zhàn)略目標(biāo)具有重要意義。節(jié)氣門所造成的泵氣損失是點燃式發(fā)動機(jī)熱效率較低的主要原因之一［1］。雖然汽油稀薄燃燒在一定程度上可以解決這一問題，但高稀薄混合氣環(huán)境下火焰?zhèn)鞑ダщy。而壓燃主要依靠燃料自燃，受火焰?zhèn)鞑ミ^程影響較小。傳統(tǒng)汽油機(jī)由于壓縮比較低，在無點火源的情況下燃料很難起燃，利用火花點火實現(xiàn)壓燃的方式被稱為火花輔助壓燃（spark assisted compression ignition，SACI），是一種通過火花塞提高缸內(nèi)溫度和壓力從而在壓縮末端實現(xiàn)缸內(nèi)混合氣自燃的燃燒模式［2-4］。SACI燃燒可以在相對較低的壓縮比下實現(xiàn)，文獻(xiàn)［5］中研究表明，在一臺壓縮比為12.42的發(fā)動機(jī)上，以汽油為燃料的SACI燃燒相比點燃模式熱效率提高了30%。同時SACI能夠?qū)崿F(xiàn)當(dāng)量比燃燒，可以充分發(fā)揮汽油機(jī)三元催化的作用來對氣體排放進(jìn)行控制［6］，是一種適合汽油機(jī)的壓縮著火模式。

SACI燃燒同時存在燃料自燃和火焰?zhèn)鞑サ姆艧徇^程，其反應(yīng)進(jìn)程在一定程度上受反應(yīng)動力學(xué)控制，因而存在爆震和燃燒控制的問題。控制SACI燃燒的關(guān)鍵在于燃料自燃比例及火焰?zhèn)鞑?，點火時刻、噴射策略和廢氣再循環(huán)（exhaust gas recirculation，EGR）等手段都是實現(xiàn)這一目標(biāo)的重要手段。文獻(xiàn)［7］中研究了影響SACI燃燒相位變化的主要因素，結(jié)果表明SACI的燃燒相位和燃燒持續(xù)期主要受未燃狀態(tài)下的混合氣溫度和點火正時影響，點火正時的提前會導(dǎo)致由火焰?zhèn)鞑ニa(chǎn)生的放熱比例增加，較低的混合氣溫度需要提前點火來促進(jìn)燃料自燃。文獻(xiàn)［8］中研究表明提前點火不僅改變了SACI燃燒剩余燃料的質(zhì)量，同時改變了其熱量和混合氣當(dāng)量比的分布，使得后續(xù)反應(yīng)放熱率降低。文獻(xiàn)［9］中研究了SACI燃燒在不同進(jìn)氣溫度和點火正時的變化，結(jié)果表明SACI燃燒的循環(huán)變動主要由壓燃過程產(chǎn)生，點火通過增加火焰?zhèn)鞑サ姆艧徇^程所占比例，起到了穩(wěn)定燃燒的作用。文獻(xiàn)［10］中研究了噴射策略對SACI燃燒的影響，結(jié)果表明，相比單次噴射，兩次噴射改善了缸內(nèi)混合氣分布，降低了缸內(nèi)溫度，發(fā)動機(jī)效率顯著上升。文獻(xiàn)［11］中研究表明，大比例的二次噴射對爆震的抑制效果更明顯，二次噴射可以結(jié)合更大的點火提前角，從而降低發(fā)動機(jī)循環(huán)變動并提升熱效率。

相比單燃料的多段噴射，基于雙噴系統(tǒng)的雙燃料SACI能夠?qū)Ω變?nèi)混合氣分布實現(xiàn)更大程度的調(diào)節(jié)從而控制燃燒。文獻(xiàn)［12］中研究了基于雙噴系統(tǒng)的正庚烷/甲烷SACI燃燒，結(jié)果表明混合氣的反應(yīng)活性越高，燃料自燃過程越趨于穩(wěn)定，較高的反應(yīng)活性會導(dǎo)致發(fā)動機(jī)爆震，爆震強(qiáng)度由燃料自燃的峰值放熱率決定，可以通過燃料分配調(diào)節(jié)。在部分預(yù)混的條件下，雙燃料SACI可以基于兩種燃料性質(zhì)的差異來實現(xiàn)對燃燒進(jìn)程的控制，少量高活性直噴燃料在點火控制下能夠在特定時刻實現(xiàn)起燃［13］。文獻(xiàn)［14］中研究了二甲醚/汽油的火花引燃放熱過程，結(jié)果表明通過控制二甲醚噴射和點火可以實現(xiàn)單峰放熱和三階段放熱之間的轉(zhuǎn)變。

聚甲氧基二甲醚（polyoxymethylene dimethyl ethers，PODE）具有低碳、十六烷值高、含氧量高等優(yōu)點，其分子結(jié)構(gòu)沒有C—C鍵，能在生命周期內(nèi)實現(xiàn)零碳循環(huán)，是一種新興清潔燃料［15］。近年來PODE作為直噴燃料，常被用在PODE/汽油雙燃料壓燃研究中。在壓燃過程中存在從PODE向汽油的擴(kuò)散燃燒，晚噴有助于形成PODE在汽油混合氣中的濃度梯度，可以促進(jìn)燃燒的完全進(jìn)行［16-18］。文獻(xiàn)［19］中研究表明，PODE在壓縮比為9.2的情況下可實現(xiàn)穩(wěn)定的SACI燃燒，證明了其擁有作為高活性燃料實現(xiàn)SACI燃燒的潛質(zhì)。PODE/汽油雙燃料SACI將PODE作為直噴燃料能夠?qū)崿F(xiàn)合適的濃度分層，有潛力在較低的壓縮比下實現(xiàn)高效的壓燃燃燒并通過控制點火及進(jìn)氣溫度等實現(xiàn)對燃燒進(jìn)程的控制。PODE作為雙燃料燃燒的直噴燃料還可降低顆粒物排放，改善燃燒，提高發(fā)動機(jī)效率［20-23］。文獻(xiàn)［24］中建立了柴油/PODE雙燃料的反應(yīng)機(jī)理模型，結(jié)果表明摻混PODE增強(qiáng)了預(yù)混燃燒過程和燃料整體含氧量，缸內(nèi)燃燒溫度升高，促進(jìn)了顆粒物的氧化。文獻(xiàn)［25］研究表明，相比甲醇/柴油，甲醇/PODE反應(yīng)活性控制壓燃（reactivity controlled compression ignition，RCCI）的滯燃期和燃燒持續(xù)期縮短，燃燒效率提高了3.5%。由于PODE更高的揮發(fā)性和反應(yīng)活性，PODE/汽油雙燃料相比PODE/柴油雙燃料能夠有效降低RCCI的循環(huán)變動［26］。文獻(xiàn)［27］中研究結(jié)果表明PODE有著向高負(fù)荷擴(kuò)展的潛力，較高的PODE比例可以延長燃燒持續(xù)期，抑制壓升率的上升。

綜上所述，PODE/汽油雙燃料SACI燃燒是提高點燃式發(fā)動機(jī)熱效率的有效途徑，而直噴策略、進(jìn)氣溫度和點火正時等對PODE/汽油雙燃料SACI燃燒與排放性能具有重要影響。采用合適的控制策略是實現(xiàn)對雙燃料SACI燃燒控制和充分發(fā)揮SACI燃燒在效率和排放上優(yōu)勢的關(guān)鍵。本研究中基于實驗室自主開發(fā)的雙噴射控制系統(tǒng)和試驗臺架，通過更換活塞將發(fā)動機(jī)壓縮比提高至13來實現(xiàn)SACI燃燒，深入研究了直噴正時、進(jìn)氣溫度和點火正時等對PODE/汽油雙燃料發(fā)動機(jī)燃燒和排放特性的影響，為實現(xiàn)點燃式發(fā)動機(jī)高效清潔的燃燒提供參考。

1 試驗裝置與方法

試驗發(fā)動機(jī)由一臺壓縮比為10的缸內(nèi)直噴發(fā)動機(jī)改裝而來，直噴噴油器為BOSCH高壓6孔噴嘴，最大噴油壓力為15 MPa，通過重新設(shè)計進(jìn)氣歧管來加裝一套進(jìn)氣道低壓噴射裝置，進(jìn)氣道噴嘴為BOSCH低壓4孔噴嘴，其噴射方向為進(jìn)氣門座。通過增加活塞厚度，將發(fā)動機(jī)壓縮比提升至13。改造后的試驗發(fā)動機(jī)具體參數(shù)如表1所示。本文中曲軸轉(zhuǎn)角為負(fù)表示上止點前，曲軸轉(zhuǎn)角為正表示上止點后。

表1 試驗發(fā)動機(jī)基本參數(shù)

圖1為試驗測試系統(tǒng)的示意圖。發(fā)動機(jī)與電力測功機(jī)相連來獲取轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩。發(fā)動機(jī)控制系統(tǒng)是基于Pi Innovo公司的OpenECU自主搭建的，能夠同時精確控制8個噴嘴的噴油量和噴射時刻，實現(xiàn)對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)矩的控制。KISTLER的6125C缸壓傳感器被裝在氣缸內(nèi)部用來獲取缸內(nèi)壓力信號，所得信號連同由發(fā)動機(jī)曲軸傳感器獲取的曲軸信號一同被導(dǎo)入KISTLER Kibox燃燒分析儀，計算200個循環(huán)的數(shù)據(jù)得到燃燒的放熱率和燃燒參數(shù)。發(fā)動機(jī)顆粒物排放由Cambustion公司的DMS500快速顆粒分析儀測量，DMS500由采樣系統(tǒng)和兩級稀釋組成，可以得到瞬態(tài)的顆粒物粒徑分布狀況。HORIBA公司的Mexa7500EGR氣體分析儀被用來測量發(fā)動機(jī)三元催化前的氣體排放，它包含了不分光紅外線吸收型分析儀、氫火焰離子分析儀、化學(xué)發(fā)光分析儀和磁氣壓法分析儀等部件，可以分別測量尾氣中CO/CO2、THC、NOx和O2等組分的含量。

圖1 試驗測試系統(tǒng)示意圖

試驗中使用辛烷值（research octane number，RON）為92的汽油作為進(jìn)氣道燃料，PODE作為直噴燃料。PODE是一種聚合物，分子式為CH3O（CH2O）nCH3，n代表了其聚合度。試驗用PODE為PODE3和PODE4的混合物，燃料具體性質(zhì)如表2所示。試驗過程中保持節(jié)氣門全開，通過控制噴油量來實現(xiàn)對發(fā)動機(jī)負(fù)荷的控制，試驗選定轉(zhuǎn)速為1 600 r/min，平均有效壓力（brake mean effective pressure，BMEP）為0.4 MPa，進(jìn)氣道噴射時刻固定為上止點前350°。試驗研究直噴策略、進(jìn)氣溫度和點火正時對PODE/汽油雙燃料SACI燃燒特性的影響，具體的試驗工況如表3所示。在整個試驗過程中，保持冷卻水溫度為（90±2）℃。為了保證試驗數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性和可靠性，在每個測試點，發(fā)動機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行2 min后進(jìn)行測量。燃燒分析儀每個測試點記錄200個循環(huán)的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)取平均值進(jìn)行分析，采樣間隔為0.5°。DMS500從三元催化器后取氣進(jìn)行測量，連續(xù)測量1 min取平均值用于后續(xù)分析。HORIBA從三元催化器前取氣進(jìn)行測量，連續(xù)記錄各氣體排放30 s，取平均值用于后續(xù)分析。

表2 汽油和PODE主要特性參數(shù)

表3 試驗主要控制參數(shù)

分別將CA10、CA50和CA90定義為燃料累計放熱量達(dá)到10%、50%和90%所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。將CA10至CA50之間所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角定義為急燃期，CA50至CA90之間所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角定義為緩燃期，CA10至CA90之間所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角定義為整體燃燒持續(xù)期。

本試驗中直噴比例RDI按直噴燃料質(zhì)量與燃料總質(zhì)量之比來計算，如式（1）所示。

式中，mDI為直噴（direct injection，DI）燃料質(zhì)量，kg；mtotal為總?cè)剂腺|(zhì)量，kg。

本試驗中用有效熱效率（brake thermal efficiency，BTE）來表征發(fā)動機(jī)效率，其計算公式如式（2）所示。

式中，nE為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min；Vs為發(fā)動機(jī)排量，L；pe為平均有效壓力，MPa；mPFI為進(jìn)氣道燃油消耗量，kg/h；hPFI為進(jìn)氣道燃料低熱值，kJ/kg；hDI為直噴燃料低熱值，kJ/kg。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 直噴策略對雙燃料SACI燃燒和排放的影響

圖2為不同直噴比例下直噴正時對發(fā)動機(jī)缸壓的影響，發(fā)動機(jī)點火正時和進(jìn)氣溫度分別固定為-20°和60℃。節(jié)氣門全開時同一轉(zhuǎn)速下進(jìn)氣量固定，較高的直噴比例能夠保證PODE在接近均質(zhì)混合氣的情況下仍能穩(wěn)定燃燒，從而拓展直噴正時的范圍，所選工況下直噴比例60%和80%對應(yīng)的可穩(wěn)定運(yùn)行的最大直噴正時分別為-70°和-100°。雙燃料的燃燒模式主要由直噴燃料的噴射正時決定［28-30］。根據(jù)直噴正時的不同，發(fā)動機(jī)存在3種不同的燃燒模式，如圖3所示。

圖2 不同直噴比例下直噴正時對發(fā)動機(jī)缸壓的影響

圖3 直噴正時對發(fā)動機(jī)燃燒模式的影響

燃燒模式Ⅰ的工況條件為直噴正時晚于-30°。該模式下部分PODE濃混合氣在點火的幫助下首先起燃，使得剩余燃料隨著燃燒的進(jìn)行相繼達(dá)到起燃條件實現(xiàn)自燃，燃燒過程同時存在燃料自燃和火焰?zhèn)鞑サ姆艧徇^程。由于汽油和PODE自燃所需溫度壓力條件和火焰?zhèn)鞑ニ俣却嬖谳^大差異，在后續(xù)自燃放熱過程中汽油和PODE放熱階段出現(xiàn)分離，表現(xiàn)為多段連續(xù)放熱。同時隨著直噴正時的提前，缸內(nèi)壓力呈上升趨勢。受直噴正時的影響，汽油的放熱過程可能會出現(xiàn)以火焰?zhèn)鞑橹?，也可能以燃料自燃為主。這是因為此階段直噴正時和點火正時間隔較小，點火會對放熱進(jìn)程產(chǎn)生一定影響。直噴正時為-20°時直噴噴油在點火后，點火對PODE的起燃沒有影響，整體燃燒相位滯后。直噴正時為-30°時，噴油時刻在點火之前且與點火時刻僅間隔10°，促使了部分PODE更早地起燃，壓縮沖程的大量放熱使缸內(nèi)壓力升高，為后續(xù)燃燒過程中燃料的自燃提供了良好的環(huán)境。

燃燒模式Ⅱ的工況條件為直噴正時在-30°～-80°范圍內(nèi)。在該模式下隨著直噴正時的提前，燃料的起燃變得困難，初始放熱階段起燃的燃料比例降低，出現(xiàn)明顯的低溫放熱過程，且隨著直噴正時的提前和后續(xù)高溫放熱階段逐漸分離。發(fā)動機(jī)燃燒模式屬于準(zhǔn)均質(zhì)壓燃模式并逐漸向均質(zhì)壓燃（homogeneous charge compression ignition，HCCI）模式轉(zhuǎn)變。在低溫放熱階段燃料會積累活性自由基并提高缸內(nèi)溫度，同時PODE和汽油在缸內(nèi)混合得更加均勻，使得在高溫放熱階段二者整體性更強(qiáng)，逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閱畏宸艧帷Ｖ眹娬龝r的提前造成的燃燒進(jìn)程的變化使得發(fā)動機(jī)主要放熱在上止點后進(jìn)行，發(fā)動機(jī)負(fù)功降低，同時高溫放熱階段放熱率峰值下降，這使得發(fā)動機(jī)缸壓下降。

燃燒模式Ⅲ的工況條件為直噴正時在-80°之前。該模式下PODE和汽油在缸內(nèi)充分混合，呈現(xiàn)出典型的均質(zhì)壓燃放熱曲線，發(fā)動機(jī)可以被認(rèn)為處于HCCI模式下。隨著直噴正時的提前，HCCI模式下燃燒受其他控制參數(shù)影響減弱，低溫放熱和高溫放熱之間的延遲變長。更長時間的溫升和自由基積累使得燃燒更加劇烈，高溫放熱階段放熱率峰值呈上升趨勢。但由于放熱主要在活塞下行階段且相位比較滯后，總體上，隨著直噴正時的提前，缸壓呈下降趨勢。

圖4為不同直噴比例下直噴正時對發(fā)動機(jī)燃燒相位的影響。直噴正時從-20°提前到-30°，在火花點火的幫助下，直噴比例60%和80%的起燃時刻均提前了接近10°，而隨著直噴正時的進(jìn)一步提前，發(fā)動機(jī)起燃時刻顯著滯后。總體上，隨著直噴正時的提前，發(fā)動機(jī)滯燃期呈上升趨勢而燃燒持續(xù)期呈下降趨勢。相鄰工況間緩燃期的上升幅度大于急燃期的變化幅度，因而燃燒持續(xù)期的變化趨勢與緩燃期類似。緩燃期放熱主要受高溫放熱階段速度的影響，隨著直噴正時的提前，低溫放熱的出現(xiàn)為后續(xù)高溫放熱提供了良好的條件，促進(jìn)了燃燒反應(yīng)的快速進(jìn)行，緩燃期呈明顯下降趨勢。對于急燃期來說，直噴正時早于-30°時連續(xù)的多段放熱使得放熱更加平緩，急燃期持續(xù)時間較長。但隨著低溫燃燒階段的出現(xiàn)，放熱集中在高溫放熱階段進(jìn)行，此階段內(nèi)急燃期顯著下降。而隨著燃燒模式轉(zhuǎn)變?yōu)镠CCI燃燒，由于HCCI模式下燃燒主要受動力學(xué)控制，急燃期變化幅度較小。

圖4 不同直噴比例下直噴正時對燃燒相位的影響

圖5所示為不同直噴比例下直噴正時對發(fā)動機(jī)排氣顆粒物粒徑分布的影響，其中N為顆粒物數(shù)量，Dp為顆粒物粒徑，dN/dlogDp為不同粒徑顆粒物的數(shù)量濃度分布。受益于PODE獨特的分子結(jié)構(gòu)，與傳統(tǒng)缸內(nèi)直噴發(fā)動機(jī)相比（顆粒物數(shù)目在107～108數(shù)量級），PODE/汽油雙燃料模式不同直噴策略下顆粒物均處于較低水平（顆粒物數(shù)目在106數(shù)量級），且絕大部分為不計入法規(guī)統(tǒng)計的揮發(fā)性核態(tài)顆粒物（小于23 nm）。雙噴系統(tǒng)對降低顆粒物排放同樣起到一定作用，由于顆粒物主要成分是燃燒中間產(chǎn)物和未燃燒的燃料，在較大直噴比例下，一方面由于PODE和汽油火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊牟町?，使得二者燃燒相對分離，未燃燒燃料比例上升，另一方面直噴預(yù)混程度下降，更多的直噴噴油量增加了噴到活塞頂部的概率，總體顆粒物排放水平高于低直噴比例。不同控制策略下均較低的顆粒物排放是PODE/汽油雙燃料火花輔助壓燃的優(yōu)勢之一。

圖5 不同直噴比例下直噴正時對顆粒物粒徑分布的影響

圖6為不同直噴比例下直噴正時對發(fā)動機(jī)熱效率的影響。不同直噴比例下發(fā)動機(jī)熱效率隨著直噴正時的改變有著相同的變化趨勢，隨著直噴正時的提前，發(fā)動機(jī)熱效率先升高后降低。這是因為一方面隨著燃燒模式逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榈蜏厝紵?，傳熱損失降低同時燃燒相位滯后，發(fā)動機(jī)負(fù)功降低，有利于發(fā)動機(jī)熱效率的上升；但另一方面，壓縮比為13的工況下較早的直噴正時會導(dǎo)致不完全燃燒的增加甚至失火。隨著直噴正時的提前，直噴比例60%和80%熱效率最大值相比最小值分別上升了22.4%和8.0%。當(dāng)兩種燃料比例相近時，汽油的燃燒受到了PODE的起燃時刻和燃燒進(jìn)程的顯著影響，熱效率上升更加明顯。隨著直噴比例的升高，發(fā)動機(jī)最佳效率點所對應(yīng)的直噴正時提前。

圖6 不同直噴比例下直噴正時對熱效率的影響

圖7所示為不同直噴比例下直噴正時對發(fā)動機(jī)氣體排放的影響。隨著直噴正時的提前，燃燒模式Ⅰ放熱過程中燃料自燃占比上升，促進(jìn)了燃燒的完全進(jìn)行和缸內(nèi)溫度的上升。直噴正時從-20°提前到-30°時，直噴比例為60%和80%的THC排放分別降低了66%和60%，CO排放分別降低了56%和50%，NOx排放則分別增長了99%和177%。當(dāng)發(fā)動機(jī)開始出現(xiàn)低溫放熱，隨著直噴正時的提前，NOx排放先顯著下降，當(dāng)燃燒模式轉(zhuǎn)變?yōu)镠CCI后緩慢下降，CO排放呈小幅下降趨勢，THC排放卻呈小幅上升趨勢。這是因為NOx排放受溫度影響顯著，當(dāng)發(fā)動機(jī)燃燒模式轉(zhuǎn)變?yōu)镠CCI燃燒時，由于HCCI燃燒屬于低溫燃燒，NOx排放出現(xiàn)大幅下降，而隨著直噴正時的進(jìn)一步提前，此時發(fā)動機(jī)NOx排放已經(jīng)處于極低水平，NOx排放變化幅度較小。HCCI模式下高溫放熱階段峰值放熱率隨著直噴正時的提前呈小幅上升趨勢，良好的高溫放熱促進(jìn)了部分THC和CO的氧化，CO排放小幅下降。但更加均勻的混合氣分布和較低的缸內(nèi)平均溫度抑制了PODE的起燃，未燃燒的燃料比例增加?？傮w上THC排放呈上升趨勢，且在較低直噴比例時上升幅度更加明顯。

圖7 不同直噴比例下直噴正時對氣體排放的影響

2.2 進(jìn)氣溫度對雙燃料SACI燃燒和排放的影響

圖8所示為不同直噴正時下進(jìn)氣溫度（Tin）對發(fā)動機(jī)缸壓和放熱率的影響，所選直噴正時分別處于燃燒模式Ⅰ和燃燒模式Ⅱ，發(fā)動機(jī)直噴比例和點火正時分別固定為60%和-16°。隨著進(jìn)氣溫度的上升，兩種燃燒模式下發(fā)動機(jī)的燃燒均變得更加劇烈，具體表現(xiàn)為整體燃燒相位前移，缸壓峰值和放熱率峰值上升。隨著進(jìn)氣溫度的上升，燃燒模式Ⅰ（直噴正時-30°）由單峰放熱轉(zhuǎn)變?yōu)殡p峰放熱。進(jìn)氣溫度為40℃時，初始起燃的燃料比例較低，使得剩余燃料達(dá)到自燃條件的時刻推遲，PODE和汽油后續(xù)放熱過程比較統(tǒng)一，整體呈單峰放熱。而隨著進(jìn)氣溫度的升高，PODE能夠更早地起燃但汽油需要更高的溫度和壓力，二者放熱過程分離，轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)的雙峰放熱。燃燒模式Ⅱ（直噴正時-60°）時發(fā)動機(jī)存在低溫放熱階段，低溫放熱階段與高溫放熱階段之間間隔較小。隨著進(jìn)氣溫度的上升，發(fā)動機(jī)僅發(fā)生燃燒相位的變化，仍然保持兩階段放熱，且低溫放熱階段逐漸和高溫放熱階段分離。不同進(jìn)氣溫度下低溫放熱階段放熱率峰值基本一致，提高進(jìn)氣溫度有利于缸內(nèi)溫度升高和活性自由基的積累，因此高溫放熱階段峰值放熱率顯著上升。

圖8 不同直噴正時下進(jìn)氣溫度對缸壓和放熱率的影響

圖9所示為不同直噴正時下進(jìn)氣溫度對燃燒相位的影響。隨著進(jìn)氣溫度上升至80℃，在直噴正時為-30°和-60°時滯燃期分別縮短了2.0°和5.7°，急燃期分別縮短了1.6°和4.3°，進(jìn)氣溫度對燃燒模式Ⅱ的影響更加明顯。隨著燃燒模式更接近HCCI燃燒，提高進(jìn)氣溫度能夠幫助燃料更早地起燃和完成進(jìn)行高溫反應(yīng)前的活性自由基積累。相比PODE，汽油的放熱時刻較晚，因此緩燃期主要受汽油放熱的影響。隨著進(jìn)氣溫度的上升，直噴正時為-30°時緩燃期縮短了4.0°，但直噴正時為-60°時緩燃期反而延長了0.6°，這是不同直噴正時下燃燒模式不同造成的。燃燒模式Ⅰ（直噴正時-30°）在較低的進(jìn)氣溫度下發(fā)動機(jī)呈單峰放熱。隨著進(jìn)氣溫度的上升，汽油自燃傾向增加，放熱曲線出現(xiàn)新的放熱峰，發(fā)動機(jī)燃燒更加劇烈，因此緩燃期呈下降趨勢。而燃燒模式Ⅱ（直噴正時-60°）汽油和PODE集中在高溫放熱階段放熱，由于PODE和汽油反應(yīng)速率的差異，更高的進(jìn)氣溫度會使得PODE更快地被消耗，緩燃期的汽油放熱比例上升，從而使得緩燃期小幅延長。綜合急燃期和緩燃期的變化，隨著雙燃料SACI燃燒模式接近HCCI燃燒，過高的進(jìn)氣溫度會使得總的燃燒持續(xù)期縮短從而讓發(fā)動機(jī)燃燒變得劇烈，可能會導(dǎo)致壓升率過高從而對發(fā)動機(jī)造成損傷。

圖9 不同直噴正時下進(jìn)氣溫度對燃燒相位的影響

圖10所示為不同直噴正時下進(jìn)氣溫度對顆粒物粒徑分布的影響。排氣顆粒物以核態(tài)顆粒物為主，直噴正時為-60°，發(fā)動機(jī)在40℃的進(jìn)氣溫度下存在大量的不完全燃燒，顆粒物數(shù)目顯著增加，此時提高進(jìn)氣溫度使得顆粒物粒徑峰值從107數(shù)量級下降至106數(shù)量級。直噴正時-30°時，進(jìn)氣溫度從60℃上升到80℃，顆粒物數(shù)目反而上升了5.8×105個/cm3。這可能是缸內(nèi)存在濃度分層時進(jìn)氣溫度對燃料完全燃燒的促進(jìn)作用在進(jìn)氣溫度達(dá)到一定程度時開始衰弱，同時縮短的燃燒持續(xù)期沒有為顆粒物氧化提供充足時間，顆粒物排放反而出現(xiàn)了上升。對于顆粒物排放而言存在最佳的進(jìn)氣溫度，且隨著直噴正時的提前，對應(yīng)的最佳進(jìn)氣溫度變高。

圖10 不同直噴正時下進(jìn)氣溫度對顆粒物粒徑分布的影響

圖11所示為不同直噴正時下進(jìn)氣溫度對發(fā)動機(jī)熱效率和氣體排放的影響。所選工況相同直噴正時下，進(jìn)氣溫度的升高促進(jìn)了反應(yīng)的完全進(jìn)行，發(fā)動機(jī)熱效率上升，但同時會導(dǎo)致發(fā)動機(jī)負(fù)功增加，因而熱效率上升幅度逐漸降低，過高的進(jìn)氣溫度反而可能使發(fā)動機(jī)效率下降。高進(jìn)氣溫度可以使得發(fā)動機(jī)在更早的直噴正時穩(wěn)定運(yùn)行，拓展了直噴正時的范圍，進(jìn)氣溫度為80℃時能夠在較低的直噴比例同時實現(xiàn)燃燒模式Ⅰ、燃燒模式Ⅱ和燃燒模式Ⅲ，而較低的進(jìn)氣溫度只能實現(xiàn)燃燒模式Ⅰ和燃燒模式Ⅱ。進(jìn)氣溫度為40℃、60℃和80℃時分別在-40°、-50°和-70°的直噴正時達(dá)到最佳熱效率，且進(jìn)氣溫度為80℃時的最佳熱效率相比40℃和60℃的最佳熱效率分別提升了11.7%和4.5%。HCCI燃燒由于燃燒溫度低、傳熱損失小等優(yōu)點擁有更高的熱效率，合適的進(jìn)氣溫度可以使得雙燃料SACI的燃燒模式接近或處于燃燒模式Ⅲ（HCCI燃燒），從而提高發(fā)動機(jī)熱效率。提高進(jìn)氣溫度并不改變THC和CO排放隨著直噴正時的變化趨勢。相同的直噴正時下，CO和THC排放隨著進(jìn)氣溫度的升高呈明顯的下降趨勢。進(jìn)氣溫度從40℃上升至60℃和進(jìn)氣溫度從60℃上升到80℃的過程中，在直噴正時為-40°時CO排放分別下降了30%和53%，在直噴正時為-60°時分別下降了16%和56%。CO排放對進(jìn)氣溫度的變化更為敏感，這是因為CO的氧化反應(yīng)在高溫環(huán)境下才能進(jìn)行，較高的進(jìn)氣溫度下CO排放下降幅度更加明顯。提高進(jìn)氣溫度雖然促進(jìn)了NOx的生成，但可以使得發(fā)動機(jī)實現(xiàn)高效穩(wěn)定的低溫燃燒，在低溫燃燒區(qū)內(nèi)NOx排放在100×10-6以下。

圖11 不同直噴正時下進(jìn)氣溫度對熱效率和氣體排放的影響

2.3 點火正時和直噴正時的協(xié)同影響

基于過往的研究，點火正時（spark timing，ST）能夠影響SACI燃燒的燃燒進(jìn)程和燃燒相位，影響燃料的完全燃燒。對于試驗發(fā)動機(jī)，火花塞是其原有配件。為了更好地實現(xiàn)對雙燃料SACI燃燒的控制和降低因發(fā)動機(jī)壓縮比較低導(dǎo)致的不完全燃燒，對不同直噴正時下火花點火對燃燒和排放的影響展開進(jìn)一步研究。

圖12所示為不同直噴正時下點火正時對發(fā)動機(jī)缸壓和放熱率的影響，發(fā)動機(jī)直噴比例和進(jìn)氣溫度分別固定為60%和60℃。根據(jù)前文的研究，發(fā)動機(jī)在所選的兩種直噴正時下處于不同的燃燒模式，為保證汽油在合適的燃燒相位放熱，保持二者點火正時的可變范圍基本一致。總體上較大的點火提前角促進(jìn)了缸內(nèi)壓力的升高和整體燃燒相位的前移，但僅當(dāng)直噴正時靠近上止點（-30°）時對燃燒進(jìn)程產(chǎn)生了改變。直噴正時為-30°時，發(fā)動機(jī)沒有明顯的低溫放熱過程，在較晚的點火正時（-12°）下發(fā)動機(jī)呈連續(xù)的兩段放熱，直噴正時和點火正時的間隔隨著點火正時的提前逐漸縮短，在一定的間隔窗口內(nèi)（10°）發(fā)動機(jī)由兩段放熱轉(zhuǎn)變?yōu)槿畏艧幔傮w放熱過程更加平緩，放熱率峰值下降。在合適的噴油—點火間隔窗口內(nèi)，火花塞附近的部分PODE更早起燃，從而帶動周圍燃料進(jìn)一步燃燒，選擇合適的點火正時可以分配各階段放熱占比。當(dāng)直噴正時提前到-60°時，發(fā)動機(jī)存在低溫燃燒階段，此時PODE進(jìn)行了一定時間的預(yù)混，PODE的起燃主要由自身的理化性質(zhì)決定。與直噴正時為-30°不同，此時點火正時的變化不改變整體燃燒進(jìn)程和各階段放熱占比。較早的點火正時有利于缸內(nèi)平均溫度的上升，促進(jìn)了燃料充分燃燒，使得峰值放熱率呈上升趨勢。

圖12 不同直噴正時下點火正時對缸壓和放熱率的影響

圖13所示為不同直噴正時下點火正時對發(fā)動機(jī)燃燒相位的影響。隨著點火正時從-12°提前到-24°，直噴正時為-30°時起燃時刻提前了12°，急燃期延長了近8°，緩燃期僅延長了2°；而直噴正時為-60°時起燃時刻僅提前了2°，急燃期和緩燃期變化幅度則均在1°以內(nèi)。當(dāng)發(fā)動機(jī)燃燒模式接近HCCI燃燒時，點火正時的變化對雙燃料壓燃的燃燒相位影響較小，反應(yīng)主要受燃料理化特性控制。而當(dāng)直噴燃料沒有時間進(jìn)行充分預(yù)混時，由于所選直噴比例下汽油的放熱量占比達(dá)到60%以上，要想達(dá)到總放熱量的50%必須使汽油達(dá)到起燃溫度，而點火影響的主要是燃燒初始階段PODE的自燃放熱，對汽油放熱對應(yīng)的相位變化影響較小。在滯燃期隨著點火正時的提前而顯著縮短的前提下，累計放熱需要更久的時間達(dá)到總放熱量的50%，燃燒急燃期顯著延長，而緩燃期燃燒相位變化較小。

圖13 不同直噴正時下點火正時對燃燒相位的影響

圖14所示為直噴正時-30°和-60°下點火正時對發(fā)動機(jī)熱效率和氣體排放的影響。相同的點火正時變化區(qū)間內(nèi)，更加完全的燃燒使得兩種燃燒模式的熱效率均隨著點火正時的提前呈上升趨勢。隨著點火正時的提前，直噴正時為-30°和-60°時THC排放分別下降了29%和11%，CO排放分別下降了22%和15%。THC和CO排放的降低說明即使沒有燃燒進(jìn)程的改變，選定工況下更早的點火正時仍對發(fā)動機(jī)完全燃燒起到了較大的促進(jìn)作用。隨著雙燃料燃燒接近HCCI，點火的影響逐漸減弱。當(dāng)發(fā)動機(jī)存在明顯的低溫放熱階段時，隨著點火正時的提前，NOx排放僅上升了4×10-6左右，而直噴正時為-30°時NOx排放則上升了151×10-6。在低溫燃燒模式下，點火的提前并不會帶來嚴(yán)重的NOx排放問題。

圖14 不同直噴正時下點火正時對熱效率和氣體排放的影響

3 結(jié)論

（1）根據(jù)直噴正時的不同，PODE/汽油雙燃料SACI存在3種不同的燃燒模式。燃燒模式Ⅰ是直噴正時晚于-30°，該模式下同時存在明顯的燃料自燃和火焰?zhèn)鞑サ姆艧徇^程，表現(xiàn)為多段連續(xù)放熱。燃燒模式Ⅱ是直噴正時在-30°～-80°之間，隨著直噴正時的提前出現(xiàn)低溫放熱階段，并與高溫放熱階段逐漸分離，發(fā)動機(jī)燃燒模式逐漸向HCCI轉(zhuǎn)變。燃燒模式Ⅲ是直噴正時進(jìn)一步提前到-80°之前，此時發(fā)動機(jī)可以被認(rèn)為處于HCCI模式下，呈現(xiàn)出典型的HCCI放熱曲線。

（2）高的進(jìn)氣溫度使得發(fā)動機(jī)能夠在更早的直噴正時穩(wěn)定運(yùn)行從而提升熱效率。進(jìn)氣溫度為80℃時最佳熱效率相比40℃時提高了11.3%，對應(yīng)的直噴正時提前了30°。提高進(jìn)氣溫度能夠抑制THC和CO排放，尤其是高進(jìn)氣溫度下，CO排放顯著下降，但進(jìn)氣溫度的變化對低溫燃燒模式下的NOx影響較小。合適的進(jìn)氣溫度可以使得雙燃料SACI的燃燒模式接近或處于HCCI燃燒從而提高發(fā)動機(jī)熱效率并降低排放。

（3）點火提前角的增加會縮短燃燒滯燃期，促進(jìn)燃燒的完全進(jìn)行從而提高熱效率，并有效降低THC和CO排放。在一定的噴油—點火間隔內(nèi)，點火正時能夠通過改變初段放熱占比來影響整體的燃燒進(jìn)程。隨著噴油—點火間隔的變大，點火正時對發(fā)動機(jī)燃燒進(jìn)程的影響減弱。在較早的直噴正時下，點火正時對燃燒和排放的影響較小。

（4）由于較早的直噴正時發(fā)動機(jī)不完全燃燒比例顯著增加，在合適的進(jìn)氣溫度和點火正時下，發(fā)動機(jī)在燃燒模式Ⅱ（準(zhǔn)均質(zhì)壓燃）下熱效率最高，且實現(xiàn)THC和CO排放的下降。同時由于屬于低溫燃燒，能夠?qū)崿F(xiàn)極低的NOx和顆粒物排放。