陳?銳，董?凱，宮?雨，梁俊潔，李?巖，衛(wèi)海橋，周?磊，華劍雄

?

二次噴射對火花輔助壓燃燃燒及爆震特性影響的試驗研究

陳?銳1，董?凱1，宮?雨2，梁俊潔2，李?巖2，衛(wèi)海橋1，周?磊1，華劍雄1

(1. 天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072；2.北京動力總成有限公司技術(shù)中心，北京 101106)

火花輔助壓燃(SACI)是一種由火焰?zhèn)鞑フT導未燃混合氣自燃的新型燃燒方式．但SACI爆震現(xiàn)象限制了熱效率的進一步提升．針對這一問題，基于一臺高壓縮比缸內(nèi)直噴汽油機，首先對SACI燃燒及爆震界定進行了分析；然后開展了二次噴射策略對SACI燃燒及爆震特性影響的試驗研究．結(jié)果表明：火花點火是SACI燃燒的一個重要環(huán)節(jié)，點火過于提前會導致SACI爆震的產(chǎn)生．SACI爆震的壓力振蕩幅值(MAPO)要高于SI爆震且分布更加離散．二次噴射在燃燒室內(nèi)可以形成不同的燃油濃度分層，對SACI有良好的爆震抑制效果．當采用噴射比例4∶1、一次噴射時刻300°,CA BTDC、二次噴射時刻140°,CA BTDC時，通過對爆震的抑制獲得最優(yōu)燃燒特性，循環(huán)變動系數(shù)降低了1.18%,，有效燃油消耗率降低了約3.11%，有效熱效率提高了1.05%．

火花輔助壓燃；二次噴射；爆震；壓力振蕩

均質(zhì)壓燃(homogeneous charge compression ignition，HCCI)燃燒模式[1]由于可顯著提高發(fā)動機熱效率及排放特性，受到越來越多研究人員的關(guān)注．但HCCI仍然面對許多挑戰(zhàn)，如缺少燃燒相位控制的直接手段，爆震限制了負荷拓展等[2-3]．近年來，許多學者提出一種火花輔助壓燃(spark assisted compression ignition，SACI)的新型燃燒模式[4-6]，在保證熱效率的前提下，可以通過直接點火的方式控制燃燒相位，同時大大拓展了HCCI負荷范圍，十分具有潛力．

許多研究人員對SACI的燃燒機理及控制策略方面進行了研究．Wang等[2,7]使用光學發(fā)動機對SACI的燃燒過程進行了試驗研究，研究指出：火花跳火引起了SACI的第1階段的燃燒過程，即火焰?zhèn)鞑ミ^程；火焰?zhèn)鞑ミM行放熱，對燃燒室周圍的未燃混合氣進行二次加熱加壓作用，導致第2階段自燃的發(fā)生．Lavoie等[8]根據(jù)上止點附近的已燃區(qū)溫度與未燃區(qū)溫度，描述了一種多模式燃燒區(qū)域圖，發(fā)現(xiàn)中高負荷為SACI的最優(yōu)運行區(qū)域．Olesky等[3]基于一臺裝有火花塞的HCCI發(fā)動機進行了SACI試驗，發(fā)現(xiàn)通過控制合適的點火時刻及缸內(nèi)溫度可以降低SACI的放熱率峰值．

SACI在較高負荷下，后期未燃混合氣發(fā)生的快速自燃現(xiàn)象容易導致爆震的發(fā)生，限制熱效率的提升，產(chǎn)生燃燒噪聲[9]．目前對SACI燃燒模式下的爆震研究還有限．并且，關(guān)于SACI的早期研究主要集中在使用均質(zhì)燃油分布及負氣門重疊(negative valve overlap，NVO)實現(xiàn)SACI，燃油分層在SACI中的研究較少．Marseglia等[10]通過缸內(nèi)直噴汽油機(gasoline direct injection，GDI)試驗及AVL Fire軟件模擬研究發(fā)現(xiàn)二次噴射策略具有降低循環(huán)變動以及爆震趨勢的特點．Benajes等[11]發(fā)現(xiàn)在稀燃條件下，二次噴射策略相對單次噴射策略可以更好地實現(xiàn)對火花點火輔助部分預混壓燃(partially premixed charge，PPC)的燃燒相位控制，提高燃燒性能及排放性能．因此，本文基于一臺高壓縮比點燃式發(fā)動機，在SACI燃燒模式下對不同二次噴射比例及噴射時刻的燃燒和爆震特性進行試驗研究，并與單次噴射進行對比，分析不同的燃油分層情況對SACI爆震的抑制效果，以進一步提高動力性及經(jīng)濟性．

1?試驗裝置及運行條件

1.1?試驗裝置

本文試驗基于一臺由Ricardo E6改裝而成的單缸4沖程、缸內(nèi)直噴(direct injection，DI)點燃式發(fā)動機進行．為了提高SACI燃燒穩(wěn)定性，試驗采用雙火花點火系統(tǒng)，兩個火花塞對稱安裝于缸蓋排氣門兩側(cè)．點火時刻及噴油時刻通過控制單元Motec M400快速連續(xù)調(diào)節(jié)，分辨率為0.5°CA．試驗噴油系統(tǒng)自主開發(fā)而成，噴油次數(shù)、脈寬和噴油壓力可由微控制器靈活調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)精度為0.1°CA，噴油器采用西門子壓電晶體噴油器．混合氣當量比由BOSCH寬域氧傳感器測量，測量精度為0.1%，響應時間為0.15,s．缸內(nèi)壓力信號由Kistler 6118A火花塞式壓力傳感器每隔0.1°CA觸發(fā)測量，并經(jīng)Kistler 5011電荷放大器及數(shù)據(jù)采集卡將缸壓數(shù)據(jù)保存于計算機存儲器中．發(fā)動機技術(shù)參數(shù)見表1，試驗臺架如圖1?所示．

表1?發(fā)動機參數(shù)

Tab.1?Engine specifications

圖1?試驗臺架示意

1.2?運行條件

試驗在轉(zhuǎn)速為1,500,r/min、節(jié)氣門全開條件下開展，進氣壓力與溫度為常溫常壓．試驗開始時首先進行20,min暖機運行，待發(fā)動機穩(wěn)定后保持水溫為75,℃、油溫85,℃不變．為了減少試驗誤差，每一個試驗工況點采取200個連續(xù)循環(huán)的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)對燃燒過程進行分析和計算．本文SACI燃燒模式由內(nèi)部EGR策略實現(xiàn)，保持NVO為73°CA不變，此時內(nèi)部EGR率約為16%,．試驗中采用不同噴油策略時，保持循環(huán)噴油量為28.7,mg不變以維持混合氣濃度為化學當量比．為了使空氣、燃料充分混合，試驗過程中設(shè)置單次噴射時刻為300°CA BTDC．為了明確不同二次噴射策略對于SACI的燃燒影響，試驗設(shè)置了不同的噴油比例，分別為4∶1、3∶2和2∶3．針對不同噴油比例，第1次噴射時刻設(shè)置與單次噴射一致，第2次噴射時刻(the secondary start of injection，SOI2)分別為SOI2＝180°CA BTDC，SOI2＝140°CA BTDC，SOI2＝100°CA BTDC，SOI2＝60°CA BTDC，均在壓縮行程．試驗過程中氣門型線、純壓縮缸壓曲線及噴射時刻如圖2所示．

圖2 NVO＝73°CA時氣門型線、純壓縮缸壓曲線及噴射時刻

2?SACI燃燒特性及爆震評價

為了更好地分析與比較基于SACI燃燒模式中的單次噴射策略與二次噴射策略對爆震的影響，本部分首先對SACI燃燒模式的基本燃燒特征進行介紹．其次，在相同壓縮比、進氣量及噴油量運行條件下，與SI爆震進行對比分析，以獲得SACI爆震特性及評價指標．

2.1?SACI燃燒特性

圖3展示了在NVO＝73°CA工況下，不同點火時刻(ignition timing，IT)的缸壓、放熱率以及累積質(zhì)量燃燒分數(shù)的變化規(guī)律．從放熱率曲線可以看出存在明顯拐點，定義拐點為SACI火焰?zhèn)鞑シ艧岵糠?spark ignition，SI)與壓燃放熱部分(compression ignition，CI)分界點[7]．隨著點火時刻的提前，放熱率峰值逐漸增大且拐點位置提前，SI放熱比例逐漸減少，CI放熱比例增加．當點火提前角過于推遲時，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力降低且推遲，放熱率曲線逐漸接近傳統(tǒng)SI燃燒模式的單階段放熱，放熱率拐點不明顯，即壓燃放熱部分不明顯．這意味著火花點火是SACI燃燒模式中的重要環(huán)節(jié)，在一定的內(nèi)部EGR率下，逐漸提前點火時刻可使燃燒模式從SI模式逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)镾ACI燃燒模式，并且點火時刻可調(diào)節(jié)SI和CI燃燒的比例．

圖3?SACI燃燒曲線

2.2?SACI爆震特性及評價方法

許多學者指出，當發(fā)動機爆震現(xiàn)象發(fā)生時，缸內(nèi)存在高頻的壓力振蕩，振蕩頻率范圍約為4～20kHz[12-13]．另外，根據(jù)Nyquist采樣定理，在數(shù)字信號的轉(zhuǎn)換過程中，當采樣頻率大于信號中最高頻率的2倍時，采樣之后的數(shù)字信號可以完整地保留原始信號中的信息．基于本文試驗運行條件下，Kistler 6118A壓力傳感器采樣頻率為90,kHz，可獲得45,kHz以內(nèi)的頻率信號，故本文將帶通濾波設(shè)置為4～20,kHz，可以很好地提取爆震信號，去除低頻壓力信號和高頻噪聲信號的干擾．作為常用的爆震強度指標，濾波后壓力振蕩幅值(maximum amplitude of pressure oscillation，MAPO)是由濾波后缸內(nèi)壓力振蕩絕對值的最大值計算得到，直接反映了壓力振蕩的強度，因而本文采用MAPO作為SACI爆震的評價指標．本部分基于不同工況下200個連續(xù)循環(huán)的MAPO統(tǒng)計分析方法，對比不同SACI與SI兩種燃燒模式的爆震特點，以得出SACI爆震界定閾值.

圖4?SACI及SI燃燒模式下缸內(nèi)壓力振蕩幅值統(tǒng)計分析

圖5?SACI及SI燃燒模式下壓力振蕩

圖6展示了兩種燃燒模式在不同點火提前角下，從正常燃燒到爆震工況的MAPO概率統(tǒng)計分布情況．圖中標記的“正常燃燒”在試驗過程中無敲缸聲音，“爆震臨界”可聽見輕微敲缸聲音，“強烈爆震”可聽見明顯敲缸聲音．從圖中可以看出，SACI燃燒模式在IT＝6°CA～12°CA BTDC的過程中，平均MAPO上升較為緩慢；在IT＝12°CA～14°,CA BTDC的過程中，平均MAPO顯著上升．SI燃燒模式在IT＝16°CA～20°CA BTDC的過程中，平均MAPO上升較為緩慢；在IT＝20°CA～21°,CA BTDC的過程中，平均MAPO顯著上升．另外，SI的MAPO概率分布曲線峰值要高于SACI，分布更加集中．SI正常燃燒范圍主要集中在0.1,MPa以內(nèi)，SACI正常燃燒范圍主要集中在0.2,MPa以內(nèi)．因此，SI燃燒模式選定爆震臨界點IT＝20°CA BTDC時的平均MAPO (0.1,MPa)作為爆震界定閾值．SACI燃燒模式中選定爆震臨界點IT＝14°CA BTDC時的平均MAPO (0.2,MPa)作為爆震界定閾值．若單一循環(huán)的MAPO超過爆震閾值時，即為爆震循環(huán)．當爆震循環(huán)數(shù)超過測試循環(huán)數(shù)的10%,時，認定此工況為爆震工況.

圖6 SACI及SI燃燒模式下壓力振蕩幅值概率分布

圖7展示了不同點火提前角下指示平均有效壓力(indicated mean effective pressure，IMEP)的循環(huán)變動系數(shù)(coefficient of variation，COV)與爆震循環(huán)百分比變化曲線．從圖中可以看出，通過MAPO界定SACI爆震趨勢時，將爆震閾值定為MAPO＝0.2,MPa可以很好地區(qū)分正常燃燒、爆震臨界和強烈爆震的不同工況．當點火過于推遲時，由于基本為SI燃燒，內(nèi)部EGR的稀釋作用會降低火焰?zhèn)鞑サ姆€(wěn)定性，循環(huán)變動系數(shù)較大．提前點火時，使燃燒模式從SI轉(zhuǎn)為SACI，燃燒較為穩(wěn)定，循環(huán)變動系數(shù)較低．而當點火過于提前時，爆震循環(huán)百分比出現(xiàn)大幅上升，超過爆震限值，循環(huán)變動系數(shù)升高[15]．

圖7 不同點火提前角下的循環(huán)變動系數(shù)與爆震循環(huán)百分比

綜上，可以發(fā)現(xiàn)SACI穩(wěn)定燃燒工況可以產(chǎn)生自燃階段但沒有明顯的壓力振蕩，自燃處于可控范圍．另外，SACI爆震由于內(nèi)部EGR的存在導致前期火焰?zhèn)鞑ポ^為不穩(wěn)定且后期自燃階段放熱過于集中，壓力振蕩幅值要高于SI爆震且分布更加離散．

3?試驗結(jié)果及討論

3.1?二次噴射策略對于SACI爆震的影響

在SACI中點火過于提前時，將會導致高頻、高幅值的壓力振蕩，產(chǎn)生爆震現(xiàn)象，從而限制動力性及經(jīng)濟性的進一步提升．故本文采用二次噴射策略對SACI爆震進行抑制以優(yōu)化燃燒相位，達到動力性及經(jīng)濟性的提升．本部分將單次噴射策略下SACI爆震工況(IT＝12°CA BTDC)作為基準工況進行對比，分析并討論采用不同二次噴射比例及噴射時刻對于爆震抑制的影響．

圖8 不同二次噴射策略對于SACI爆震及燃燒相位的影響

圖8展示了基于SACI燃燒模式，不同二次噴射比例及噴射時刻對于爆震趨勢及燃燒相位的影響．從圖8(a)可以看出除噴射比例為4∶1，SOI2＝100°CA BTDC(點4∶1)與SOI2＝60°CA BTDC(點*4∶1)時爆震循環(huán)百分比相對單次噴射策略有增加外，其他二次噴射策略均具有明顯抑制爆震的效果．圖8(b)和(c)取不同噴射比例下抑制爆震效果最強的二次噴射時刻進行MAPO概率分布統(tǒng)計并擬合成曲線．可以發(fā)現(xiàn)隨著二次噴射比例的增大，最大MAPO明顯降低，并且MAPO分布更為集中且峰值更為提前．說明二次噴射比例越大抑制爆震的效果越明顯．結(jié)合圖8(d)燃燒相位變化情況可以發(fā)現(xiàn)，抑制爆震的效果越強，CA,50(燃料燃燒累積放熱量50%對應的曲軸轉(zhuǎn)角)越滯后且燃燒持續(xù)期(CA,10-90，燃料燃燒累積放熱量10%～90%時對應的曲軸轉(zhuǎn)角)越長．這主要是由于隨著二次噴射時刻的推遲，缸內(nèi)混合氣的分層梯度逐漸顯現(xiàn)[10]．火花塞附近區(qū)域形成當量比＞1(spark＞1)的較濃混合氣，通過汽化潛熱的冷卻作用降低了溫度，從而減緩了前期火焰?zhèn)鞑サ乃俣龋瑫r，在燃燒室壁面區(qū)域附近形成wall＜1的稀薄環(huán)境，增長了未燃混合氣的滯燃期，減緩了自燃階段的燃燒速率．兩者的相互作用可以減少自燃階段放熱比例，使燃燒相位推遲，增大燃燒持續(xù)期，從而降低了放熱率峰值及缸壓峰值，具有較好的爆震抑制效果．隨著二次噴射比例的增加，分層程度更加明顯，會進一步增大燃燒持續(xù)期，減少自燃階段放熱比例，降低放熱率峰值及缸壓峰值．因此，二次噴射具有明顯的爆震抑制的效果．另外，可以發(fā)現(xiàn)不同噴射比例下，當?shù)冢泊螄娚渫七t到一定時刻時，均會出現(xiàn)爆震趨勢有所升高的現(xiàn)象(如圖中4∶1、*4∶1、3∶2、2∶34個點)．說明二次噴射時刻對爆震的抑制程度呈現(xiàn)非單調(diào)的關(guān)系．

圖9?單次噴射不同噴油量對爆震循環(huán)百分比的影響

3.2?二次噴射對于SACI動力性及經(jīng)濟性的影響

二次噴射策略在SACI燃燒模式下具有明顯的爆震抑制效果．為比較不同二次噴射策略下的性能提升情況，本部分將選取不同噴油比例下穩(wěn)定燃燒時最大轉(zhuǎn)矩輸出(maximum brake torque，MBT)所對應的二次噴射時刻與單次噴射策略作為對比，分析動力性及經(jīng)濟性的提升效果．二次噴射策略分別為噴油比例4∶1、SOI2＝140°CA BTDC，噴油比例3∶2、SOI2＝100°CA BTDC，噴油比例2∶3、SOI2＝180°CA BTDC．

圖10展示了二次噴射策略與單次噴射策略的缸壓、放熱率以及累積質(zhì)量燃燒分數(shù)的變化規(guī)律．可以發(fā)現(xiàn)，由于二次噴射策略對于SACI爆震的抑制效果，可以使點火提前角增大，進而使放熱率峰值及缸壓峰值提前．隨著二次噴射比例的增加，缸內(nèi)形成的更加明顯的燃油分層不利于后期自燃的發(fā)生，從而使缸壓及放熱率峰值逐漸降低，但均高于單次噴射策略．從圖9可以看出，二次噴射策略的整體燃燒速率要高于單次噴射策略．這說明二次噴射策略通過抑制爆震，可以進一步增大點火提前角，優(yōu)化燃燒相位，實現(xiàn)更為集中的燃燒．

圖10 穩(wěn)定燃燒下最優(yōu)二次噴射策略的SACI燃燒曲線

圖11?最優(yōu)二次噴射策略下SACI動力性及經(jīng)濟性隨點火提前角的變化情況

4?結(jié)?論

(1) 火花點火是SACI燃燒的一個重要環(huán)節(jié)．過于推遲點火時燃燒模式轉(zhuǎn)化為SI，燃燒出現(xiàn)不穩(wěn)定；提前點火可以使燃燒模式從SI轉(zhuǎn)為SACI，燃燒穩(wěn)定；點火過于提前時將會導致SACI爆震現(xiàn)象產(chǎn)生，燃燒失穩(wěn)．

(2) 基于多循環(huán)MAPO統(tǒng)計分析的方法，發(fā)現(xiàn)SACI穩(wěn)定燃燒工況可以產(chǎn)生自燃階段但沒有明顯的壓力振蕩，自燃處于可控范圍．另外，SACI爆震由于內(nèi)部EGR的存在導致前期火焰?zhèn)鞑ポ^為不穩(wěn)及后期自燃階段放熱過于集中，壓力振蕩幅值要高于SI爆震且分布更加離散．

(3) 基于SACI燃燒模式，缸內(nèi)二次噴射策略具有良好的爆震抑制效果．二次噴射比例越大，抑制爆震的效果越明顯．另外，二次噴射時刻對爆震的抑制程度呈現(xiàn)非單調(diào)變化的關(guān)系．由于高壓縮比及內(nèi)部EGR形成的較高的缸內(nèi)初始熱力學狀態(tài)，燃燒過程受到二次噴射策略形成的分層混合氣影響較大，且燃燒室壁面形成的輕微稀薄混合氣有促進爆震的趨勢.

(4) 二次噴射策略通過對爆震的抑制，可以增大點火提前角，優(yōu)化燃燒相位，實現(xiàn)更為集中的燃燒放熱．對于本研究中的二次噴射策略，采用噴油比例4∶1、SOI2＝140°CA BTDC時，可以更好地優(yōu)化SACI燃燒特性．相對單次噴射策略，循環(huán)變動系數(shù)降低了約1.18%,，IMEP提高了約3.3%,，有效熱效率提高了約1.05%,，BSFC降低了約3.11%,．

［1］ Bendu H，Murugan S. Homogeneous charge compression ignition(HCCI)combustion：Mixture preparation and control strategies in diesel engines[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews，2014，38：732-746.

［2］ Wang Z，He X，Wang J-X，Shuai S，et al. Combustion visualization and experimental study on spark induced compression ignition(SICI)in gasoline HCCI engines[J]. Energy Conversion and Manage-ment，2010，51(5)：908-917.

［3］ Olesky L M，Martz J B，Lavoie G A，et al. The effects of spark timing，unburned gas temperature，and negative valve overlap on the rates of stoichiometric spark assisted compression ignition combustion[J]. Applied Energy，2013，105：407-417.

［4］ Wang X，Xie H，Li L，et al. Wall temperature effect on SI-CAI hybrid combustion progress in a gasoline engine[C]//SAE Technical Papers. Detroit，USA，2013，2(1)：1315-1323.

［5］ Koopmans L，Denbratt I. A four stroke camless engine，operated in homogeneous charge compression ignition mode with commercial gasoline[C]//SAE Technical Papers. Detroit，USA，2001：2001-01-3610.

［6］ Begg S M，Mason D J，Heikal M R. Spark ignition and spark-assisted controlled auto-ignition in an optical gasoline engine[C]// SAE Technical Papers. Detroit，USA，2009：2009-32-0072.

［7］ Wang Z，Wang J，Shuai S，et al. Research on spark induced compression ignition(SICI)[C]// SAE Technical Papers. Detroit，USA，2009：2009-01-0132.

［8］ Lavoie G A，Martz J，Wooldridge M，et al. A multi-mode combustion diagram for spark assisted compression ignition[J]. Combustion and Flame，2010，157(6)：1106-1110.

［9］ Xie H，Li L，Chen T，et al. Study on spark assisted compression ignition(SACI)combustion with positive valve overlap at medium-high load[J]. Applied Energy，2013，101(1)：622-633.

［10］ Marseglia G，Costa M，Catapano F，et al. Study about the link between injection strategy and knock onset in an optically accessible multi-cylinder GDI engine[J]. Energy Conversion and Management，2017，134：1-19.

［11］ Benajes J，Molina S，García A，et al. Performance and engine-out emissions evaluation of the double injection strategy applied to the gasoline partially premixed compression ignition spark assisted combustion concept[J]. Applied Energy，2014，134(C)：90-101.

［12］ Galloni E. Dynamic knock detection and quantification in a spark ignition engine by means of a pressure based method[J]. Energy Conversion and Management，2012，64(12)：256-562.

［13］ Brecq G，Bellettre J，Tazerout M. A new indicator for knock detection in gas SI engines[J]. International Journal of Thermal Sciences，2003，42(5)：523-532.

［14］ Wang Z，Liu H，Reitz R D. Knocking combustion in spark-ignition engines[J]. Progress in Energy and Combustion Science，2017，61：78-112.

［15］ Wagner R M，Edwards K D，Daw C S，et al. On the nature of cylic dispersion in spark assisted HCCI combustion[C]// SAE Technical Papers. Detroit，USA，2006：2006-01-0418.

［16］ Wei H，F(xiàn)eng D，Pan M，et al. Effects of multiple parameters on cyclic variation of a SI engine fueled with 2-methylfuran gasoline blends[C]// SAE Technical Papers. Detroit，USA，2017：2017-01-0654.

(責任編輯：金順愛)

Experimental Investigations on the Effects of Split Injection Strategy on Combustion and Knock Characteristics in a SACI Engine

Chen Rui1，Dong Kai1，Gong Yu2，Liang Junjie2，Li Yan2，Wei Haiqiao1，Zhou Lei1，Hua Jianxiong1

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Technical Center，BAIC Motor Powertrain Co.，Ltd，Beijing 101106，China)

Spark assisted compression ignition(SACI)is a new combustion mode by inducing the auto-ignition of unburned mixture with flame propagation. However，the knock of SACI limits the increase of thermal efficiency. In this work，the combustion characteristics and knock detection of SACI were analyzed based on a gasoline direct injection(GDI)engine with high compression ratio. Besides，experiments were conducted to investigate the effects of split injection strategy on the combustion and knocking characteristics. The results show that the ignition timing is an essential factor influencing the knock occurrence. Engine knock is easily induced under SACI with excessive ignition advance. When the knock occurs，the maximum amplitude of pressure oscillation(MAPO)under SACI mode is more discrete and higher than that under the SI mode. Split injection can cause different levels of fuel concentration stratification in combustion chamber，which can suppress the engine knock efficiently. The optimal combustion characteristic is obtained through the improved knock resistance at an injection ratio of 4∶1,with an first start of injection(SOI)of 300°,CA BTDC and second SOI of 140°,CA BTDC. In this case，the coefficient of variation and the brake specified fuel consumption decrease by 1.18%, and 3.11%, respectively，the effective thermal efficiency increases by 1.05%,.

spark assisted compression ignition(SACI)；split injection；knock；pressure oscillation

10.11784/tdxbz201805002

TK417

A

0493-2137(2019)02-0157-09

2018-05-03；

2018-5-31.

陳銳（1963— ），男，博士，教授，R.chen@Iboro.ac.uk.

衛(wèi)海橋，whq@tju.edu.cn.

國家重點研發(fā)計劃資助項目(2017YFB0103400).

the National Key R & D Program of China(No.,2017YFB0103400).