楊志偉，謝?輝，陳?韜，吳中浪，趙?華, 2

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PFI/DI噴射對(duì)米勒循環(huán)汽油機(jī)燃燒特性的影響

楊志偉1，謝?輝1，陳?韜1，吳中浪1，趙?華1, 2

(1. 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 300072；2. 布魯內(nèi)爾大學(xué)先進(jìn)動(dòng)力和燃油研究中心，倫敦UB8 3PH，英國(guó))

為削弱泵氣損失大、壓縮比和工質(zhì)比熱容低等問(wèn)題對(duì)汽油機(jī)常用部分負(fù)荷熱效率的制約作用，基于配備進(jìn)氣道噴射(port fuel injection，PFI)和缸內(nèi)直噴(direct injection，DI)雙噴系統(tǒng)的高壓縮比米勒循環(huán)汽油機(jī)，系統(tǒng)探究了進(jìn)氣門早關(guān)策略對(duì)汽油機(jī)部分負(fù)荷熱效率的影響規(guī)律．研究表明，應(yīng)用米勒循環(huán)可有效調(diào)控歧管壓力和泵氣損失，通過(guò)綜合優(yōu)化氣門相位、點(diǎn)火策略和節(jié)氣門開度，相較于原機(jī)在2000r/min，平均指示有效壓力(IMEP) 0.36MPa工況指示熱效率由32.4%提升至36.4%．針對(duì)高壓縮比米勒循環(huán)小負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性惡化問(wèn)題，提出采用分層火焰引燃(stratified flame ignition，SFI)混合燃燒技術(shù)實(shí)現(xiàn)對(duì)燃燒放熱過(guò)程的優(yōu)化控制．研究表明，SFI燃燒可有效提高燃燒穩(wěn)定性，平均指示有效壓力的循環(huán)變動(dòng)COVIMEP降幅達(dá)64.9%．而后期自燃的參與使得放熱更為集中迅速，指示熱效率由純米勒循環(huán)下的36.4%提升至37.8%．

汽油機(jī)；米勒循環(huán)；分層火焰引燃；循環(huán)變動(dòng)；燃油經(jīng)濟(jì)性

我國(guó)第4階段油耗法規(guī)的出臺(tái)對(duì)車用發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性提出了更為嚴(yán)苛的要求．且根據(jù)美國(guó)能源信息署EIA數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)顯示，至2040年點(diǎn)燃式內(nèi)燃機(jī)仍將占據(jù)90%的輕型車市場(chǎng)[1]．因此進(jìn)一步有效提高汽油機(jī)循環(huán)熱效率不僅具有極大的學(xué)術(shù)價(jià)值，同時(shí)對(duì)社會(huì)和經(jīng)濟(jì)的可持續(xù)發(fā)展也具有重大意義．長(zhǎng)久以來(lái)，傳統(tǒng)汽油機(jī)泵氣損失大、壓縮比和工質(zhì)比熱容低等問(wèn)題嚴(yán)重制約了其熱效率的提升[2]，尤其是在常用部分負(fù)荷工況．米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)可通過(guò)進(jìn)氣門早關(guān)(early intake valve closure，EIVC)或進(jìn)氣門晚關(guān)(late intake valve closure，LIVC)策略，降低部分負(fù)荷工況的泵氣損失[3]．配合高幾何壓縮比活塞，可在保證較高的有效壓縮比的同時(shí)進(jìn)一步提高膨脹比，給予發(fā)動(dòng)機(jī)更大的熱效率提升空間．

國(guó)內(nèi)外針對(duì)米勒循環(huán)在汽油機(jī)上的應(yīng)用研究開展了很多工作，Vent等[4]介紹了奔馳公司在一臺(tái)2.0T增壓汽油機(jī)上，運(yùn)用Camtronic系統(tǒng)降低氣門升程實(shí)現(xiàn)進(jìn)氣門早關(guān)，以提升部分負(fù)荷的燃油經(jīng)濟(jì)性，同時(shí)配合靈活的噴油策略解決小升程帶來(lái)的燃燒速度變緩等問(wèn)題．Hara等[5]的研究表明，米勒循環(huán)可有效降低泵氣損失，但其帶來(lái)的有效壓縮比減小會(huì)降低燃燒開始前缸內(nèi)的溫度和壓力，拉長(zhǎng)燃燒持續(xù)期，增大循環(huán)變動(dòng)．Miklanek等[6]指出米勒循環(huán)會(huì)降低燃燒開始前缸內(nèi)溫度，延緩燃燒放熱過(guò)程，通過(guò)結(jié)合進(jìn)氣加熱和米勒循環(huán)，有效改善了發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性．英國(guó)布魯奈爾大學(xué)的Li[7]在單缸汽油機(jī)平臺(tái)上對(duì)比研究了氣門型線對(duì)汽油機(jī)熱效率的影響，并結(jié)合二次噴射有效提高了米勒循環(huán)的燃燒速度和穩(wěn)定性．德爾福公司的Moore等[8]利用非對(duì)稱氣門提高缸內(nèi)的滾流比和渦流比，強(qiáng)化小負(fù)荷下的火焰?zhèn)鞑?，在提高了燃燒穩(wěn)定性的同時(shí)，降低了HC和顆粒物排放．國(guó)內(nèi)研究機(jī)構(gòu)主要偏重米勒循環(huán)對(duì)汽油機(jī)經(jīng)濟(jì)性的改善，上海交通大學(xué)的Li等[9]利用試驗(yàn)平臺(tái)對(duì)比研究了高壓縮比條件下LIVC和EIVC兩種策略對(duì)直噴汽油機(jī)經(jīng)濟(jì)性的不同影響．結(jié)果表明，在中低負(fù)荷工況EIVC相較于LIVC能夠更大限度地降低泵氣損失，而在大負(fù)荷工況，LIVC對(duì)爆震現(xiàn)象的抑制效果明顯優(yōu)于EIVC．同濟(jì)大學(xué)的Wan等[10]針對(duì)不同負(fù)荷，利用可變氣門升程技術(shù)實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)氣門策略的切換，小負(fù)荷工況油耗相比原機(jī)降低了11%．

從目前的研究現(xiàn)狀來(lái)看，部分負(fù)荷下燃燒過(guò)緩，循環(huán)變動(dòng)大，經(jīng)濟(jì)性和排放惡化是制約米勒循環(huán)實(shí)際工程應(yīng)用的重大問(wèn)題之一．對(duì)此，本研究期望通過(guò)EIVC策略實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)，降低汽油機(jī)部分負(fù)荷泵氣損失，結(jié)合重新設(shè)計(jì)的高壓縮比活塞增大發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹比，提高熱效率．針對(duì)米勒循環(huán)帶來(lái)的小負(fù)荷燃燒變緩，穩(wěn)定性惡化問(wèn)題，期望采用PFI/DI混合噴油策略實(shí)現(xiàn)燃油分層，利用火花塞跳火引燃火花塞周圍的混合氣濃區(qū)，形成一段火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，然后在火焰?zhèn)鞑メ尫诺臒崃?、?nèi)部廢氣的加熱以及活塞上行壓縮導(dǎo)致的溫度升高三方面共同作用下，引發(fā)外圍稀釋混合氣的自燃[11]，即借助直噴正時(shí)、直噴比例和點(diǎn)火提前角對(duì)分層火焰引燃(stratified flame ignition，SFI)的有效調(diào)控作用[12]強(qiáng)化小負(fù)荷下的火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，同時(shí)借助后期自燃燃燒的參與，使得整體燃燒放熱更為集中迅速，在改善燃燒穩(wěn)定性的同時(shí)進(jìn)一步提升經(jīng)濟(jì)性.

1?研究方法

本研究是在一臺(tái)配備雙VVT系統(tǒng)的2.0L增壓直噴均質(zhì)混合氣汽油機(jī)上開展的，發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表1所示．采用重新設(shè)計(jì)的升程6.1mm、開啟持續(xù)期160°CA的米勒循環(huán)進(jìn)氣凸輪軸替換原機(jī)升程9mm、持續(xù)期200°CA的凸輪軸，兩款凸輪軸型線對(duì)比如圖1所示，排氣仍采用原機(jī)凸輪軸．試驗(yàn)中通過(guò)EIVC策略實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)，同時(shí)將原機(jī)平頂活塞更換為壓縮比13.4的高壓縮比分層活塞，以實(shí)現(xiàn)更好的混合氣分層．為實(shí)現(xiàn)基于PFI/DI混合噴射的SFI燃燒，安裝了金屬進(jìn)氣歧管和PFI噴油系統(tǒng)．

表1?試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

Tab.1?Engine specifications in tests

試驗(yàn)臺(tái)架的控制系統(tǒng)采用dSPACE公司的MicroAutobox和RapidPro快速原型控制系統(tǒng)，其中MicroAutobox是整機(jī)控制算法運(yùn)行的核心，RapidPro負(fù)責(zé)傳感器信號(hào)采集和執(zhí)行器驅(qū)動(dòng)．缸內(nèi)壓力信號(hào)采用Kistler的6053C壓電晶體傳感器進(jìn)行測(cè)量，通過(guò)Kistler的5064型電荷放大器將傳感器的電荷信號(hào)轉(zhuǎn)化為電壓信號(hào)，電壓的大小與缸壓數(shù)值呈線性關(guān)系，標(biāo)定后可在線實(shí)時(shí)顯示缸壓數(shù)值．其后由NI公司PCI6123采集卡在1000齒/轉(zhuǎn)的光電編碼器的外部時(shí)鐘驅(qū)動(dòng)下，實(shí)現(xiàn)多循環(huán)缸壓數(shù)據(jù)的連續(xù)采集，每個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)至少采集200個(gè)循環(huán)．則采用ETAS公司的LA4線性氧傳感器進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量．具體試驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)示意圖如圖2所示．

圖1?米勒循環(huán)凸輪軸與原機(jī)凸輪軸型線對(duì)比

圖2?試驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)示意

2?試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1?進(jìn)氣門早關(guān)米勒循環(huán)對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的提升

圖3 進(jìn)排氣相位對(duì)充氣效率、歧管壓力和泵氣損失壓力的影響

圖4給出了換氣過(guò)程缸壓隨進(jìn)排氣相位變化的規(guī)律．從圖4(a)可見(jiàn)，固定IVC為47℃A BBDC時(shí)，隨著排氣門開啟推遲，自由排氣階段縮短，在膨脹沖程末段和排氣沖程階段，缸內(nèi)壓力下降趨勢(shì)出現(xiàn)明顯差別．當(dāng)排氣門開啟較早時(shí)，自由排氣階段較長(zhǎng)，缸內(nèi)氣體工質(zhì)一邊對(duì)活塞做功，一邊憑借與排氣道間的正壓差自動(dòng)快速排出氣缸，整個(gè)排氣過(guò)程較為順暢，壓力顯著下降．當(dāng)排氣門較晚開啟時(shí)，缸壓明顯下降的時(shí)刻出現(xiàn)在排氣沖程中，即依靠活塞上行強(qiáng)制排氣，會(huì)產(chǎn)生更多的推出功損失．此外，當(dāng)活塞運(yùn)行至排氣上止點(diǎn)時(shí)，缸內(nèi)殘余廢氣分壓隨EVO推遲而增大，EVO為136°CA ATDC時(shí)缸壓為66kPa，而EVO為156°CA ATDC和176°CA ATDC對(duì)應(yīng)的缸壓分別為81kPa和93kPa，表明隨EVO推遲，缸內(nèi)殘余廢氣率持續(xù)增大，因而需要更高的歧管壓力保證新鮮進(jìn)氣量．從圖4(b)可見(jiàn)，相較于排氣門相位，IVC對(duì)換氣過(guò)程的缸內(nèi)壓力具有更強(qiáng)和更直接的調(diào)控能力，隨IVC提前，進(jìn)氣沖程末段和壓縮沖程開始階段壓力線重合趨勢(shì)愈發(fā)明顯，有效進(jìn)氣沖程縮短，需要更高的歧管壓力保證進(jìn)氣量，隨IVC從最晚7°CA BBDC提前到47°CA BBDC時(shí)，歧管壓力由50kPa增加到75kPa，進(jìn)氣沖程缸壓顯著提高，泵氣損失持續(xù)降低．

圖4?進(jìn)排氣相位對(duì)換氣過(guò)程缸內(nèi)壓力的影響

除去可有效降低換氣過(guò)程中的泵氣損失之外，米勒循環(huán)對(duì)燃燒過(guò)程也產(chǎn)生了重要影響．圖5(a)展示了進(jìn)排氣門相位對(duì)最佳點(diǎn)火提前角、燃燒始點(diǎn)CA10和滯燃期的影響．可見(jiàn)，隨IVC的提前，最佳點(diǎn)火角幾乎呈線性提前，以EVO為176°CA ATDC為例，當(dāng)IVC由7°CA BBDC提前至55°CA BBDC時(shí)，最佳點(diǎn)火角由22°CA ATDC提前至38°CA ATDC．得益于點(diǎn)火角的大幅提前，燃燒始點(diǎn)CA10并未隨IVC提前而出現(xiàn)明顯推遲，而是主要受EVO影響．隨EVO時(shí)刻推遲，CA10明顯推遲．滯燃期受到進(jìn)排氣門相位的共同影響，其中IVC時(shí)刻由于能大幅影響最佳點(diǎn)火角，因而在燃燒始點(diǎn)差別不大的情況下，IVC時(shí)刻對(duì)滯燃期的調(diào)控具有主導(dǎo)作用．

圖5?進(jìn)排氣相位對(duì)燃燒特征參數(shù)的影響

圖6 2000r/min，pi為0.36MPa工況下進(jìn)排氣相位對(duì)指示熱效率的影響

當(dāng)然，應(yīng)用米勒循環(huán)也帶來(lái)了一些問(wèn)題．圖7給出了指示熱效率最高的氣門相位(IVC為55°CA BBDC，EVO為176°CA ATDC)下的連續(xù)100循環(huán)放熱率曲線，可以明顯看出此時(shí)循環(huán)間的放熱率無(wú)論是在峰值還是放熱持續(xù)期上均出現(xiàn)劇烈波動(dòng)，燃燒放熱過(guò)程的穩(wěn)定性已嚴(yán)重惡化．

圖7 IVC為55°CA BBDC，EVO為176°CA ATDC下的連續(xù)100循環(huán)放熱率曲線

從圖8中可見(jiàn)，指示平均有效壓力循環(huán)變動(dòng)隨IVC的提前和EVO的推遲顯著增大，一方面是由于隨著IVC時(shí)刻的提前，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)減弱，不利于后期火焰?zhèn)鞑?，另一方面，隨著EVO的推遲，缸內(nèi)殘余廢氣率顯著增加，過(guò)高的殘余廢氣率惡化了小負(fù)荷的燃燒穩(wěn)定性，限制了熱效率的提升空間．

圖8?進(jìn)排氣相位對(duì)指示平均有效壓力循環(huán)變動(dòng)的影響

2.2?SFI混合燃燒對(duì)米勒循環(huán)小負(fù)荷穩(wěn)定性的提升

圖9給出了燃燒始點(diǎn)CA10、燃燒相位CA50和燃燒持續(xù)期CA10～CA90隨直噴比例DI和直噴正時(shí)SOI變化的規(guī)律，其中綠色虛線標(biāo)注出了純DI基準(zhǔn)點(diǎn)的相應(yīng)數(shù)值．首先，隨著SOI由115°CA BTDC推遲到70°CA BTDC，CA10和CA50顯著提前．當(dāng)SOI從70°CA BTDC繼續(xù)推遲至40°CA BTDC時(shí)，兩者隨SOI幾乎呈線性關(guān)系推遲．隨著DI增大，火花塞附近區(qū)域混合氣持續(xù)趨濃，過(guò)濃的混合氣會(huì)抑制前期火焰?zhèn)鞑?，因而CA10和CA50普遍推后．同時(shí)，在整缸混合氣保持理論空燃比的前提下，火花塞區(qū)域混合氣趨濃意味著燃燒室周圍區(qū)域混合氣濃度持續(xù)變稀，抑制了后續(xù)火焰面的發(fā)展和自燃的產(chǎn)生，因而燃燒持續(xù)期普遍拉長(zhǎng)．同純DI相比，PFI/DI混合噴射可以通過(guò)燃油分層，依靠火花塞局部混合氣加濃穩(wěn)定初期著火和火焰?zhèn)鞑ィ瑫r(shí)直噴的部分燃油起到冷卻作用，降低缸內(nèi)溫度和壓力，配合點(diǎn)火提前可優(yōu)化燃燒相位，使得整體放熱過(guò)程更為集中．

圖9 直噴比例和直噴正時(shí)對(duì)燃燒始點(diǎn)CA10、燃燒相位CA50和燃燒持續(xù)期CA10～CA90的影響

為了更加細(xì)致地分析SOI和DI對(duì)米勒循環(huán)燃燒過(guò)程的影響，首先固定SOI為70°CA BTDC，觀察3個(gè)不同直噴比例下缸壓、瞬時(shí)放熱率和質(zhì)量燃燒率的區(qū)別．如圖10(a)所示，隨著DI的增大，缸壓和放熱率整體提前，放熱更為集中，峰值更大，CA10和CA50普遍提前，燃燒持續(xù)期縮短．只有直噴比例為0.5時(shí)由于周圍混合氣過(guò)稀，使得后期燃燒放熱速率變緩．固定直噴比例為0.4，對(duì)比5個(gè)不同直噴時(shí)刻和純DI模式下缸壓、瞬時(shí)放熱率和質(zhì)量燃燒率差異．如圖10(b)所示，隨著SOI由95°CA BTDC推遲到70°CA BTDC，燃油分層逐漸明顯，直噴燃油在火花塞附近形成較濃的混合氣，使得缸壓、瞬時(shí)放熱率提前，峰值增大．隨著直噴正時(shí)從70°CA BTDC推遲到40°CA BTDC，直噴時(shí)刻越來(lái)越接近點(diǎn)火時(shí)刻，燃油對(duì)火花塞周圍區(qū)域的冷卻作用增強(qiáng)，同時(shí)過(guò)晚的噴油時(shí)刻可能會(huì)導(dǎo)致燃油無(wú)法及時(shí)抵達(dá)火花塞，不利于初始火核形成和火焰?zhèn)鞑?，?dǎo)致缸壓和瞬時(shí)放熱率曲線推后，峰值降低．

圖10?直噴比例和直噴正時(shí)對(duì)缸壓和瞬時(shí)放熱率的影響

圖11展示了SOI和DI對(duì)滯燃期、燃燒持續(xù)期的標(biāo)準(zhǔn)差和指示平均有效壓力循環(huán)變動(dòng)的影響規(guī)律，可見(jiàn)隨著DI減小，火花塞周圍燃油濃度由偏濃變稀，逐漸趨向適于初期著火需求的濃度條件，使得初期燃燒穩(wěn)定，滯燃期、燃燒持續(xù)期標(biāo)準(zhǔn)差和指示平均有效壓力循環(huán)變動(dòng)COVIMEP均明顯減?。谕恢眹姳壤?，由于PFI噴射的噴油量和噴油正時(shí)始終固定，故由PFI造成的燃燒室周圍區(qū)域的混合氣濃度基本保持穩(wěn)定，但隨著直噴時(shí)刻推遲，由DI噴射造成的火花塞附近區(qū)域混合氣濃度持續(xù)加濃，從而導(dǎo)致整缸混合氣濃度梯度持續(xù)變化，最終影響到后續(xù)的火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程．從試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)，SFI燃燒的滯燃期普遍超過(guò)純DI模式．在SOI為70°CA BTDC時(shí)，指示平均有效壓力的循環(huán)變動(dòng)和燃燒持續(xù)期的標(biāo)準(zhǔn)差均達(dá)到最小值，除直噴比例為0.5之外，直噴比例為0.3和0.4時(shí)的COVIMEP和燃燒持續(xù)期的標(biāo)準(zhǔn)差均較純DI模式有明顯改善，DI為0.3，SOI為70°CA BTDC時(shí)的COVIMEP相較純DI模式降低了64.9%．

在改善米勒循環(huán)小負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性的同時(shí)，SFI混合燃燒憑借后期自燃燃燒的參與，理論上可以組織更為集中迅速的放熱過(guò)程，進(jìn)一步改善小負(fù)荷的燃油經(jīng)濟(jì)性．

圖11 直噴正時(shí)和直噴比例對(duì)滯燃期、CA10～CA90標(biāo)準(zhǔn)差和IMEP循環(huán)變動(dòng)的影響

圖12給出了DI為0.4，SOI為70°CA BTDC時(shí)SFI燃燒模式下的100循環(huán)放熱率曲線，與圖7相比，從曲線形狀上看，SFI燃燒呈現(xiàn)明顯的前期火焰?zhèn)鞑ズ秃笃谧匀純呻A段放熱特征，這也與Natarajan?等[13]基于光學(xué)觀測(cè)結(jié)果提出混合燃燒同時(shí)包含火焰?zhèn)鞑ズ秃笃谧匀純煞N放熱特征的結(jié)論相符．借助火花塞附近區(qū)域加濃混合氣實(shí)現(xiàn)了更為穩(wěn)健的前期火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，而后期自燃的參與顯著提高了放熱率峰值，配合點(diǎn)火角的提前，優(yōu)化了燃燒相位，相較于純DI下的傳統(tǒng)SI燃燒，整個(gè)放熱率曲線型心位置更加靠近壓縮上止點(diǎn)，放熱過(guò)程等容度更高．

圖12 rDI＝0.4，SOI為70°CA BTDC時(shí)SFI燃燒模式下的連續(xù)100循環(huán)放熱率曲線

本研究的最終目標(biāo)是有效提高汽油機(jī)部分負(fù)荷工況的經(jīng)濟(jì)性．圖13展示了直噴正時(shí)和直噴比例對(duì)SFI燃燒指示熱效率隨SOI和DI變化的規(guī)律，首先從整體上值得關(guān)注的是，隨著DI增加，指示熱效率對(duì)SOI越敏感，隨SOI變化得越來(lái)越劇烈．各直噴比例下，均在直噴時(shí)刻70°CA BTDC附近取得熱效率峰值，其中直噴比例為0.4時(shí)最高指示熱效率達(dá)到了37.8%．

圖13 直噴正時(shí)和直噴比例對(duì)SFI燃燒指示熱效率的?影響

由圖14可以看出，與原機(jī)32.4%的指示熱效率相比，應(yīng)用米勒循環(huán)后取得了12.3%的熱效率提升，達(dá)到36.4%．而通過(guò)米勒循環(huán)結(jié)合SFI混合燃燒指示熱效率最高可提升16.7%，表明本研究采用的技術(shù)路線在改善汽油機(jī)小負(fù)荷穩(wěn)定性的同時(shí)，可有效提高其燃油經(jīng)濟(jì)性．

圖14 2000r/min，pi為0.36MPa工況原機(jī)、純米勒循環(huán)和SFI燃燒模式下指示熱效率對(duì)比

3?結(jié)?論

(1)在給定負(fù)荷情況下，米勒循環(huán)可將發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況轉(zhuǎn)移到歧管壓力更高、泵氣損失較低的區(qū)間，提升發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性．較早的IVC會(huì)顯著延長(zhǎng)滯燃期，但配合點(diǎn)火策略優(yōu)化可基本維持燃燒相位穩(wěn)定，而推遲EVO會(huì)增大殘余廢氣率，減緩燃燒速度，拉長(zhǎng)燃燒持續(xù)期，對(duì)燃燒相位有一定推遲作用．

(3)通過(guò)PFI/DI混合噴油策略可實(shí)現(xiàn)兼具火焰?zhèn)鞑ズ妥匀純煞N燃燒特征的SFI混合燃燒．一定范圍內(nèi)隨直噴比例增大，SFI燃燒的缸壓和放熱率整體提前，燃燒持續(xù)期縮短，放熱過(guò)程更為集中、迅速．直噴正時(shí)推遲會(huì)強(qiáng)化燃油分層程度，加快前期火焰?zhèn)鞑ニ俣?，但過(guò)晚的噴油時(shí)刻會(huì)惡化火花塞區(qū)域燃油分布，反而抑制前期火焰?zhèn)鞑ズ秃笃谧匀既紵?/p>

(4) SFI燃燒穩(wěn)定性對(duì)噴油策略和點(diǎn)火策略極為敏感，通過(guò)綜合優(yōu)化直噴比例、直噴正時(shí)和點(diǎn)火角，在轉(zhuǎn)速為2000r/min、i為0.36MPa工況，SFI燃燒的穩(wěn)定性較均質(zhì)混合氣燃燒顯著提高，IMEP的循環(huán)變動(dòng)最大降幅達(dá)64.9%．同時(shí)得益于SFI燃燒放熱過(guò)程的優(yōu)化，指示熱效率也由純米勒循環(huán)下的36.4%進(jìn)一步提高至37.8%．

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Effects of PFI/DI Injection on Combustion Characteristics of Miller-cycle Gasoline Engine

Yang Zhiwei1，Xie Hui1，Chen Tao1，Wu Zhonglang1，Zhao Hua1, 2

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Centre for Advanced Powertrain and Fuels，Brunel University，London UB8 3PH，UK)

To weaken the restrictive effect of the pumping loss, low compression ratio, and specific heat ratio on the thermal efficiency of gasoline engines，we investigated the influence of the Miller cycle on the partial-load thermal efficiency of a high-compression-ratio Miller-cycle gasoline engine equipped with a dual-injection system (i.e.，port fuel injection and direct injection). The results indicate that the Miller cycle can effectively regulate the manifold pressure and pumping loss. By optimizing the intake and exhaust valve phases，spark timing，and throttle opening，we increased the thermal efficiency from 32.4% to 36.4%，as compared to that of the original engine under 2000 r/min，IMEP 0.36 MPa. Then，we realized stratified flame ignition (SFI) hybrid combustion to improve the combustion stability of the Miller cycle. The results indicate that SFI combustion can optimize the combustion process and effectively reduce the COVIMEPby 64.9%. Supported by late-stage auto-ignition，we achieved further improvement in the thermal efficiency from 36.4% to 37.8%.

gasoline engine；Miller cycle；stratified flame ignition；COV；fuel economy

TK11

A

1006-8740(2019)01-0052-08

10.11715/rskxjs.R201804027

2018-04-09．

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2017YFB0103402)；天津市應(yīng)用基礎(chǔ)與前沿技術(shù)研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(14JCQNJC06900).

楊志偉（1993—??），男，碩士，yangzhiwei@tju.edu.cn.

謝?輝，男，博士，教授，xiehui@tju.edu.cn.