吳 堅，陳嘉雯，杜家坤，陳 泓，李鈺懷，占文鋒

(廣州汽車集團(tuán)股份有限公司 汽車工程研究院，廣州 511434)

0 概述

在全球變暖的環(huán)境背景下，各國家和地區(qū)制定了愈發(fā)嚴(yán)格的車輛油耗排放法規(guī)。替代燃料、混合動力和更高效率的純內(nèi)燃機(jī)車是未來實現(xiàn)內(nèi)燃機(jī)進(jìn)一步節(jié)能減排的有效途徑[1-6]。其中，混合動力和純內(nèi)燃機(jī)車的持續(xù)發(fā)展都需要高效率發(fā)動機(jī)技術(shù)支持。

稀薄燃燒是未來實現(xiàn)高效發(fā)動機(jī)的潛在技術(shù)之一[7-9]。相較于當(dāng)量比燃燒，稀薄燃燒通過向氣缸內(nèi)加入過量的新鮮空氣，增大缸內(nèi)混合氣比熱容提高理論熱效率的同時，減少泵氣損失，進(jìn)一步降低缸內(nèi)溫度，從而減少傳熱損失[8]。另一方面，缸內(nèi)溫度的降低，有助于抑制缸內(nèi)混合物自燃，從而抑制爆震的產(chǎn)生，使壓縮比的進(jìn)一步提高成為可能[9]。在泵氣損失和傳熱損失減小及壓縮比和混合氣比熱容增大的多重作用下，使用稀薄燃燒技術(shù)可以使發(fā)動機(jī)有效熱效率拓展至45%～50%[10]。日本的跨學(xué)科戰(zhàn)略創(chuàng)新聯(lián)盟項目(cross-ministerial strategic innovation promotion program， SIP)中使用稀薄燃燒、絕熱涂層等技術(shù)把熱效率進(jìn)一步拓展到51.5%。同時，現(xiàn)代公司、日產(chǎn)公司都發(fā)布了以稀燃為技術(shù)路線的未來50%超高熱效率發(fā)動機(jī)發(fā)展圖譜。

然而，由于過量空氣的稀釋作用，缸內(nèi)混合氣的燃燒速度減慢，混合氣的點燃也更加困難，傳統(tǒng)火花塞點燃難以有效拓展稀薄燃燒的極限及繼續(xù)挖掘稀薄燃燒的節(jié)油潛力。新型的高能點火系統(tǒng)如電暈點火、等離子點火、微波點火和預(yù)燃室點火[11-16]等技術(shù)應(yīng)運而生。試驗證明，等離子點火[12]可以有效加快燃燒速度，拓展稀燃極限，但NOx排放增多，點火系統(tǒng)容易被腐蝕[13]，且容易與發(fā)動機(jī)控制單元和測量單元產(chǎn)生信號干涉[14]；電暈點火能有效提高點火效率，拓展稀燃極限，減少燃燒循環(huán)變動和未燃全碳?xì)浠衔?total hydrocarbon, THC)排放，但對其他排放物無改善作用[12]；預(yù)燃室點火技術(shù)能提高點火的穩(wěn)定性，提升燃燒速度，在降低發(fā)動機(jī)油耗的同時，可大幅度減少NOx排放[15]，是未來實現(xiàn)超高燃效、低排放的最具潛力技術(shù)之一[16]。

在20世紀(jì)70年代，受全球第一輪油耗排放法規(guī)的推動，預(yù)燃室發(fā)動機(jī)的研發(fā)在眾多研究機(jī)構(gòu)中大規(guī)模開展。MAHLE公司在基于主動預(yù)燃室和被動預(yù)燃室方面均做了一定研究，分析了不同預(yù)燃室控制參數(shù)在燃燒、油耗和排放方面的表現(xiàn)[16-20]。文獻(xiàn)[19]中在單缸機(jī)、多缸機(jī)上進(jìn)行了主動預(yù)燃室試驗，結(jié)果表明預(yù)燃室的快速燃燒特性可以有效抑制高壓縮比帶來的爆震傾向，熱效率獲得提升；多缸機(jī)試驗表明，相對傳統(tǒng)火花塞，預(yù)燃室技術(shù)可以減小20%～25%有效燃油消耗量(brake -specific fuel consumption， BSFC)，最低BSFC可以低于200 g/(kW·h)，最高有效熱效率超過41%。文獻(xiàn)[20]中在一臺1.5 L的3缸汽油機(jī)上，通過預(yù)燃室內(nèi)噴油量與過量空氣系數(shù)的協(xié)同優(yōu)化，多缸機(jī)上有效熱效率可拓展至42%。文獻(xiàn)[21]中對預(yù)燃室參數(shù)在天然氣發(fā)動機(jī)的燃燒過程進(jìn)行了模擬及試驗分析。

目前，已有研究針對氣體燃料發(fā)動機(jī)預(yù)燃室技術(shù)開展了深入研究工作，并取得了一些階段性的研究成果，但在傳統(tǒng)汽油燃料稀薄燃燒方面的應(yīng)用研究仍鮮見報道，有待進(jìn)一步研究?；谏鲜霰尘埃狙芯恐胁捎米孕性O(shè)計的主動預(yù)燃室點火系統(tǒng)，在研究型單缸直噴汽油發(fā)動機(jī)上針對傳統(tǒng)火花塞點火方式與主動預(yù)燃室點火方式開展對比試驗，分析不同點火方式在稀燃極限拓展方面的潛力，進(jìn)一步明晰稀薄燃燒過程可靠點火及穩(wěn)定燃燒的關(guān)鍵影響因素，為汽油機(jī)稀薄燃燒及預(yù)燃室點火技術(shù)應(yīng)用提供理論指導(dǎo)與基礎(chǔ)研究數(shù)據(jù)。

1 試驗用發(fā)動機(jī)和試驗設(shè)備

1.1 試驗用發(fā)動機(jī)

研究中采用一臺匹配35 MPa噴射系統(tǒng)的研究型單缸試驗機(jī)，通過匹配自行設(shè)計開發(fā)的預(yù)燃室點火系統(tǒng)開展對比試驗研究。試驗用發(fā)動機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

表1 試驗用發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

本研究中設(shè)計了一種帶噴油器和火花塞的主動預(yù)燃室系統(tǒng)，安裝在單缸機(jī)缸蓋上。預(yù)燃室詳細(xì)參數(shù)如表2所示，預(yù)燃室示意圖如圖1所示。

表2 預(yù)燃室主要參數(shù)

圖1 主動預(yù)燃室示意圖

1.2 試驗用儀器設(shè)備

本試驗的主燃室中采用KISTLER 6054B型缸壓傳感器，預(yù)燃室中采用KISTLER火花塞集成式缸壓傳感器，形成特有的預(yù)燃室雙缸壓采集系統(tǒng)。試驗采用進(jìn)氣模擬增壓系統(tǒng)控制進(jìn)氣壓力和溫度，噴油時刻、噴油量及點火時刻采用了可編程的時序控制模塊進(jìn)行調(diào)整。采用了AVL的臺架測控系統(tǒng)和AVL的燃燒分析儀。其他主要設(shè)備如油耗儀、排放分析儀、測功機(jī)等主要儀器設(shè)備規(guī)格與型號見表3。試驗臺架布置圖如圖2所示。

表3 臺架測控系統(tǒng)主要儀器設(shè)備規(guī)格與型號

圖2 發(fā)動機(jī)臺架測試系統(tǒng)布置

研究中選取發(fā)動機(jī)常見典型最低油耗點工況 2 750 r/min、平均指示壓力1.1 MPa工況，研究傳統(tǒng)火花塞和主動預(yù)燃室下不同過量空氣系數(shù)下的燃燒、油耗及排放特性，分析壓縮比對稀薄燃燒極限拓展的影響。試驗中通過調(diào)節(jié)進(jìn)氣量及油耗量使得過量空氣系數(shù)由1.0增大至2.1。試驗選取各個工況最優(yōu)點火角進(jìn)行，缸內(nèi)最大壓升率不超過0.6 MPa/(°)，燃燒循環(huán)變動率(coefficient of cycle-to-cycle variation， COV)控制在3%以內(nèi)；試驗中冷后的進(jìn)氣溫度32 ℃±3 ℃，冷卻水溫度68 ℃±2 ℃。

式中，Magg和Sagg分別表示制造業(yè)和生產(chǎn)性服務(wù)業(yè)的區(qū)位熵，Coagg越大，表示制造業(yè)與生產(chǎn)性服務(wù)業(yè)二者之間協(xié)同集聚水平越高。

為方便定量對比燃燒特性，定義CA10—IGN為火花塞點火時刻到缸內(nèi)累計放熱量達(dá)到10%時刻對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，即滯燃期；定義CA50為缸內(nèi)累積放熱量達(dá)到50%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，即燃燒重心；定義CA10—CA90為缸內(nèi)累積放熱量從10%到90%經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角，即燃燒持續(xù)期。本文中定義壓縮上止點對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為0°，上止點后數(shù)值為正值，上止點前數(shù)值為負(fù)值。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 不同過量空氣系數(shù)下傳統(tǒng)火花塞式點火性能

采用傳統(tǒng)火花塞對稀薄燃燒極限進(jìn)行潛力探索，并研究不同壓縮比(CR)下稀薄燃燒的燃燒和排放特性。

圖3為采用傳統(tǒng)火花塞點火系統(tǒng)時不同過量空氣系數(shù)下發(fā)動機(jī)燃燒及排放特性對比。由圖可知：恒定負(fù)荷工況下，隨過量空氣系數(shù)增加，發(fā)動機(jī)的油耗明顯降低，熱效率持續(xù)提升，在壓縮比(CR)12.48下，使用傳統(tǒng)火花塞點火，指示油耗率(gross indicated specific fuel consumption, GISFC)從過量空氣系數(shù)為1.0時的207 g/(kW·h)下降到過量空氣系數(shù)為1.5時的190 g/(kW·h)，指示熱效率(gross indicated thermal efficiency, GITE)從41.0%上升到45.0%；由于缸內(nèi)新鮮空氣增多，缸內(nèi)溫度下降，低溫導(dǎo)致反應(yīng)活性降低，未燃THC排放隨之增加；缸內(nèi)氧氣含量增加，CO和顆粒物后期氧化速率提升，CO和顆粒物數(shù)量(particle number, PN)排放同時下降；且隨過量空氣系數(shù)增大，NOx排放先增大后減小，在過量系數(shù)為1.1時達(dá)到最大。繼續(xù)增加過量空氣系數(shù)，雖然氧氣濃度不斷增加，但由于缸內(nèi)溫度下降起主導(dǎo)作用， NOx排放也隨之下降。

圖3 傳統(tǒng)火花塞點火在不同過量空氣系數(shù)下油耗特性

在壓縮比12.48下，過量空氣系數(shù)增加至1.5時，COV已增加至限值3%以上，使用傳統(tǒng)火花塞已不能維持穩(wěn)定的稀薄燃燒，若繼續(xù)增加過量空氣系數(shù)，油耗和排放特性將會因燃燒不穩(wěn)定而惡化。從燃燒過程來看，隨過量空氣系數(shù)增加，CA50提前，滯燃期和燃燒持續(xù)期延長。隨著稀燃程度的加深，缸內(nèi)溫度降低，使爆震傾向下降的同時也使燃燒更為困難，滯燃期和燃燒持續(xù)期持續(xù)增加，直到燃燒不穩(wěn)定，COV顯著升高。

使用高壓縮比14.80匹配傳統(tǒng)火花塞，爆震傾向增加，相較壓縮比12.48時CA50推遲，燃燒持續(xù)期延長，但點火角IGN變小，滯燃期縮短。這是由于高壓縮比提高了壓縮終了缸內(nèi)混合氣的溫度壓力，提供了更為適宜的點火環(huán)境。壓縮比14.80下的COV更大，在當(dāng)量空燃比時已經(jīng)達(dá)到限值3%，隨著過量空氣系數(shù)增加，COV持續(xù)增加，在過量空氣系數(shù)1.6時，COV達(dá)到7%，此時燃燒極不穩(wěn)定。由于燃燒不穩(wěn)定和爆震限制，高壓縮比方案的熱效率提升受限，在過量空氣系數(shù)為1.5時，最高指示熱效率為43%，此時COV為7%。

2.2 匹配主動預(yù)燃室后的性能分析

稀薄燃燒在油耗和排放方面具有明顯的優(yōu)勢，但受限于傳統(tǒng)點火下燃燒持續(xù)期延長及燃燒不穩(wěn)定等因素，稀薄燃燒的極限無法繼續(xù)拓展，稀燃的節(jié)油潛力沒有得到充分挖掘。本節(jié)重點對壓縮比14.80匹配主動預(yù)燃室后的稀燃燃燒和排放特性，與傳統(tǒng)火花塞的性能進(jìn)行對比分析。

圖4為傳統(tǒng)點火與預(yù)燃室點火情況下發(fā)動機(jī)性能對比。由圖4可知，使用傳統(tǒng)火花塞，過量空氣系數(shù)可拓展至1.5，COV為3%；使用主動預(yù)燃室后過量空氣系數(shù)可拓展至2.0，COV為1%，指示油耗率下降5 g/(kW·h)，熱效率提升1.5%。傳統(tǒng)火花塞點火能量相對較小，使用主動預(yù)燃室后，滯燃期縮短，在過量空氣系數(shù)為1.5時，主動預(yù)燃室的滯燃期縮短達(dá)7°。這主要歸功于預(yù)燃室特有的射流點火特性，噴入主燃室時裹挾了大量活性基團(tuán)的中間產(chǎn)物，增加了缸內(nèi)超稀混合物的湍動能和著火面積，加快了火焰?zhèn)鞑ニ俣?，提升了燃燒等容度，縮短了燃燒滯燃期[22]，點火時刻可以更靠近上止點。

圖4 傳統(tǒng)火花塞點火與預(yù)燃室點火性能對比

隨著過量空氣系數(shù)的增加，主動預(yù)燃室的CA50持續(xù)提前，在過量空氣系數(shù)為1.4后，預(yù)燃室點火的CA50一直維持在理想的上止點后8°附近，熱功轉(zhuǎn)化過程最優(yōu)；在過量空氣系數(shù)小于1.4的工況，受限于爆震，預(yù)燃室點火的燃燒重心較傳統(tǒng)點火滯后，預(yù)燃室內(nèi)過濃混合氣燃燒產(chǎn)生的高溫高壓氣體，使預(yù)燃室一直處于高溫環(huán)境，經(jīng)導(dǎo)熱、輻射傳熱到主燃室末端混合氣，使其在主燃室火焰前鋒面到達(dá)之前自燃。隨著過量空氣系數(shù)的增加，缸內(nèi)混合氣溫度持續(xù)下降，爆震傾向下降，預(yù)燃室點火的快速燃燒優(yōu)勢再次顯現(xiàn)， CA50相較傳統(tǒng)點火獲得3°～4°的提前。

與傳統(tǒng)火花塞相比，主動預(yù)燃室的顆粒數(shù)排放有量級的增加，而后隨過量空氣系數(shù)的增加而減小。分析認(rèn)為，在主動預(yù)燃室內(nèi)過濃的混合氣在狹小的預(yù)燃室腔體內(nèi)燃燒形成中間產(chǎn)物顆粒物，被噴入主燃室后，大部分被完全燃燒，殘留小部分作為排氣排出。當(dāng)過量空氣系數(shù)在1.0附近時，主燃室內(nèi)稀燃程度不高，當(dāng)預(yù)燃室內(nèi)濃混合氣噴入主燃室后，缺乏足夠的氧氣對預(yù)燃室中產(chǎn)生的中間產(chǎn)物顆粒物進(jìn)行氧化，從而造成排氣中的PN排放增加；隨著過量空氣系數(shù)的增大，主燃室內(nèi)氧氣含量增加，預(yù)燃室的顆粒物得到充分燃燒，排氣中的PN排放下降。

2.3 提升壓縮比后預(yù)燃室稀燃模式下的性能改善

前期研究結(jié)果證明，在傳統(tǒng)點火下采用高壓縮比技術(shù)，受限于爆震等問題，難以進(jìn)一步降低燃油消耗率，而匹配主動預(yù)燃室系統(tǒng)能有效抑制缸內(nèi)爆震，因此可以采用更高壓縮比。針對壓縮比為14.80時稀薄燃燒汽油機(jī)性能進(jìn)行試驗研究。

圖5為不同壓縮比12.48與14.80下使用主動預(yù)燃室技術(shù)的性能對比圖。從圖中可以看出，采用高壓縮比14.80后，相較低圧縮比方案，指示油耗降低了7 g/(kW·h)，指示熱效率達(dá)到48.0%。在高壓縮比情況下，還可以進(jìn)一步拓展過量空氣系數(shù)至2.1。同時，進(jìn)一步提高壓縮比后，滯燃期有所縮短，最大降幅8°。

圖5 不同壓縮比下的主動預(yù)燃室的性能表現(xiàn)對比

高壓縮比帶來的爆震傾向增加，在低過量空氣系數(shù)時體現(xiàn)得較為明顯，在過量空氣系數(shù)小于1.6時，CA50推遲，繼續(xù)增大過量空氣系數(shù)時缸內(nèi)混合氣溫度下降，爆震傾向下降，同時在主動預(yù)燃室技術(shù)的輔助下，爆震進(jìn)一步被抑制，最終維持在最佳燃燒相位8°附近。

隨著稀燃程度的加深，燃燒持續(xù)期不斷縮短，在過量空氣系數(shù)為2.0時，高壓縮比的燃燒持續(xù)期較低壓縮比方案縮短10°。

高壓縮比下的未燃THC排放與低圧縮比方案的規(guī)律類似，隨著過量空氣系數(shù)的增加，THC排放輕微上升，滿足稀薄燃燒下主燃室內(nèi)狹縫效應(yīng)隨缸內(nèi)溫度下降而增強(qiáng)的規(guī)律。高壓縮比下的NOx排放在過量空氣系數(shù)低于1.6時獲得最大72%的降幅，而后隨稀燃程度增加，NOx排放繼續(xù)減小，在過量空氣系數(shù)為2.1時獲得最低體積分?jǐn)?shù)為58×10-6。對比CA50的數(shù)據(jù)可知，高壓縮比下NOx在稀燃程度較小時的排放低，主要是CA50較為滯后，燃燒等容度下降，燃燒峰值溫度下降。CA50均到達(dá)最佳燃燒相位8°附近后，兩者的NOx排放水平相當(dāng)，高壓縮比方案由于繼續(xù)拓展稀燃極限至2.1，能獲得更低的NOx排放絕對值。

3 結(jié)論

(1) 采用稀薄燃燒可以有效降低發(fā)動機(jī)油耗，提升發(fā)動機(jī)熱效率，但傳統(tǒng)點火線圈受限于燃燒不穩(wěn)定的問題，在拓展稀薄燃燒極限上受到限制。

(2) 試驗所選負(fù)荷工況下，傳統(tǒng)火花塞點火系統(tǒng)稀燃極限在過量空氣系數(shù)1.5附近，過量空氣系數(shù)進(jìn)一步增大會出現(xiàn)燃燒循環(huán)變動增大的問題。

(3) 采用主動預(yù)燃室點火系統(tǒng)后，由于預(yù)燃室快速燃燒特性，過量空氣系數(shù)可進(jìn)一步擴(kuò)展至2.0，燃油消耗率進(jìn)一步降低，相比傳統(tǒng)火花塞式點火系統(tǒng)油耗率降幅可達(dá)2.6%。

(4) 主動預(yù)燃室系統(tǒng)結(jié)合高壓縮比技術(shù)可進(jìn)一步改善發(fā)動機(jī)燃燒性能，降低燃油消耗。本研究所選試驗工況下，壓縮比14.80時匹配主動預(yù)燃室可實現(xiàn)最高48.0%指示熱效率。同時，當(dāng)過量空氣系數(shù)2.1時，NOx排放分?jǐn)?shù)可低至58×10-6。