尹愛(ài)勇，黃昭明 ， 王 利，沈 凱，陳偉國(guó)

（1. 銅陵職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)械工程系，銅陵 244000，中國(guó)；2. 皖江工學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院，馬鞍山 243031，中國(guó)；3. 上海理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200093，中國(guó)；4.奇瑞汽車股份有限公司 汽車工程技術(shù)研發(fā)總院，蕪湖241006，中國(guó)）

節(jié)能減排已成為了汽車工業(yè)發(fā)展的必然趨勢(shì)，發(fā)動(dòng)機(jī)“適型化”是目前最有前途的用來(lái)改善油耗及滿足排放法規(guī)的方法之一[1-3]。為進(jìn)一步降低燃油消耗，大量新技術(shù)的應(yīng)用，允許汽油機(jī)壓縮比逐漸提升，更多的爆震抑制手段使得汽油機(jī)有效熱效率向40%以上邁進(jìn)。在此基礎(chǔ)上，高膨脹比循環(huán)、汽油機(jī)廢氣再循環(huán)（exhaust gas recirculation, EGR）技術(shù)和稀薄燃燒技術(shù)由于對(duì)爆震有抑制作用及具有良好的經(jīng)濟(jì)性成為了近年來(lái)國(guó)內(nèi)外研究的熱點(diǎn)[4-6]。

進(jìn)氣門關(guān)閉 (inlet valve closed, IVC)和排氣門開(kāi)啟(exhaust valve open, EVO)的相位對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能有顯著影響，與進(jìn)氣門晚關(guān)的Atkinson循環(huán)一樣，進(jìn)氣門早關(guān)（early intake valve close, EIVC）的Miller循環(huán)的膨脹比超過(guò)壓縮比，但不同于Atkinson循環(huán)的是Miller循環(huán)可以通過(guò)增壓技術(shù)在提高內(nèi)燃機(jī)效率的同時(shí)而不損失功率輸出[7]。國(guó)內(nèi)外對(duì)Miller循環(huán)的研究有較多報(bào)道，除了對(duì)Miller循環(huán)本身的運(yùn)行模式進(jìn)行了詳細(xì)分析之外，還將多種先進(jìn)的發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)，如可變噴嘴環(huán)渦輪增壓技術(shù)（variable nozzle turbocharging, VNT）、均質(zhì)充量壓縮自燃技術(shù)、缸內(nèi)缸壓多次直噴等進(jìn)行技術(shù)組合研究[8-10]，為汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的深度節(jié)能減排打下了良好的基礎(chǔ)。

發(fā)動(dòng)機(jī)再循環(huán)廢氣（EGR）含有大量的3原子分子，再次參與缸內(nèi)燃燒可以降低燃燒室溫度，從而降低污染物NOx的排放[11]，此外發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒溫度的降低可以有效降低終端混合氣的溫度，防止其自燃而引起爆震，因此采用EGR方式的發(fā)動(dòng)機(jī)可以采用更為激進(jìn)的點(diǎn)火提前角，優(yōu)化燃燒相位從而提升發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率。FENG Dengquan等[12]研究顯示，使用大比例低溫EGR后稀釋缸內(nèi)組分，汽油機(jī)對(duì)高壓縮比的容忍度可進(jìn)一步增強(qiáng)。B. Grandin等[13-15]將渦輪增壓與EGR技術(shù)相結(jié)合，發(fā)現(xiàn)EGR技術(shù)在提高平均有效壓力 （break mean effective pressure, BMEP）或壓縮比（compression ratio，CR）的同時(shí)，能有效地抑制爆震。SU Jianye等[16-18]研究了EGR對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的影響，結(jié)果表明：冷卻后的EGR對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的影響與發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比從9.3升高到10.9的熱效率相當(dāng)。此外，與EGR以廢氣作為稀釋氣不同，稀薄燃燒技術(shù)利用空氣作為稀釋氣，通過(guò)提升做功工質(zhì)的絕熱指數(shù)，從理論循環(huán)的角度改善熱效率，被認(rèn)為是提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的有效途徑之一，同時(shí)有助于改善發(fā)動(dòng)機(jī)的顆粒物排放[19]。較稀的混合氣有利于實(shí)現(xiàn)更充分的燃燒，降低泵氣損失和缸壁傳熱損失，從而提高整體的有效熱效率水平[20]。

為進(jìn)一步明晰稀薄燃燒技術(shù)對(duì)Miller循環(huán)汽油機(jī)燃燒及排放的影響規(guī)律，本研究針對(duì)稀薄燃燒模式在不同Miller效應(yīng)情況下燃燒及排放特性進(jìn)行對(duì)比分析，同時(shí)搭建透明缸套的單缸發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)，采用缸內(nèi)火焰高速成像技術(shù)進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)研究，進(jìn)一步明晰了稀薄燃燒模式對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的影響規(guī)律及作用機(jī)理，為高效、低排放點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)的研究與開(kāi)發(fā)提供基本的試驗(yàn)及理論指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)條件

1.1 試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)和測(cè)控系統(tǒng)

研究中采用1臺(tái)匹配35 MPa高壓供油系統(tǒng)的四缸直噴渦輪增壓汽油發(fā)動(dòng)機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)控制邊界參數(shù)均采用INCA進(jìn)行在線調(diào)控，采用的發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)控系統(tǒng)主要由AVL 電力測(cè)功機(jī)、HORIBA 7400DEGR排氣分析儀、AVL 489顆粒物數(shù)量分析儀、AVL Indicom燃燒分析儀、AVL 735s油耗儀、Kistler 6052c缸壓傳感器、Kistler 6124B光電編碼器、高效空氣過(guò)濾器等組成。圖1為試驗(yàn)臺(tái)架示意。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架及測(cè)試系統(tǒng)

為探明發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒控制系統(tǒng)參數(shù)對(duì)燃燒發(fā)生、發(fā)展過(guò)程和氣體及顆粒污染物生成的影響機(jī)理，試驗(yàn)中搭建了1臺(tái)裝配高壓燃油直噴噴射系統(tǒng)的透明單缸發(fā)動(dòng)機(jī)，利用發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣溫度、進(jìn)氣壓力及流量可控單元實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)四缸機(jī)的增壓過(guò)程模擬再現(xiàn)，同時(shí)采用發(fā)動(dòng)機(jī)可控編程時(shí)序單元實(shí)現(xiàn)噴油正時(shí)、噴射流量以及點(diǎn)火正時(shí)的精確控制。四缸發(fā)動(dòng)機(jī)與單缸透明發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)如表1所示。

表1 四缸發(fā)動(dòng)機(jī)和單缸透明發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

1.2 發(fā)動(dòng)機(jī)光學(xué)測(cè)控平臺(tái)

研究中采用的單缸透明發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)控系統(tǒng)主要包括透明發(fā)動(dòng)機(jī)、AVL PUMA瞬態(tài)測(cè)功機(jī)、AVL 515進(jìn)氣模擬增壓系統(tǒng)、AVL 577油水恒溫控制單元及時(shí)序控制單元等系統(tǒng)組件。采用奇石樂(lè) 6054型壓電晶體缸壓傳感器采集缸內(nèi)爆發(fā)壓力，采用AVL 365C型角標(biāo)儀為四缸機(jī)與單缸機(jī)提供初始時(shí)序控制信號(hào)，利用AVL Indicom系統(tǒng)對(duì)基于曲軸轉(zhuǎn)角的缸內(nèi)爆發(fā)壓力數(shù)據(jù)采樣，分辨率為曲柄轉(zhuǎn)角（crank angle, CA）0.5°，每個(gè)運(yùn)行工況點(diǎn)取70個(gè)循環(huán)平均值。

試驗(yàn)中采用相機(jī)對(duì)缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程圖像進(jìn)行高速攝影（圖2）。試驗(yàn)中以單缸機(jī)透明玻璃缸套為中心，從多角度、多方位布置8盞根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸轉(zhuǎn)角（CA）時(shí)序信號(hào)控制的頻閃LED燈，可通過(guò)PWM信號(hào)調(diào)制控制LED的亮度與頻閃時(shí)間，保證缸內(nèi)高速攝影的高質(zhì)量、高清晰度。高速相機(jī)為日本Photron High Speed Star Z系列CMOS相機(jī)，采樣速度為2萬(wàn)幀/s，達(dá)到了試驗(yàn)研究的精度需求。

圖2 單缸機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意圖

1.3 數(shù)據(jù)分析方法與研究方案

試驗(yàn)中保持發(fā)動(dòng)機(jī)潤(rùn)滑油溫度及冷卻液體溫度設(shè)定在88 ℃，分別以燃料總量10%燃燒完成對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角CA和燃料總量90%燃燒完成對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角CA為燃燒始點(diǎn)(CA10)與燃燒終點(diǎn)(CA90)。本文選取實(shí)際駕駛循環(huán)中常用的典型工況點(diǎn)2 750 r/min，平均有效壓力（BMEP）為1.1 MPa進(jìn)行試驗(yàn)研究，不同狀態(tài)下噴油時(shí)刻保持不變，點(diǎn)火時(shí)刻設(shè)置為最大制動(dòng)扭矩正時(shí)（maximum brake torque timing，MBT）。對(duì)于透明單缸發(fā)動(dòng)機(jī)，受限于石英玻璃缸套的耐久性與可靠性，無(wú)法長(zhǎng)時(shí)間在較高負(fù)荷工況下穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)，試驗(yàn)中選取2 000 r/min，平均指示壓力（indicated mean efftive pressure，IMEP）約為0.35 MPa進(jìn)行對(duì)比研究。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 不同EIVC下汽油機(jī)稀薄燃燒的影響

對(duì)于直噴式汽油機(jī)，通過(guò)采用進(jìn)氣門提前關(guān)閉的方式實(shí)現(xiàn)Miller循環(huán)燃燒過(guò)程，在幾何壓縮比不變的情況下降低有效壓縮比，有效改善爆震傾向，同時(shí)保持相同的膨脹比，強(qiáng)化混合氣做功能力，進(jìn)而改善燃燒過(guò)程，提升燃燒熱效率。為明確進(jìn)氣門提前關(guān)閉所帶來(lái)的Miller效應(yīng)對(duì)直噴汽油機(jī)稀薄燃燒過(guò)程的影響，研究中選取3種不同凸輪包角大小的進(jìn)氣凸輪軸方案，對(duì)比不同進(jìn)氣門關(guān)閉相位（IVC）對(duì)稀薄燃燒過(guò)程的影響。為保證試驗(yàn)結(jié)果的可比性，試驗(yàn)中保持3種凸輪軸方案的進(jìn)氣門開(kāi)啟時(shí)刻（IVO）不變，進(jìn)氣凸輪包角越小代表進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻越提前，相應(yīng)Miller效應(yīng)逐步增強(qiáng)，即Miller效應(yīng)由強(qiáng)到弱依次為：IVC CA 70° BBDC (before bottom of dead center，下止點(diǎn)前 )＞IVC CA 50° BBDC＞IVC CA 33° BBDC。強(qiáng)Miller效應(yīng)下，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻提前量較大，發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比相對(duì)較低。不同凸輪方案所對(duì)應(yīng)的配氣相位如圖3所示。

圖3 不同凸輪軸方案配氣相位示意圖

圖4展示了化學(xué)計(jì)量空燃比燃燒模式下不同效應(yīng)的燃燒示功圖。由圖中可以看出，相同負(fù)荷工況條件下，Miller效應(yīng)增強(qiáng)，缸壓峰值有所降低。其主要原因在于強(qiáng)Miller效應(yīng)下，進(jìn)氣門提前關(guān)閉，缸內(nèi)工質(zhì)在活塞繼續(xù)下行過(guò)程中經(jīng)歷近似絕熱膨脹過(guò)程，且不存在質(zhì)量傳遞，活塞經(jīng)過(guò)下止點(diǎn)后上行至氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)壓力水平時(shí)，開(kāi)始近似的絕熱壓縮過(guò)程，對(duì)應(yīng)的有效壓縮比降低，缸壓峰值降低。為保證循環(huán)內(nèi)相同指示功水平，強(qiáng)Miller效應(yīng)進(jìn)氣壓力有所升高，試驗(yàn)所選負(fù)荷工況條件下，IVC CA 33° BBDC較IVC CA 70°BBDC進(jìn)氣壓力提升約11%，泵氣損失進(jìn)一步降低約27%。表明Miller效應(yīng)的增強(qiáng)，需要增壓壓力的提升，以保證同等的做功能力。

圖4 不同Miller效應(yīng)下燃燒過(guò)程示功圖

為進(jìn)一步研究不同Miller效應(yīng)下汽油機(jī)燃油消耗的變化規(guī)律，試驗(yàn)中針對(duì)不同過(guò)量空氣系數(shù)（λ）協(xié)同不同Miller效應(yīng)條件下有效燃油消耗率（brake specific fuel consumption，BSFC）進(jìn)行對(duì)比分析，如圖5所示。

圖5 進(jìn)氣Miller效應(yīng)對(duì)汽油機(jī)稀燃油耗率的影響

由圖可知，汽油機(jī)通過(guò)增大λ，提高缸內(nèi)工質(zhì)比熱比，提高理論熱效率水平，可有效降低燃油消耗率，且在一定范圍內(nèi)存在油耗率最低值；繼續(xù)增大λ后油耗率均有所升高，但不同Miller效應(yīng)條件下，隨λ增大，油耗率變化程度存在明顯差異。對(duì)比不同Miller效應(yīng)條件下有效燃油消耗率隨λ的變化規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于弱Miller效應(yīng)情況，λ為1.55時(shí)，相比于當(dāng)量燃燒模式有效燃油消耗率降低約7%；對(duì)于強(qiáng)Miller效應(yīng)情況，當(dāng)λ為1.35時(shí)，油耗率達(dá)到最低值，此時(shí)較當(dāng)量燃燒模式油耗率降低僅為3%，λ進(jìn)一步增大，油耗率顯著升高。主要原因在于，過(guò)度增大λ會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)局部空間混合氣過(guò)稀，部分過(guò)稀混合氣達(dá)到汽油燃料著火稀限，不利于火焰的進(jìn)一步傳播，導(dǎo)致燃燒循環(huán)變動(dòng)增大，做功能力有所下降，油耗率升高。此時(shí)，為保證相當(dāng)?shù)淖龉δ芰?，需要提高進(jìn)氣壓力，但在稀薄燃燒模式下，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行所需的進(jìn)氣量相比當(dāng)量燃燒模式顯著升高，此時(shí)進(jìn)一步提高進(jìn)氣壓力受限于增壓系統(tǒng)的增壓能力，因此，導(dǎo)致強(qiáng)Miller效應(yīng)情況下空燃比擴(kuò)展能力受到限制，稀燃對(duì)油耗率的改善程度減小。

不同Miller效應(yīng)情況下稀薄燃燒過(guò)程燃燒特征參數(shù)對(duì)比如圖6所示，可以看出，稀薄燃燒模式下滯燃期（SA-CA05）及燃燒持續(xù)期（CA10-90）均明顯增加。隨λ增大，一方面，缸內(nèi)進(jìn)氣壓力升高，使得點(diǎn)火前火花塞電極間工質(zhì)密度增大，電極間隙工質(zhì)擊穿難度增大，出現(xiàn)個(gè)別循環(huán)點(diǎn)火困難，引起滯燃期延長(zhǎng)；另一方面，當(dāng)火花塞電極間隙擊穿后，由于局部空間流速相對(duì)較低，火焰發(fā)展趨向于層流火焰方式傳播，過(guò)高的λ會(huì)使得初始火核周圍混合氣中氧化劑占比提高，可燃成分等還原劑占比降低，火焰?zhèn)鞑ニ俾式档?，并在部分循環(huán)火焰發(fā)展初期出現(xiàn)局部失火導(dǎo)致滯燃期相應(yīng)延長(zhǎng)。同時(shí)，對(duì)于強(qiáng)Miller效應(yīng)情況，通過(guò)減小進(jìn)氣凸輪包角使進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻提前，為保證配氣機(jī)構(gòu)合理的運(yùn)動(dòng)學(xué)特性，使得進(jìn)氣門升程減小，進(jìn)氣過(guò)程工質(zhì)流動(dòng)慣性減弱，導(dǎo)致缸內(nèi)滾流比降低，湍動(dòng)能減弱，點(diǎn)火后湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p緩，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)。此外，從圖6中還可以看出，試驗(yàn)所選負(fù)荷工況下，對(duì)于不同Miller效應(yīng)情況，λ增加初期，滯燃期與燃燒持續(xù)期均存在一定的線性相關(guān)關(guān)系，近似可以認(rèn)為滯燃期每延長(zhǎng)1°，10% ～ 90%燃燒持續(xù)期對(duì)應(yīng)延長(zhǎng) 1°。隨λ進(jìn)一步增大，燃燒持續(xù)期的延長(zhǎng)幅度開(kāi)始小于滯燃期的延長(zhǎng)幅度，且強(qiáng)Miller效應(yīng)情況下變化趨勢(shì)更為明顯。表明稀薄燃燒模式下，隨λ升高，工質(zhì)稀釋對(duì)滯燃期的影響逐漸占主導(dǎo)作用，有必要對(duì)點(diǎn)火及燃燒初期階段進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化控制。

圖6 稀薄燃燒模式下燃燒特征參數(shù)對(duì)比

為保證對(duì)NOx、CO及HC較高的催化轉(zhuǎn)化效率，傳統(tǒng)三效催化轉(zhuǎn)換器（three-way catalyst，TWC）需要汽油機(jī)工作在當(dāng)量燃燒模式下，稀薄燃燒模式下由于缸內(nèi)燃燒過(guò)程為過(guò)量氧燃燒，排氣中含有大量未參與燃燒反應(yīng)的氧氣組分，仍具有較高的氧化性，不利于TWC中對(duì)NOx的還原過(guò)程。圖7對(duì)比了不同Miller效應(yīng)情況下機(jī)外原始排放污染物隨λ的變化趨勢(shì)。從圖7中可以看出，隨著λ開(kāi)始升高，由于缸內(nèi)富氧的作用，NOx排放量先升高，但λ進(jìn)一步升高后，由于缸內(nèi)燃燒溫度下降，NOx排放量降低，對(duì)于IVC CA 33°BBDC，λ達(dá)到1.65后相比當(dāng)量燃燒模式下NOx排放降低約96%。對(duì)比不同Miller效應(yīng)情況下NOx排放量可以看出，強(qiáng)Miller效應(yīng)情況下，λ增加不大時(shí)，NOx排放相對(duì)較低。當(dāng)λ＞1.3后，不同Miller效應(yīng)燃燒后NOx排放情況基本相當(dāng)，表明λ增加較小情況下，NOx排放主要受缸內(nèi)局部火焰燃燒溫度的影響，隨空燃比繼續(xù)增大，缸內(nèi)整體燃燒溫度下降，不同Miller效應(yīng)情況下NOx排放差異逐漸縮小。

圖7 稀薄燃燒模式下氣態(tài)污染物排放對(duì)比

對(duì)比CO及THC排放情況可知，稀燃模式下，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)未出現(xiàn)明顯失火時(shí)，THC排放整體趨于穩(wěn)定，λ對(duì)THC的影響不明顯。由于CO受氧含量的變化更為敏感，使得隨λ增大，CO排放顯著降低。

2.2 稀燃與EGR協(xié)同作用對(duì)油耗率的影響

由于參與再循環(huán)燃燒的廢氣中含有大量CO2及H2O等高比熱容組分和惰性N2，當(dāng)隨新鮮充量引入缸內(nèi)后，使得燃燒過(guò)程氧分壓降低，抑制燃燒化學(xué)反應(yīng)速率，可有效改善汽油機(jī)爆震傾向，當(dāng)與Miller效應(yīng)協(xié)同應(yīng)用時(shí)，能夠允許發(fā)動(dòng)機(jī)采用更大的幾何壓縮比，有助于進(jìn)一步提高發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒熱效率水平。本文為進(jìn)一步評(píng)價(jià)Miller循環(huán)汽油機(jī)EGR對(duì)稀薄燃燒的影響程度，通過(guò)改變進(jìn)氣引入再循環(huán)廢氣量，并結(jié)合λ調(diào)整，試驗(yàn)研究了EGR協(xié)同稀薄燃燒對(duì)Miller循環(huán)汽油機(jī)燃油消耗率的影響。

由圖8不同λ及EGR率對(duì)有效燃油消耗率 （BSFC）的影響關(guān)系中可以看出：增大EGR率及提高λ均可以有效降低燃油消耗率，且當(dāng)量燃燒模式下EGR率為14%與稀薄燃燒模式下λ= 1.35對(duì)油耗率的貢獻(xiàn)程度相當(dāng)。當(dāng)保持EGR率14%不變，結(jié)合稀薄燃燒，使λ達(dá)到1.27時(shí)相比當(dāng)量燃燒模式下油耗率降低可達(dá)7.5%。當(dāng)降低EGR率至7%左右，同時(shí)λ達(dá)到1.45附近時(shí)，可實(shí)現(xiàn)相同的油耗率降幅。

圖8 EGR與稀薄燃燒對(duì)油耗率的影響

圖9是EGR率結(jié)合稀薄燃燒對(duì)燃燒相位 （CA50°）的作用對(duì)比?？梢钥闯觯珽GR與稀薄燃燒對(duì)油耗率的改善機(jī)理存在一定差異。當(dāng)量燃燒模式下，EGR的引入有助于抑制化學(xué)反應(yīng)速率，降低爆震傾向，使得燃燒相位有所提前，缸內(nèi)工質(zhì)做功能力改善。但是，在稀薄燃燒模式下，隨空燃比增大，燃燒相位變化不大，缸內(nèi)工質(zhì)絕熱指數(shù)升高，理論循環(huán)熱效率提升，油耗率降低。

圖9 EGR協(xié)同稀薄燃燒對(duì)燃燒相位的影響對(duì)比

2.3 稀薄燃燒模式下缸內(nèi)燃燒可視化分析

為進(jìn)一步明晰稀薄燃燒對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的影響機(jī)理，研究中利用透明發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行可視化分析。圖10為不同λ下，透明發(fā)動(dòng)機(jī)50個(gè)循環(huán)缸內(nèi)平均壓力及缸壓峰值統(tǒng)計(jì)對(duì)比。由圖10可知：過(guò)度增大λ會(huì)導(dǎo)致燃燒循環(huán)變動(dòng)增大，缸壓峰值離散度增大。

圖10 稀燃模式下透明發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)平均壓力及缸壓峰值統(tǒng)計(jì)對(duì)比

圖11中呈現(xiàn)了不同λ條件下透明發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程，其中SA（spark angle）代表點(diǎn)火角。由圖11中的對(duì)比結(jié)果可以看出，由于稀薄燃燒模式化學(xué)反應(yīng)速率受抑制，為保證燃燒穩(wěn)定性，隨λ增大點(diǎn)火角相應(yīng)提前。同時(shí)，稀混合氣條件下，自火花塞跳火至形成可見(jiàn)的初期火焰區(qū)域所需要的時(shí)間明顯延長(zhǎng)，表明稀燃模式下增大λ會(huì)使滯燃期明顯延長(zhǎng)。對(duì)比不同λ下缸內(nèi)火焰發(fā)展情況可知，初期火核形成后，稀燃過(guò)量空氣系數(shù)同樣對(duì)火焰面的擴(kuò)展產(chǎn)生影響，當(dāng)λ達(dá)到1.6時(shí)，即使在火花塞跳火后CA 15°，缸內(nèi)仍難以觀察到明顯的湍流火焰面的形成。而對(duì)于當(dāng)量燃燒模式，火花塞跳火后CA 3°即形成穩(wěn)定的初期火核，隨后火焰面繼續(xù)向缸內(nèi)周圍空間進(jìn)行拓展。

圖11 不同λ條件下透明發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程對(duì)比

3 結(jié) 論

本文針對(duì)稀薄燃燒過(guò)程對(duì)增壓Miller循環(huán)直噴汽油機(jī)燃燒及排放的影響進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析了稀薄燃燒協(xié)同廢氣再循環(huán)（EGR）對(duì)汽油機(jī)油耗率的影響規(guī)律，同時(shí)利用燃燒可視化的研究手段對(duì)稀薄燃燒缸內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行深入分析。研究結(jié)果表明：稀燃模式下，燃油消耗率能夠明顯降低。同時(shí)Miller效應(yīng)也能有效降低燃油消耗率。主要結(jié)論如下：

1） Miller效應(yīng)增強(qiáng)，缸壓峰值有所降低，為保證循環(huán)內(nèi)相同指示功水平，強(qiáng)Miller效應(yīng)進(jìn)氣壓力有所升高，試驗(yàn)所選負(fù)荷工況條件下，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻由CA 33°BBDC提前至CA 70°BBDC，進(jìn)氣壓力提升約11%，泵氣損失進(jìn)一步降低約27%。

2） 試驗(yàn)所選負(fù)荷工況，通過(guò)采用稀薄燃燒模式可有效降低燃油消耗率，當(dāng)λ= 1.55時(shí)，油耗率降低約7%，繼續(xù)增大λ油耗率均有所升高。

3） 對(duì)于強(qiáng)Miller效應(yīng)情況，為保證相當(dāng)?shù)淖龉δ芰?，需要提高進(jìn)氣壓力，但在稀薄燃燒模式下，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行所需的進(jìn)氣量相比當(dāng)量燃燒模式顯著升高，此時(shí)進(jìn)一步提高進(jìn)氣壓力受限于增壓系統(tǒng)的增壓能力，因此導(dǎo)致強(qiáng)Miller效應(yīng)情況下空燃比擴(kuò)展能力受到限制，稀燃對(duì)油耗率的改善程度減小。

4） 稀薄燃燒模式下，λ增加初期，滯燃期與燃燒持續(xù)期均存在一定的線性相關(guān)關(guān)系，近似可以認(rèn)為滯燃期每延長(zhǎng)CA 1°，10% ～ 90%燃燒持續(xù)期對(duì)應(yīng)延長(zhǎng)CA 1°。隨λ進(jìn)一步增大，滯燃期的延長(zhǎng)幅度逐漸小于燃燒持續(xù)期的延長(zhǎng)幅度。

5） 增大EGR率及提高λ均可以有效降低燃油消耗率，且當(dāng)量燃燒模式下EGR率為14%與稀薄燃燒模式下λ= 1.35對(duì)油耗率的貢獻(xiàn)程度相當(dāng)。當(dāng)保持EGR率14%不變，結(jié)合稀薄燃燒，使λ達(dá)到1.27時(shí)，相比當(dāng)量燃燒模式下油耗率降低可達(dá)7.5%。