劉尚，范欽灝，王巍，張昊，肖建華，王志

(清華大學(xué) 汽車安全與節(jié)能國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084)

近年來，乘用車保有量迅速提高導(dǎo)致能源與環(huán)境問題日益嚴(yán)峻，汽油機(jī)作為乘用車的主要?jiǎng)恿υ?，?shí)現(xiàn)其高效清潔燃燒對(duì)實(shí)現(xiàn)2030 年“碳達(dá)峰”及2060年“碳中和”的目標(biāo)至關(guān)重要.

均質(zhì)混合氣壓縮著火(HCCI)是一種快速放熱的燃燒模式，燃燒等容度高，但其著火難控制、燃燒速率難控制以及負(fù)荷低，難以實(shí)現(xiàn)產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用.為了解決汽油機(jī)中壓燃不可控的問題，研究者們嘗試了不同的燃燒模式，如汽油部分預(yù)混壓燃(PPCI)[1]、燃料活性控制壓燃(RCCI)等[2]，這些燃燒模式利用濃度或活性分層來調(diào)控汽油機(jī)缸內(nèi)自燃與火焰?zhèn)鞑サ姆艧岜壤?，以此來?shí)現(xiàn)對(duì)自燃過程化學(xué)反應(yīng)速率的控制[2]；為了解決HCCI 燃燒不穩(wěn)定、中高負(fù)荷易爆震的問題，點(diǎn)燃?jí)喝?SICI)技術(shù)成為可控壓縮著火的研究熱點(diǎn)，火花點(diǎn)火引發(fā)的火焰?zhèn)鞑タ梢员苊鈮喝际Щ餥3]，拓展HCCI 負(fù)荷范圍，同時(shí)利用火花點(diǎn)火能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)燃燒相位的調(diào)控[4].Wang等[5]在光學(xué)機(jī)中對(duì)SICI 的燃燒過程進(jìn)行了試驗(yàn)分析，揭示了SICI 模式的多階段燃燒過程—缸內(nèi)火花點(diǎn)火引發(fā)SICI 第一階段的火焰?zhèn)鞑ミ^程，火焰?zhèn)鞑?duì)缸內(nèi)未燃?xì)怏w起到壓縮加熱作用，引發(fā)第二階段末端混合氣自燃.但前期SICI 的研究主要為了點(diǎn)燃(SI)和HCCI 模式的平順切換，減少發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行時(shí)的不穩(wěn)定性[5].隨著馬自達(dá)SKYACTIV-X 發(fā)動(dòng)機(jī)量產(chǎn)，SICI 作為獨(dú)立的燃燒模式逐漸成為國內(nèi)外的研究熱點(diǎn).基于該模式，陳銳等[6]研究了噴油策略對(duì)其燃燒特性的影響，結(jié)果表明：二次噴射策略在燃燒室內(nèi)形成的混合氣濃度分層對(duì)SICI 燃燒有良好的爆震抑制效果；Zhou等[7-8]基于廢氣再循環(huán)(EGR)、米勒循環(huán)和多次噴射等開展了有關(guān)SICI 爆震抑制策略的研究.

乙醇作為一種含氧量高、辛烷值高及與汽油互溶性好的可再生燃料，受到世界各國的日益重視.作為一種碳中性燃料[9]，其制備工藝成熟，原料來源廣泛，是未來最有可能得到大規(guī)模應(yīng)用的清潔燃料之一.目前，中國的多個(gè)省份將乙醇作為汽油辛烷值添加劑進(jìn)行推廣[10].

顆粒物排放控制是目前汽油機(jī)排放控制的重點(diǎn)，隨著國Ⅵ排放法規(guī)推行，汽油機(jī)的顆粒物數(shù)量(PN)排放受到嚴(yán)格限制，乙醇燃料的高蒸發(fā)焓特性與汽油缸內(nèi)直噴(GDI)技術(shù)結(jié)合能夠有效降低缸內(nèi)溫度，降低爆震傾向，提高充量系數(shù)，改善汽油機(jī)動(dòng)力性，但高蒸發(fā)焓特性使得缸內(nèi)混合氣分布不均勻，可能導(dǎo)致GDI 汽油機(jī)PN 排放的大幅增加.因此，探究乙醇汽油在GDI 汽油機(jī)中的PN 排放及其粒徑分布特性，對(duì)滿足乘用車新一階段排放法規(guī)具有重要意義.Price等[11]對(duì)比了不同比例的乙醇汽油對(duì)PN 排放特性的影響，結(jié)果表明：乙醇會(huì)導(dǎo)致核態(tài)PN 排放比重增加但PN 排放總濃度降低；楊競(jìng)等[12]在不同EGR 率下研究了乙醇對(duì)GDI 汽油機(jī)燃燒和排放的影響，結(jié)果表明：乙醇促進(jìn)了EGR 氛圍下的火焰?zhèn)鞑ゲ⒔档土薖N 排放；Iorio等[13]研究了汽油摻混乙醇對(duì)PN 排放及其粒徑分布的影響，結(jié)果表明：向汽油中添加乙醇會(huì)導(dǎo)致PN 排放從以凝聚態(tài)為主的單峰分布向核態(tài)、凝聚態(tài)雙峰分布轉(zhuǎn)變，PN 排放有所惡化，該現(xiàn)象在分層燃燒時(shí)加??；Chen等[14]研究表明，混合氣不均勻程度增加是導(dǎo)致乙醇汽油PN 排放增加的主要原因.由上可知，汽油摻混乙醇對(duì)GDI 汽油機(jī)的PN 排放及其粒徑分布的影響較為復(fù)雜，沒有統(tǒng)一性結(jié)論[15-16]，但在燃燒室內(nèi)燃料預(yù)混良好且無爆震的條件下，對(duì)于傳統(tǒng)點(diǎn)燃式GDI 汽油機(jī)，摻混乙醇后其PN 排放隨乙醇摻混比的增加而顯著降低，核態(tài)PN 排放比重增加.而HCCI 模式并不具有降低PN排放的優(yōu)勢(shì)[17]，相關(guān)研究結(jié)果也表明HCCI 模式下?lián)交煲掖紝?duì)PN 排放的影響不明顯[18].

目前，有關(guān)SICI 燃燒模式的研究主要集中于燃燒相位調(diào)控、爆震抑制等方面，鮮有對(duì)其排放尤其是顆粒物排放的研究，同時(shí)SICI 兩階段燃燒導(dǎo)致其PN排放隨外界條件變化的規(guī)律更為復(fù)雜.基于此，筆者針對(duì)乙醇汽油SICI 模式中、小負(fù)荷工況，重點(diǎn)開展PN 排放特性的試驗(yàn)，研究了乙醇摻混比例、爆震強(qiáng)度、空氣稀釋及EGR 率對(duì)乙醇汽油SICI 模式PN 排放及其粒徑分布的影響，旨在為乙醇汽油SICI 模式顆粒物排放控制提供參考.

1 試驗(yàn)裝置與研究方法

試驗(yàn)在一臺(tái)直列、四沖程1.5 L 的GDI 汽油機(jī)上進(jìn)行，該汽油機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示，試驗(yàn)臺(tái)架示意如圖1 所示.

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意Fig.1 Schematic of the experimental setup

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

發(fā)動(dòng)機(jī)通過電控單元(ECU)進(jìn)行節(jié)氣門開度、噴油時(shí)刻、過量空氣系數(shù)?a和EGR 率等的精確控制；缸壓信號(hào)由Kistler 6115C 型缸壓傳感器采集，并通過Kistler KiBox 燃燒分析儀進(jìn)行實(shí)時(shí)分析，每一工況下缸壓及瞬時(shí)放熱率連續(xù)采集200 個(gè)循環(huán)；臺(tái)架配備有凱邁CJ160 電力測(cè)功機(jī)，能夠?qū)崿F(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的精確控制；使用AVL AMA i60 多組分氣體分析儀測(cè)量氣體排放；由DMS500 快速微粒頻譜儀采集PN排放及其粒徑分布，每一工況以10 Hz 采樣頻率連續(xù)采集600 個(gè)以上數(shù)據(jù)點(diǎn).表2 為主要試驗(yàn)設(shè)備.

表2 試驗(yàn)儀器設(shè)備Tab.2 Experimental instruments

為了實(shí)現(xiàn)SICI 穩(wěn)定的兩階段燃燒，采用了進(jìn)氣加熱策略，控制進(jìn)氣溫度為50 ℃，試驗(yàn)中采用兩次噴射策略，兩次噴射的質(zhì)量比為5∶2，具體控制策略如表3 所示.

表3 試驗(yàn)控制策略Tab.3 Experimental control strategies

試驗(yàn)所用基礎(chǔ)燃料為80 號(hào)和70 號(hào)汽油，70 號(hào)汽油由直餾石腦油調(diào)配而成，80 號(hào)汽油與70 號(hào)汽油相比增加了催化裂化與重整工藝，燃料的不飽和度有所提高.70 號(hào)汽油分別摻混 5%(RON70E5)、10%(RON70E10)及15%(RON70E15)體積分?jǐn)?shù)的乙醇，燃料的詳細(xì)特性如表4 所示.根據(jù)相關(guān)研究[19]中提出的乙醇汽油的辛烷值預(yù)測(cè)方法，乙醇摻混比從小到大的3 種乙醇汽油辛烷值分別約為75、80 和95.

表4 燃料詳細(xì)特性Tab.4 Detailed fuel properties

為了精確地描述SICI 模式的燃燒過程，需對(duì)其自燃時(shí)刻進(jìn)行定義.根據(jù)Azimov等[20]的研究，利用缸內(nèi)放熱率二階導(dǎo)數(shù)的第一個(gè)極大值點(diǎn)作為自燃時(shí)刻，如圖 2 所示.該工況下自燃時(shí)刻為 2.5° CA ATDC，火焰放熱占比為35.42%，壓燃放熱占比為64.58%，CA 50 定義為累積放熱率達(dá)到總放熱量50%時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，相關(guān)定義見圖2.

圖2 燃燒參數(shù)定義Fig.2 Definition of combustion parameters

爆震強(qiáng)度(knock intensity，KI)通過高通濾波后壓力隨時(shí)間的積分進(jìn)行計(jì)算，積分區(qū)間為-30° CA ATDC 至60° CA ATDC.其計(jì)算公式為

式中：pfilter為高通濾波后的壓力，根據(jù)缸徑計(jì)算所得一階振蕩頻率[21]為 6.5 kHz，截止頻率設(shè)置為6 kHz.

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 KI對(duì)SICI模式下乙醇汽油燃燒特性的影響

試驗(yàn)中發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速固定為1 500 r/min，控制進(jìn)氣溫度為50 ℃，平均有效壓力(BMEP)為0.5 MPa.圖3 示出了無EGR及?a為1.0、1.2 和1.4 工況點(diǎn)的最大壓力振蕩幅值(MAPO)隨KI 變化的分布.隨著KI 增大，MAPO 增大.SICI 作為一種存在自燃的快速燃燒模式，其爆震閾值應(yīng)大于SI 模式.相關(guān)研究結(jié)果表明，SI 模式無爆震燃燒時(shí)滿足MAPO≤0.1 MPa，SICI 模式無爆震燃燒時(shí)滿足MAPO≤0.2 MPa[6].圖3a 為不同燃料試驗(yàn)工況下 MAPO＞0.1 MPa 和MAPO＞0.2 MPa 循環(huán)的占比；圖3b 示出了不同燃料MAPO 隨KI 變化的分布規(guī)律.將MAPO＞0.2 MPa的循環(huán)作為爆震循環(huán)，爆震循環(huán)占比大于10%的工況作為爆震工況，其200 個(gè)循環(huán)對(duì)應(yīng)的平均MAPO為0.1 MPa，此時(shí)KI 為0.5 MPa·° CA.

圖3 MAPO隨KI變化的分布Fig.3 MAPO distribution with KI variation

圖4為?a＝1.0、BMEP＝0.5 MPa 工況RON70E5燃料在不同點(diǎn)火控制角下的缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率曲線.隨著點(diǎn)火提前，燃燒相位整體提前，壓力曲線逐漸出現(xiàn)明顯振蕩，且伴隨著放熱率峰值的提高.推遲點(diǎn)火會(huì)造成壓縮上止點(diǎn)附近缸內(nèi)溫度與壓力降低，末端混合氣滯燃期增大，進(jìn)而導(dǎo)致參與自燃階段放熱的燃料減少，在瞬時(shí)放熱率曲線中表現(xiàn)為第二階段放熱特征的逐漸減弱甚至消失.這說明點(diǎn)火的過度推遲會(huì)導(dǎo)致末端混合氣自燃傾向減弱，使得SICI 兩階段燃燒模式逐漸向SI 單一火焰?zhèn)鞑ト紵Ｊ睫D(zhuǎn)變，同時(shí)在試驗(yàn)中觀察到循環(huán)波動(dòng)率增大.

圖4 點(diǎn)火控制角對(duì)缸內(nèi)壓力和放熱率的影響Fig.4 Effects of ignition control timing on in-cylinder pressure and heat release rate

圖5 為點(diǎn)火控制角對(duì)RON70E5 及RON70E10兩種燃料KI 及CA 50 的影響.在不同?a條件下，隨著點(diǎn)火提前，KI 增大，CA 50 提前；隨著?a增加，同一點(diǎn)火控制角下，KI 減小，CA 50 滯后.這是因?yàn)樘崆包c(diǎn)火導(dǎo)致放熱始點(diǎn)提前，在上止點(diǎn)附近缸內(nèi)溫度與壓力更高，末端混合氣更易自燃，進(jìn)而導(dǎo)致第二階段燃燒加劇，爆震強(qiáng)度增大.同時(shí)，提前點(diǎn)火導(dǎo)致放熱過程整體靠前，CA 50 隨之提前；而空氣稀釋則會(huì)降低火焰?zhèn)鞑ニ俣炔⒀娱L(zhǎng)末端混合氣的滯燃期，導(dǎo)致KI降低和CA 50 滯后.

圖5 點(diǎn)火控制角對(duì)KI及CA 50的影響Fig.5 Effects of ignition control timing on KI and CA 50

圖6為?a＝1.0、BMEP＝0.5 MPa 工況下KI 對(duì)SICI 模式下不同燃料氣態(tài)排放的影響.隨著KI 增大，NOx排放幾乎呈線性增加，且隨著燃料中乙醇體積分?jǐn)?shù)的增加而增大.較大的KI 意味著更高的缸內(nèi)燃燒溫度，導(dǎo)致NOx排放較高；添加乙醇促進(jìn)了SICI第一階段的火焰?zhèn)鞑ィ鹧鏈囟壬?，使得缸?nèi)燃燒溫度升高，促進(jìn)了NOx的生成.CO 排放與NOx排放有著相同的變化趨勢(shì)，過于提前點(diǎn)火導(dǎo)致燃燒相位提前，排氣溫度降低，不利于CO 的后期氧化.

圖6 KI對(duì)不同燃料氣態(tài)排放的影響Fig.6 Effects of KI on gaseous emissions of different fuels

隨著KI 增大，HC 排放降低，且乙醇體積分?jǐn)?shù)較高的燃料在高KI 工況下體現(xiàn)出降HC 排放的優(yōu)勢(shì).在自燃較弱時(shí)，燃燒模式趨向于溫和的預(yù)混火焰?zhèn)鞑?，隨著乙醇體積分?jǐn)?shù)增加，燃料活性降低，汽化潛熱增大，使得壁面的淬熄效應(yīng)和狹隙效應(yīng)有所增強(qiáng)，因而HC 排放較高，此時(shí)摻混高比例乙醇無法體現(xiàn)出其氧化作用；而自燃較為強(qiáng)烈時(shí)，輕微爆震能夠破壞壁面附近的淬熄層，同時(shí)KI 增加將會(huì)伴隨燃燒相位的提前，燃燒溫度升高，促進(jìn)了初期的火焰?zhèn)鞑ズ秃笃诘哪┒嘶旌蠚庾匀?，淬熄效?yīng)和狹隙效應(yīng)有所減弱，這些均會(huì)導(dǎo)致HC 排放的降低.高溫下乙醇活性會(huì)急劇提高[22-23]，此時(shí)乙醇對(duì)HC 的氧化作用會(huì)隨著爆震強(qiáng)度的提高逐漸增強(qiáng)，使得RON70E15 燃料在高KI 工況下HC 排放大幅降低.

2.2 空氣稀釋對(duì)SICI模式乙醇汽油PN排放的影響

圖7 為n＝1 500 r/min、BMEP＝0.5 MPa 工況不同燃料分別在不同?a條件下的PN 排放.隨著混合氣變稀，PN 排放逐漸減小，?a＝1.4 工況下的PN 排放約為當(dāng)量比工況下的1/3.過量的O2加劇了碳煙前驅(qū)物多環(huán)芳烴(PAHs)的氧化，對(duì)碳煙顆粒的生長(zhǎng)也起到了較強(qiáng)的抑制作用，導(dǎo)致PN 排放降低；同時(shí)較低的缸內(nèi)燃燒溫度也會(huì)使得燃料熱解作用減弱，降低了HC 向PAHs 轉(zhuǎn)化的傾向.不同燃料的PN 排放與KI均呈現(xiàn)出正相關(guān)關(guān)系，KI 較大時(shí)，缸內(nèi)的燃燒溫度較高，有利于碳?xì)淙剂系牧呀?，PAHs 產(chǎn)率增大；同時(shí)，末端強(qiáng)烈自燃造成的壓力振蕩會(huì)破壞壁面油膜，壁面附近會(huì)形成高溫缺氧的擴(kuò)散燃燒，導(dǎo)致PN 排放大幅升高.?a不同時(shí)，同一爆震強(qiáng)度下RON80 的PN 排放始終最高，碳煙的形成主要經(jīng)歷PAHs 的形成和顆粒的成核與生長(zhǎng)兩個(gè)階段，RON80 燃料芳香烴含量高，造成PAHs 產(chǎn)率高、濃度大，進(jìn)而導(dǎo)致較大的成核反應(yīng)速率，有利于碳煙形成.在試驗(yàn)中，燃料中芳烴含量對(duì)碳煙生成的貢獻(xiàn)占主導(dǎo)地位.

圖7 KI對(duì)不同燃料PN排放的影響Fig.7 Effects of KI on PN emissions of different fuels

值得注意的是，在汽油機(jī)均質(zhì)預(yù)混SI 模式下，汽油摻混乙醇有助于降低PN 排放，這是因?yàn)榇罅康奶紵燁w粒是在火焰前鋒面高溫缺氧區(qū)域形成的，而乙醇能夠增加火焰前鋒面的含氧量，降低反應(yīng)物的成煙傾向；含乙醇比例較高的燃料在燃燒過程中會(huì)產(chǎn)生較高濃度的OH 等活性組分，OH 等自由基的強(qiáng)氧化作用會(huì)加劇PAHs 和碳煙的氧化；乙醇也會(huì)抑制PAHs 生成反應(yīng)的進(jìn)行[24].雖然試驗(yàn)中控制策略為分層混合氣燃燒，但進(jìn)行了第二次噴射角度的掃略試驗(yàn)和三維仿真驗(yàn)證，燃料在點(diǎn)火時(shí)刻整體混合較為均勻，不存在油束撞壁嚴(yán)重等極端情況.引入第二階段自燃后，在?a＝1.0及?a＝1.2 工況下，使用低比例乙醇汽油(RON70E5 和RON70E10)，相對(duì)不含乙醇的RON70燃料，PN 排放呈現(xiàn)出明顯的反增現(xiàn)象，甚至與高芳烴含量的80 號(hào)汽油處于同一水平.

圖8 示出了當(dāng)量比條件、不同爆震強(qiáng)度工況下不同燃料PN 排放的粒徑分布.圖8a中，RON80、RON70、RON70E5、RON70E10 和RON70E15 試驗(yàn)所得 KI 分別為 0.25、0.24、0.29、0.29 和 0.26 MPa·° CA.由于芳烴含量較高，RON80 燃料粒徑小于10 nm 的PN 排放較其他燃料高；而RON70 燃料不同粒徑下的PN 排放均較低，這與其高活性及低芳烴含量等特點(diǎn)密切相關(guān).汽油添加乙醇后，燃料的含氧特性在火焰前鋒面中不利于PAHs 的生成，因而火焰?zhèn)鞑ルA段對(duì)PN 排放的增加沒有貢獻(xiàn).同時(shí)，由于HCCI 燃燒對(duì)于PN 排放的降低并不具有優(yōu)勢(shì)[17]，PN排放增加可能由自燃階段導(dǎo)致.與RON70 燃料相比，RON70E5、RON70E10 和RON70E15 燃料PN 排放大幅升高，且依然呈現(xiàn)雙峰分布，與RON80 燃料相比，3 種乙醇摻混燃料的凝聚態(tài)PN 排放比重有所上升.一方面，乙醇汽化潛熱較大，導(dǎo)致近壁面處溫度較低，末端混合氣更易燃燒不完全；另一方面，雖然爆震強(qiáng)度處于同一水平，但小負(fù)荷工況缸內(nèi)溫度較低，乙醇活性較弱[23]，自燃傾向小，導(dǎo)致第二階段自燃燃燒效率降低，上述因素使得摻混乙醇后PN 排放大幅增加.乙醇體積分?jǐn)?shù)為15%時(shí)，混合燃料中芳烴比例進(jìn)一步降低，加之乙醇的含氧特性，PN 排放又呈現(xiàn)出降低趨勢(shì)，但仍遠(yuǎn)高于RON70 燃料，這是乙醇氧化作用增強(qiáng)的結(jié)果.對(duì)比RON70E5、RON70E10和RON70E15 這3 種燃料，在大于260 nm 的粒徑區(qū)間內(nèi)，PN 排放隨著乙醇體積分?jǐn)?shù)的增加而降低，高比例乙醇對(duì)大粒徑顆粒物的表面生長(zhǎng)起到了較強(qiáng)的抑制作用.

圖8b 為KI 在較大工況下PN 排放的粒徑分布，RON80、RON70、RON70E5 和RON70E10 燃料在所示工況下KI 分別為0.45、0.46、0.46(更接近臨界爆震的工況)及0.39 MPa·° CA.與圖8a 相比，PN 排放增大了一倍，這進(jìn)一步說明了爆震強(qiáng)度提高會(huì)加劇PN 排放的惡化.RON80 燃料由于較高的芳烴含量，各粒徑下的PN 排放均較其他燃料高；而RON70E5和RON70E10 燃料由于摻混乙醇使得PN 排放惡化，且RON70E10 燃料核態(tài)PN 排放比重明顯增大.

圖8 乙醇摻混比對(duì)顆粒物排放粒徑分布的影響Fig.8 Effects of ethanol fraction on particulate size distribution

圖9 示出了?a＝1.4、KI≈0.18 MPa·° CA 工況下不同燃料核態(tài)與凝聚態(tài)的PN 排放.?a＝1.4 工況下，乙醇對(duì)PN 排放整體表現(xiàn)為降低作用，乙醇體積分?jǐn)?shù)為5%時(shí)，雖然末端混合氣自燃傾向有所降低，但由于氧氣過量，燃燒溫度低，PAHs 生成與顆粒的表面生長(zhǎng)均受到抑制，RON70E5 與RON70 的PN 排放基本維持在同一水平，隨著乙醇體積分?jǐn)?shù)增加至10%和15%，PN 排放有較大幅度降低，RON70E15燃料在該工況下的PN 排放約為RON70 燃料的1/2.

圖9 乙醇摻混比對(duì)核態(tài)和凝聚態(tài)PN排放的影響Fig.9 Effects of ethanol fraction on nucleation and aggregation PN emissions

2.3 EGR率對(duì)SICI模式乙醇汽油PN排放的影響

選取RON70 和RON70E10 兩種燃料研究了EGR 率對(duì)SICI 模式PN 排放及其粒徑分布的影響，試驗(yàn)中，控制進(jìn)氣溫度為50 ℃，轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，BMEP＝0.7 MPa，?a＝1.0.圖10 為兩種燃料在不同EGR 率下的PN 排放.隨EGR 率的增加，PN 排放呈現(xiàn)出降低趨勢(shì).試驗(yàn)中高壓EGR 有雙重作用，一方面引入廢氣后可以加熱缸內(nèi)工質(zhì)，促進(jìn)了SICI 前期的火焰?zhèn)鞑ズ偷诙A段末端自燃；另一方面廢氣稀釋提高了缸內(nèi)工質(zhì)的熱容并稀釋混合氣，降低火焰?zhèn)鞑ニ俣群湍┒俗匀嫉幕瘜W(xué)反應(yīng)速率.

圖10 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時(shí)EGR率對(duì)PN排放的影響Fig.10 Effects of EGR rates on PN emissions at n=2 000 r/min

圖11a 示出點(diǎn)火控制角約為-20° CA ATDC、EGR 率分別為0、5%和25%工況下RON70E10 燃料缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率曲線，該工況下EGR 對(duì)SICI燃燒的爆震起到了較強(qiáng)的抑制作用，引入5%的廢氣即可使得燃燒過程從爆震狀態(tài)變?yōu)闊o爆震狀態(tài).由于中等負(fù)荷下缸內(nèi)溫度已經(jīng)較高，廢氣雖然加速了第一階段的火焰?zhèn)鞑サ种屏说诙A段自燃，因而引入EGR后，更多的燃油參與前期的火焰?zhèn)鞑?，第二階段放熱相位滯后，放熱率峰值降低.EGR 率為5%工況自燃時(shí)刻相對(duì)EGR 率為0 工況滯后了4° CA，EGR率為0 工況下自燃放熱比例為56.9%，引入5%的廢氣后自燃放熱比例降低至38.8%.圖11b 為對(duì)應(yīng)工況下PN 排放的粒徑分布.EGR 率為5%時(shí)，由于爆震強(qiáng)度較大，不同粒徑的PN 排放較EGR 率為0 工況均有大幅度增加，且粒徑分布集中在100 nm 附近，EGR 率為0 時(shí)粒徑大于30 nm 的PN 排放約為EGR率為5%條件下的6 倍.EGR 率為25%時(shí)，由于缸內(nèi)廢氣較多，對(duì)燃燒抑制作用過強(qiáng)，使得缸內(nèi)溫度相對(duì)較低，與EGR 率為0 和5%的工況相比，缸內(nèi)缺少高溫氛圍，PN 排放大幅降低.

圖11 點(diǎn)火控制角為-20° CA ATDC時(shí)EGR率對(duì)缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率及顆粒物粒徑分布的影響Fig.11 Effects of EGR rates on in-cylinder pressure，heat release rate and particulate size distribution at-20° CA ATDC

選取轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、控制進(jìn)氣溫度為50 ℃、BMEP＝0.5 MPa及?a＝1.0，研究小負(fù)荷下EGR 率對(duì)SICI 模式PN 排放的影響.圖12 為RON70 和RON70E10 兩種燃料在不同EGR 率下的PN排放.在轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、EGR 率為5%工況下，PN排放與2 000 r/min 工況表現(xiàn)出不同的特性.與無EGR 工況相比，EGR 率為5%時(shí)PN 排放出現(xiàn)了反增現(xiàn)象，該現(xiàn)象對(duì)于RON70E10 燃料更為明顯.在轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP＝0.5 MPa 工況下小比例EGR對(duì)含醇燃料燃燒過程的溫升作用更加明顯，促進(jìn)了燃料的裂解，導(dǎo)致PN 排放增加.

圖12 轉(zhuǎn)速為1 500 r/min時(shí)EGR率對(duì)PN排放的影響Fig.12 Effects of EGR rates on PN emissions at n=1 500 r/min

圖13a 示出了點(diǎn)火控制角約為-30° CA ATDC、EGR 率為0、5%和25%時(shí)RON70E10 燃料缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱曲線，無EGR 和EGR 率為5%工況下燃燒過程的壓力曲線與放熱率曲線相差很小.小負(fù)荷時(shí)，缸內(nèi)燃燒溫度較低，高壓EGR 加熱充量對(duì)燃燒的促進(jìn)效果更為明顯.圖13b 為對(duì)應(yīng)工況下PN 排放的粒徑分布，從不同EGR 率下的PN 排放粒徑分布來看，引入EGR 率為5%與無EGR 相比凝聚態(tài)PN排放差別較小，這也進(jìn)一步證明了凝聚態(tài)PN 排放與KI 相關(guān)性更強(qiáng)；而引入5%的EGR后，燃料熱解作用加劇，以及廢氣中本身含有的HC 為PAHs 的形成提供了來源，均會(huì)導(dǎo)致核態(tài)PN 排放的增加.進(jìn)一步加大廢氣稀釋程度，如EGR 率為25%時(shí)，大量廢氣對(duì)燃燒的抑制作用占主導(dǎo)，放熱過程中缸內(nèi)最高燃燒溫度降低，燃料熱解速率變慢，PAHs 生成速率減弱，同時(shí)膨脹沖程持續(xù)放熱導(dǎo)致后期缸內(nèi)溫度相對(duì)較高，增強(qiáng)了顆粒物的后期氧化作用，這些因素均導(dǎo)致EGR 率較高時(shí)PN 排放的大幅降低.

圖13 點(diǎn)火控制角為-30° CA ATDC時(shí)EGR率對(duì)缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率及顆粒物粒徑分布的影響Fig.13 Effects of EGR rates on in-cylinder pressure，heat release rate and particulate size distribution at-30° CA ATDC

3 結(jié)論

(1) 轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP＝0.5 MPa 工況，KI 相同時(shí)，在?a為1.0 及1.2 條件下，摻混體積分?jǐn)?shù)為5%和10%的乙醇會(huì)導(dǎo)致PN 排放的惡化，這主要與SICI 模式的第二階段自燃有關(guān)；摻混體積分?jǐn)?shù)為15% 的乙醇后 PN 排放相對(duì)降低，但仍遠(yuǎn)高于RON70 燃料；乙醇對(duì)大粒徑顆粒物的表面生長(zhǎng)起到較強(qiáng)的抑制作用.

(2) 在試驗(yàn)工況與所用燃料中，KI 及燃料芳烴含量對(duì)PN 排放的影響較大，較大的爆震強(qiáng)度或使用高芳烴燃料均會(huì)使PN 排放大幅升高.

(3) 中等負(fù)荷時(shí)，廢氣稀釋對(duì)末端混合氣自燃的抑制作用較為明顯，KI 與PN 排放均大幅降低；小負(fù)荷時(shí)，廢氣加熱對(duì)末端自燃的促進(jìn)作用增強(qiáng)，引入低比例EGR后，凝聚態(tài)PN 排放變化較小，核態(tài)PN 排放明顯升高.

(4) 從降低PN 排放角度，低芳烴汽油摻混10%或15%體積分?jǐn)?shù)的乙醇更加適合SICI 燃燒模式；一定程度的稀燃(?a＝1.4)與中等比例的EGR 策略更有利于降低SICI 燃燒模式的PN 排放.