高壓縮比汽油機分層壓燃效果的光學(xué)診斷

張志永，高定偉，賴海鵬，張 彬，邢化鋒

（1. 長城汽車股份有限公司，保定 071000，中國;2. 河北省汽車工程技術(shù)研究中心（籌），保定 071000，中國）

高壓縮比和稀薄燃燒技術(shù)已經(jīng)成為公認(rèn)的汽油機提升油耗和降低排放的主要技術(shù)[1～3]。本田、豐田相關(guān)研究表明，采用高壓縮比、稀薄燃燒并結(jié)合長行程等其他技術(shù)，發(fā)動機的有效熱效率可到達(dá)45%以上[4～5]。高壓縮比理論上可大幅提升發(fā)動機指示熱效率，但也使汽油機的爆震增加。稀薄燃燒技術(shù)在一定程度上可以抑制爆震的發(fā)生，但混合氣過稀影響火花點火和火焰?zhèn)鞑?，造成燃燒惡化?/p>

本田和豐田的相關(guān)研究均采用了高能點火技術(shù)。然而，因技術(shù)不成熟且成本高，該技術(shù)仍制約著發(fā)動機量產(chǎn)。均質(zhì)壓燃技術(shù)在部分負(fù)荷區(qū)域利用柴油機的特點，采用汽油自燃，不受火花塞點火的限制。但單純的壓燃燃燒控制非常困難，控制不當(dāng)極易產(chǎn)生失火和爆震。

王志等人在缸內(nèi)直噴(gasoline direct injection，GDI)汽油機上實現(xiàn)了均質(zhì)充氣壓縮點燃 (homogeneous charge compression ignition, HCCI)燃燒，研究了火花點火對HCCI 燃燒特性的影響。結(jié)果表明：HCCI 燃燒方式較火花點火火焰?zhèn)鞑ト紵绞椒艧崴俾士欤瑹嵝矢?，NOx大幅度降低。在HCCI 臨界狀態(tài)時，火花點火有助于提高燃燒穩(wěn)定性，抑制失火和爆燃，降低循環(huán)波動；當(dāng)火花點火時缸內(nèi)溫度遠(yuǎn)超過臨界著火溫度時，火花點火對HCCI 燃燒影響不大[6]。

本田提出的火花輔助 (spark assisted, SA)的 HCCI(SA-HCCI)技術(shù)為HCCI技術(shù)產(chǎn)品化提供了新的思路[7]。為實現(xiàn)高熱效率的預(yù)混合壓縮著火，通過火花塞點燃的微量直噴燃料形成的微小燃燒觸發(fā)自燃著火的方式，使得燃燒穩(wěn)定性明顯提高，燃燒范圍擴大2～3倍。

本文采用進(jìn)氣道噴射形成預(yù)混混合氣，壓縮上止點前利用直噴噴油器噴入部分燃油，利用火花塞點燃周圍的分層混合氣。在高壓縮比發(fā)動機上，火焰前鋒形成的高溫高壓觸發(fā)未燃混合氣自燃，形成壓燃效果。相繼開展了不同直噴噴油持續(xù)期、噴油時刻、軌壓大小對分層壓燃效果的影響試驗。

1 研究思路

研究表明[8]：汽油和空氣混合物在溫度達(dá)到1 000 K以上時，會發(fā)生快速自燃。常規(guī)的做法是采用負(fù)閥重疊 (negative valve overlap, NVO) 技術(shù)，獲取高比例的內(nèi)部廢氣再循環(huán) (exhaust gas recirculation，EGR) 從而有效提高缸內(nèi)溫度，但需要采用小升程小持續(xù)期的氣門型線。汽油從700 K左右的冷焰，到發(fā)生自燃所需的溫度，一方面可以通過壓縮過程提升，另一方面借助于高比例的內(nèi)部熱EGR實現(xiàn)，如圖1a所示。此方案因最大氣門升程減少從而會減少發(fā)動機大負(fù)荷進(jìn)氣量，影響外特性的動力性。這方面研究較多的是借助可變氣門機構(gòu)實現(xiàn)，成本較高，控制系統(tǒng)復(fù)雜[9-10]。

本研究中，通過火花塞點燃(SA)少量直噴燃料，誘發(fā)混合氣達(dá)到自燃的目標(biāo)溫度。如圖1b所示：一方面采用高壓縮比，提升未燃混合氣壓縮過程的溫度；另一方面借助于火花塞周圍分層混合氣燃燒產(chǎn)生的熱對流和熱輻射，使得燃燒室未燃混合氣更容易達(dá)到自燃溫度從而實現(xiàn)分層壓燃。與傳統(tǒng)的缸內(nèi)直噴 (GDI)分層燃燒相比，通過控制直噴噴油量，控制分層混合氣數(shù)量，能夠形成一種同時具有火焰?zhèn)鞑ズ妥匀继卣鞯幕旌先紵Ｊ健?/p>

圖1 2種不同HCCI燃燒實現(xiàn)方式的技術(shù)原理

2 試驗裝置與試驗方法

2.1 試驗裝置

試驗用機為一臺缸套為石英玻璃的光學(xué)單缸發(fā)動機，噴射方式為直噴 + 氣道燃油噴射(port fuel injection， PFI)；燃油類型為92號汽油；其他主要參數(shù)如表1所示。

表1 試驗機基本參數(shù)

試驗采用Lavision高速CMOS相機，3.6 kHz，1 024 × 1 024像素；IAV公司的開放式控制單元ETU，控制噴油時刻及脈寬，調(diào)整點火時刻，并能夠?qū)崿F(xiàn)曲軸轉(zhuǎn)角和相機信號的同步控制；臺式電腦中安裝了圖像處理軟件，用于控制相機工作，存儲相機圖像；PUMA控制系統(tǒng)控制臺架倒拖發(fā)動機到指定轉(zhuǎn)速，為發(fā)動機提供必需的油、水、氣等。進(jìn)氣控制單元，可以提供壓力可調(diào)、溫度25～70 ℃可調(diào)的穩(wěn)定氣源。自制的高壓供油系統(tǒng)提供最高20 MPa的軌壓。采用了日本京濱公司的低流量噴油器，對直噴噴油器在不同工況下進(jìn)行了標(biāo)定，20 MPa下靜態(tài)流量2.565 g/s，噴油持續(xù)期和實際噴油量呈良好的線性關(guān)系。為實現(xiàn)氣道燃油噴射，臺架還單獨布置了一路低壓噴射系統(tǒng)。AVL622燃燒分析儀用于發(fā)動機數(shù)據(jù)采集和處理。采用加長活塞，并在活塞中間部分引入壓縮空氣進(jìn)行冷卻。AVL 630空氣/燃油比測量儀用于Lambda測量。

2.2 試驗方法

試驗工況控制的基本參數(shù)如表2所示。試驗方法如下：在ETU軟件中設(shè)定目標(biāo)進(jìn)氣壓力、PFI噴油量和噴油時刻、直噴噴油量和噴油時刻、軌壓等初始參數(shù)。測量前先用測功機倒拖發(fā)動機5 min左右，然后在上止點前(before top dead center, btdc)打開點火和噴油開關(guān)，通過調(diào)節(jié)進(jìn)氣壓力和PFI噴油量，達(dá)到目標(biāo)過量空氣因數(shù)和目標(biāo)平均指示有效壓力（indicatory mean effective pressure，IMEP）。待工況參數(shù)相對穩(wěn)定（循環(huán)波動率COVIMEP＜5%，燃燒重心CA50 = 5°～ 7°，其中：COV為循環(huán)波動率 （coefficient of variation）；CA為曲軸轉(zhuǎn)角(crank angle)； CA50為累計放熱量一半對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角）后，啟動高速攝影裝置，每CA 2°采集一張圖片，每循環(huán)拍攝360張圖片。記錄連續(xù)50個循環(huán)的圖像數(shù)據(jù)。利用平均后的圖像和原始圖像相結(jié)合，可說明不同參數(shù)控制下的缸內(nèi)燃燒特征。

表2 試驗工況

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 典型的分層壓燃特征分析

圖2是基于表2試驗工況參數(shù)，調(diào)整GDI直噴噴油時刻為壓縮上止點前(btdc)的曲柄轉(zhuǎn)角CA(btdc) =80°，軌壓3.8 MPa，直噴噴油持續(xù)期為2 ms，PFI噴油持續(xù)期為2.77 ms下測到的單個循環(huán)典型的氣缸壓力、壓力升高量和瞬時放熱率的曲線。

圖2 分層壓燃模式下燃燒特征分析

圖2顯示：缸壓和壓力升高量曲線在CA 6°均出現(xiàn)拐點。拐點之后，壓力升高量轉(zhuǎn)為明顯增加，呈現(xiàn)一個尖峰。同時，氣缸壓力也快速升高到峰值。放熱率曲線上也顯示，放熱過程呈現(xiàn)明顯的兩階段放熱，在CA 5°出現(xiàn)拐點，拐點位置略提前于缸壓5°之前，放熱率曲線比較平緩，符合火花點火(spark ignition, SI)燃燒特征。5°之后，放熱速度快速增加，同時燃燒持續(xù)時間縮短，符合HCCI燃燒特征。研究表明：該燃燒模式是一種同時具備火焰?zhèn)鞑ズ蛪喝既紵奶卣鞯幕旌先紵Ｊ健?/p>

Martz等人[11]采用詳細(xì)化學(xué)動力性機理對這一燃燒現(xiàn)象進(jìn)行過仿真。研究認(rèn)為，當(dāng)未燃混合氣溫度低于 1 100 K時，火焰前鋒面?zhèn)鞑ブ廖慈蓟旌蠚夂笕匀粸榛鹧鎮(zhèn)鞑ト紵绞?；?dāng)未燃混合氣的溫度高于 1 100 K時，火焰前鋒面?zhèn)鞑ブ廖慈蓟旌蠚夂?，將轉(zhuǎn)換為多點自燃燃燒。文獻(xiàn)[12]對此種燃燒模式也曾做過解釋，在該燃燒模式下，在著火過程前期有一定程度的火焰?zhèn)鞑?，缸?nèi)平均溫度上升，觸發(fā)未燃混合氣的化學(xué)反應(yīng)，使未燃混合氣實現(xiàn)自燃。在小負(fù)荷下采用混合燃燒，可通過火焰?zhèn)鞑ヌ峁┳匀妓璧哪芰?；在中高?fù)荷下，可避免因過多混合氣自燃造成燃燒粗暴?；鹧?zhèn)鞑ズ涂煽貕喝寄Ｊ接袡C結(jié)合，有利于實現(xiàn)不同燃燒模式之間的過渡。

3.2 直噴噴油持續(xù)期對分層壓燃的影響

在分層引燃壓燃模式下，改變GDI的噴油持續(xù)期，研究直噴噴油量對燃燒的影響。圖3是基于表2試驗基本參數(shù)，調(diào)整GDI直噴噴油時刻為CA(btdc) = 80°，軌壓3.8 MPa下，試驗測得的3種不同噴油持續(xù)期的分層壓燃的平均放熱率曲線。

圖3 直噴噴油持續(xù)期對分層壓燃放熱率的影響

3種情況下，第1階段燃燒放熱速度差別不大。分析認(rèn)為，隨缸內(nèi)噴油量增加，火花塞附近混合氣更容易實現(xiàn)分層，有利于火焰?zhèn)鞑?；但缸?nèi)噴油量增加時，燃油霧化吸熱冷卻，又延緩了燃燒放熱。二者綜合起來對第一階段的燃燒放熱影響不大。但隨著缸內(nèi)噴油量增加，第2階段的燃燒存在明顯的差異。噴油持續(xù)期為0.5 ms時，二段放熱峰值較低，只有15 J/(°)，且整體放熱持續(xù)期較長，燃燒緩慢。

研究認(rèn)為：該工況下，缸內(nèi)混合氣分層不明顯，火焰?zhèn)鞑ミ^程中，周圍混合氣不存在明顯濃區(qū)，壓燃區(qū)域燃燒溫度較低，燃燒緩慢。噴油持續(xù)期為1.2 ms時，缸內(nèi)混合氣分層明顯，火焰?zhèn)鞑ミ^程中，周圍混合氣存在濃度，因緩慢氧化產(chǎn)生高溫區(qū)域，更利于壓燃。圖3顯示：燃燒放熱率可達(dá)到38 J/(°)。噴油持續(xù)期為2 ms時的放熱率曲線與1.2 ms比較類似。分析認(rèn)為：相對于噴油持續(xù)期1.2 ms，缸內(nèi)噴油量的增加一方面增加燃油分層，另一方面又減少了PFI噴射形成的預(yù)混混合氣的數(shù)量，綜合起來的燃燒效果與噴油持續(xù)期為2 ms時相差不大。

試驗中發(fā)現(xiàn)：噴油持續(xù)期為2 ms時，連續(xù)50個循環(huán)的燃燒放熱率曲線均呈現(xiàn)2個峰值，出現(xiàn)明顯的兩段放熱現(xiàn)象，如圖4所示。噴油持續(xù)期為1.2 ms時，有2個循環(huán)未出現(xiàn)第2個燃燒峰值，如圖5所示。這說明：噴油持續(xù)期會影響第2階段壓燃的成功率。

圖4 2 ms噴油持續(xù)期連續(xù)50個循環(huán)的燃燒放熱率

圖5 1.2 ms噴油持續(xù)期連續(xù)50個循環(huán)的燃燒放熱

此外，定義連續(xù)循環(huán)內(nèi)，出現(xiàn)兩段放熱的循環(huán)數(shù)占總循環(huán)數(shù)的比例為分層引燃成功率。圖6為分別取連續(xù)50個循環(huán)，計算的3種不同噴油持續(xù)期下的分層引燃壓燃成功率。0.5 ms噴油持續(xù)期下，壓燃成功率較低，只有56%，這說明該工況下直噴噴油量較少，分層燃燒放熱能量不足，對未燃混合氣溫度提升有限，部分循環(huán)未觸發(fā)未燃混合氣自燃。因此，為得到穩(wěn)定的分層引燃壓燃燃燒，需適當(dāng)增加缸內(nèi)噴射油量，提高壓燃穩(wěn)定性。

圖7是通過高速攝影測量的3種噴油持續(xù)期下CA(btdc) = 64°時的缸內(nèi)燃燒狀態(tài)。圖7顯示：隨噴油持續(xù)期的增加，缸內(nèi)局部燃燒亮度增加，碳煙排放量增多。這是由于隨缸內(nèi)噴油量增加，燃油完全蒸發(fā)所需要的時間變長，部分燃油蒸發(fā)不完全即發(fā)生壓燃，導(dǎo)致局部過濃區(qū)域產(chǎn)生碳煙。

圖7 直噴噴油持續(xù)期對碳煙生成的影響

3.3 直噴噴油時刻對分層壓燃的影響

基于表2試驗基本參數(shù)，調(diào)整GDI軌壓3.8 MPa，直噴噴油持續(xù)期1.2 ms，直噴噴油時刻分別為壓縮上止點前40°、50°、60°、80°、100°，進(jìn)行了5種情況下的試驗對比。圖8顯示：100°時，不存在明顯的二段放熱。

圖8 直噴噴油時刻對分層壓燃放熱率的影響

隨著直噴噴油時刻的推遲，燃燒持續(xù)期逐漸縮短，二段燃燒放熱率峰值逐漸增加。40°和50°時，第2階段放熱曲線呈現(xiàn)明顯的尖峰。分析認(rèn)為：噴油時刻越靠前，直噴燃料霧化蒸發(fā)的時間越長，火花塞點火前，缸內(nèi)混合氣均質(zhì)化程度越高，由于混合氣較稀，火焰?zhèn)鞑ニ俣刃。紵徛?。同時，由于缸內(nèi)燃燒霧化蒸發(fā)吸熱，導(dǎo)致缸內(nèi)平均溫度低，周圍混合氣不易產(chǎn)生自燃，火花點火(SI)燃燒為其主要的燃燒模式。隨著直噴噴油時刻的推遲，在點火前直噴燃料未完全霧化蒸發(fā)，缸內(nèi)混合氣存在濃度分層，火花塞附近形成濃混合氣區(qū)域，初期的SI燃燒加劇。如圖中 40°和 50°時，第一階段燃燒放熱速度增加，放熱量增多，缸內(nèi)平均溫度增加，達(dá)到周圍混合氣自燃溫度，引起自燃燃燒，二段放熱明顯加劇。

如圖9所示：直噴噴油時刻由上止點前100°逐漸推遲到 40°，壓燃成功率由62%提升至86%。因此，適當(dāng)?shù)耐七t直噴噴油時刻，有助于提升壓燃成功率。

圖9 直噴噴油時刻對壓燃成功率的影響

如圖10所示：試驗中還發(fā)現(xiàn)，直噴噴油時刻由上止點前100°逐漸推遲到 40°時，排氣溫度由394 ℃逐漸下降到366 ℃，呈逐漸下降趨勢。分析認(rèn)為，直噴噴油時刻推遲后，兩階段燃燒放熱加劇，燃料燃燒更加充分，燃燒重心提前，后燃現(xiàn)象減弱，使得發(fā)動機的做功效率提升，排氣溫度下降。

圖10 直噴噴油時刻對排氣溫度的影響

圖11為CA(btdc) = 64°時的缸內(nèi)光學(xué)測試結(jié)果。

圖11顯示：隨噴油時刻的推遲，缸內(nèi)局部亮度增加，碳煙量增加。與完全PFI燃燒相比，直噴燃料形成了混合氣局部分層。隨著直噴噴油時刻推遲，直噴燃料霧化蒸發(fā)時間短，尤其是火花點火后噴入的燃料燃燒呈現(xiàn)明顯的擴散燃燒特點，造成局部碳煙增加。

圖11 直噴噴油時刻對碳煙生成的影響

因此，對于分層引燃壓燃燃燒，直噴噴油時刻的選擇，一方面要考慮壓燃成功率，適當(dāng)?shù)耐七t噴油時刻，另一方面還要考慮排放法規(guī)和后處理的要求，合理地控制碳煙排放。

3.4 軌壓對分層壓燃的影響

缸內(nèi)直噴壓力會影響到缸內(nèi)噴入油量的霧化蒸發(fā)和混合氣形成過程，對分層引燃壓燃也會產(chǎn)生影響?；诒?試驗基本參數(shù)，調(diào)整PFI噴油持續(xù)期為2.9 ms，并根據(jù)目標(biāo)IMEP相應(yīng)調(diào)整了直噴噴油持續(xù)期。

圖12是試驗測試的3.8、10、15 MPa這3種不同軌壓下的燃燒放熱率曲線。

圖12 軌壓對分層壓燃放熱率的影響

軌壓從3.8 MPa增加為10 MPa后，燃燒持續(xù)期明顯縮短，且第一段燃燒放熱速度加快。分析認(rèn)為，這是由于軌壓增加后，缸內(nèi)噴霧霧化效果變好，形成更適合SI著火和火焰?zhèn)鞑サ姆謱踊旌蠚夥植?。但軌壓增加?5 MPa時，過高的軌壓使得缸內(nèi)噴射的燃油霧化的太快。同時，高噴射壓力形成氣流運動造成直噴噴霧和PFI噴射的形成的混合氣摻混迅速。火花點火前，缸內(nèi)均質(zhì)化嚴(yán)重，反而抑制了分層效果，使得火花塞附近濃度下降，抑制了火花點火火焰?zhèn)鞑?。同時缸內(nèi)不存在過濃的高溫區(qū)，平均溫度較低，不利于局部壓燃。

圖13是3種不同軌壓下CA(btdc) = 64°時測到的缸內(nèi)碳煙情況。

圖13 軌壓對碳煙生成的影響

圖13顯示：隨軌壓提高，因缸內(nèi)霧化效果變好，碳煙含量明顯減少。

4 結(jié) 論

本文介紹了在一臺光學(xué)單缸機上，采用氣道噴射預(yù)混，缸內(nèi)直噴輔助火花引燃的方法，對汽油分層壓燃燃燒方式進(jìn)行的光學(xué)燃燒診斷研究。

1） 高壓縮比發(fā)動機不采用負(fù)閥重疊，利用氣道燃油噴射（PFI）預(yù)混，缸內(nèi)直噴輔助火花點火，可以實現(xiàn)分層引燃壓燃燃燒。其燃燒模式是一種混合燃燒模式，具備火焰?zhèn)鞑ズ蛪喝既紵膬呻A段燃燒放熱特征。

2） 隨缸內(nèi)噴油量增加，分層效果明顯，第2階段的燃燒放熱在更為明顯，適當(dāng)提高缸內(nèi)噴油量，有助于穩(wěn)定壓燃，但缸內(nèi)噴油量過大，局部過濃會導(dǎo)致碳煙排放增多。

3） 隨直噴噴油時刻的推遲，在點火前直噴燃料未完全霧化蒸發(fā)，火花塞附近形成濃混合氣區(qū)域，初期的火花點火燃燒加劇，有助于提升壓燃成功率，但噴油時刻過于提前，亦會造成碳煙排放加劇。

4） 軌壓增加后，缸內(nèi)噴霧霧化效果變好，形成更適合火花點火和火焰?zhèn)鞑サ姆謱踊旌蠚夥植?。但過高的軌壓使得缸內(nèi)噴射的燃油霧化的太快，火花點火前，缸內(nèi)均質(zhì)化嚴(yán)重，反而抑制了分層效果。同時缸內(nèi)不存在過濃的高溫區(qū)，平均溫度較低，不利于局部壓燃。

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