點燃式航空煤油直噴發(fā)動機冷起動性能試驗

何永輝，胡春明, ，劉 娜，張振東，蘇思源

(1. 天津大學(xué) 機械工程學(xué)院，天津 300350；2. 天津大學(xué) 內(nèi)燃機研究所，天津 300072)

近年來，小型通用航空飛機的航空活塞發(fā)動機燃料正面臨著由航空汽油向重油(柴油或煤油)的轉(zhuǎn)變，尤其是點燃活塞式航空煤油發(fā)動機因其功率重量比的優(yōu)勢，在無人機領(lǐng)域已得到了廣泛重視和應(yīng)用[1-3]．相比于航空汽油，航空煤油(RP-3)因其具有較高的閃點和揮發(fā)溫度，不僅能夠滿足無人機高功率需要，還能保證應(yīng)用的安全性和穩(wěn)定性；但由于航空煤油的揮發(fā)性差、黏度高和飽和蒸氣壓低[4]，在冷起動過程中以傳統(tǒng)的汽油機噴射條件很難形成易被點燃的混合氣，這就導(dǎo)致航空煤油發(fā)動機較汽油燃料發(fā)動機的冷起動性能更差．

針對煤油冷起動困難問題，國內(nèi)外研究學(xué)者從煤油霧化、預(yù)熱方式、噴射策略和點火參數(shù)優(yōu)化等方面入手，以探索合適的解決方案．Cathcart等[5]將Orbital公司開發(fā)的空氣輔助直噴系統(tǒng)應(yīng)用于一款V6二沖程和一款四沖程航空煤油發(fā)動機上進行了冷起動試驗，由于空氣輔助噴射技術(shù)能夠使煤油噴霧索特平均直徑(SMD)達到10μm以內(nèi)，可實現(xiàn)在不使用任何加熱設(shè)備和其他輔助霧化設(shè)備前提下，最低可達-15℃正常起動．Liu等[2]在6min內(nèi)將發(fā)動機氣缸蓋預(yù)熱至50℃，初始噴射燃料量約為64.9mg，初始點火正時角為上止點前35°CA，點火能量為50mJ，采用這種有效方法時，可以實現(xiàn)平穩(wěn)起動．Singh等[6]比較了在二沖程多燃料火花點火(SI)發(fā)動機上使用航空煤油和汽油的冷起動，與汽油的情況相比，航空煤油發(fā)動機冷起動可受益于豐富的混合氣、較晚的噴射正時和較早的點火正時．國內(nèi)針對煤油發(fā)動機冷起動的研究課題大多在高校中進行并具有一定的成果．耿釗等[7]針對點燃式航空重油活塞發(fā)動機低溫起動困難問題，開展了冷起動控制策略研究及試驗驗證．劉銳等[8]針對直噴二沖程航空煤油發(fā)動機，設(shè)計冷起動控制策略，研究了關(guān)鍵參數(shù)對冷起動性能的影響．畢延飛[9]開展航空煤油直噴發(fā)動機冷起動動態(tài)過程仿真研究，分析了燃油噴射對冷起動混合氣形成的影響，并提出了提高冷起動能力的優(yōu)化方法．

上述研究主要是針對活塞式航空煤油發(fā)動機從預(yù)熱措施、控制參數(shù)等方面入手，研究其對冷起動工況著火能力的影響規(guī)律和優(yōu)化措施．由于發(fā)動機冷機狀態(tài)下首循環(huán)著火后缸內(nèi)溫度相對較低，進氣波動較大，在冷起動過程中仍會有失火、后燃和不完全燃燒等異常燃燒現(xiàn)象．因此，筆者基于低壓空氣輔助直噴技術(shù)分別研究了油、氣順序噴射和同步噴射，兩種噴油策略下油、氣噴射間隔時間和噴氣截止時刻對航空煤油發(fā)動機冷起動過程燃燒性能的影響．同時提出了基于過量空氣系數(shù)的動態(tài)油量控制策略，通過臺架試驗與傳統(tǒng)恒油量起動策略進行了對比驗證，以探究該控制策略對冷起動過程燃燒穩(wěn)定性的影響．

1 試驗系統(tǒng)及試驗方法

1.1 試驗發(fā)動機和臺架系統(tǒng)

表1為發(fā)動機基本參數(shù)．通過一臺自主研發(fā)的搭載低壓空氣輔助噴射系統(tǒng)的四沖程缸內(nèi)直噴航空煤油發(fā)動機，進行冷起動燃燒特性試驗．

表1 發(fā)動機基本參數(shù) Tab.1 Basic parameters of engine

圖1為試驗臺架示意，其包括一臺單缸試驗機、132kW測功機、燃油及壓縮空氣供給系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集及燃燒分析系統(tǒng)和電控標(biāo)定系統(tǒng)等部分組成．試驗中，啟噴轉(zhuǎn)速通過測功機來調(diào)節(jié)．燃油及壓縮空氣供給系統(tǒng)包括低壓空氣輔助直噴組合噴嘴、空氣壓縮機、燃油泵和溢流穩(wěn)壓調(diào)節(jié)器，其中燃油通過安裝于組合噴嘴結(jié)構(gòu)體外側(cè)的輔助加熱裝置(PTC加熱片)進行間接預(yù)熱，預(yù)熱溫度通過電子控制單元(ECU)和繼電器控制．燃燒分析系統(tǒng)包括缸壓傳感器、電荷放大器、數(shù)據(jù)采集卡及DEWESOFT X3燃燒分析軟件．電控標(biāo)定系統(tǒng)采用自主開發(fā)的ECU作為下位機，并與基于LabVIEW開發(fā)的上位機通過控制器局域網(wǎng)絡(luò)(CAN)總線進行基于CAN標(biāo)定協(xié)議(CCP協(xié)議)的實時數(shù)據(jù)傳輸．主要測控儀器包括ETAS LA4型空燃比分析儀、Kistler 6125CU20壓電晶體型缸壓傳感器和ART USB2815型數(shù)據(jù)采集卡等．

圖1 試驗臺架示意 Fig.1 Schematic diagram of experiment bench system

1.2 燃油噴射策略

重點研究了燃油噴射策略對低壓空氣輔助直噴航空煤油發(fā)動機冷起動性能的影響．針對不同油、氣組合噴射方式，在冷機條件下進行了直噴發(fā)動機燃燒特性試驗，對首循環(huán)著火后的缸內(nèi)燃燒情況進行基于循環(huán)的燃燒分析，分別探究油、氣順序噴射和油、氣同步噴射兩種噴油策略條件下，油、氣噴射間隔時間τgap和噴氣截止時刻θinj對發(fā)動機冷起動過程缸內(nèi)燃燒的影響．圖2為不同油、氣組合噴射系統(tǒng)控制時序，燃油噴射和混合氣噴射根據(jù)轉(zhuǎn)速信號分別獨立控制，主要控制參數(shù)還包括了噴油脈寬Tfuel、混合氣噴射脈寬Tair等．其中，混合氣噴嘴的開啟與截止相對噴油嘴有一定延遲，根據(jù)其電氣特性需進行脈寬補償．

圖2 不同油、氣組合噴射系統(tǒng)控制時序 Fig.2 Control sequence of different fuel to air combined injection systems

航空煤油的低壓空氣輔助直噴方案中設(shè)定噴油壓力為0.8MPa、壓縮空氣直噴壓力為0.65MPa，冷起動工況條件下采用了相同的燃油噴射脈寬(7～8ms)，循環(huán)噴油量為30.61～34.97mg，油、氣順序噴射策略中設(shè)置噴氣脈寬為4ms，循環(huán)噴氣量為9.45mL，油、氣同步噴射策略中噴氣脈寬與噴油脈寬一致，循環(huán)噴氣量為16.57～18.94mL．采用LSA-Ⅲ型激光粒度儀對不同噴射策略下的噴霧液滴粒徑分布進行測量試驗，圖3為不同噴射策略下的噴霧顆粒直徑分布．噴霧粒徑分布呈正態(tài)分布，油、氣同步噴射策略下的噴霧粒徑在2～28μm均有分布，通過Gauss函數(shù)擬合95%置信度的噴霧粒徑置信區(qū)間為(7.180±0.077)μm，其標(biāo)準(zhǔn)差(表征噴霧粒徑分布的離散程度)為0.057，具有較高的噴霧粒徑體積分布集中度且噴霧質(zhì)量較高；而油、氣順序噴射策略下，噴霧粒徑部分分布在大于100μm，擬合標(biāo)準(zhǔn)差為0.145， 噴霧粒徑分布較同步噴射策略更為寬泛，噴霧粒徑置信區(qū)間為(13.590±0.346)μm，與順序噴射策略相比集中分布的噴霧粒徑值較大．

圖3 不同噴射策略下的噴霧顆粒直徑分布 Fig.3 Distribution of spray droplets diameter under different injection strategies

圖4為不同燃油噴射策略對噴霧SMD的影響，在固定的混合氣噴射脈寬下，油、氣順序噴射策略的噴霧SMD隨噴油脈寬的變化較大．油、氣同步噴射策略下的油、氣噴射同時開啟、截止，燃油被直接噴入音速氣流中強化了其霧化效果，燃油噴射脈寬的變化對燃油噴霧SMD的影響較小，且均小于10μm．

圖4 不同燃油噴射策略對噴霧SMD的影響 Fig.4 Influence of different fuel injection strategy on SMD of spray

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 油、氣順序噴射策略的冷起動試驗分析

啟噴轉(zhuǎn)速為1500r/min，燃油預(yù)熱溫度為50℃，環(huán)境溫度為5℃，點火提前角為30°CA BTDC，θinj為180°CA BTDC．分別對不同油、氣噴射間隔時間τgap進行冷起動燃燒特性試驗，分析油、氣順序噴射策略下τgap對冷起動燃燒特性的影響．圖5為冷起動過程中失火和部分燃燒循環(huán)[10](后燃、不完全燃燒)的缸壓曲線．與正常燃燒循環(huán)相比，由于缸壁溫度低、燃油蒸發(fā)速率低[11]及循環(huán)變動較大[12]等因素，會出現(xiàn)部分燃燒和失火循環(huán)，其最高燃燒壓力均小于800kPa，因此，在逐循環(huán)燃燒分析中，認為最高燃燒壓力小于800kPa時即為異常燃燒循環(huán)．圖6為不同τgap條件下首循環(huán)著火后30個循環(huán)中的最高燃燒壓力．τgap為1、4和5ms時分別出現(xiàn)了4、2和6次異常燃燒循環(huán)，最高比率達20%，并且最高燃燒壓力循環(huán)波動較大．τgap為2ms和3ms的條件下沒有出現(xiàn)異常燃燒現(xiàn)象，而3ms的缸內(nèi)燃燒狀況較好，最大燃燒壓力普遍較高且較為穩(wěn)定．

圖5 冷起動異常燃燒循環(huán) Fig.5 Abnormal combustion cycle during cold start

圖7為冷起動自著火首循環(huán)后30個循環(huán)的平均最高燃燒壓力及其循環(huán)變動率Cpcp，其定義如式(1)所示．隨油、氣間隔的變化，Cpcp隨油、氣噴射間隔時間的增加呈先下降后上升的規(guī)律，在3ms時達到最低為9.2%，且平均最高燃燒壓力最高．

式中：pmax,i為第i個循環(huán)的最高燃燒壓力；pmax為n個循環(huán)最高燃燒壓力平均值．

結(jié)合圖6和圖7可知，油、氣噴射間隔時間對冷起動過程缸內(nèi)的燃燒穩(wěn)定性有顯著的影響，較大或較小的油、氣間隔都會引起缸內(nèi)燃燒壓力和燃燒穩(wěn)定性下降．其原因是：在低壓空氣輔助噴射過程中燃油與壓縮空氣在預(yù)混腔內(nèi)進行初次霧化后，再經(jīng)混合氣噴嘴出口拉瓦爾段加速至超音速噴出，實現(xiàn)二次霧化[13]，油、氣間隔過短則油、氣一次混合時間縮短，油束形態(tài)相對集中，燃油噴霧與壓縮空氣的接觸度較小，混合氣噴嘴開啟時未能充分發(fā)揮壓縮空氣對燃油液滴的破碎作用．同時油、氣間隔對噴霧形態(tài)影響較大[14]，延長油、氣間隔可充分利用預(yù)混腔內(nèi)壓縮空氣對一 次燃油噴霧的減速作用和壓縮空氣噴射氣流引導(dǎo)作用，促進噴氣閥出口處形成渦流環(huán)，促進燃油噴霧擴 散．但隨油、氣間隔增加會降低液滴剩余動能從而抑制噴霧的擴散，因而最大噴霧擴散度具有折衷值．又由于冷起動過程中轉(zhuǎn)速波動相對較大，油、氣間隔時間過長使得整段噴射周期延長，致使燃油噴射的動態(tài)響應(yīng)性變差，循環(huán)變動較大[15]．因此，油、氣順序噴射策略下，建議油、氣間隔時間為3ms，以保證混合氣具備較高的均勻度，使得燃燒循環(huán)變動和做功能力得以改善，有助于向暖機階段的平穩(wěn)過渡．

圖6 不同τgap下的逐循環(huán)最高燃燒壓力 Fig.6 Cycle by cycle peak combustion pressure under different τgap

圖7 平均最高燃燒壓力與Cpcp隨油、氣間隔時間的變化 Fig.7 Variation of average peak combustion pressureand Cpcp with fuel to air interval

2.2 油、氣同步噴射策略的冷起動試驗分析

啟噴轉(zhuǎn)速為1500r/min，燃油預(yù)熱溫度為50℃，環(huán)境溫度為5℃，點火提前角為30°CA BTDC．采用油、氣同步噴射方式，分別在不同θinj條件下進行了冷起動燃燒特性試驗．

圖8為不同θinj下的逐循環(huán)最高燃燒壓力，自發(fā)動機冷起動首循環(huán)著火后缸內(nèi)最高燃燒壓力在θinj為上止點前120°CA和180°CA時逐循環(huán)呈先下降后上升并且整體水平較高，這是因為此時為進氣終了階段，活塞位于下止點附近，缸內(nèi)壓力較低，噴射背壓對混合氣噴嘴的噴射速率有顯著的影響，噴射背壓降低使得噴霧貫穿距及貫穿速率明顯上升[16]，使得燃油噴霧具有較高的動能，同時活塞上行受到活塞頂燃燒室壁面的引導(dǎo)作用，易在火花塞附近形成較濃混合氣，有助于火焰的傳播．

由圖8和圖9可知，θinj為上止點前60°CA時出 現(xiàn)了較多異常燃燒循環(huán)，并且此時的平均最高燃燒壓力較θinj為上止點前120°CA和180°CA時小，循環(huán)變動較大．分析原因是：(1)此時活塞處于壓縮行程的中后期，缸內(nèi)壓力快速上升，較大的噴射背壓影響混合氣噴嘴出口處氣動力對燃油液滴的破碎效果；同時缸內(nèi)空氣密度的提高削弱了壓縮空氣與燃油之間的相互作用，使得燃油霧化質(zhì)量有所下降，部分燃油易遇冷在活塞頂面沉積；(2)在點火之前煤油蒸發(fā)與空氣之間混合的時間較短，燃油蒸發(fā)條件惡劣導(dǎo)致了火焰?zhèn)鞑ニ俣认陆担沟貌煌耆紵秃笕棘F(xiàn)象嚴重．

圖8 不同θinj下的逐循環(huán)最高燃燒壓力 Fig.8 Cycle by cycle peak combustion pressure under different θinj

θinj為上止點前240°CA時最高燃燒壓力在第14循環(huán)之后保持穩(wěn)定，但前幾個循環(huán)中燃燒壓力波動較大．原因是：此時處于進氣行程中后期，活塞下行，油、氣混合噴霧到達活塞上表面時動能衰減，燃燒室壁面引導(dǎo)作用減弱，在壓縮行程末期不易在火花塞附近形成濃混合氣，而由于此時缸內(nèi)溫度相對較低形成的均質(zhì)混合氣濃度較低．因此，噴氣截止時刻在壓縮行程初期易受壁面引導(dǎo)作用在火花塞附近形成較濃的可燃混合氣，不易發(fā)生失火現(xiàn)象，且燃燒速率快，使得最高燃燒壓力相對較高且燃燒穩(wěn)定．

對比圖9和圖7的缸內(nèi)平均最高燃燒壓力及其循環(huán)變動率可以發(fā)現(xiàn)，油、氣同步噴射控制策略下平均最高燃燒壓力較順序噴射策略高8.2%，同時最高燃燒壓力的循環(huán)變動較小，降低了約2.1%．這是由于油、氣同步噴射策略能夠提供更小初始粒徑的燃油噴霧，以加快燃油蒸發(fā)速率．同時油、氣同步噴射策略下冷起動過程中轉(zhuǎn)速波動引起的循環(huán)燃油噴射脈寬的變化對噴霧質(zhì)量的影響較小，且噴霧顆粒直徑分布的集中度較高．因此，快速的燃油噴射響應(yīng)在保證循環(huán)燃油供給量的同時也保證了燃油霧化質(zhì)量，有助于航空煤油發(fā)動機冷起動過程中的燃燒穩(wěn)定性的提高．

圖9 θinj對Cpcp及平均最高燃燒壓力的影響 Fig.9 Effects of θinj on Cpcp and average peak combustion pressure

2.3 動態(tài)油量控制策略對冷起動燃燒特性的影響

2.3.1 動態(tài)油量控制策略設(shè)計

圖10為噴油量控制策略．基于進氣壓力MAP和缸壁溫度修正的方法實現(xiàn)冷起動過程中動態(tài)改變過量空氣系數(shù)φa的噴油量控制策略示意．

圖10 噴油量控制策略 Fig.10 Control strategy of fuel injection amount

進氣量采用了速度-密度法進行計算．由理想氣體狀態(tài)方程可計算每循環(huán)的理論進氣質(zhì)量為

式中：air,thm 為每循環(huán)的理論進氣質(zhì)量；M為空氣摩爾質(zhì)量；pm為進氣歧管壓力；Vm為進氣體積；R為普適氣體常數(shù)，取值為8.31J/(mol·K)；Tm為進氣溫度．

由于閥門節(jié)流、氣門正時和氣體慣性等原因，通常實際進氣體積會減小，將這些因素以容積效率ηv來表示，計算每循環(huán)的實際進氣量為

式中：Vdisp為發(fā)動機排量．

圖11為冷起動工況容積效率．容積效率ηv受發(fā)動機轉(zhuǎn)速和進氣壓力影響較大，需通過臺架試驗標(biāo)定，并存入ECU，通過插值法尋得．

圖11 冷起動工況容積效率脈譜 Fig.11 Map of ηv under cold start condition

由于冷起動過程轉(zhuǎn)速波動較大，并且進氣壓力采集具有遲滯效應(yīng)，導(dǎo)致計算所得理論進氣量與實際進氣量有較大偏差．為減小該誤差影響，通過試驗標(biāo)定進氣壓力MAP，相鄰工況點的進氣壓力采用二維插值法獲得如圖12所示，記為pexp，將pexp替代式(3)中的pm，得出試驗中每循環(huán)的進氣量為

圖12 冷起動工況進氣壓力脈譜 Fig.12 Intake pressure map under cold start condition

自冷起動首循環(huán)著火后缸體溫度逐漸上升，燃油蒸發(fā)速率加快[17]，因而恒定的噴油脈寬隨燃油蒸發(fā)量增大混合氣逐漸變濃．混合氣中，氧氣的擴散系數(shù) 最大，隨著當(dāng)量比的增加，氧氣的體積分數(shù)降低，熱擴散不穩(wěn)定性增強，火焰?zhèn)鞑ペ呄虿环€(wěn)定[18]，從而易致使發(fā)動機熄火．欲使得過量空氣系數(shù)由適宜冷起動的0.65[19](參考此值設(shè)定初始空燃比)，能夠平穩(wěn)過渡至適宜暖機工況的0.75，針對缸內(nèi)溫度對燃油霧化及蒸發(fā)的影響，設(shè)計噴油量修正策略為

式中：mfuel為當(dāng)前循環(huán)計算噴油量；mair，cal為進氣量計算值，由式(4)計算所得；α為初始空燃比；Δmfuel(Tcyl)為基于缸體溫度的噴油量補償，其值根據(jù)冷起動過程中缸體溫度變化進行標(biāo)定試驗所得到的一維MAP插值計算所得，如圖13所示．其中缸體溫度Tcyl通過測量冷卻液出口溫度獲得．

根據(jù)噴油器自身特性及計算噴射量，得到燃油噴射脈寬為

式中：Tinj為燃油噴射脈寬；kIF為噴油器流量特性系數(shù)，通過測量噴油器質(zhì)量流量進行線性擬合獲得；τinj為噴油器開啟延遲，與其電特性及電池電壓有關(guān)，由于試驗中使用穩(wěn)定電壓電源，取值為0.16ms．

2.3.2 動態(tài)油量控制策略試驗驗證

在初始過量空氣系數(shù)為0.65的條件下進行動態(tài)油量控制策略試驗驗證，與恒定油量噴射控制策略基于平均最高燃燒壓力和過量空氣系數(shù)變化進行對比．由于循環(huán)燃油噴射量持續(xù)變化，為保證循環(huán)油量供給以及較高的燃油霧化質(zhì)量應(yīng)用同步噴射策略，噴氣截止時刻為180°CA BTDC．圖14為發(fā)動機狀態(tài)參數(shù)及油量控制參數(shù)隨時間的變化，其中冷起動初始節(jié)氣門開度為2.5%，為提高計算精度對相關(guān)數(shù)值進行了放大處理．隨缸體溫度的上升噴油脈寬呈逐漸下降趨勢，起動前期由于轉(zhuǎn)速波動較大，計算噴油脈寬的波動明顯，當(dāng)缸體溫度持續(xù)穩(wěn)定升高后，轉(zhuǎn)速及噴油脈寬波動逐漸減?。?/p>

圖14 動態(tài)油量控制策略關(guān)鍵參數(shù)變化 Fig.14 Variation of parameters under dynamic fuel volume control strategy

圖15為不同噴油量控制策略下φa與最高燃燒壓力的變化，在動態(tài)油量控制策略試驗中能夠控制φa較為平順地過渡到適合暖機的0.75，而恒油量起動策略試驗中的φa會隨著起動成功后逐循環(huán)下降至0.62附近，這是由于缸溫逐循環(huán)升高使燃油蒸發(fā)量增大，混合氣濃度上升，過濃的混合氣會導(dǎo)致燃燒效率下降．動態(tài)油量控制使得最高燃燒壓力逐循環(huán)上升比較穩(wěn)定，且高于恒油量策略．恒油量起動策略的混合氣濃度難以得到精確控制，導(dǎo)致試驗中存在熄火情況嚴重時會導(dǎo)致起動失敗．分析原因主要是恒油量起動在首循環(huán)著火后混合氣逐漸過濃，使得火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢，導(dǎo)致不完全燃燒發(fā)生[20]，嚴重時會存在失火循環(huán)；動態(tài)油量控制策略是基于進氣量計算并根據(jù)缸體溫度修正循環(huán)噴油量，使得混合氣濃度得以過渡平 穩(wěn)，火焰?zhèn)鞑ポ^穩(wěn)定，最高燃燒壓力相對較高．

圖15 不同噴油量控制策略下φa和最高燃燒壓力的變化 Fig.15 Variation of φa and peak combustion pressure under different fuel volume strategies

圖16對比了兩種噴油量控制策略下的滯燃期和平均指示壓力，其由每100個循環(huán)取平均值獲得．開始700個循環(huán)內(nèi)兩種策略下的滯燃期普遍較高且相差較小，并且逐循環(huán)呈下降趨勢．但在800個循環(huán)后，恒油量策略下由于混合氣濃度逐循環(huán)上升，使得滯燃期延長，而動態(tài)油量控制策略下控制較為精確的混合氣濃度，使得滯燃期保持在12°CA附近，有利于火核的形成和火焰?zhèn)鞑ィ溆绊懙慕Y(jié)果主要體現(xiàn)在平均指示壓力上，動態(tài)油量控制策略下由于φa由初始的0.65逐漸過渡到暖機工況適合的0.75，平均指示壓力逐步上升，發(fā)動機的做功能力得以提高；而恒油量策略下的平均指示壓力由于滯燃期的延長，著火相位延后，加之航空煤油燃燒速度較慢，平均指示壓力普遍較低．

圖16 不同策略下滯燃期和平均指示壓力變化 Fig.16 Variation of flame retardation period and average indicated pressure under different strategies

3 結(jié)論

以低壓空氣輔助直噴航空煤油發(fā)動機為平臺，研究了油、氣噴射策略對冷起動影響，得出以下結(jié)論：

(1) 在油、氣順序噴射策略下，過小或過大的油、氣間隔均會產(chǎn)生不利影響，前者造成油、氣一次混合時間過短，燃油霧化條件較差，后者因冷起動過程噴射動態(tài)響應(yīng)遲滯，循環(huán)波動較大；冷起動過程采用3ms的油、氣噴射間隔時間，有利于冷起動穩(wěn)定性．

(2) 在油、氣同步噴射策略下，噴氣截止時刻在壓縮行程初期由于燃燒室壁面氣流引導(dǎo)作用顯著且燃油蒸發(fā)較為充分，有利于在火花塞附近形成較濃的混合氣，能夠改善冷起動缸內(nèi)燃燒穩(wěn)定性，但對缸內(nèi)最高燃燒壓力的提升效果不明顯；油、氣同步噴射較順序噴射策略因噴射響應(yīng)性高及燃油噴射脈寬對噴霧質(zhì)量影響較小，且噴霧粒徑體積分布集中度高，更有利于提高缸內(nèi)燃燒壓力和燃燒穩(wěn)定性．

(3) 動態(tài)改變過量空氣系數(shù)的噴油量控制根據(jù)起動過程中的發(fā)動機狀態(tài)控制燃油循環(huán)噴射量，使混合氣濃度由起動加濃平穩(wěn)過渡至暖機階段適宜值，有利于冷起動過程的燃燒穩(wěn)定性．