缸内直喷汽油机冷启动燃烧与排放光学试验研究

刘国庆

1.天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津，300072

2.奇瑞汽车股份有限公司发动机工程研究院，芜湖，241009

0 引言

缸内直喷(GDI)汽油机因具有良好的动力性与经济性，已成为当今汽油机的主要发展方向［1-2］。GDI技术能精确地控制进入缸内燃油量，可对缸内油气混合过程进行有效控制，也有益于改善汽油机冷启动排放。冷启动过程中产生的未燃碳氢化合物(简称碳氢，HC)占汽油机HC排放总量的80%以上［3-4］，因此GDI发动机冷启动阶段的排放一直是近年来汽车排放控制研究的重点［5-7］。2004 年，Landenfeld 等［8］系统论述了 GDI发动机达到美国SULEV排放法规的相关策略，并提出了高压多次喷射分层混合冷启动策略，即部分燃油在进气过程喷入缸内，形成浓度相对均匀的背景混合气，而剩余燃油在压缩冲程下半段喷入，配合活塞顶凹坑，使压缩上止点附近较大的时间区间内，在缸内形成火花塞附近浓而其他区域相对偏稀的分层混合气分布，这样可在保证稳定着火的前提下推迟点火，提高排气温度，加快催化器起燃，且能有效减少燃油碰壁。2009年，Xu等［9］在EcoBoost系列GDI发动机开发中采用了类似策略，使整机HC排放降低了30%。在GDI发动机冷启动阶段，由于缸内温度较低，大量燃油直接喷入缸内时易在缸套和活塞顶部碰壁产生油膜，且蒸发缓慢，这使得用于点燃的燃油量减少，可能导致缸内失火，反而增加HC排放，同时油膜着火燃烧还可能导致碳烟(SOOT)排放增加，因此需对GDI发动机冷启动阶段缸内混合气形成过程进行精确控制。采用传统性能开发台架往往难以对缸内油气混合过程进行研究，CFD模拟仿真手段也受到计算模型准确性的限制，而基于光学发动机和激光测量的可视化技术因可直观获得缸内燃油分布和燃烧情况，目前已被广泛用于GDI发动机的开发和研究。

本文结合平面激光诱导荧光方法(planar laser induced fluorescence，PLIF)和光学单缸机台架，对采用高压两次喷射、分层混合冷启动策略的GDI发动机催化器的起燃工况的缸内混合气形成和燃烧过程进行了可视化试验研究，分析了HC和SOOT产生的原因，研究了喷射正时和两次燃油喷射比率、进气压力等参数对缸内燃烧稳定性和排放的影响。

1 PLIF光学单缸机测试系统

1.1 PLIF激光技术测量原理

PLIF是当前发动机缸内浓度场可视化测量方面应用最为广泛的激光技术，其基本原理是:通过调整入射激光的输出频率，使其与待测分子的某一电子基态和激发态间的跃迁频率相同而发生共振，其中部分待测分子吸收激光能量后跃迁至较高能级，但这些分子极不稳定，又快速从激发能级降至基态，并伴随发出荧光，荧光强度与当地待测物质浓度成正比，从而可获得对应浓度场分布［10］。

1.2 PLIF光学测试系统

PLIF光学测试系统结构见图1，由光学单缸机系统、激光和导向系统、相机拍摄系统、同步控制系统、控制台组成。激光源由Lambda Physik公司的COMPex201 KrF准分子激光器产生，波长为248nm，脉冲持续期为 20ns，工作能量为250mJ，工作频率为10Hz。激光光源经透明缸套两侧引入燃烧室内，这样可以在更大空间范围内进行测量，避免测量死角。激光源为片光，通过喷油嘴位置，从靠近但不接触火花塞方向穿过。相机系统采用PCO公司SensiCam CCD增强相机，并加装紫外镜头(UV－Nikkor 105mm，f/4.5)，拍摄方向与激光垂直。发动机一个工作过程时间非常短，在单个循环内完成所有测量需要时间解析度非常高的高速相机和激光发射器，这将大大增加测量难度。为解决这一问题，本测试系统在不同的循环中对不同曲轴转角进行测量，激光触发、相机拍摄及转角测量通过同步器进行控制，保证在指定转角同时触发相机和激光系统，同步控制采用AVL ETU(electronic timing unit)系统，这大大降低了对相机和激光系统的要求。拍摄燃烧过程火焰时，由于火焰为可见光，不用激光激发且无需紫外镜头，故可直接进行拍摄，相机拍摄系统与浓度场测量时所用系统相同。

图1 PLIF光学测试系统示意图

由于圆形玻璃缸套折射会造成图像扭曲，相机拍摄角度也会对拍摄结果产生影响，因此试验前在透明缸套内放置专用标定板(放置于需测量的平面)进行标定，找出实际测量平面和相机拍摄结果之间的对应关系，用于修正拍摄结果。此外激光发射器发射的激光经棱镜产生的片光源本身也不均匀，试验前同样需要进行标定，具体采用的方法为:旋转曲轴将进排气门调节至关闭状态，经火花塞位置滴入少量燃油，再来回旋转曲轴，压缩缸内空气使得燃油迅速蒸发，混合均匀后对均匀场进行测量，用以修正激光不均匀性对测量结果的影响。

1.3 光学单缸机台架系统

光学单缸机台架系统结构如图2所示，主要由光学单缸机、单缸机集成台架及其控制系统、进气控制单元、高压油泵、控制和同步单元(ETU)、燃烧分析仪及角标仪组成。其中光学单缸机为缸内直喷模式，缸径和冲程分别为76mm和86mm，压缩比为9.0，由集成台架上的电力测功机拖动，集成台架同时提供冷却水和润滑油循环。活塞进行加长，并在中间中空部分引入压缩空气对其进行冷却，活塞顶带凹坑结构以实现分层策略，并采用抽风机使曲通系统保持一定的负压，以防止曲通废气溢出。发动机进气由压缩空气引入，进气压力通过进气控制单元进行调节和稳定。为获得缸盖部分燃烧室内的图像信息，采用了上端为屋脊形的石英玻璃缸套，高度为50mm。系统主要数据和信号传输路线见图2中实线，其中缸压信号通过线路①传递至燃烧分析仪用于数据分析和监控，ETU通过线路④和线路⑥获得角标仪测得的曲轴转角信号，并通过线路②、③、⑤分别对点火、喷油、燃油压力进行控制，且与PLIF激光系统进行同步控制。

图2 光学单缸机台架系统示意图

1.4 光学测试图像处理方法

发动机运转过程中(特别是冷启动工况)，缸内混合气的形成和燃烧过程具有一定的随机性，单次测量图像结果往往不能全面反映实际情况，因此在每个光学图像测量曲轴转角时，分别从不同循环连续捕捉35张图片，采用AVL VisioScope软件对这些图像进行统计平均，处理过程如图3所示。具体如下:由于液相燃油激发产生荧光的亮度相比气相燃油明显较高(碳烟火焰亮度与预混火焰情况类似)，故对于具体拍摄的图片可根据经验定性判断液相和气相燃油(或碳烟火焰及预混火焰)对应的亮度值，然后将单张拍摄图片上各像素对应的亮度值分成高密度区(表征液相或碳烟火焰)、低密度区(表征气相或预混火焰)、背景区三段，再将多幅图片的具体亮度分段进行统计，获得各像素点上高密度区、低密度区出现的概率，叠加并分别着色后得到最终结果。此外火花塞附近区域受双侧激光作用，激光能量密度比单侧激光覆盖的其他区域高，导致这些区域荧光额外增强，因此试验时对上止点附近的转角采用均匀混合气进行标定，以便在后期图像处理时对测量结果进行修正。

2 GDI冷启动工况光学测量

2.1 冷启动试验工况与测量

图3 燃油浓度和火焰图像处理过程［11］

发动机冷启动工况包括启动、提速、冷怠速三个过程，受光学发动机台架最低转速限制，试验研究着重于GDI发动机冷怠速工况，也即通常所说的催化器起燃工况。采用高压两次喷射、分层混合冷启动策略时，点火时刻火花塞附近稳定混合气浓区的形成主要依靠第二次燃油喷射(压缩冲程喷射)与活塞凹坑的合理配合，因此试验主要研究了第二次喷射正时和两次燃油喷射量比率对缸内燃烧稳定性和排放的影响。发动机转速控制为1200r/min，空燃比(文中指化学计量空燃比)为1，冷却水和润滑油温度控制在20℃左右，燃油压力为8MPa，由ETU实现两次喷射和不同喷射量比率(fuel split ratio，FSR，为第一次喷油量与循环总喷油量的比值)，点火时刻为20°CA ATDC(ATDC表示压缩上止点，CA表示曲轴转角)。试验时首先将发动机转速降至1200r/min，调整进气控制单元以达到目标进气压力，待冷却水和润滑油及排气温度趋于稳定后点火(未喷油)，随后由ETU激活喷油、激光测量系统对燃烧状态下指定曲轴角度进行拍摄。因石英缸套和活塞膨胀系数相差很大，光学发动机持续着火燃烧时间有所限制，发动机一次运转燃烧过程通常只能完成一个曲轴转角下的测量。

缸压、燃烧稳定性等信息由缸压传感器和燃烧分析仪获得。由于光学发动机单次运转实际着火时间非常短，无法利用排放分析仪对尾气进行取样测量，因此试验时采用了快速废气分析仪实时获得HC排放，缸内SOOT生成量则通过AVL VisioFem光学传感器间接测量(图2中线路⑦)，其基本原理是:SOOT燃烧过程中热释放量很少，但发出的光亮度较高，通过测量预混燃烧结束后缸内碳烟火焰光强信号(文中为碳烟指数USI，测量信号为电压信号)，再经过燃烧分析仪分析处理，可间接反映出缸内SOOT排放情况。

2.2 试验燃油和示踪剂选择

普通汽油中有多种物质具有荧光特性，故其产生荧光的频谱范围很广，难以进行量化评估，同时由于普通汽油含有添加剂等多种杂质，使缸套不易清洁，因此本试验采用与汽油物性相近的异辛烷作为试验燃油。工业用异辛烷含有少量芳香族分子，如苯及其派生物，极易产生荧光，但这种荧光极易遇氧淬息，因此可以认为是无荧光效应，需添加荧光特性稳定且遇氧淬息效应低的示踪剂。常见示踪剂有丙酮、3－戊酮、甲苯等，本文采用3－戊酮，3－戊酮与异辛烷具有相同沸点和几乎完全相同的随温度变化的饱和蒸汽压特性。试验燃油由体积分数分别为90%和10%的异辛烷和3－戊酮组成。

3 试验结果及分析

3.1 燃烧稳定性和排放结果

缸内燃烧稳定性采用平均指示压力(IMEP)标准偏差σIMEP进行评价，具体公式如下:

图4所示为第二次喷油时刻(SOI2)对缸内燃烧稳定性、HC排放以及SOOT排放的影响。试验时第一次喷油时刻(SOI1)为260°CA BTDC(BTDC表示上止点前)，两次喷油采用相同的喷油持续期(喷射燃油比率R=0.5)。图5为图4a中对应着火过程火核形成情况。

图4 第二次喷油时刻对燃烧稳定性和排放的影响

图5 第二次喷油时刻对着火过程火核形成的影响

从图4和图5可以看出，SOI2早于压缩上止点前110～120°CA时燃烧很不稳定，着火初期火核很弱且生长缓慢，这表明点火时刻火花塞周围未形成稳定可燃混合气，缸内发生了严重的失火现象，IMEP水平很低，HC排放急剧增加。SOI2推迟至100°CA BTDC时，缸内着火过程相对稳定，缸内燃烧稳定性得到改善，IMEP相应提升，HC排放则迅速下降，而当 SOI2推迟至90°CA BTDC时，缸内燃烧稳定性并未继续改善，反而恶化，燃烧循环波动率出现一个峰值，缸内IMEP水平也略有降低，而当进一步将 SOI2推迟至80°CA BTDC时，缸内燃烧压力循环波动则迅速下降。导致这种燃烧趋势突变的主要原因可能是:当SOI2在90°CA BTDC之前时，点火时刻火花塞附近燃油浓度相对较低，缸内燃烧火焰传播过程受缸内滚流影响，向排气侧偏移;而当SOI2推迟至90°CA BTDC之后，点火时刻火花塞附近混合气质量较高，燃烧火焰传播过程则主要受混合气浓度分布的影响，向进气侧偏移;当SOI2在90°CA BTDC时，两种因素共同作用导致初始火焰发展过程缓慢，降低了燃烧初期速度，且随机性更大导致IMEP波动增加。SOI2推迟至70°CA BTDC时，着火火焰达到最稳定状态，而且生长速度最快，在此之前缸内SOOT生成处于相对较小的水平;SOI2进一步推迟至70°CA BTDC以后，燃烧稳定性趋于不变并保持较好的水平，IMEP略微下降，但由于活塞碰壁严重而且在冷启动工况下燃油蒸发很缓慢，导致SOOT排放急剧增加，HC排放略有上升。对比图4a和图4b可以发现:进气压力增大为95kPa时，尽管进气量和对应喷油量均相应增加(空燃比控制为1)，但缸内IMEP水平未有明显提升，这表明实际参与燃烧放热的燃油并未明显增加，而HC排放则平均是原来的5倍以上。HC排放增加主要可能原因有两个:①第一次喷射与缸套碰壁油膜在随后活塞运动中被刮下来并残留于缸套与活塞之间狭缝中，随后过程中并未完全燃烧;②第二次喷射与活塞顶碰壁油膜不完全燃烧。从图4中还可以看出在缸内正常燃烧情况下(p=0.2MPa)，推迟第二次喷油导致SOOT急剧增加，表明燃油与活塞碰壁明显增加，但HC增加幅度相对较小，由此可见，在缸内稳定燃烧工况，第一次喷射与缸套碰壁是造成HC排放的主因。

图6 燃油喷射量比率对燃烧稳定性和排放的影响

图6所示为不同燃油喷射比率对缸内燃烧稳定性以及排放的影响。其中第一次喷射时刻为280°CA BTDC，第二次喷射时刻为 100°CA BTDC，进气压力控制为70kPa，从图中可以看出随着第一次喷射时喷油量的增加，(R从0.275增至0.725)缸内燃烧稳定性和IMEP水平显著增加。HC排放则是在R=0.5时最低，增大R时由于第一次喷射燃油与缸套碰壁增加，导致HC排放有所提升，降低R则由于燃油活塞碰壁量增加导致HC和SOOT排放均略有增加，由于SOI2较早，SOOT排放总体较少。

3.2 缸内混合气形成及燃烧过程

由 3.1节分析可知，第二次喷射时刻为70°CA BTDC、R=0.5时缸内燃烧稳定性及SOOT和HC排放均处于比较优化的状态，因此本文对这种情况下缸内混合气浓度分布以及燃烧过程进行了拍照测量，试验时进气压力控制为70kPa，空燃比控制为 1，第一次喷射时刻为260°CA BTDC，点火角为20°CA ATDC。

图7 缸内油气混合过程燃油分布图

图7为该工况下缸内燃油分布PLIF测量结果。从图中可以看出，第一次喷射燃油在喷射初期(255°CA BTDC)，受缸内气流运动很小，其形状与喷射方向一致，并在245°CA BTDC时到达排气侧缸套壁面并发生碰壁，此时由于滚流的作用及喷油量适中，故燃油碰壁量较少，随后随活塞和缸内滚流向下移动，在缸内强滚流的作用下，缸内燃油浓区在活塞下止点时到达进气侧，随后经过火花塞，在第二次喷射之前(70°CA BTDC)到达排气侧，此时因活塞挤压在缸内了形成整体相对均匀的燃油分布。在第二次燃油喷射初期，活塞向上移动且靠近上止点，燃油很快到达活塞顶凹坑壁面，由喷雾引起的气流运动碰壁所形成的卷吸效应使燃油沿凹坑附近迅速扩散铺开，随后由活塞凹坑形成的挤流将燃油沿凹坑曲面向上引导，25°CA BTDC时在火花塞附近形成燃油浓区，并一直保持到30°CA ATDC。

图8为随后着火及燃烧过程缸内火焰图像，点火时刻火花塞附近浓混合气使得缸内着火过程顺利，并在30°CA ATDC时即形成了非常稳定的火焰。由于进气侧燃油浓度较排气侧燃油浓度大，因此火焰向进气侧扩散速度更快，在60°CA ATDC时扩散到整个燃烧室并到达活塞顶，70°CA ATDC时附着在活塞顶凹坑内以油膜形式存在的燃油被点燃，在活塞顶附近出现大量的明亮碳烟火焰，碳烟燃烧一直持续到排气过程，由此可知，GDI发动机碳烟排放主要由压缩冲程燃油喷射与活塞顶部碰壁形成的油膜不完全燃烧所致。

图8 缸内燃烧过程火焰图像

4 结论

(1)GDI冷怠速工况采用两次喷射分层混合策略时，压缩冲程燃油喷射正时对缸内燃烧稳定性和排放有较大影响，过早的SOI2会导致燃烧不稳定，易发生失火，HC排放急剧恶化，SOI2推迟至合理角度后缸内燃烧达到最稳定状态，HC排放迅速下降并趋于稳定，继续推迟SOI2，燃烧稳定性则基本不变，HC排放略有增加，但SOOT排放迅速增加。在保持空燃比不变的情况下，增大进气压力与相应喷油量，缸内IMEP水平基本不变，而HC排放会显著增加，此外两次燃油喷油量比率对HC排放和燃烧稳定性也有较大的影响。

(2)GDI冷怠速工况PLIF浓度场测量结果表明，采用合理的喷油正时与活塞顶凹坑配合，可在压缩上止点前后较大的时间窗口内(－25～30°CA ATDC)使火花塞附近保持稳定浓混合气分布，这对于推迟点火，加快催化器起燃十分有利。而缸内燃烧过程火焰图像分析表明，碳烟火焰主要产生于活塞顶部附近，因此合理优化压缩冲程喷油正时，减少活塞顶部燃油碰壁对降低GDI发动机冷启动SOOT排放十分关键。

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