高能点火在稀薄燃烧汽油机中的影响因素研究

2020-11-04吴锡江王志宇尹琪

车用发动机 2020年5期

吴锡江，王志宇，尹琪

(上海汽车集团股份有限公司技术中心，上海 201804)

45%～50%的超高热效率发动机是当前时代背景下汽车动力技术发展的趋势。在工程应用中，超稀薄燃烧(ultra lean burn， ULB)结合稀燃条件下的后处理技术，是汽油机追求超高热效率、降低排放的主要技术路径之一。当过量空气系数(φa)大于1，即进入发动机缸内的空气多于完全燃烧所需的理论值时，发动机处于稀燃状态，且φa越大，理论的循环热效率越高。同时稀燃状态下燃烧更充分、燃烧温度也更低，直接排放的碳氢化合物(HC)和氮氧化合物(NOx)也更低。然而另一方面，稀燃状态下缸内混合气密度增大、燃油浓度降低，使得火花塞击穿和点燃油气混合气都变得困难，火焰传播过程也变得迟缓，需要引入高能点火系统(High-Energy Ignition System，HEIS)释放更高的点火能量以保证着火率，并使燃烧更快、更稳定。

汽油机高能点火的实现方式常见的有电感放电式和电容放电式两种[1]，当前稀燃发动机尚在研究论证阶段，因此各种形式的HEIS应用也不多。其中同传统点火系统原理一样的电感放电式HEIS是主流，并且已有应用，如奔驰M270发动机搭载的多次点火式HEIS，能在1 ms内释放约150 mJ点火能量；而电感放电式HEIS则多是高校在研究，如天津大学、同济大学、加拿大温莎大学等[2-4]。文献[5]整理了大量国际上最新的关于HEIS的设计、仿真以及在汽油机上的试验结果，包括了各种不同形式如等离子体射流点火、微波点火、电晕点火、预燃室式射流点火等。从这些研究成果来看，无论何种形式的HEIS，均能有效提升稀燃状态下的燃烧速度和稳定性，从而实现稀燃汽油机降低油耗和NOx排放的目标。文献[6]研究认为，点火过程是导致燃烧循环间波动的主要原因之一，因为点火过程决定了初始火核的大小、形状和位置，随后提出了在气流作用下火花塞电极间的等离子体电流通道(以下简称电流通道)-初始火核形成和发展的一种粒子化模型，并通过仿真计算以及在25%EGR率的稀燃涡流燃烧室的光学测试得到了验证，有助于深入理解稀燃发动机循环变动的根本原因并探索合适解决方案——引入HEIS。

在众多类型的HEIS中，持续放电式HEIS是当前最经济、最简单易行的一种。文献[7-9]介绍了一种双线圈偏置(Dual Coil Offset, DCO)点火系统，其利用两个交错放电的点火线圈以扩大放电间隔，从而实现连续多次放电的高能点火模式。在1台单缸机上以高EGR率实现稀释燃烧并进行了试验研究，结果显示这种长时间多次点火形成的HEIS系统无需过高的充电电压即能使整个点火过程的放电电流接近恒定，应用于稀燃系统中能提升着火概率和火焰发展速度，使燃烧变得更稳定，从而拓展稀燃极限，并最终在油耗和排放方面得到收益。此外，这种DCO点火系统还能根据工况调节点火次数和放电时间，从而节省能量消耗。文献[10]将5组共10个可单独控制的点火线圈作用在同一个火花塞上，将放电电压提升了数倍的同时又可通过点火信号的偏移实现类似DCO系统的功能，使点火时间得到了延长，并结合高压缩比和高湍流实现了φa=1.8～2.0的超稀薄燃烧。

点火能量的提高通常通过提高点火线圈次级放电功率和延长放电时间两种方式得以实现，其中提高次级放电功率能缩短放电迟滞，更高效、快速地释放能量，并形成稳定的放电通道，着火成功率更高[4,14-16]，但高放电功率往往伴随着火花塞电极的加速磨损；而延长点火时间是当前最容易实现的方式，且对发动机改动要求最小[8]。高能点火的能量并不是越高越好，需要在自身对电能的消耗和从稀燃极限、稳定性提升获得的油耗收益之间寻找平衡[9,16]。通常稀燃发动机燃烧温度较低，不易发生爆震，故常采用较高的压缩比以提升热效率，对于HEIS而言，压缩比提高意味着点火前后缸内环境压力升高、混合气密度增大，这反而是阻碍点火稳定的关键因素之一[11-12]。同时大量研究表明，加强缸内气流运动能有效拉伸点火时火花塞电极间的电流通道尺寸和形状，促进初始火核的形成和发展，从而提高稀薄燃烧的稳定性[9-14]。为减少火花塞侧电极对缸内气流的阻挡作用，侧电极不宜朝向进气门方向布置[17-18]；而适当增大的电极间隙虽能形成更大的初始火核，有利于燃烧[19]，但同时也会加大电极腐蚀[20]。此外，工况点也是影响HEIS效用的一个重要因素，有研究表明，高转速和高稀燃比条件下HEIS自身消耗的能量较多[9,16]，而低负荷区域和高转速区域通常高能点火的作用更为明显[7-8,21]。

光学测试技术是观察点火放电、火核形成、火焰传播和燃烧过程最直接有效的手段。文献[15,18,22-23]均在光学单缸机上利用高速摄影图像研究了HEIS的放电和初始火核形成过程。本研究采用两种不同形式的持续放电式HEIS，在一台全新设计的稀燃光学单缸机上，系统地研究了HEIS的各种潜在的影响因素，为HEIS在稀燃汽油机上的应用提供参考和设计方向。

1 试验装置及方法

1.1 光学单缸机及稀燃系统

本试验在1台设计了全新稀薄燃烧系统的光学单缸机上进行，其透明燃烧室如图1所示。该机拥有全行程石英玻璃缸套，使得活塞在全行程范围内可见；透明缸套顶部设计了弧形凸起，专用于观察缸盖底部燃烧室内的火花塞及其点火放电过程。

图1 稀燃光学单缸机透明燃烧室

燃烧系统采用了缸内燃油直喷、中心点火的布置方式，喷油器喷雾特性经优化匹配，喷油压力达到35 MPa。此外还采用了小气门直径和高滚流比气道设计，配合优化的活塞顶形状，提高压缩比的同时强化了缸内的湍动能，整个稀燃系统具备良好的混合均匀性。其中，活塞设计了两种不同的方案，可实现不同的压缩比用以对比不同背压环境对HEIS的影响。搭载了稀燃系统的光学单缸机主要参数如表1所示。

表1 稀燃光学单缸机主要技术参数

1.2 高能点火系统

1.2.1持续放电式HEIS

本试验采用两套持续放电式HEIS。第一套为联合汽车电子有限公司开发的单次持续放电HEIS，称之为RUYI C-HEIS(以下简称RUYI C)。RUYI C由两个点火线圈组成，其原理如图2a所示，其中常规的点火线圈击穿混合气后，第二线圈用以维持其放电电压，达到持续放电的目的，最长放电时间可达4 ms。第二套为由金刚石株式会社开发的连续点火放电HEIS，称之为DCO-HEIS(以下简称DCO)。DCO只有一个点火模块，但其内部集成了两个可独立控制的线圈，两个线圈交替放电，并且两个线圈的点火次数和相位差可调，实现了点火时间多级可调的目的，其原理如图2b所示。

图2 持续放电式HEIS原理示意

本试验HEIS样件的点火能量数值为在25 ℃室温、相对湿度45%～75%、标准大气压下的静态条件下测得，且用火花塞代替了标准测量方法[24]中的模拟负载。用高压探头Tektronix P6015A直接测量作用在火花塞上的次级电压，用电流钳 Cybertek CP312测量次级电流，经电流放大器 Cybertek CPA300放大后由示波器Tektronix TPS2024采集输出，在整个放电时间内按下式积分，即可得到静态点火能量：

式中：E为静态点火能量；U为点火线圈次级电压；I为点火线圈次级电流；t为时间。

图3a和图3b分别示出用上述示波器法测得的RUYI C和DCO次级电压和次级电流典型波形。其中正值的CH1通道是次级电压，负值的CH2通道是次级电流。

图3 示波器法测得的HEIS次级放电波形

1.2.2火花塞

火花塞是HEIS除线圈外的另一个重要部件，其结构形式、性能及材料都对整个HEIS产生重要影响。本试验采用的火花塞均从湘火炬火花塞有限责任公司定制。本试验以中心电极间隙0.7～0.8 mm、电极直径0.6 mm、热值为8的双针(pin to pin)极细电极结构火花塞为标准参照，引入了常规的单针结构、更高热值以及在高能点火条件下为增强点火性能和使用寿命而分别设计的较大电极间隙和较粗电极直径的双针火花塞。实物图和技术参数分别如图4和表2所示。

图4 不同类型的火花塞样件实物

表2 火花塞样件参数

此外，为研究火花塞电极方向对稀燃系统的影响，本试验还定制了一批单针结构的定向火花塞。火花塞侧电极或者电极间隙的安装角度，即火花塞电极方向依靠火花塞安装螺纹的起始加工角度不同来实现。本试验定义火花塞电极间隙朝向排气门方向为0°方向，逆时针方向旋转至电极间隙朝向发动机前端为90°方向(见图5)。按此定义，共有0°，45°，90°，…315°共8个方向的火花塞参与对照试验。

图5 火花塞电极方向示意

1.3 测试工况和方法

本试验在光学单缸机专用台架上进行。试验以研究法辛烷值为95的汽油作为燃油，以增加空气进气量的方式实现稀薄燃烧。燃油和进气量分别由外部高压燃油泵和增压设备控制和调节，过量空气系数由安装在排气歧管上的高精度宽域氧传感器和空燃比分析仪实时采集反馈。点火过程由高速相机拍摄记录，燃烧参数由缸压传感器和电荷放大器采集、放大，经燃烧分析仪实时分析处理。上述主要测试设备如表3所示。

表3 主要测试设备

试验工况点为理论上HEIS具有较高效率的2 000 r·min-1/0.27 MPa和2 000 r·min-1/0.57 MPa两个小负荷点(本试验所有负荷点均为指示平均有效压力IMEP)，各个工况点具体的运行参数如配气相位、进气压力、喷油压力、喷油脉宽等根据压缩比、空燃比的不同而调整，但同一组对照试验仅有一个变量，其他运行参数完全相同。

2 试验结果及分析

2.1 点火能量对稀燃的影响

同一种持续放电式HEIS释放的点火总能量随着放电过程的持续而不断增大。选取DCO点火系统，设置不同的点火次数，即对应不同的放电时间和不同的点火能量。对于电感式点火系统，其放电过程主要集中于击穿、电弧放电和辉光放电三个阶段。其中辉光放电阶段放电电流已接近于零，电弧熄灭，约70%的能量以热传导的形式通过电极耗散[25-26]。在电弧放电与辉光放电之间的过渡阶段，次级电压有一个从下降转为上升的过程，本试验的静态点火能量从击穿开始累计到过渡阶段次级电压变化率为零的时刻结束，不计辉光放电阶段释放的能量。表4示出常规点火系统和DCO系统不同放电次数下实测的静态点火过程参数。其中，DCO_n即内部两个线圈各放电n次。显然，DCO系统的点火能量随放电时间的增大而增大，但并非线性增长。

表4 DCO不同放电次数下的点火能量

进一步选取静态点火能量为40 mJ的常规线圈和静态点火能量间隔接近的180 mJ、255 mJ、310 mJ、390 mJ 的4种DCO点火能量作为对比，在压缩比ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的稳定稀燃工况点进行点火能量对稀薄燃烧的影响试验。测得的指示平均有效压力的循环变动量(CoV_IMEP)和燃烧质量分量从5%到90%的持续期(5%～90% MFB)随点火能量的变化关系分别如图6a和图6b所示。可以看出，得益于放电过程形成更稳定、更大尺寸的电流通道，从而有更快的初始火核成长速度，HEIS应用于稀薄燃烧后循环变动明显减小，燃烧持续期也明显缩短，其中CoV_IMEP较40 mJ常规点火能量最多减小了14.0%，5%～90%MFB燃烧持续期则最多缩短了17.7%。另一方面，CoV_IMEP在点火能量达到180 mJ后的收益不再明显，达到255 mJ后则基本不再变化；而5%～90% MFB持续期同样在点火能量达到255 mJ后不再明显缩短。此外，以CoV_IMEP=3%作为稀燃稳定的界限，分别优化各点火能量下的运行参数，所得最大过量空气系数即稀燃极限φamax随点火能量的关系如图6c所示。与CoV_IMEP随点火能量的变化趋势一致，HEIS能有效拓展稀燃极限，但同样在点火能量超过255 mJ后几乎再无效果。

图6 点火能量对燃烧过程的影响

2.2 放电功率和放电形式对稀燃的影响

除放电时长直接影响点火总能量外，放电功率也是决定持续放电式HEIS点火能量的关键因素。提升放电功率，对点火线圈的散热以及火花塞电极的磨损都是不小的考验，本试验在允许的运行参数范围内适当调节RUYI C的放电功率，不对HEIS样件在大放电功率下进行可靠性验证。值得一提的是，对于电感式点火系统，在火花塞电弧放电阶段其次级电压较低且压降变化不大，放电功率的不同主要由放电电流的变化引起，因此，对于放电时长相差不大的点火系统，其点火能量的不同可视为由放电电流的差异引起的。

本试验选取的点火类型及其放电过程参数如表5所示。其中RUYI C_1为RUYI C样件以35 W的平均放电功率持续放电约4 ms，共释放145 mJ能量；RUYI C_2将平均放电功率提升至56 W，释放的能量提升至255 mJ；以多次短点火形式放电的DCO_3和以单次长点火形式放电的RUYI C_2释放的点火能量相当，但DCO_3的平均放电功率更高，达到70 W。

表5 不同点火类型的放电参数

同样在压缩比ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的稳定稀燃工况点进行试验，仍以CoV_IMEP和5%～90% MFB持续期作为考察燃烧稳定性和燃烧速率的指标，试验结果如图7a和图7b所示；以CoV_IMEP达到3%为燃烧不稳定界限的稀燃极限φamax结果如图7c所示。

图7 放电功率、放电形式对燃烧的影响

试验结果表明，对于RUYI C_145 mJ和RUYI C_255 mJ，两者放电形式相同、放电时长接近，后者与前者相比，放电功率增大了61%，相应的点火能量增加了69%，最终燃烧过程中5%～90%MFB的持续期缩短了7.5%，IMEP的循环变动量减小了8.3%，稀燃极限也略有提升，与预期结果完全一致。点火能量相同但放电形式不同的RUYI C_255 mJ和DCO_255 mJ相比，后者的放电功率进一步增大了25%，结果5%～90%MFB燃烧持续期进一步缩短了2.5%，IMEP的循环变动量进一步降低了2.1%，这说明在实际燃烧过程中放电功率越大，HEIS的能量利用率越高。

2.3 燃烧持续期对HEIS的影响

从点火能量对稀燃的影响分析可知，随着持续放电式HEIS点火能量的增大，燃烧速率和稳定性的提升效果逐渐减弱，点火能量达到一定程度后，几乎再无提升。究其原因，HEIS的点火能量主要通过延长放电时间来实现，但当燃烧结束后若点火系统还在持续放电，显然这部分燃烧持续期外的放电能量是无效的。延长放电时间能提高点火能量，提高点火能量能加快燃烧速度，即缩短了燃烧持续期，这反过来不利于长时间点火。因此，针对不同的工况，需要匹配合适的放电时间，选择适当的点火能量即可。

图8示出本试验采用的稀薄燃烧系统其原型多缸机在当量比燃烧下的5%～90% MFB燃烧持续期脉谱图(MAP)。显然，转速越高燃烧持续期越短，持续放电式HEIS的点火能量利用率越低。在低速低负荷区域燃烧持续期最长，达到3～4.5 ms。该区域燃烧速率低、稳定性差，匹配点火时长4 ms左右的持续放电式HEIS将能发挥最大的作用。

图8 燃烧持续期MAP(φa=1)

图9示出用示波器法测得的常规线圈_40 mJ、RUYI C_145 mJ、DCO_255 mJ三种点火系统下放电时间与燃烧持续期的关系示意。图中曲线所围的面积即为对应的静态点火能量，其中RUYI C_145 mJ和DCO_255 mJ两种高能点火的持续时间分别为4.23 ms和3.24 ms。若要将点火能量利用充分，则需要燃烧持续期分别大于4.23 ms和3.24 ms。而在压缩比ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa工况点，φa分别为1.0，1.6和1.8的不同稀燃比情况下，通过燃烧分析仪实测的5%～90% MFB持续期分别为1.2 ms，2.4 ms和2.8 ms，均短于高能点火的持续时间。

图9 点火时长与实际燃烧持续期的关系

以5%～90% MFB燃烧持续期内释放的点火能量作为HEIS实际有效点火能量，则HEIS的实际能量利用率(有效点火能量与静态点火总能量的比值)如表6所示。显然，在放电时间足够长的情况下，越稀的工况高能点火的有效能量利用率越高，获得的燃烧稳定性收益也将越大；放电功率相对较高的DCO点火系统比放电功率低的RUYI C点火系统释放的有效点火能量更多，理论上具有更好的收益。以RUYI C_145 mJ为例，其在2 000 r·min-1/0.57 MPa工况点分别以φa为1.0，1.6和1.8的稀燃比燃烧时，有效点火能量利用率分别只有42%，75%和85%，为节省HEIS自身消耗的电能，推荐的高能点火时长分别为1.2 ms，2.4 ms和2.8 ms，也即各自燃烧持续的时间。

表6 点火系统能量利用率

选取常规线圈_40 mJ和RUYI C_145 mJ两种点火能量，在φa=1.6的相同稀燃比条件下对比2 000 r·min-1/0.27 MPa和2 000 r·min-1/0.57 MPa两种不同负荷(不同燃烧持续期)下的燃烧稳定性，以及在2 000 r·min-1/0.57 MPa同一工况下对比不同稀燃比(不同燃烧持续期)下的燃烧稳定性，结果如图10所示。测试结果表明：在2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的中负荷稳定稀燃工况点，应用145 mJ高能点火比40 mJ常规点火CoV_IMEP降低了5.2%；而在同样应用145 mJ高能点火的情况下燃烧持续期相对较长的低负荷工况(2 000 r·min-1/0.27 MPa，φa=1.6)和稀燃极限附近工况(2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.8)同该工况相比，CoV_IMEP又分别降低了8.4%和9.5%，显然燃烧持续期越长的工况有效点火能量利用率越高，燃烧更快、更稳定。

图10 不同工况下的燃烧稳定性

2.4 缸内气流运动对HEIS的影响

均质充量稀薄燃烧系统通常采用较高的滚流比来加强缸内气流运动。适量的气流运动能扩展点火放电时形成的电流通道，有利于初始火核的形成；但过度扩展、变形的电流通道接触到火花塞侧电极甚至安装螺纹等附近金属表面概率也随之增加，或者电流通道在变形的情况下自身在最小距离处形成闭环而断开了阴极与阳极之间的连接，最终都导致电弧被吹熄。本试验在ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa工况点下固定配气相位，以测功机倒拖发动机运行，用高速相机记录点火过程，记录间隔为83.3 μs即1°曲轴转角。图11示出RUYI C_ 255 mJ点火系统在缸内气流作用下其等离子体电流通道的典型发展过程。在-15°曲轴转角发生击穿，之后正常的放电电弧在气流作用下不断扩大并伴随着形状的不规则改变，整体上被吹向偏向排气门的方向；在24°～27°曲轴转角之间电弧形成了一个闭环并最终被吹熄(同文献[6]中的blow-out吹熄模型一致)，之后未能再次着火，从28°曲轴转角即点火后3.6 ms左右开始彻底熄灭，电弧放电阶段提前结束。

不同气流条件下点火系统维持的放电时间有着明显的差别，也即不同时刻的“着火概率”明显不一样。通过Matlab程序识别某一时刻的高速摄影图片火花塞附近是否存在等离子体电流通道，即可判断该时刻着火是否成功，对连续不同循环同一时刻的着火成功率进行概率统计，得到的着火概率对点火系统的研究有着重要意义。图12a和图12b分别示出点火能量相同、进气歧管压力不同的情况下，RUYI C和DCO两种点火系统各自连续500个循环的着火概率统计结果随时间的变化关系。

图11 缸内等离子体电流通道发展过程

图12 不同进气压力下的着火概率

统计结果表明，随着进气压力的提高，缸内气流运动加强，穿过火花塞电极间隙的混合气流速变快，两种点火系统着火概率整体上都降低，但着火概率变化趋势细节上又有所不同，单次长点火形式的RUYI C开始变得不稳定的时刻来得比多次短点火形式的DCO早，而着火概率随时间下降的速度则相对较慢。以φa=1.6对应的-16 kPa进气压力为例，以90%着火概率代表点火不稳定开始时刻，则RUYI C持续稳定点火持续约1.3 ms，比DCO的1.8 ms短；而RUYI C着火概率从90%降低到30%长达2.2 ms，远比DCO的0.8 ms慢。因此，燃烧持续期较短(小于2 ms)的中高转速工况，理论上选择多次短点火形式的HEIS实际能量利用率更高，而燃烧持续期较长(大于3.5 ms)的低速低负荷工况和超稀燃工况，选择单次短点火形式的HEIS实际能量利用率更高。

图13示出RUYI C点火系统在φa=1.6的稀燃工况下保持放电时长4 ms不变，次级平均放电功率分别为36 W，49 W和63 W时着火概率随时间的变化。在曲轴转角为14°的燃烧结束(90%MFB)时刻，三者的着火概率分别为65%，85%和95%。显然，放电功率越大，放电过程的电弧越不易被吹熄，着火概率越高，实际释放的点火能量也越多，这也是前文关于提升点火线圈次级放电功率能有效提高稀燃稳定性的关键原因之一。

图13 不同放电功率下的着火概率

2.5 压缩比对HEIS的影响

点火时刻缸内环境压力越高，火花塞电极周围的气体密度越大，需要更高的点火能量来完成击穿[4]，并且击穿阶段释放能量更多更快、后续形成的电流通道尺寸也更大[12]，有效能量利用率大为提高，高压缩比下燃烧更为稳定。另一方面，又有基于定容燃烧弹的研究显示，高环境压力下的电流通道更容易被气流吹断且再着火的概率降低[14]，这对HEIS有效能量利用率的提高起了一定的负面作用。

本试验设计了两种不同压缩比的活塞，以实现点火时刻不同环境压力对照组，在2 000 r·min-1/0.57 MPa工况点、不同稀燃比下进行燃烧稳定性的对比试验，以研究压缩比提高带来的实际影响。试验统一用点火能量为145 mJ的RUYI C样件，测试结果如图14所示。从当量比到稀燃极限附近，压缩比12.5时的缸内最高燃烧压力循环变动(CoV_Pmax)比压缩比11.5时普遍要低，以φa=1.8为例，压缩比12.5时点火前缸内环境背压为2.43 MPa，比压缩比11.5时大了约13.4%；点火燃烧后缸内最高燃烧压力的循环变动为8.92%，比压缩比11.5时小了32%，稀燃时燃烧稳定性的改善效果显著，这也意味着选择较高的压缩比可以获得更高的稀燃极限。

图14 不同压缩比下的燃烧稳定性

2.6 火花塞电极形式的影响

火花塞电极材料、结构形式和参数对点火性能有着重要影响。本试验分别对比单针铱铂金电极火花塞和双针双铱金电极火花塞、不同电极间隙的火花塞、不同电极直径的火花塞对点火和燃烧性能的影响，火花塞样件参数同表2一致。

图15示出三种不同电极形式火花塞在2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的稀燃工况下应用DCO_310 mJ点火系统测得的着火概率随时间的变化关系。测试时火花塞电极统一按图5定义朝向为0°方向。统计结果表明，相同条件下火花塞电极间隙的不同并没有明显改变各自的着火概率，而单针结构的火花塞各时刻着火概率则比双针结构的整体偏低，这是因为在气流吹动下，单针结构火花塞电弧放电阶段的放电电弧其阴极一端容易在整个J型侧电极上移动，如图11所示的单针结构放电电弧发展过程中，大部分时间其阴极端都偏移到了侧电极左端，不在阳极正对的贵金属材料阴极区域。这种不确定的移动导致电弧间的最近距离可能远小于电极间隙，最终触碰闭合形成一个小环并被吹走、消散，而电极间的电流通道则断开。电弧被吹断后，大部分情况下都难以再次着火，形成电流通道，继而继续提供点火能量。其中针对针的双针结构因尖端效应再次着火相对容易些，因而其点火放电的过程相对单针结构的火花塞更持久些。

图15 不同类型火花塞的着火概率

进一步测试φa分别为1.0，1.6和1.8的不同稀燃比下各种电极形式火花塞之间的燃烧表现，测得的CoV_IMEP、5%～90%MFB持续期和稀燃极限如图16所示。从测试结果来看，4种双针结构的火花塞无论燃烧速率还是燃烧稳定性都优于单针型。同双针标准型火花塞相比，冷型火花塞对燃烧温度相对较低的稀薄燃烧性能没有明显的改善，因为稀薄燃烧自身的一大特征就是燃烧温度相对较低，对火花塞散热要求不高；大电极直径的火花塞主要提升在高能点火下的耐久性，也对燃烧性能没有明显改善；至于大电极间隙的火花塞，虽然在着火概率上与其他火花塞没有明显区别，但大电极间隙火花塞的击穿电压提升得更高，整体能量释放速率更快，有效点火能量利用率更高，最终在燃烧速率、燃烧稳定性和稀燃极限的拓展方面具有较优的综合性能。

图16 火花塞类型对稀燃的影响

2.7 火花塞电极方向的影响

火花塞J型侧电极朝向不同的位置，对缸内气流运动和电弧扩展起着不同程度的阻挡作用。本试验用的火花塞为定制的单针型定向火花塞，电极方向按图5定义。

首先对0°，90°，180°和270°四个主要方向进行CFD仿真计算，以便快速筛选出较优方向。因气门对称布置和火花塞中心布置的关系，其中90°和270°两个方向理论上效果一致，只选90°方向计算。工况点为2 000 r·min-1/全负荷，仿真计算结果如表7所示。其中90°方向时流经火花塞电极间隙间的气体流速和湍动能相比0°和180°方向均大幅提高，最大增幅分别为11%和9%。与此同时，燃烧速度也有所提升，其中50%MFB燃烧重心最大提前了3°曲轴转角，10%～90%MFB燃烧持续期最大缩短了2°曲轴转角。显然，0°和180°两个方向的火花塞其侧电极明显对附近的气流有阻挡作用，特别是侧电极直接面向进气门的0°方向效果最差。

表7 不同电极方向的CFD参数

优选了90°(或者270°)方向区间后，进一步增加45°，135°，225°和315°四个细分方向，在2 000 r·min-1/0.57 MPa工况点当量比燃烧时应用DCO_ 310 mJ点火系统，统计其着火概率，结果如图17所示。其中，90°方向着火概率处于中间位置，电极间隙背对进气门的45°和315°方向着火概率相对较高。

图17 不同火花塞电极方向的着火概率

上述条件下点火后0.6 ms时刻100个循环的放电电弧分布叠加如图18所示。从图可以看出，受缸内气流运动影响，整体上所有电极方向下放电分布概率几何中心都向远离进气门方向偏离，其中45°和315°方向因侧电极偏向进气门，对气流有一定的阻挡作用，电弧中心偏离中心电极的程度相对较小。

图18 不同火花塞电极方向的电弧分布

进一步通过燃烧过程的缸压测量分析得到不同火花塞电极方向下的CoV_IMEP和5%～90%MFB持续期，如图19所示。图中，所有火花塞电极方向下的IMEP循环变动量均在1%左右，绝对值最大相差不超过0.28%，几乎无差别；而5%～90%MFB的持续期也非常接近，最快与最慢之间仅差0.8°曲轴转角。

图19 不同火花塞电极方向对燃烧的影响

通常情况下火花塞电弧中心的位置即是初始火焰核产生的位置，燃烧从该位置开始扩散。对于均质稀薄燃烧系统来说，图18所反映的因电极方向不同而引起的电弧中心位置不同，导致初始火核在小范围内位置不尽相同，最终对燃烧的整体影响并不十分明显。但对分层稀薄燃烧来说，初始火核位置和缸内可燃混合气的分布密切相关，则需要注意火花塞电极方向的选择。