预燃室射流点火对汽油机性能影响研究

2022-02-13江枭枭杜家坤陈泓李钰怀罗亨波冶麟

机械科学与技术 2022年12期

江枭枭，杜家坤，陈泓，李钰怀，罗亨波，冶麟

（广州汽车集团股份有限公司汽车工程研究院，广州511434）

近年来，随着对二氧化碳和污染物排放法规的日益严格，提高能源效率和控制污染物排放成为世界各国亟待解决的问题。为了提升发动机的热效率，新型点火技术[1]，先进燃烧技术[2-3]以及替代燃料[4-5]已成为各国研究的焦点。基于直喷式火花点火（DISI）发动机，增加压缩比是提高热效率、降低油耗最有效的手段之一，赵华等[6]研究表明，当压缩比从10增至14时，比油耗减少可达10%。马自达公司的创驰蓝天发动机Skyactiv-G 系列[7]采用14压缩比设计（北美市场的压缩比为13），较上一代11.2压缩比的发动机在NEDC循环下油耗改善15%。然而压缩比的增加会相应的增加缸内压缩终了的温度和压力，且火花塞式发动机火焰传播速度有限，爆震倾向将明显增大，一个直接的影响即造成点火时刻的推迟，进而造成燃烧的恶化，限制了压缩比增加对DISI 汽油机中高负荷热效率和油耗的改善效果。

基于Bychkov 等[8]提出的火焰经障碍物加速机理可以得出，一般来说经过障碍物前后火焰的速度会增加5～8倍，采用预燃室射流点火模式的发动机，预燃室内的混合气燃烧后经被动预燃室的小孔传播到主燃烧室时可形成高速射流火焰及强和热的自由基射流，同时形成的射流火焰可作为分散式的能量源点燃主燃室内的混合气，并有效提高湍流强度和燃烧速率[9-10]，有利于减缓爆震倾向，提升压缩比。由于预燃室点火方式对缸内燃烧特性影响较大（火焰速度、燃烧速率、循环变化和爆震倾向等），成为了近年来国内外先进燃烧技术研究的焦点[11-13]。

Bunce等[14]研究表明，预燃烧室采用较小的孔板设计，燃烧室内会产生强度更高的湍流，但孔板过小则会堵塞进入主燃烧室内的射流，致主燃烧室失火。Attard 等[15]的研究结果表明在距离喷孔最远的位置可以产生更好的点火效果，从而使主燃烧室的燃烧速度更快。Korb等[16]研究了预燃室喷孔结构参数的影响，直孔能提高预燃室内的湍动能，斜孔能改善预燃室内的油气混合。李树生等[17]通过模拟和试验研究了预燃室参数对大缸径天然气发动机燃烧过程的影响，结果表明大夹角通道有较好的抗爆震性能和排放性能。为了了解预燃室的详细燃烧过程，Validi等[18]采用大涡模拟（LES）的手段进行了研究，发现其燃烧过程分为3个阶段：1）点火阶段，这是预燃室内气体膨胀和燃料射流形成的阶段；2）热产物射流阶段，在此阶段，混合气及热产物以射流形式经小孔从预燃室传播到主燃烧室；3）可燃混合气及热产物射流逆向发展阶段，在此阶段，主燃烧室发生快速燃烧，压力迅速上升致混合气及热产物射流从主燃烧室到预燃室的逆向发展。Urata[19]在汽油单缸机上对比研究了不同滚流水平气道对预燃室射流点火的影响，射流点火对滚流的需求降低。Attard 等[20]的研究表明被动预燃室的结构可以有效地拓展发动机的爆震极限，但针对爆震燃烧的详细特征描述不足。

有关被动预燃室的文献主要集中在点火机理、燃烧机理等方面，针对预燃室射流点火模式与SI点火模式在发动机性能方面的对比研究相对较少。文献研究表明预燃室射流点火模式的发动机缸内湍流强度更高，火焰传播速度及燃烧速度更快，利于爆震的抑制，但结合压缩比研究其对燃烧性能影响的文献较少，压缩比增加对预燃室式发动机热效率和油耗的改善潜力不清晰。这也是本文采用对比的手段结合压缩比的变化针对两种点火模式进行试验研究的目的，寻求预燃室射流点火模式对DISI点火模式发动机性能的优化潜力。

1 试验装置和试验条件

1.1 试验装置和测试设备

研究中采用一台匹配35 MPa 高压供油系统的单缸热力学汽油发动机，进气压力及进气温度采用模拟增压系统进行控制，喷油时刻、喷油量及点火时刻采用可编程的时序控制模块进行调整。试验用发动机主要技术参数如表1所示。

表1 发动机主要参数

研究中采用的单缸热力学发动机测控系统主要包括一台可自由切换DISI 点火模式和预燃室射流点火模式的单缸热力学发动机，AVL PUMA 瞬态测功机、AVL 515进气模拟增压系统、AVL 577油水恒温控制单元、Scienlab DICU 喷油控制单元及时序控制单元等系统组件。缸压测量采用Kistler 6054BR缸压传感器，转角信号由AVL 365C角标器输出，利用AVL Indicom 系统对燃烧过程示功图及时序控制信号进行采集，采样分辨率为0.5°CA，每个工况点均采集50个循环进行平均以消除测量误差。为保证燃油压力的实时在线控制，研究中自行设计开发了35 MPa 高压汽油供油系统，具有精度高、响应快等特点，满足试验研究的需要。图1为试验台架示意图。

图1 试验台架示意图

1.2 试验研究方法

试验研究中，进气温度保持30±2℃，冷却水温度保持65 ± 2℃，固定进排气门正时相位，主燃烧室喷油压力控制在35 MPa，采用单次喷射，喷油时刻控制在压缩上止点前300°CA，进气过程中较早的单次喷射使得缸内混合气在点火时刻呈均质状态。通过调节点火时刻使发动机工作在爆震边界或燃烧相位（CA50）为压缩上止点后8°CA 左右（本文中负值表示上止点前，正值表示上止点后）。控制50个循环缸内平均指示压力的循环变动（COVIMEP）在3%以内。基于不同的负荷，通过时序控制单元调节喷油脉宽控制喷油量，并通过进气模拟增压系统调节进气量，将λ维持在1。试验中采用AVL 735S瞬态油耗仪监控采集实际喷油量数据，热效率的计算是基于循环喷油总量计算求得。

文中定义滞燃期为火花塞点火时刻到5%放热量的曲轴转角，燃烧持续期定义为10%放热量到90%放热量的曲轴转角，CA50定义为50%放热量对应的曲轴转角。

2 试验结果与分析

2.1 SI 点火模式下发动机燃烧参数及经济性研究

图2为不同压缩比条件下，指示油耗率和指示热效率随净平均指示压力（IMEPH）的变化规律。

图2 不同压缩比下指示热效率和油耗率随IMEPH 的变化

从图2中可以看出，SI点火模式下，随着负荷的增加，油耗率呈先降低后增加的趋势，热效率的变化趋势相反，仅在中等负荷实现最佳的油耗率和热效率。这主要是由于，随着负荷的增加，缸内燃烧温度和燃烧压力增加，末端混合气的滞燃期缩短，爆震倾向增加，大负荷工况爆震燃烧明显，点火推迟，燃烧相位推迟，更多的燃油在膨胀冲程中燃烧，膨胀损失增加，燃油利用率降低，因此指示油耗率和指示热效率在大负荷工况随着负荷的增加逐渐恶化。而压缩比（CR）增加会进一步增大缸内的热负荷，加剧爆震倾向。从图2中还可以看出，压缩比增加仅在中小负荷工况对油耗率和热效率有改善效果，随着负荷增加，IMEPH 大于9 bar 时，相比于CR 为12.48 和14.80的油耗率和热效率均恶化，IMEPH 为 11.5 bar 时CR =14.80的热效率降低了7%，油耗率升高9.4%。

为了进一步全面分析SI点火模式下的燃烧过程，图3给出了燃烧相位（CA50）、滞燃期、燃烧持续期和循环变动（COV）随负荷的变化趋势，并针对不同压缩比做了对比研究。从图中可以看出，随着负荷的增加，可燃混合气滞燃期和COV 降低，燃烧速率增加，燃烧持续期降低，这主要是由于缸内燃烧温度和压力随负荷增加而增加，初始火核易形成且更稳定，进一步增大负荷时，受爆震的限制，CA50逐渐推迟，负荷越大CA50推迟越多，此时活塞处于下行运动，未燃混合气所处的环境温度和压力降低，燃烧速率变慢，燃烧持续期增加，燃烧稳定性恶化，该趋势随着压缩比的增加更为明显。

图3 不同压缩比下燃烧相位、滞燃期、燃烧持续期及燃烧循环变动率随IMEPH 的变化规律

综上，传统火花塞式点火模式下，在中高负荷易产生爆震燃烧，且负荷越大，爆震倾向越大，限制了中高负荷油耗率改善及压缩比提升的空间。

2.2 被动预燃室与火花塞式点火模式的对比

SI点火模式因爆震燃烧限制了压缩比提升对油耗率的改善效果，本节在CR 为14.80的基础上，对比研究了预燃室射流点火模式及SI点火模式燃烧参数及油耗率的差异。

图4为两种点火模式下的CA50和燃烧持续期随IMEPH 的变化规律。结果表明，预燃室射流点火模式总体上能使燃烧相位提前并有效缩短燃烧持续期。这主要是由于，在预燃室狭小的空间内混合气呈湍流燃烧，经预燃室喷口进入主燃烧室的火焰呈射流形式，以湍流形式传播，火焰面相比于火花点火初始的层流火焰面更褶皱，与混合气接触的面积更大，混合气易发生大面积着火，火焰传播速度快，有利于爆震的抑制，燃烧相位提前，燃烧持续期缩短。但在低负荷阶段，相比于SI点火模式的发动机，预燃室射流点火模式发动机的CA50更推迟且燃烧持续期较长，这主要是由于预燃室内部残余废气量较大不易排出，未到达预燃室内最佳的着火条件，着火不稳定，如图5所示，被动预燃室小负荷工况COV恶化严重，最终导致CA50推迟，燃烧持续期变长。

图4 不同点火模式下CA50和燃烧持续期随IMEPH的变化

图5 燃烧循环变动率随IMEPH 的变化规律

为了进一步分析两种点火模式的燃烧特性，图6基于不同的IMEPH，展示了不同点火模式下，缸内压力和放热率的差异，图中虚线和实线分别对应SI点火模式和预燃室射流点火模式的结果。从图6中可以看出，相比于SI 点火模式，预燃室射流点火模式下燃烧速率明显增加。具体而言，预燃室射流点火模式燃烧的开始是由于热的自由基以非常高的速度喷射进主燃烧室，在燃烧室中产生多个着火点和密集的湍流燃烧，使缸内混合气在大范围内被点燃，从而导致燃烧速率更快，表现为压力升高率更大，更快达到放热率峰值且放热时间明显缩短。

图6 不同点火模式下缸内压力和放热率的变化

由于预燃室射流点火模式具备更快的燃烧速率和火焰传播速度，对爆震有较好的抑制效果，可以有效的扩展爆震边界，因此CA50提前，相比于SI 点火模式，其在中等负荷具有更优的油耗率和更高的热效率，IMEPH 为5.5 bar 时，采用预燃室射流点火模式，热效率提高了6.8%，油耗率降低6.4%，如图7所示。进一步升高负荷至IMEPH 为11.5 bar，预燃室射流点火模式下主燃烧室内发生了剧烈的压力振荡，CA50推迟较多，油耗率和热效率恶化。

图7 不同点火模式下净指示热效率和油耗随IMEPH 的变化

Tanoue 等[21]在RCM（Rapid compression machine）针对预燃室的光学研究中发现，压力传感器检测到强烈的压力振荡，但却没有观察到明显的自燃现象，也就是说，采用预燃室压力振荡的机理和火花点火式（SI）发动机压力振荡的机理可能存在不同。Hua 等[22]通过试验手段发现在满负荷下，被动预燃室式发动机燃烧过程中的压力振荡和强度分布与SI发动机不同，被动预燃室式发动机燃烧过程中的压力振荡是由热射流局部快速燃烧导致，而SI发动机燃烧过程中的压力振荡是由燃烧过程中随机发生的末端气体自然引起。图8展示了IMEPH 为11.5 bar 时不同点火模式下，压力振荡发生时缸压、放热率的对比，红色实线和黑色虚线分别代表了预燃室射流点火模式和SI 点火模式的结果。

图8 爆震发生时不同点火模式下的缸压、放热率对比

从图8中可以看出，两种点火模式下，缸压和放热率曲线存在明显差异：SI点火模式压力振荡发生时，燃料对应的自燃时间和放热率峰值出现的时间存在较大差异，压力振荡发生在上止点之后；预燃室射流点火模式下主燃烧室内燃料在燃烧之后的短时间内放热率即达峰值，且在上止点之前已存在明显压力振荡的特征。表明两者的缸内压力振荡存在差异：SI点火模式下的压力振荡是由末端混合气自燃引起；预燃室射流点火模式下，则是由于热的自由基射流引起主燃烧室内发生了快速燃烧，产生的剧烈压力波在缸内来回反射并相互作用，最终导致较为剧烈的压力振荡现象。此外，预燃室射流点火模式的缸内压力和放热率波动频率更高，且缸内燃烧的压力振荡维持时间更长。同时，IMEPH 为11.5 bar的负荷下，采用预燃室射流点火模式，点火角推迟较多，仍无法解决压力振荡现象。说明在大负荷下，相比于SI 点火模式，采用预燃室射流点火模式引起的压力振荡，可控性较差，需进一步推迟点火，最终导致油耗率和热效率的恶化。因此，在预燃室的研究设计中，需尽可能考虑避免因缸内快速燃烧导致的压力振荡现象，充分发挥预燃室射流点火模式加速火焰传播抑制SI 爆震，扩展爆震边界的优势。

2.3 预燃室射流点火模式燃烧性能在不同压缩比下的对比

因被动预燃室在大负荷较下存在因缸内快速燃烧导致的压力振荡现象，本节基于不同的压缩比，进一步研究被动预燃室缸内压力振荡的原因及抑制手段，并研究压缩比对预燃室射流点火模式发动机燃烧性能的影响。

图9给出了燃烧相位（CA50）、滞燃期、燃烧持续期和循环变动（COV）随负荷的变化趋势。从图9中可以看出，随着负荷的升高，CA50呈先下降后升高的趋势，滞燃期和燃烧持续期总体上呈递减趋势，COV 仅在小负荷恶化严重；相比于CR 为12.48和14.80时CA50在中大负荷更为推迟，但燃烧持续期和滞燃期缩短，该趋势与火花塞点火模式不同（较大压缩比的CA50更推迟，燃烧持续期也更长，如图3所示），这也是由于两者压力振荡产生的机理不同。随着压缩比的增加，燃烧始点的温度和压力增加，随着负荷的增大，缸内混合气热负荷增大，混合气更易被点燃，缸内燃烧速率加快，压力振荡倾向增加，因此CR 为14.80在中大负荷下CA50更为推迟。这进一步说明，以强的射流火焰作为缸内着火源的情况，缸内燃烧速率加快会加剧缸内压力振荡的趋势。在小负荷工况，预燃室内部残余废气量较大不易排出，着火难以进行，此时压缩比减小，缸内温度压力降低更不利于着火的发生及稳定，图9表明CR为12.48时在小负荷的CA50和COV 表现更差。因此，小负荷工况下，被动预燃室燃烧稳定性应为重点关注因素，中大负荷则需重点关注压力振荡的倾向。如图10所示，采用被动预燃室，较大压缩比在小负荷有利于油耗率和热效率的改善，在中大负荷，由于压力振荡的限制，CA50推迟，油耗率仅略微恶化，对比之前的研究结果，火花塞点火模式下油耗率和热效率随着压缩比增加恶化明显。可见，采用预燃室射流点火模式，即使燃烧相位推迟，也能有效增加缸内燃烧速率，可减轻CA50推迟致油耗率恶化的效果，相比于SI点火模式的发动机，通过提高压缩比实现降低油耗率的潜力和效果更好。