不同過量空氣系數下射流點火發動機燃燒、排放和爆震特性的試驗研究

高 強，周 磊,華劍雄,衛海橋

(天津大學 內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072)

0 概述

人們對環境和能源問題的日益關注，相關法律法規日趨嚴格，均驅使內燃機向高效率、低排放的方向發展。汽油機稀薄燃燒技術可以同時滿足這兩項要求。然而，稀薄混合氣存在點火困難、燃燒速度慢的問題。針對這一問題，解決方法之一是采用射流點火(turbulent jet ignition, TJI)燃燒方式，即在汽油機頂部安裝預燃室，先由火花塞點燃預燃室中混合氣，隨后由預燃室噴孔噴出的火焰射流點燃主燃室稀薄混合氣。預燃室射流具有高點火能量，可增強射流附近的氣流運動，提升主燃燒室混合氣反應活性。射流點火技術最早由Sir Harry Ricardo提出，并首次應用在一款二沖程發動機上[1]。早期預燃室體積較大，供油量較大，但預燃室火焰主要起的是點火源作用，對發動機做功影響不大，并且較大的預燃室體積會增加燃燒室的表面積和余隙容積，增加發動機傳熱損失與碳氫排放，因此小體積預燃室開發成為研究熱點。1950年Gussak首先在一臺汽油機上應用小體積預燃室[2]，在提升熱效率的同時可以獲得更低的碳氫排放。目前普遍認為預燃室體積應當減小至總燃燒室體積的3%或更低，以避免做功損失和碳氫排放增加[3-5]。

根據預燃室是否噴油可將射流點火分為主動式射流點火與被動式射流點火。被動式射流點火的預燃室中只有點火無額外噴油，預燃室內的混合氣濃度基本與主燃室相同；主動式預燃室則在預燃室中附加噴油以保持預燃室內部合適的過量空氣系數。文獻[6]中研究表明，被動式射流點火所能達到的稀燃水平僅略高于傳統點燃式發動機，遠低于主動式射流點火。對于主動式預燃室，文獻[7]中通過在一臺4氣門試驗發動機上采用主動式預燃室技術，實現了過量空氣系數2.1的穩定燃燒，同時氮氧化物排放僅為0.05 g/(kW·h)。文獻[8]中通過單缸發動機與光學機試驗研究了預燃室不同噴口數目與直徑對主燃室燃燒特性及發動機性能的影響，結果表明預燃室噴孔過小會使得噴孔節流損失過大，而孔徑過大則射流貫穿距不足。文獻[9]中通過數值模擬手段探究了預燃室噴油時刻對發動機燃燒的影響。結果表明，預燃室在壓縮沖程起始時刻噴油最佳，可以保證預燃室內燃油與空氣充分混合同時主燃室燃燒最快。文獻[10]中研究表明在射流點火發動機中采用乙醇燃料可以進一步降低循環波動，提高燃燒速率，降低發動機爆震的可能性。

綜上所述，采用射流點火燃燒方式能有效提升發動機熱效率，降低爆震傾向與減少污染物排放，使發動機實現穩定稀薄燃燒。然而，對不同過量空氣系數，尤其是稀燃工況下的射流點火相關研究尚不完善，且關于射流點火對爆震特性的影響研究不足。

本文中在一臺單缸點燃式發動機上采用主動式預燃室，系統研究了不同過量空氣系數下射流點火對發動機燃燒、排放及爆震特性的影響規律。此外由于關于射流點火發動機的爆震的相關研究較少，因此本文中對射流點火燃燒方式的爆震特性進行了深入分析，并探究了射流點火方式與火花點火的燃燒速率與爆震特性的不同之處。

1 試驗設備與流程

1.1 試驗設備

試驗所采用的發動機為水冷式四沖程單缸Ricardo E6試驗發動機。發動機缸蓋上可斜置安裝不同的噴油器或火花塞，其詳細參數見表1。其中主燃燒室噴油器為壓電晶體噴油器，可以產生空錐形噴霧。噴油與點火控制系統為自主開發，可實現噴油時刻、壓力、脈寬及次數可控。試驗設備由單缸發動機、測功機、供油系統與控制模塊組成。圖1為試驗設備示意圖。

表1 試驗發動機結構參數

圖1 單缸發動機試驗平臺示意圖

缸壓數據由KISTLER 6118B壓力傳感器采集，采集到的信號經KISTLER 5018電荷放大器進行信號放大后傳送給燃燒分析儀，最后傳輸到電腦，經在線燃燒分析軟件分析而繪制缸壓曲線、瞬時放熱率曲線等，數據同時存儲入電腦內。缸壓采樣間隔為0.1°曲軸轉角。排放數據通過HORIBA MEXA-7200H測量。發動機轉速由直流電力測功機控制，誤差為 ±0.2%。冷卻液溫度由西門子比例-積分-微分(proportion-integral-derivative, PID)控制器控制，控制精度為±2 ℃。進氣流量由同圓LFE06層流流量計測量，測量精度為±1%。過量空氣系數由寬域氧傳感器測量，其分辨率為0.001，測試誤差為±0.8%。

1.2 測試工況

試驗中射流點火與火花點火(spark ignition, SI)燃燒方式是通過同一臺試驗單缸機完成的，發動機轉速均固定在1 500 r/min，二者均采用全節氣門開度，通過改變噴油量以獲得不同過量空氣系數。兩種燃燒方式的主燃室噴油時刻均為-300°，TJI燃燒方式預燃室噴油時刻為-180°。具體試驗運行參數見表2。為保證試驗數據的可靠性，每個工況點采集200個工作循環的缸壓數據。TJI預燃室采用 4 mm 直孔與主燃室連接，預燃室內部體積為 3.6 mL，其詳細結構見圖2。預燃室噴油量隨過量空氣系數變化見圖3。其中過量空氣系數的測量納入了預燃室噴油量。隨著過量空氣系數的增大，預燃室噴油量的占比也在增大。

表2 試驗運行參數

圖2 供油式預燃室結構圖

圖3 不同過量空氣系數下預燃室噴油量及其占比

1.3 放熱率計算和爆震評價

本文中開展了對TJI與SI燃燒方式的燃燒過程、排放及爆震特性的分析。其中，燃燒過程分析包含對放熱率及燃燒相位的計算。放熱率的計算通過分析缸壓曲線得到，通過單區模型和能量守恒方程進行計算[11-12]，具體計算式如式(1)所示。

(1)

爆震特性的分析采用爆震工況帶通缸壓的震蕩幅值及統計分析等手段。研究表明，汽油機發生爆震時會產生高頻振蕩，爆震信號的頻率主要分布在 4 kHz～20 kHz 內[13-15]。根據奈奎斯特采樣定理，采樣頻率必須大于信號頻率一半以上，即要分辨出爆震特征信號，采樣頻率必須大于40 kHz。試驗臺架缸壓信號的采樣間隔為0.1°曲軸轉角，發動機轉速為1 500 r/min，計算可得采樣頻率為90 kHz，滿足采樣頻率要求。

本文中選擇爆震因子作為爆震強度的評價指標，它是指帶通濾波后的缸壓曲線壓力波動幅值的最大值。經缸壓傳感器采集的缸壓原始信號經過電荷放大器后通過燃燒分析軟件變換為真實缸壓并進行傅里葉帶通濾波，最終獲得帶通缸壓曲線并根據帶通缸壓計算爆震因子數值。缸壓采集系統無濾波參數設置。之后每個工況點的爆震強度采用200個工作循環的爆震因子平均值來評價，同時對這200個工作循環的爆震因子的統計特性進行分析。

2 試驗結果分析

2.1 不同過量空氣系數對TJI性能與排放的影響

采用TJI燃燒方式可以顯著拓展發動機稀燃極限。圖4與圖5分別為不同過量空氣系數下，TJI與SI燃燒方式的平均指示壓力與燃燒穩定性的變化趨勢。如圖4與圖5(a)所示，在平均指示壓力循環波動為5%以內的條件約束下，SI燃燒模式穩定運行的過量空氣系數僅為1.30。而在同樣條件約束下，采用TJI可以實現在過量空氣系數2.17下穩定運行。隨著過量空氣系數增加，TJI燃燒方式的平均指示壓力基本呈線性降低趨勢，逐漸從0.92 MPa下降到 0.38 MPa，說明TJI燃燒方式可通過調整過量空氣系數的方式調整發動機負荷，從而減少因節氣門開度變化引起的節流損失。

圖4 TJI與SI燃燒方式平均指示壓力

圖5 TJI與SI燃燒方式循環波動

從圖5中可以發現，在平均有效壓力循環波動5%限值下，TJI與SI兩種燃燒方式所能達到的稀燃極限分別為1.30與2.17，且TJI燃燒方式平均有效壓力循環波動在2.17之前均控制在3%以下。TJI燃燒方式最大缸壓循環波動范圍可控制在5%左右，而SI燃燒方式最大缸壓循環波動均超過了10%，表明TJI燃燒方式下缸內燃燒穩定性更高。

圖6顯示了不同過量空氣系數對TJI與SI燃燒方式的燃油經濟性的影響。TJI燃燒方式的燃油消耗率隨過量空氣系數的增加呈現先減小后增加的趨勢，指示燃油消耗率在過量空氣系數1.4～1.8之間最低，最低燃油消耗率較SI降低約5 g/(kW·h)。繼續增加過量空氣系數會使得預燃室噴油量占比增加(圖3)，而預燃室燃燒對發動機做功影響不大，因而油耗有升高的趨勢。而過量空氣系數提升到2.10之后，燃燒穩定性的下降又導致油耗進一步的上升。

圖6 TJI與SI燃燒方式指示燃油消耗率圖

圖7顯示了不同過量空氣系數下TJI與SI燃燒方式污染物排放變化。從圖中可以看出，兩種燃燒方式的一氧化碳比排放變化趨勢基本一致，過量空氣系數從1.0增加到1.1的過程中一氧化碳排放快速下降。隨后隨著過量空氣系數繼續增加，燃燒溫度降低使得主燃燒室燃燒效率下降，一氧化碳比排放又會增加。這說明當量燃燒和過度稀燃均不利于降低一氧化碳排放，過量空氣系數保持在1.1～2.0之間時一氧化碳排放會處于較低水平。

圖7 TJI與SI燃燒方式污染物排放對比

在碳氫排放方面，TJI燃燒方式總體均高于SI燃燒方式，在過量空氣系數1.3之前呈減小趨勢，之后基本呈增加趨勢。這主要是由于TJI燃燒方式下設置預燃室后增加了燃燒室表面積和余隙容積[15-20]，從而導致TJI燃燒方式碳氫排放普遍較高。

在氮氧化物排放方面，兩種燃燒方式均在過量空氣系數為1.1時達到最大值，之后隨著過量空氣系數增加而降低。這是由于過量空氣系數變大使缸內燃燒溫度降低，不利于氮氧化物的生成，因此過量空氣系數大于1.1之后會使得氮氧化物排放迅速降低。此外還發現，相同過量空氣系數下TJI燃燒方式的氮氧化物排放低于SI，這是由于TJI燃燒方式預燃室為濃混合氣，主燃室過量空氣系數會高于總體過量空氣系數，TJI燃燒方式主燃室燃燒溫度會低于SI燃燒方式，氮氧化物排放也會降低。當TJI稀燃極限達到2.17時，對應的氮氧化物比排放為0.11 g/(kW·h)，僅為當量燃燒下的百分之一。

2.2 不同過量空氣系數下TJI燃燒方式燃燒特性

為進一步探究TJI燃燒方式下缸內的燃燒情況，圖8對比分析了TJI與SI兩種燃燒方式下缸內壓力與放熱率曲線，其中λ為過量空氣系數。分析發現，TJI燃燒方式下缸壓曲線在點火初期壓力升高率較大，因此最佳點火時刻較SI推遲。分析放熱率曲線可發現，TJI燃燒前期的放熱率很高，峰值放熱率超過SI燃燒方式近一倍，但后期放熱率曲線與SI燃燒方式相似。這是由于TJI與SI燃燒方式在主燃燒室都是通過火焰傳播燃燒未燃混合氣，因此燃燒后期放熱率緩慢下降。隨著過量空氣系數的增加，TJI燃燒放熱率峰值逐漸降低，但由火焰射流引起的放熱率尖峰一直存在。

圖8 TJI與SI燃燒方式缸壓與放熱率圖

圖9展示了不同過量空氣系數下TJI與SI燃燒方式的燃燒相位變化曲線。圖中CA10、CA50與CA90分別對應缸內累計放熱量達到10%、50%與90%時的曲軸轉角。如圖所示，由于SI燃燒方式前期放熱速率低，因此需要更加提前的點火時刻。當過量空氣系數為1.4時，SI燃燒方式不能穩定燃燒；其余過量空氣系數下，兩種燃燒方式的CA50基本一致。隨著過量空氣系數的增加，TJI燃燒方式也需要更加提前的點火時刻來維持合理的燃燒相位。

圖9 不同過量空氣系數TJI與SI燃燒方式燃燒相位

為進一步分析兩種燃燒方式下滯燃期與燃燒持續期的特點，對比了不同過量空氣系數下TJI與SI燃燒方式滯燃期與燃燒持續期的變化情況，如圖10所示。本文中滯燃期定義為從點火時刻到CA10所經歷的曲軸轉角，燃燒持續期定義為從CA10到CA90所經歷的曲軸轉角。

圖10 不同過量空氣系數下TJI與SI燃燒方式的滯燃期和燃燒持續期變化

如圖10所示，隨著過量空氣系數的增加，TJI燃燒方式的滯燃期略有增加，但始終維持在10°上下，而SI燃燒方式的滯燃期隨過量空氣系數增加而大幅增加。這是由于TJI燃燒方式火花塞點燃的是預燃室內部混合氣，相較于主燃燒室內稀薄狀態的混合氣，預燃室內部始終供給濃混合氣，因此TJI燃燒方式滯燃期隨過量空氣系數的增加變化不明顯。而SI燃燒方式點燃的是主燃室混合氣，主燃室越稀薄，點燃難度就越高，滯燃期也就越大。

由于TJI與SI燃燒方式均通過火焰傳播引燃主燃燒室混合氣，因此隨著過量空氣系數增加，TJI燃燒方式的燃燒持續期也有明顯的增加。但由于TJI的多點點火效應，在相同的過量空氣系數下，TJI燃燒方式較SI燃燒持續期要短5°～11°，且過量空氣系數越大，差值越明顯。

2.3 TJI燃燒方式爆震特性分析

TJI燃燒方式在當量混合氣燃燒時爆震強度最大，因此本文中主要針對當量混合氣條件下TJI爆震進行分析。與SI燃燒方式相同，隨著點火時刻不斷提前，TJI缸壓曲線同樣出現明顯的壓力震蕩。如圖11所示，在點火時刻由上止點后(after top of dead centre, ATDC)2°(記為-2°，依次類推)提前至上止點前(before top of dead centre，BTDC)4°(記為4°，依此類推)，時，TJI缸壓曲線開始出現明顯的壓力震蕩，且壓力震蕩主要發生在燃燒前期，并未發生混合氣末端自燃，說明此時的壓力震蕩是由射流火焰的分布式多點點火作用產生的壓力不均勻性造成的。而隨著點火時刻繼續提前至18°時，TJI燃燒方式下產生混合氣末端自燃，此時壓力震蕩可分為兩階段，一階段為燃燒前期的射流火焰壓力震蕩，另一階段為末端混合氣自燃產生的壓力震蕩。

圖11 TJI燃燒方式當量燃燒下不同點火時刻爆震缸壓與放熱率

圖12為點火時刻為-2 °、4°和18°下TJI的帶通缸壓曲線，帶通頻率為4 kHz～20 kHz。分析發現，點火時刻為18°時TJI帶通缸壓曲線有明顯的兩階段壓力震蕩，分別對應射流火焰產生時刻與末端混合氣自燃時刻。

圖12 TJI燃燒方式當量燃燒下不同點火時刻爆震帶通缸壓

為深入探究爆震特性，進一步結合爆震因子的統計特性分析TJI爆震現象。圖13為兩種燃燒模式在當量燃燒下爆震因子統計特性隨點火時刻的變化情況。其中，相對標準差是標準差與其對應平均值的比值，是一個用于比較不同平均值爆震因子集合的離散程度的無量綱數。圖14為其對應的爆震因子頻率分布。

圖13 當量混合氣下不同點火時刻TJI與SI爆震因子平均值

圖14 當量混合氣下不同點火時刻TJI與SI爆震因子分布

首先結合圖13與圖14(b)分析TJI爆震特性。這里定義爆震因子大于0.1 MPa的循環為爆震循環。圖13中，隨著點火時刻的提前，TJI爆震因子平均值與標準差基本呈線性增加；相對標準差略有下降，但基本保持在同一水平，這表明TJI爆震因子分布的離散度隨點火時刻的變化基本維持不變。

TJI燃燒方式噴孔噴射的射流火焰在主燃燒室形成多個分散的點火源，會增大主燃燒室燃燒速率，同時也會產生射流火焰壓力震蕩，因此TJI爆震循環的出現頻率要高于SI燃燒方式。因此在圖14(b)中的每個點火時刻下TJI燃燒方式都會出現爆震循環。此外，由于射流火焰壓力震蕩的發生頻率較末端混合氣自燃的頻率高，因此TJI爆震循環的離散性較SI燃燒方式低。

SI燃燒方式的爆震循環不僅與點火時刻相關，同時還表現出很大的隨機性。點火時刻為12°～16°的工況由于末端熱力學條件不足因而無爆震循環；18°～22°點火時刻下工況內開始出現爆震循環，但由于末端混合氣自燃的隨機性，爆震因子幅值波動大，因此爆震因子相對標準差也躍升至0.8附近。在22°點火時刻會出現爆震因子大于0.8 MPa的爆震循環，進一步表明了SI爆震因子幅值波動大，且偶發的大幅值壓力震蕩對發動機的損害更大。

稀薄混合氣由于燃燒溫度低，因此壓力震蕩幅值也會下降。圖15為不同過量空氣系數下TJI與SI爆震因子對比。如圖15所示，隨著過量空氣系數的增加，兩種燃燒模式的爆震因子均呈現下降趨勢。TJI燃燒方式下，過量空氣系數高于1.4時，爆震因子幅值均未超過0.1 MPa，表明增大過量空氣系數可以降低TJI爆震強度，使發動機工作在無爆震或輕微爆震工況下，同時熱效率與排放也會得到改善。

圖15 不同過量空氣系數TJI與SI爆震因子

3 結論

(1)TJI燃燒方式可有效拓展發動機稀燃極限，在滿足平均有效壓力循環波動5%的要求下，TJI過量空氣系數可拓展至2.17。燃油經濟性方面，隨著過量空氣系數增加，TJI指示燃油消耗率呈現先減小后增加的趨勢，指示燃油消耗率在過量空氣系數1.4～1.8之間最低，最低燃油消耗率較SI降低約5 g/(kW·h)。

(2)TJI燃燒方式在點火初期缸壓壓力升高率與放熱率均較高，在當量燃燒下峰值放熱率約為SI的兩倍；后期放熱率與SI相似，呈緩慢下降趨勢。隨著過量空氣系數增加，TJI燃燒方式滯燃期變化不大，但燃燒持續期仍呈增加趨勢。

(3)燃燒穩定性方面，TJI燃燒方式射流火焰可在稀燃極限內將平均指示壓力循環波動控制在3%以內，最大缸壓循環波動范圍控制在5%以內，而SI燃燒方式最大缸壓循環波動均在10%以上。這表明TJI燃燒方式主燃燒室混合氣的點火更為穩定。

(4)污染物排放方面，通過增大過量空氣系數可以有效降低TJI燃燒方式氮氧化物排放，過量空氣系數2.17時氮氧化物比排放為當量燃燒下的百分之一。但由于預燃室傳熱表面積及余隙容積的增加，TJI燃燒方式碳氫排放高于SI燃燒方式。

(5)在當量燃燒下，隨點火時刻提前，TJI燃燒方式爆震因子幅值基本呈線性增加，爆震因子分布變化不大。而SI燃燒方式爆震呈現明顯的隨機性，且爆震因子隨點火提前角增大呈加速增長，爆震因子分布有突變性。隨著過量空氣系數增加，TJI燃燒方式爆震因子會逐漸減小，達到輕微爆震或可忽略的水平。