李 扬，郑尊清，陈 鹏，王梦凯，王 浒，尧命发

(天津大学 内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300350)

汽油压燃利用汽油高挥发性、高辛烷值的燃料特性可以实现较大比例的预混燃烧，是一种潜在的高效清洁的新型燃烧模式，以重型柴油机为平台的汽油压燃发动机，与柴油机的热效率相近，同等NOx排放下比柴油的碳烟排放潜力更低[1-3]．然而低负荷运行时的燃烧稳定性是制约汽油压燃应用的关键技术瓶颈之一．国内外学者对此展开了大量的研究，如通过增压和加热策略[4]、气门策略(气门重叠角或排气门二次开启等)[5-6]等技术增加缸内热力学氛围，提高燃料的活性或十六烷值，从而降低燃料着火对高缸内热力学氛围的需求等[7-8]，均可以提高低负荷燃烧稳定性．然而实际发动机在低负荷工况下难以获得汽油燃料稳定压燃着火所需要的高进气温度和压力；内部EGR必须在已经燃烧的情况下才能起到明显提高缸内温度的作用，无法满足起动工况甚至冷起动的要求．提高燃料活性、改善汽油压燃低负荷燃烧的方法也具有局限性，目前，高活性汽油并不能从市场大量获取，并且采用降低辛烷值的方法会对高负荷性能和排放带来负面影响．

火花点火作为汽油机实现着火和燃烧控制的常规手段，通过火花塞放电提供额外能量促使火核形成，从而降低着火过程对缸内热力学状态的依赖，为实现汽油压燃低负荷稳定燃烧提供了一个有效、可行的技术途径．Benajes等[9-11]、Pastor等[12]和Desantes等[13]将轻型柴油机(缸径为85mm、单缸排量为0.54L)的一个排气门改装并安装火花塞，利用喷油器喷雾油束直接喷在火花塞电极处的方法开展研究，结果表明：在低负荷工况下，通过火花点火策略对燃烧稳定性的提升效果比较明显．而基于重型柴油机平台进行的火花辅助汽油压燃(SAGCI)研究则鲜见报道．重型柴油机作为商用车的主要动力源，消耗了大量的石油资源，根据美国橡树岭国家实验室的《运输能源数据手册》可知，只占道路车辆总数4%的3～8级卡车却消耗了美国25%的运输燃料[14]．在未来乘用车电动化的发展趋势下，世界能源委员会也做出了柴油需求持续增长、汽油需求呈降低趋势的市场预测[15]．

基于重型压燃式发动机开展汽油压燃，尤其是低负荷下火花辅助汽油压燃的研究，对重型发动机汽油压燃的商用、提高汽油利用率和平衡汽、柴油供给具有重要意义．基于此，笔者通过一台6缸重型柴油机改装的单缸试验机进行火花塞位置和燃烧室的结构设计，并研究了进气节流条件下单次喷射的喷油时刻(SOI)、点火时刻(ST)和喷油压力对火花辅助汽油压燃低负荷燃烧的影响，以期为重型发动机低负荷汽油压燃稳定燃烧的实现及控制提供参考．

1 试验设备和方法

表1为试验用发动机主要技术参数，表2为台架试验主要设备，图1为试验台架示意．试验缸由空气压缩机和节气门共同控制进气量，进气压力可调范围为20～400kPa，进气温度控制由电加热器耦合电控中冷器实现．点火系统由自制点火控制模块、24V稳压电源、高压线圈和火花塞构成，点火能量为70mJ．缸压采集的曲轴转角分辨率为0.5°,CA，为减小因循环变动产生的误差影响，对每个测试工况采集100循环的气缸压力用于燃烧分析．

图1 试验台架示意Fig.1 Schematic of test bench

表1 发动机主要技术参数Tab.1 Engine specifications

表2 试验主要仪器设备Tab.2 Main test instruments and equipments

喷油系统为一套由变频电机驱动的博世高压共轨系统，可实现喷油压力、喷油时刻和喷油脉宽等控制．试验燃料为98号商用国Ⅵ乙醇汽油(E10)，乙醇体积分数为10%，为提高共轨系统使用寿命，添加了体积比为0.5%的润滑添加剂(HiTEC 4140F)，添加润滑剂后燃料热值为41.92MJ/kg，元素质量比m(C)∶m(H)∶m(O)=83.68∶13.07∶3.25．

研究用火花辅助汽油压燃重型单缸机是基于四气门、高压共轨柴油机改造而来．考虑原柴油机气缸盖喷油器、气门布置及气道、水套结构限制，在进/排 气门之间距离喷油器安装中心线37.5mm处设计了火花塞安装孔，火花塞侧电极深入缸内7.0mm；根据火花塞布置方案，笔者利用缸内涡流和燃烧室壁面导流的作用，重新设计了燃烧室结构，进一步通过喷油控制组织火花塞电极附近的混合气浓度分布，如图2所示．

图2 火花塞位置示意Fig.2 Schematic of spark plug position

笔者在常用转速为1500r/min、循环油量为33mg(净平均指示压力IMEPnet为0.4MPa附近)下，分析喷油和点火策略耦合对火花辅助汽油压燃的影响，试验条件见表3．循环油量为33mg对应低负荷工况，选择该循环油量是由于进气温度为40℃、进气压力为自然吸气时汽油无法实现单纯压燃燃烧．该油量是接近于该条件下通过火花辅助实现稳定燃烧的最小循环油量．同时，考虑自然吸气时过量空气系数φa仍较大，能稳定燃烧的喷油和点火时刻范围很窄，因而通过节气门适当减少进气流量，使全局φa维持在1.5附近(进气压力为67.7kPa)，以提高燃烧稳定性和控制参数调节范围．

表3 试验条件Tab.3 Test conditions

2 试验结果及分析

研究中由于火花塞位置受限，电极附近容易形成稀混合气区，而实现火花稳定点火需要混合气浓度处于合理范围内，这就使点火所需的混合气更依赖缸内浓度分层的组织．缸内空气运动对混合气浓度分层具有重要影响，笔者基于火花塞布置进行燃烧室设计，利用缸内涡流协同燃烧室壁面导流组织火花塞附近的混合气浓度分层，而喷油压力、喷油时刻和点火时刻是影响点火时火花塞电极附近混合气分布的关键因素．

2.1 喷油和点火时刻对火花辅助汽油压燃燃烧的影响

为揭示喷油和点火参数对火花辅助压燃低负荷燃烧的影响，首先在喷油压力为60MPa下研究了喷油时刻、点火时刻对火花辅助汽油压燃燃烧过程的 作用．

图3示出点火时刻为-22°,CA ATDC时不同喷油时刻的缸内压力和放热率．缸内峰值压力随喷油时刻提前先增大后减小，峰值压力对应曲轴转角先提前后滞后．当喷油时刻为-30°,CA ATDC时，峰值压力最高且对应曲轴转角提前最多．各喷油时刻下的放热率曲线呈比较典型的先火焰传播后自燃放热的两阶段放热规律，该放热率曲线与Benajes等[9-11]、Pastor等[12]和Desantes等[13]在轻型柴油机以及Zhou等[16]在汽油机火花辅助汽油压燃试验中得到的放热规律一致，同时，Benajes等[9]通过光学诊断得到了该放热规律为先火焰传播，从而提高缸内热力学氛围，达到未燃混合气开始自燃条件，此时放热率迅速升高．而Reuss等[17]在研究火花辅助汽油压燃时，对火花塞放电后放热率先缓慢增加，然后累积至一定量后，放热率迅速升高的燃烧模式的各个阶段定义为：火核形成、火核增长、火焰传播和自燃放热．在图3中，火花塞放电后形成火核，然后火核开始增长，在-20°,CA ATDC后按照喷油先后顺序形成以火焰传播过程为主的峰值约为30J/(°)CA的缓慢放热过程，即火焰传播放热，然后是以峰值约为100J/(°)CA的自燃放热．放热率峰值随喷油提前先增大后减小、放热峰值对应的曲轴转角先提前后滞后，其原因主要在于同一点火时刻下火花辅助压燃的燃烧更多受火花塞电极附近混合气分层的影响，随喷油时刻的提前，火花塞电极附近的混合气浓度分层的点燃适宜程度先增加后降低，所以出现了随喷油提前放热峰值先前移再后移的现象．

图3 喷油时刻对缸内压力和放热率的影响Fig.3 Effect of SOI on cylinder pressure and heat release rate

图4为喷油和点火时刻对火花辅助汽油压燃低负荷循环变动率、滞燃期、CA50和燃烧持续期的影响．汽油压燃低负荷运行的难点在于由低的缸内热氛围与汽油类燃料本身的低反应活性共同造成的着火困难，燃烧循环变动大．

图4a中，同一点火时刻下随着喷油时刻推后，循环变动率先减小后增大，喷油时刻在-32°～-22°,CA ATDC之间时，循环变动率变化较小．同时，为保证燃烧稳定性，喷油时刻与点火时刻间隔需要在一定的合理范围内，如点火时刻为-18°,CA ATDC时，两者间隔为4°～14°,CA，而点火时刻为-24°,CA ATDC时，两者间隔为4°～10°,CA．同一点火时刻下，滞燃期(定义为SOC-ST，其中SOC为始燃点，即放热率开始显著增加时的曲轴转角[18])的长短和CA50出现的早晚可以作为评价混合气分层的重要依据．

图4b和图4c中，同一点火时刻下，随喷油提前，滞燃期先缩短后延长，CA50先提前后滞后，不同喷油时刻时，喷油时刻为-30°,CA ATDC下滞燃期最短且CA50最靠前；对于同一喷油时刻，适当推迟点火时刻可以获得更短的滞燃期．对于CA50，同一喷油时刻下点火时刻的影响并不明显，SAGCI燃烧模式的CA50处于自燃放热阶段(图3和4c)，此时火焰传播过程已经结束，因喷油和点火间隔改变而改变的混合气分布变化对火焰传播过程影响较小，又由于提前点火时滞燃期长，所以CA50与着火时刻的变化趋势相似，且点火时刻的影响减弱．火花塞电极附近的混合气浓度分层直接影响了火花放电后滞燃期长短，对于不同点火时刻，出现滞燃期最短对应的喷油时刻基本处于-30°,CA ATDC附近是受燃烧室结构和火花塞在缸内位置共同决定的．柴油机缸内以水平涡流为主要特征的流动形式决定了处于不同竖直高度上的混合气难以通过空气运动达到上下流动．对于固定喷油压力，油束的气相和液相贯穿距离固定，作为引导油束的活塞壁面存在一个最优引导位置，该位置可以最大程度将油束引导至火花塞电极所在的竖直高度上，通过缸内涡流运动在火花塞电极附近形成适宜点火的混合气浓度分层，所以滞燃期最短对应喷油时刻近乎相同．同时，受活塞形状限制，部分喷油时刻喷出的油束无法稳定地引导至火花塞附近，导致燃烧循环变动率大，而被引导至火花塞附近的混合气会随缸内涡流运动，导致喷油和点火间隔过大时燃烧循环变动率大(图4a)．说明喷油时刻通过影响混合气分布对火花辅助汽油压燃燃烧控制具有非常关键的作用．

图4d为不同喷油和点火时刻下的燃烧持续期．同一喷油时刻下，适当推迟点火对燃烧持续期影响较小；同一点火时刻下，燃烧持续期随喷油时刻推后先缩短后延长，在-30°～-28°,CA ATDC附近喷油 时燃烧持续期最短，主要因为此时的喷油混合气分布利于点火，且燃烧相位靠近上止点．

图4 喷油时刻和点火时刻对循环变动率、滞燃期、CA50和燃烧持续期的影响Fig.4 Effectof fuel injection and spark timing on CoVIMEP，ignition delay，CA50 and combustion duration

图5为喷油和点火时刻对燃烧效率、最高压力升高率和指示热效率(ITE)的影响．图5a中，当过早喷油时，由于油束喷入燃烧室顶隙和侧隙处比例增加，该部分因靠近缸套和缸盖壁面，温度低不利于燃烧，导致燃烧效率低．当喷油时刻推后时，喷入顶隙和侧隙的燃料比例降低，并且CA50靠近上止点，缸内温度较高，故燃烧效率维持在较高水平．当喷油时刻继续推迟时，由于CA50相对滞后，缸内温度降低，燃烧效率略有降低．

图5b中，对于同一点火时刻，随喷油时刻的推后，最高压力升高率先升高后降低，在喷油时刻为 -30°CA ATDC时压力升高率最高．这主要是因为此时燃烧相位最早，CA50最接近上止点，压力升高率 达到最大，而提前或推迟喷油都会使燃烧相位推迟，最高压力升高率相应降低．

图5 喷油时刻和点火时刻对燃烧效率、最高压力升高率、指示热效率的影响Fig.5 Effect of fuel injection and spark timing on combustion efficiency，MPRR and ITE

图5c中，随喷油时刻推后，指示热效率先减小后增大．指示热效率主要受CA50的影响，随喷油时刻推迟，燃烧相位过于提前增加了活塞负功及传热损失，喷油时刻为-30°CA ATDC时指示热效率最低；当喷油时刻继续推后时，CA50逐渐后移，负功和传热损失减少，热效率逐渐升高．而CA50过于滞后时，燃烧等容度降低，热效率下降(点火时刻为-18°CA ATDC、喷油时刻为-22°CA ATDC工况)．

2.2 喷油压力对火花辅助汽油压燃燃烧的影响

已知对SAGCI燃烧控制起决定性影响的因素是点火时刻火花塞电极附近的混合气浓度分布．喷油压力对喷雾混合过程和缸内混合气浓度分布具有重要的影响，因而笔者将研究喷油压力与喷油时刻协同变化对火花辅助汽油压燃的影响．

喷油时刻为-30°CA ATDC对应喷油压力为60MPa下最佳导流位置，点火时刻为-20°CA ATDC可使不同喷油压力下能稳定燃烧的喷油时刻范围较宽．喷油时刻为-30°CA ATDC、点火时刻为-20°CA ATDC时的缸内压力和放热率如图6所示．可知，提高喷油压力则火焰传播放热加快，放热整体提前，峰值压力提前．

图6 喷油压力对缸内压力和放热率的影响Fig.6 Effect of fuel injection pressures on cylinder pressure and heat release rate

图7示出点火时刻为-20°CA ATDC时喷油压力对循环变动率、滞燃期、CA50和燃烧持续期的影响．不同喷油压力下的燃烧循环变动率随喷油时刻推后都呈先减小后增大趋势，与喷油压力为60MPa时规律一致．相比喷油压力为60MPa，喷油压力为40MPa会使燃烧波动较小区域范围减小，对应的喷油时刻整体提前，同时CoV略高；提高喷油压力至80MPa时燃烧稳定性区域相对60MPa变化较小．

图7b中，同一喷油压力下的滞燃期随喷油时刻推迟先减小后增大，随喷油压力提高，滞燃期缩短，且最小滞燃期对应的喷油时刻随喷油压力的提高而 推后．这主要是因为循环喷油量相同时随喷油压力提高，喷油持续期相应缩短(40MPa为9.63°CA(喷油脉宽为1070µs)、60MPa为7.47°CA(830µs)且80MPa为6.30°CA(700µs))，3个不同喷油压力下滞燃期最短时的喷油结束时刻大致相同，再次说明活 塞壁面存在最优导流位置．同一喷油时刻下，提高喷油压力，滞燃期会随之缩短，是因为高喷油压力下油束贯穿距离增大，电极附近浓度适宜点火的混合气增多，有利于火核形成和发展．图7c中，CA50变化趋势与滞燃期相似，随喷油压力提高，CA50提前，同时最小CA50对应的喷油时刻滞后．图7d中，提高喷油压力会缩短燃烧持续期，主要是因为滞燃期的缩短和燃烧相位的提前．

图7 喷油压力对循环变动率、滞燃期、CA50和燃烧持续期的影响Fig.7 Effect of fuel injection pressure on CoVIMEP，ignition delay，CA 50 and combustion duration

图8为喷油压力对燃烧效率、最高压力升高率 和指示热效率的影响．同一喷油压力下的规律与60MPa类似，较高的喷油压力燃烧相位更早，可以获得的最高燃烧效率更高．高喷油压力下燃烧相位较早也会使得最高压力升高率相应升高．从喷油压力对指示热效率的影响来看，同一喷油压力时指示热效 率均随喷油时刻推后先减小后增大，喷油压力越高则指示热效率变化幅度越大，其主要受CA50影响，随喷油压力升高，CA50距离最优燃烧相位的程度不同．提高喷油压力可以缩短滞燃期，使CA50提前较多，使得活塞上行阶段放热增加，负功和传热损失增多，导致同一喷油时刻下指示热效率更低．

图8 喷油压力对燃烧效率、最高压力升高率和指示效率的影响Fig.8 Effect of fuel injection pressure on combustion efficiency，MPRR and ITE

为了更全面地分析喷油、点火参数对热效率的影响，图9给出了火花辅助汽油压燃的稳定运行范围 和最高热效率点的燃烧放热情况．不同喷油压力下CoVIMEP＜5%的点对应的喷油和点火时刻区域以及 最高热效率点如图9a所示．每个喷油压力有特定 的适合点火的喷油时刻范围，40MPa时为-34°～ -28°CA ATDC、60MPa时为-34°～-22°CA ATDC且80MPa时为-34°～-20°CA ATDC；不同喷油压力下的保证稳定燃烧的喷油和点火间隔不同，40MPa时间隔为4°～16°CA、60MPa时为2°～18°CA且80MPa时为2°～18°CA．提高喷油压力可以拓宽同等循环油量下稳定运行的喷油和点火时刻范围，最高热效率点基本都位于各喷油压力下的稳定运行范围边缘，即最短滞燃期所在喷油时刻(喷油压力为40MPa时为-32°,CA ATDC、60MPa时为-30°,CA ATDC且80MPa时为-28°,CA ATDC)对应的最晚点火时刻上．

图9 稳定运行范围和最高效率点Fig.9 Stable operating conditions and highest efficiency points

图9b中，火焰传播放热阶段的放热率随喷油压力升高而升高．图9c给出了3个最高热效率点的火焰传播阶段放热与自燃阶段放热的占比．自燃着火时刻定义为放热率增长阶段的二次微分的最大值[17]，该时刻将放热率分为火焰传播放热过程和自燃放热过程．3个点从燃烧开始时刻到自燃放热开始时刻经历的曲轴转角如下：40MPa为16.0°CA、60MPa为15.0°CA且80MPa为15.5°CA，从CA10时刻到自燃放热开始时刻经历的曲轴转角都是7.0°CA，但是火焰传播过程放热占比随喷油压力升高而增大，说明提高喷油压力可以加快同等水平下的火焰传播放热速率．对于自燃放热过程来说，并未出现非常高的自燃放热率峰值，其最大压力升高率也较低(40MPa为0.20MPa/(°)CA、60MPa为0.17MPa/(°)CA且80MPa为0.20MPa/(°)CA)．热效率随喷油压力提高而增大，主要是来自加速的火焰传播阶段，增加了燃烧的等容度(图9a)．在笔者研究的工况下，通过喷油时刻和点火时刻的优化，在喷油压力为80MPa下达到了最高指示热效率(33.89%)．

3 结 论

(1) 喷油时刻和点火时刻是实现和控制火花辅助汽油压燃低负荷稳定燃烧的关键，每个喷油压力 有特定的适合点火的喷油时刻范围，40MPa时为 -34°～-28°CA ATDC、60MPa时为-34°～-22°CA ATDC且80MPa时为-34°～-20°CA ATDC；受活塞导流结构的影响，每个喷油压力下存在使滞燃期最短和CA50最靠前的喷油时刻，随喷射压力提高，这一时刻滞后，40MPa为-32°CA ATDC、60MPa为-30°CA ATDC且80MPa为-28°CA ATDC，但此时压力升高率也最高．

(2) 适当的点火时刻与喷油时刻间隔对保证良好的燃烧稳定性非常关键，不同喷油压力下的稳定燃烧的喷油和点火间隔不同，40MPa时间隔为4°～16°CA、60MPa时为2°～18°CA且80MPa时为2°～18°CA，可将循环变动率控制在5%以内．

(3) 研究条件下适当提高喷油压力可以扩展稳定运行的喷油、点火时刻范围，同时可以加速火焰传播放热过程、提高燃烧等容度，从而提高热效率．