基于兩級高能點火和被動預燃室的高壓縮比汽油機燃燒及排放特性研究*

施佳葉，王金秋，鄧 俊，繆新軻，劉逸暉，李理光

（同濟大學汽車學院，上海201804）

前言

由于面臨著嚴重的碳排放控制和能源安全問題，許多國家已經出臺了嚴格的燃油消耗法規。

由奧托循環理論熱效率公式［1］可知，高壓縮比是提高汽油發動機理論熱效率的有效途徑，但會增大爆震傾向，從而限制了發動機功率的進一步提升［2］。而稀薄燃燒能夠降低發動機燃燒溫度，從而在一定程度上抑制爆震［3］。此外，稀薄燃燒與當量比燃燒相比，還可以增加混合物的比熱比，從而進一步提高發動機理論熱效率［4］。因此，高壓縮比結合稀薄燃燒是一條前景良好的技術路線。然而，在稀薄燃燒工況下，三效催化器（three way catalyst，TWC）消除尾氣中NOx排放的效率大大降低［5］。因此，在不增加額外后處理裝置的情況下，空燃比必須盡可能高才能使尾氣中的NOx濃度滿足當前的排放標準［6］。然而，在超稀薄燃燒模式下，普通的點火方式難以形成穩定的火核，火焰傳播速度顯著降低，從而使燃燒循環波動大幅增加［7］。因此，需要對現有發動機的點火和燃燒組織方式進行改進、優化，從而適應超稀薄燃燒的要求。

有多條能夠提高稀燃極限的技術路線，包括高能點火［7］、增強缸內氣流運動［8］、多電極點火［9-10］、預燃室［11-12］等。其中，預燃室點火具有同時增大點火能量和促進缸內湍流的特點［13］，受到學術和工業界廣泛關注。預燃室分為主動預燃室和被動預燃室，兩者主要區別在于，主動預燃室需要一套單獨的供油機構，在預燃室內部生成偏濃混合氣；而在被動預燃室中，主燃燒室混合物受到活塞對混合氣的壓縮作用，通過小孔推入預燃室［12］。因此，即使在稀燃狀況下，主動預燃室火花塞電極附近的當量比仍然較大，從而保證了火核的穩定形成，進而大幅提高稀燃極限［14］。但是，主動預燃室額外的供油系統限制了其在現有內燃機上的廣泛應用。而被動預燃室結構簡單，且無須改造現有的發動機本體結構，短期內擁有較好的應用前景。但是被動預燃室受到換氣不充分的影響，火花塞電極附近的混合氣條件較差，難以進一步提高稀燃極限［15］。

高能點火主要通過對現有點火系統的改進升級，實現多次擊穿、連續放電或者多點放電，從而增大點火能量，促進火核穩定形成［7］。Gukelberger［16］、Alger［17］等的研究表明，高能點火對拓展稀燃極限有一定效果，但不能取得突破性進展。因此將高能點火與被動預燃室結合，有望結合兩者優勢，從而進一步拓展稀燃極限。

本文中基于自行開發的新型兩階段高能點火系統，測量了不同高能電壓下的點火能量，并通過一臺缸內直噴汽油機，分別測試了高能點火、被動預燃室和兩者結合對不同轉速和負荷下的發動機燃燒性能與排放特性的影響，為探索高能點火與被動預燃室結合對汽油機稀燃特性的影響提供了基礎數據。

1 臺架設置與試驗流程

1.1 試驗裝置介紹

本試驗所用發動機為一臺2.0 L缸內直噴自然吸氣汽油機，通過改造活塞頂面實現了16的高壓縮比。對發動機缸蓋進行了改造，加裝了全可變配氣系統，可以實現進排氣門升程、相位的連續可變。基于國家儀器公司的cRIO（CompactRIO）系統自行研發了一套發動機控制系統，用于控制或接收發動機所有必要的輸入輸出信號。同樣基于國家儀器公司的PCI-6250高速采集卡，開發了一套數據采集及燃燒分析系統，該系統每隔0.5 °CA進行一次數據記錄。采用Kistler公司的6 052 C側置式缸內壓力傳感器進行缸內壓力測量。發動機轉速由電力測功機保持恒定。使用AVL公司的燃油溫控系統和油耗測量儀，在保持燃油溫度恒定在20℃的同時精確測量燃油消耗量。試驗臺架配備了冷卻液恒溫裝置，使發動機冷卻液溫度控制在75℃附近。排氣分析儀為佛山分析儀有限公司生產的五氣分析儀，用于測量發動機原始排氣的NOx、HC和CO的體積分數與過量空氣系數（λ）。發動機、測試臺架和邊界條件的具體參數如表1所示，發動機測試臺架示意圖如圖1所示。

圖1 發動機測試臺架示意圖

表1 發動機、測試臺架及邊界條件參數

圖2為自行設計的兩階段高能點火系統的原理示意圖。該系統將電容放電與電感放電疊加，從而實現兩階段放電。在實際點火過程中，普通點火線圈利用其高升壓比的優點，在火花塞間隙形成擊穿，從而形成a電流回路，并同時在火花塞間隙中形成等離子體構成的導電溝道；此時，儲存在電容中的能量可通過b電流回路形成二次疊加放電。通過對電容放電升壓比例的調節，可方便地調節第2階段點火能量，或者實現普通點火與高能點火模式的切換。

圖2 高能點火系統原理圖［18］

圖3為試驗使用的被動預燃室結構示意圖，其幾何參數見表2。為了在被動預燃室火花塞上實現高能點火的同時避免過多的熱損耗，火花塞中心電極和點火線圈分火線均經過改造，以控制其電阻在1 Ω以內。使用的常規火花塞同樣經過改造，使其中心電極電阻在1 Ω以內，以適應高能點火系統的要求。

圖3 被動預燃室結構示意圖

表2 被動預燃室結構參數

1.2 試驗流程

本文中首先選擇了兩種不同的高能點火能量等級，并利用電壓-電流法測試了總體點火能量，得到點火能量分別為434和659 mJ，并選定這兩種高能點火設置進行后續的試驗。

在發動機臺架上選擇1 000 r∕min、負荷率約36%和1 500 r∕min、負荷率約70%的兩個工況，在保證噴油量不變的情況下進行空燃比的掃掠測試，從而對比當量比燃燒和稀燃模式下，普通點火、高能點火、被動預燃室點火、高能點火和被動預燃室結合的燃燒和排放特性。在空燃比掃掠測試中，通過改變節氣門開度改變總的進氣量，直至指示平均有效壓力（indicated mean effective pressure，IMEP）的變異系數（coefficient of variation，COV）超過5%，并將掃掠過程中COV_IMEP未超過5%的極限λ定為稀燃極限。空燃比掃掠測試過程中，以發動機輸出轉矩為指標，通過調節點火時刻至最大轉矩點火時刻（maximum brake torque，MBT）。試驗過程中，對爆震強度進行實時監控，以保證測試過程中所有燃燒循環的爆震系數（knock index，KI）不超過0.1 MPa。對于每個測量點，均連續測量500個燃燒循環，并計算其燃燒參數的平均值，便于進行后續分析處理。

2 燃燒特性分析

2.1 小負荷工況

本文中首先選擇1 000 r∕min、負荷率約36%的工況點進行了不同點火方式下的空燃比掃掠試驗，每個測試工況的熱效率及燃燒穩定性的對比如圖4所示。

在噴油量相等的前提下，指示平均有效壓力可以用于表征熱效率的高低。從圖4（a）中可以看出，不同點火方式下，隨著過量空氣系數的增高，IMEP均呈先增大后減小的趨勢。其中，普通火花塞和被動預燃室的IMEP數值差別較小，且在各種空燃比工況下熱效率都是最低。高能點火則能夠在全空燃比范圍內有效提高IMEP。當量比工況下，普通火花塞的提高幅度更大；而在稀燃工況下，預燃室火花塞能取得更高的熱效率。這是因為，當量比工況下對火焰傳播速度的要求并不很高，預燃室由于其增大了燃燒室的比表面積，造成傳熱損失增多，反而效率不如普通火花塞。而在稀燃條件下，火焰傳播速度較慢，因此預燃室射流快速燃燒帶來的熱效率增益高于傳熱損失增多帶來的負面影響，預燃室火花塞的IMEP數值反超普通火花塞。圖4（a）還顯示，最高熱效率在λ=1.3、使用被動預燃室并結合434 mJ高能點火時取得，相比普通火花塞當量比工況，IMEP提升了0.042 MPa，相當于熱效率提高了17.9%。繼續增大高能點火能量并不能繼續提高熱效率，說明即使稀燃狀況下，點火能量的需求可能存在一個閾值，超過閾值的多余點火能量并不會對熱效率帶來額外收益。

圖4（b）顯示了不同點火方式對于燃燒穩定性的影響。在當量比工況下，所有點火方式都能使COV_IMEP低于2%，各組差別較小。而在稀燃工況下，以λ=1.5附近的工況點為例，使用預燃室能明顯降低燃燒循環變動，而在預燃室的基礎上繼續使用高能點火，能進一步將COV_IMEP從普通火花塞的10%降至5%以下，僅為2.7%。但即使是效果最明顯的被動預燃室+659 mJ高能點火的組合，在λ＞1.5的工況下也難以繼續降低燃燒循環波動，因此僅能將此工況的稀燃極限由λ=1.4拓展至λ=1.5。

圖4 1 000 r∕min，噴油脈寬0.9 ms，不同λ下使用不同點火方式的發動機熱效率及穩定性對比

圖5顯示了小負荷不同點火方式下的發動機燃燒相位參數。由5（a）可以看出，隨著空燃比的增大，由于燃燒持續期的增加，MBT工況的CA50也隨之推遲。但受一定程度上隨機波動和點火角調節誤差的影響，不同點火方式下的最佳CA50并無明顯規律。圖5（b）為不同點火方式對點火延遲期的影響，由CA50與點火時刻的相位相減得到。可以明顯看出，被動預燃室相比普通火花塞能夠大幅縮短點火延遲；高能點火又可以在不同形式的火花塞基礎上進一步縮短點火延遲，且點火能量越高，點火延遲越短。圖5（c）為不同點火方式對燃燒持續期的影響，為CA90和CA10的相位差。其特性顯示，對于普通火花塞，提高點火能量能進一步影響隨后的火焰傳播過程，減少火焰傳播所需的時間；而對普通預燃室而言，火焰傳播僅僅與預燃室射流強度、形狀等特性相關，因此通過高能點火進一步增大點火能量對于火焰傳播幾乎沒有影響。

2.2 中大負荷工況

本文中還選擇1 500 r∕min、負荷率約70%的中等負荷工況，進行了不同點火方式的燃燒特性對比。圖6顯示了各工況點的熱效率和燃燒穩定性，所有工況點的噴油脈寬均相等，保持在1.3 ms。可以明顯看出，紅線代表的被動預燃室組相比黑線代表的普通火花塞組，熱效率明顯更高，燃燒循環波動也明顯更低。尤其是稀燃工況下，兩者的差距隨空燃比的增大愈發明顯。但是3組黑線和3組紅線內部的差別卻非常微弱，說明高能點火在中大負荷工況下對提高發動機熱效率和穩定性幾乎沒有作用。

圖6 1 500 r∕min，噴油脈寬1.3 ms，不同λ下使用不同點火方式的發動機熱效率和穩定性對比

圖7顯示了中大負荷下的燃燒相位參數。由圖7（b）和圖7（c）可見，與小負荷類似，預燃室在中大負荷下依然能夠大幅縮短點火延遲期和燃燒持續期。此外，由于火焰快速傳播的作用，爆震在一定程度上能夠得到抑制，使用預燃室的工況能夠大幅提前燃燒質心CA50。但同樣的，高能點火對燃燒相位也幾乎沒有影響，圖7（b）和圖7（c）中普通火花塞組和預燃室組的3條曲線基本重合。這是因為，由于噴油量較多，中大負荷下混合氣中活性分子濃度較高，因此點火所需的能量不高，增大點火能量對火核形成和火焰發展并無明顯作用。

圖7 1 500 r∕min，噴油脈寬1.3 ms，不同λ下使用不同點火方式對發動機燃燒相位的影響

3 排放特性分析

3.1 小負荷工況

圖8顯示了與2.1節相同的小負荷工況下，不同λ下使用不同點火方式的排放特性。圖8（a）說明，不同點火方式下，NOx的排放規律基本一致，均在λ=1.1時達到峰值。NOx濃度受到燃燒溫度的影響較大，而燃燒質心與燃燒溫度又有較強的相關性。因此，當量比附近普通火花塞使用高能點火將CA50提前，導致了NOx排放的增加。圖8（b）顯示，預燃室整體碳氫排放相比普通火花塞有所增多，這是因為預燃室增加的外壁面導致的火焰淬熄、燃油撞壁等問題導致的。使用高能點火由于促進了火焰快速燃燒，在一定程度上減少了排氣中的碳氫排放。圖8（c）為CO的排放情況。可以看出，隨著λ增大，CO排放減少，不同點火方式之間幾無差異。

圖8 1 000 r∕min，噴油脈寬0.9 ms，不同λ下使用不同點火方式的發動機排放特性對比

3.2 中大負荷工況

圖9為與2.2節相同的中大負荷工況下的不同點火方式的排放情況。原因同小負荷類似，由于預燃室降低爆震趨勢的作用明顯，能夠顯著使CA50提前，燃燒溫度升高，圖9（a）顯示的NOx排放也隨之升高。中大負荷下，預燃室點火的缸內熱氛圍較好，在一定程度上彌補了火焰淬熄和燃油撞壁的負面影響，碳氫排放與普通火花塞幾乎持平，如圖9（b）所示。圖9（c）的CO排放則說明，和小負荷工況類似，僅在當量比工況下，高能點火能夠降低一部分CO排放，而稀燃工況下不同點火方式的CO排放幾乎沒有差別。

圖9 1 500 r∕min，噴油脈寬1.3 ms，不同λ下使用不同點火方式的發動機排放特性對比

4 結論

（1）小負荷工況下，高能點火結合被動預燃室能夠顯著降低循環波動、縮短點火延遲期和燃燒持續期，從而進一步提高熱效率。相比于無高能點火的被動預燃室，稀燃極限由1.4小幅拓寬至1.5～1.6之間；相比普通火花塞當量比工況，熱效率相對提升最

高可達17.9%。

（2）中大負荷工況下，被動預燃室相比普通火花塞能有效降低燃燒循環波動和爆震趨勢，從而優化燃燒相位，進一步縮短點火延遲期和燃燒持續期，能在提高熱效率的同時拓展稀燃極限；但是，高能點火對于兩種火花塞模式下的燃燒性能均無明顯提升作用。

（3）總體而言，高能點火對于排放性能的影響較小，而被動預燃室對排放影響更為顯著。小負荷工況下，被動預燃室由于增大了傳熱損失使燃燒溫度降低，傾向于減少NOx排放；中大負荷工況下，被動預燃室傾向于增加NOx排放。兩種負荷下，受到火焰淬熄和燃油撞壁的影響，被動預燃室的HC排放相比普通火花塞均略有升高。被動預燃室對CO排放的影響較小，而高能點火能略微降低當量比工況下的CO排放。