預燃室點火式汽油機稀薄燃燒特性試驗研究

摘要： 基于測試試驗臺架對被動預燃室增壓直噴汽油機在不同工況下的效率特性、燃燒特性、燃油經濟性以及排放特性進行了研究。采用3次噴射策略形成稀薄燃燒環境（過量空氣系數為1.3），發動機轉速為2 800 r/min，2 000 r/min。結果表明：同一轉速條件下，增壓預燃室發動機在負荷增加時，有效熱效率和有效機械效率呈上升趨勢，但超過一定范圍，有效熱效率下降；CA10，CA50，CA75，CA90和最大爆震指數隨負荷增大呈上升趨勢，同時燃燒循環變動率也可以控制在0.35%以下；發動機轉速為2 800 r/min，較小負荷時的燃油消耗率最低可達242.1 g/（kW·h）；NOx，HC和CO排放與發動機運行工況密切相關，隨負荷增加呈現減少趨勢，Soot排放可控制在0.13 mg/m3。

關鍵詞： 預燃室式燃燒室；汽油機；稀薄燃燒；燃油消耗率；排放；噴油策略

DOI： 10.3969/j.issn.1001-2222.2024.04.003

中圖分類號：TK413.2文獻標志碼： B文章編號： 1001-２２２２（２０24）０4-００17-０7

隨著二氧化碳和污染物排放法規的日益嚴格，提高能源效率和控制污染物排放已成為全球亟待解決的問題。為了提升發動機的熱效率，新型點火技術［1］、先進燃燒技術［2-3］以及替代燃料技術［4-5］已成為各國研究的焦點。稀薄燃燒是一種降低汽油機油耗和污染物排放的前沿燃燒技術，該技術可突破傳統汽油機空燃比燃燒邊界，實現低溫燃燒，能夠提高汽油機熱效率，減少排放，研究表明高度稀燃時這些優勢會更加明顯［6］。但實現稀薄燃燒存在著火困難、點火不可靠、燃燒不穩定、燃燒速度低等問題，這也成為了限制稀薄燃燒技術在車用汽油機上廣泛應用的主要原因［7-8］。在稀薄操作條件下，針對傳統火花塞系統難以實現高質量燃燒的特點，已經開發了許多新的點火系統，其中最有潛力的是預燃室射流點火系統。預燃室射流點火方式的主要優點包括稀薄運行、高熱效率、低NOx排放［9］。這種火焰傳播方式明顯提升了火焰射流在主燃燒室中的燃燒速度，可以減少HC的形成［10］。預燃室噴射點火系統具有較好的燃燒控制性，由于實現多個分布的射流點火區域，可以明顯提升燃燒速度，這一優勢可顯著提升發動機熱效率，并減少爆震形成趨勢［11］。

近年來，預燃室燃燒已被廣泛研究以擴展發動機的稀燃極限。MAHLE公司［12］對被動預燃室在油耗、燃燒、結構、排放等方面進行了持續的研究，并顯著降低了多缸機油耗。IAV公司［13］也對預燃室燃燒系統進行了研發，包括冷卻系統、燃油噴射系統、爆震測量等。吳堅等［14］研究發現稀薄燃燒可有效降低油耗、提高發動機熱效率，并且采用主動預燃室系統后稀燃極限可進一步拓展，過量空氣系數可達2.0，預燃室點火的峰值發動機效率比傳統SI模式高20%，峰值凈指示熱效率達到42.8%。有研究表明［15］，預燃室必須保持較小的容積，以防止燃料射流與主氣缸壁接觸。龔世華等［16］研究了射流孔孔徑、預燃室燃油噴時刻等預燃室參數對射流點火甲醇發動機冷機著火性能的影響。孫凡嘉等［17］研究了不同結構的被動預燃室低溫冷起動及低負荷時的燃燒穩定性，設計了不同孔面積、容積、噴孔結構、材料的被動預燃室。研究發現，小孔徑、小容積、旋轉噴孔以及高導熱率材料等均對被動預燃室發動機冷起動產生不利影響。車勝楠等［18］研究發現，使用預燃室的湍流射流點火與常規火花點火相比，可有效拓展稀燃極限，且燃燒滯燃期和燃燒持續期均更短，放熱率更高。

上述研究主要針對預燃室進行單一工況的分析，為了更加全面地得到預燃室發動機在增壓及稀薄燃燒條件下的多個工況特性，本研究基于一臺帶有自行設計的被動預燃室點火系統的單缸發動機臺架，研究了在增壓及稀薄燃燒環境下，不同工況下的預燃室點火發動機的效率特性、燃燒特性以及排放特性。車用發動機2024年第4期2024年8月尹叢勃， 等： 預燃室點火式汽油機稀薄燃燒特性試驗研究

1試驗測試方法

1.1測試設備

圖1示出發動機測試臺架的系統示意。本研究使用一臺缸內直噴單缸發動機，原型機采用了普通火花塞點火，在原型機的基礎上裝配了自行設計開發的預燃室式點火火花塞。圖2示出了在火花塞基礎上改裝成的被動預燃室示意。對試驗臺進行了布置和改進，并且改造了發動機缸蓋，用來加裝變配氣系統，實現更高的控制靈活性，能夠更加精確地控制試驗參數和燃燒狀態。

1.2測試工況及方法

表1列出了發動機及測試設備主要參數。表2列出試驗臺控制系統主要儀器設備的誤差。為了得到最佳的試驗結果，選擇各工況下的最優點火提前角，即最大扭矩時的最小提前角進行試驗。為了確保發動機的穩定性，控制發動機燃燒循環的變動在3%以內。燃油為92號汽油。通過進氣控制系統冷卻后的進氣溫度穩定在35 ℃左右，誤差不超過2 ℃。冷卻水溫度保持在88 ℃左右，誤差不超過2 ℃。進氣初始壓力為0.223 MPa。缸內壓力傳感器精確度誤差不超過0.5，轉速傳感器精確度誤差不超過10 r/min，電力測功儀精確度誤差不超過1.25 N·m，燃油流量計精確度誤差不超過0.12%。

本次試驗發動機轉速為2 800 r/min和2 000 r/min，燃料通過缸內直噴噴嘴高壓噴射，然后由預燃室點火系統實現點火及射流燃燒。本次試驗中，各工況下均采用稀薄燃燒方式，過量空氣系數為1.3左右。通過調節進氣混合氣質量實現不同的發動機負荷。發動機平均指示缸內壓力（indicated mean effective pressure，IMEP）分別為1.0 MPa，1.1 MPa，1.2 MPa，1.3 MPa和1.4 MPa。為了更好地實現缸內分層混合稀薄燃燒，采用3次噴油策略。圖3示出了5種負荷工況不同噴油策略下，發動機的噴油量和噴油時長。發動機分別在曲軸轉角420°，510°和630°時進行噴油，各工況下噴油壓力相同，約為19 MPa，前兩次的噴油量及噴油持續時長相同且大于第三次，約為第三次噴油量的2倍。為了滿足更高的功率需求，隨著負荷的增大，噴油總量也逐步增大。以1.0 MPa和1.4 MPa兩種工況為例，前兩次的噴油量分別為7.59 mg和11.59 mg，噴油時間分別為0.92 ms和1.34 ms，而第三次的噴油量分別為3.88 mg和5.86 mg，噴油時間分別為0.47 ms和0.68 ms。圖4示出了不同工況下的進氣壓力與燃空當量比。可以看出進氣壓力隨著負荷的增大而增大，逐漸由109 kPa上升至158 kPa。在試驗過程中采用了渦輪增壓進氣方式，因此獲得了更高的進氣壓力，在IMEP為1.4 MPa工況下，進氣壓力超過150 kPa。不同工況下的燃空當量比基本接近，在0.76～0.77之間浮動，實現了稀薄混合氣燃燒過程。

2試驗結果與分析

2.1發動機效率分析

發動機有效熱效率和有效機械效率都是衡量發動機工作性能的重要指標，圖5示出了在不同轉速、不同負荷工況下的有效熱效率和有效機械效率。由圖5a可見，在轉速為2 800 r/min時，預燃室發動機的有效熱效率在IMEP為1.2 MPa時達到37.4%以上，隨著負載的增大，發動機的有效熱效率在1.3 MPa時達到最大值，為37.9%。當負載較高時，發動機輸出功率相對較大，燃料的能量更多地被轉化為有用功，熱能的散失相對較少，從而提高了熱效率。但是當負荷進一步提升至1.4 MPa時，熱效率下降至36.9%，同時機械效率沒有下降，表明熱效率下降的原因主要來自燃燒過程。分析認為熱效率下降的原因主要是大負荷帶來了較大的爆震傾向，為了降低爆震使得實際點火角偏離最佳（最大扭矩）點火角，導致較大的燃油消耗。所以當發動機超過一定的負載范圍時，有效熱效率會出現峰值，之后會隨著負載的繼續增加而逐漸下降。由圖5b可見，當轉速降低為2 000 r/min時，有效熱效率隨負荷工況的變化規律和高轉速一樣，在1.3 MPa達到最大值，為38.1%，但整體上低轉速的熱效率高于高轉速。

在試驗過程中通過測功機對試驗樣機的輸出功率進行測量，得到發動機的平均有效壓力，通過布置缸壓傳感器測量缸內壓力，得到發動機示功圖，進而得到發動機平均指示壓力，平均有效壓力與平均指示壓力之比為有效機械效率。有效機械效率越高，發動機的機械損失越小，也就意味著可以在相同的平均指示壓力下獲得更高的輸出功率。圖5a示出了在轉速為2 800 r/min時，隨著負載的增大，有效機械效率也逐漸增大，由0.843增大至0.863。這是因為當負載增大時，發動機的輸出功率增大，機械損失相對較小，因此機械效率提高。由圖5b可見，在低轉速時，有效機械效率隨著負載的增大也表現出相似規律。

2.2發動機燃燒特性分析

圖6示出不同轉速，不同工況下的燃油消耗率和點火提前角。可以看出兩種轉速下的燃油消耗率隨負荷的變化基本保持不變，略微呈現先減小后增大的趨勢，整體上低轉速的燃油消耗率高于高轉速。點火提前角選擇的是各個工況的最優點火提前角，即最大扭矩工況的最小提前角。隨著發動機負荷的提高， 2 800 r/min時點火提前角逐步由16.03°減少至5.56°。2 000 r/min時點火提前角逐步由10.76°減少至1.95°。

發動機的燃燒特性是指燃料在發動機內部燃燒時的物理和化學特性，包括燃料的點火性能、燃燒速率、燃燒穩定性等。CA10，CA50，CA75和CA90分別代表了累計熱釋放達到總化學能10%，50%，75%和90%的曲軸轉角。圖7示出了當轉速為2 800 r/min時，不同工況下的CA10與CA50。可以看出，隨著發動機負荷的增大，CA10和CA50的值都有所增大，1.0 MPa和1.4 MPa兩種工況下的CA50相差約10°，CA10相差約8°。

圖8示出了轉速為2 800 r/min，不同工況下的CA75與CA90。可以看出，CA75和CA90都隨著發動機負荷的增大而增大，1.0 MPa和1.4 MPa兩種工況下的CA75相差約13°，CA90相差約14°。燃燒持續相位的值越小，表明燃燒過程越快速，燃燒質量越好，能夠提高發動機的熱效率和動力性能，同時降低排放污染。從圖7和圖8可以看出，發動機負荷越大，燃燒持續相位的值就越大，這是因為發動機負荷越大，就需要更多的混合氣在燃燒室中燃燒。在預燃室發動機中，預燃室的燃料預先發生了部分燃燒，所以主燃室中的燃燒過程相對來說更快。預燃室發動機負荷越大，主燃燒室中燃燒過程的開始時間就會越早，以保證燃燒的時序和效率，燃燒過程的加速導致了燃燒開始時間的提前。

圖9示出了轉速為2 800 r/min時，不同工況下的爆震指數和燃燒循環變動率（coefficient of cycle-to-cycle variation，COV）。爆震指數描述了預燃室內燃燒過程中的爆震程度，能夠反映燃料的適用性以及燃燒系統設計的有效性。在本試驗過程中，爆震指數平均值隨著負荷的增加而降低，從0.33 MPa逐漸降低至0.2 MPa。最大爆震指數是指燃料燃燒時所達到的最高壓力值。1.3 MPa工況下的爆震指數最大值為0.382 MPa，遠高于其他工況，比1.4 MPa工況下的爆震指數最大值高0.231 MPa，造成該情況的可能原因是排氣溫度和壓力的升高會影響排氣系統中的氣體壓力和流速，從而影響混合氣進入氣缸之前的狀況，進而影響爆震傾向。COV是指內燃機在運轉過程中，燃燒過程產生的壓力和溫度在循環過程中的周期性變化，對發動機性能和排放會產生重要影響。從圖9可以看出，燃燒循環變動隨著負荷的增大而降低，由0.34%下降至0.30%。發動機負荷狀態是影響燃燒循環波動大小的重要因素之一，在負荷增加的情況下，發動機需要更多的燃料和空氣來產生更大的動力輸出，這就意味著在燃燒室中有更多的燃料和空氣混合物需要燃燒，這會導致燃燒速度加快。當燃燒速度加快時，燃燒過程更加完全和均勻，這可以減少燃燒循環中的不穩定因素，從而減少燃燒循環變動率。

圖10示出了轉速為2 800 r/min時不同負荷工況下的預燃室內壓力曲線。由圖10可見，5種負荷工況的預燃室內壓力隨曲軸轉角的變化規律基本一致，峰值壓力出現在上止點后14°附近，大小為5.1～5.4 MPa之間。負荷為1.1 MPa和1.2 MPa時預燃室壓力室壓力升高更為迅速，而負荷為1.4 MPa時預燃室的壓力上升后有一小段下降后再繼續升高，這是由預燃室的工作原理所導致，當預燃室的火焰進入主燃室后，預燃室內的壓力降低，同時主燃室的混合氣尚未燃燒導致該情況發生。最高壓力出現時刻隨著負荷的增大而后延。

2.3發動機排放特性分析

發動機的排放特性是指發動機在運行時產生廢氣和顆粒物的特性。廢氣的主要成分包括一氧化碳（CO）、氮氧化物（NOx）、碳氫化合物（HC）以及炭煙顆粒物（Soot），本試驗對比研究了預燃室稀薄燃燒過程中不同負荷工況下的排放性能。

圖11示出了不同轉速下，5種負荷工況下的NOx和HC的排放。由圖11a可以看出，當轉速為2 800 r/min時，隨著發動機負荷的增大，NOx排放降低，由1 MPa時的1 643.9×10-6降至1.4 MPa 時的844.15×10-6，下降了約49%。這是由于當發動機負荷較大時，燃燒室內的溫度和壓力都會增加，從而使燃料的燃燒更充分，生成的NOx較少。隨著發動機負荷的增大，HC呈現出先減少后增大的趨勢，由1 MPa時的3 008.2×10-6減少至1.3 MPa 時的2 553.8×10-6，后在1.4 MPa的工況下增大至2 653.8×10-6。原因是當發動機負荷增大時，需要增加燃油噴射量來保證燃燒強度，這會使燃料的霧化效果變好，導致燃燒充分，HC減少。但隨著負荷的繼續增大，燃料的混合強度會越來越低，這不利于燃燒反應的進行，使HC氧化不完全，因此HC排放量會增加。由圖11b可以看出，在轉速降低為2 000 r/min時，NOx和HC隨發動機負荷的變化規律同高轉速時基本一致，隨著發動機負荷的增大，NOx排放濃度呈現出降低趨勢， HC呈現出先減少后增大的趨勢，但低轉速時NOx和HC排放和高轉速相比有所增加。

圖12示出了不同轉速，不同負荷工況下的CO和Soot排放。CO和Soot都是由于燃料的不完全燃燒造成的。如圖12a所示，當轉速為2 800 r/min時，隨著負荷的增大，CO的排放濃度逐漸降低。原因是當發動機負荷增加時，缸內壓力及溫度提高，燃料燃燒更充分，產生更少的CO排放。隨著發動機負荷的提升，Soot的排放整體呈現出降低的趨勢。如圖12b所示，在轉速降低為2 000 r/min時，CO排放隨發動機負荷的變化規律同高轉速時基本一致，隨著負荷的增大，CO的排放濃度逐漸降低。低轉速時Soot排放表現出與高轉速時不同的規律，隨負荷增加而逐漸升高。低轉速下的CO和Soot排放高于高轉速。

3結論

a） 燃燒特性、效率特性與增壓被動預燃室發動運行工況密切相關，在負荷增加時，CA10，CA50，CA75，CA90均呈現上升趨勢，通過點火角的推遲可以有效地抑制爆震；COV呈下降趨勢，同時COV可以控制在0.35%以下；在轉速為2 800 r/min和2 000 r/min，IMEP為1.3 MPa工況下，熱效率達到最大值，分別為37.9%，38.1%；進一步增大負荷熱效率略有減少，有效機械效率則隨負荷增大呈現上升趨勢；

b） 同一轉速下，隨著負荷增加，NOx，HC和CO排放均呈現下降趨勢；在轉速為2 800 r/min時，Soot排放隨負荷變化規律不明顯，但總體可以控制在0.1 mg/m3以內，在轉速為2 000 r/min時，Soot排放隨負荷增大而增加；高轉速下NOx，HC，CO和Soot的排放減少；

c） 燃油消耗率隨負荷變化規律不明顯，轉速為2 800 r/min時，較低負荷下燃油消耗率較低，可達242.1 g/（kW·h）；低轉速的燃油消耗率在不同工況下均高于高轉速。

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Experimental Study on Lean-Burn Characteristics of Gasoline"Engine with Prechamber Ignition

YIN Congbo，SHEN Xiaoyu

（School of Mechanical Engineering，University of Shanghai for Science and Technology，Shanghai200093，China）

Abstract： A bench test was conducted on a turbocharged gasoline direct-injection engine with a passive prechamber under different operating conditions to investigate its efficiency characteristics， combustion characteristics， fuel economy and emission characteristics. The engine employed a triple-injection strategy to form a lean-burn environment of 1.3 excess air ratio at 2 800 r/min and 2 000 r/min. The results showed that， at the same speed， the turbocharged prechamber engine exhibited an increasing trend in effective thermal efficiency and effective mechanical efficiency with increasing load， but a decreasing trend of effective thermal efficiency beyond a certain range. CA10， CA50， CA75， CA90 and the maximum knock index showed an increasing trend with increasing load， while the combustion cyclic variation rate was also controlled below 0.35%. The lowest specific fuel consumption was 242.1 g/（kW·h） under the condition of 2 800 r/min and light load. The emissions of NOx， HC， and CO were closely related to the engine operating conditions and showed a decreasing trend with increasing load. The particle emissions could be controlled to 0.13 mg/m3.

Key words： precombustion chamber;gasoline engine;lean burn;specific fuel consumption;emission;injection strategy

［編輯： 姜曉博］