（上海交通大學機械與動力工程學院 上海 200240）

引言

車用汽油機具有燃燒溫和、振動噪聲小、升功率高和結構緊湊等優(yōu)點，依據(jù)混合氣形成方式可以分為進氣道噴射（PFI）汽油機和缸內直噴汽油機（GDI）[1]。GDI 發(fā)動機因具有更高的壓縮比、缸內冷卻效應，使其相較PFI 汽油機有著更好的燃油經(jīng)濟性。但是由于燃料直接噴射缸內，容易出現(xiàn)燃油濕壁現(xiàn)象，同時燃油與空氣的混合時間較少，容易形成不均勻混合氣，故GDI 發(fā)動機的顆粒物（Particulate Matter）排放要遠遠高于PFI 汽油機[2]。有學者指出，將PFI 與GDI 相結合混合噴射策略能有效地降低GDI的顆粒物排放，相比較加裝汽油顆粒物過濾器（GPF）有更低的成本和更高的穩(wěn)健性[3]。而稀薄燃燒可以有效地降低汽油發(fā)動機的泵氣損失和散熱損失，被認為是提升汽油發(fā)動機燃油經(jīng)濟性的最直接、最有前景的技術之一[4]。

國內外學者和汽車廠商對汽油機雙噴射技術和稀薄燃燒技術有著廣泛的研究。

以豐田公司搭載了D-4S 噴射系統(tǒng)的2GR-FSE發(fā)動機和奧迪公司第三代TFSI（Turbo Fuel Stratified Injection）發(fā)動機為代表的雙噴射技術，在保證發(fā)動機動力性的同時，實現(xiàn)更佳的燃油經(jīng)濟性和低排放[5-6]。布魯奈爾大學Reza Golzari 等基于一臺小型單缸雙噴射汽油機上通過實驗尋找混合噴射的最近控制策略，發(fā)現(xiàn)在1 000 r/min BMEP 0.883 MPa 工況下，凈指示燃油消耗率降低9%；在其他典型工況下，雙噴射油耗接近純直噴，碳煙排放大幅降低[3]。清華的劉輝等在自己搭建的雙噴射原型機上，進行了進氣道噴射醇類燃料、缸內直噴汽油的多種策略對比實驗；他們發(fā)現(xiàn)噴射醇類燃料進行混合燃燒，可以改善燃燒效率進而提高燃油經(jīng)濟性同時抑制爆震[7]。

三菱公司是直噴式汽油機稀薄燃燒的研發(fā)與應用上的先驅，早在1995 年就推出第一代壁面導向型分層稀燃發(fā)動機，實現(xiàn)了部分負荷下將燃燒極限的過量空氣系數(shù)提升至2.0[4，8]。德系汽車廠商也不甘落后，大眾、奔馳和寶馬等也做了大量的研究與應用。奔馳公司研究的均質稀燃（Homogeneous Stratified Mode），將稀薄燃燒的最大運行范圍從0.4 MPa提升到了0.7 MPa，在該負荷范圍內，相對于原機提升燃油經(jīng)濟性達6%～9%[9-10]。寶馬公司第二代DI 燃燒系統(tǒng)，采用缸內中置的壓電晶體噴嘴噴射燃油，具有外擴型傘狀噴霧和貫穿距短的特征，容易在火花塞附近形成穩(wěn)定的可燃混合氣；相比較傳統(tǒng)的點燃式發(fā)動機，在NEDC（New European Driving Cycle）循環(huán)中提升了20%的燃油經(jīng)濟性[11]。

點火是組織缸內燃燒的最重要的變量之一，涉及點火時刻、點火能量、點火次數(shù)等，不同的點火策略可以實現(xiàn)發(fā)動機最大轉矩輸出、暖機加速、控制排放等[12]。同濟大學陸海峰等自行設計的2 階段點火系統(tǒng)，可以將稀燃邊界過量空氣系數(shù)從1.36 提升至1.7，實現(xiàn)10%的熱效率提升[13]。Shi Lei 等基于一臺雙進氣道發(fā)動機，研究了點火策略對二甲醚與汽油混合噴射的稀薄燃燒的影響，實驗結果表明，在λ 為1.2 工況下，點火角提前，燃燒會更穩(wěn)定，COVIEMP降低，排氣閥打開時的溫度降低；但是點火角提前太多或者是推遲，會使得發(fā)動機的IMEP 降低[14]。

盡管學術界和工業(yè)界對雙噴射發(fā)動機和稀薄燃燒技術有著廣泛的研究，但是很少有單位在雙噴射汽油機上進行稀薄燃燒的研究，也少有學者研究點火對雙噴射稀薄燃燒的影響。本文基于一臺四缸雙噴射汽油原型機，在選定典型工況下，應用控制變量法研究了點火正時對雙噴射汽油機燃燒特性和顆粒物排放的影響。

1 試驗研究

1.1 試驗發(fā)動機及測試設備

實驗的雙噴射原型機是基于一臺直列4 缸2.0L渦輪增壓發(fā)動機改裝而成，即在原有的發(fā)動機上重新設計了進氣歧管，加裝了低壓油軌和多孔噴嘴，組成了一套進氣道噴射系統(tǒng)，具體的參數(shù)配置如表1所示。雙噴射實驗臺架系統(tǒng)如圖1 所示。實驗的缸壓信號由Kistler 6125C 型缸壓傳感器采集，經(jīng)Kistler 5015 型電荷放大器放大后，輸入Kibox 2893 燃燒分析儀；曲軸轉角信號由發(fā)動機曲軸信號傳感器提供；Kibox 2893 每隔0.5°CA 采集一次缸壓信號，一次記錄200 個連續(xù)循環(huán)，用來分析燃燒。試驗中用的雙噴射控制程序由筆者團隊自主研發(fā)，能夠控制缸內直噴噴嘴和進氣道噴嘴同時工作。ECU 給出目標空燃比后，根據(jù)排氣氧傳感器的反饋進行閉環(huán)控制，實現(xiàn)穩(wěn)定的空燃比控制。

試驗顆粒物測量采用英國Cambustion 公司生產(chǎn)的DMS500 快速顆粒分析儀，該儀器配備2 級稀釋系統(tǒng)。一級稀釋系統(tǒng)采用壓縮空氣稀釋氣體，采氣管設定恒溫150 ℃；二級稀釋為旋轉碟盤式稀釋器。經(jīng)過2 級稀釋的樣氣被送入靜電計中，對發(fā)動機尾氣顆粒物進行連續(xù)的在線測量。其測量的粒徑范圍為5～1 000 nm，響應時間為0.2 s。

表1 試驗發(fā)動機參數(shù)

圖1 進氣道-缸內雙噴射試驗臺架系統(tǒng)示意圖

1.2 試驗工況

表2 列出了實驗工況的各個參數(shù)。通過測功機調整轉矩使每個實驗中的發(fā)動機轉速和平均有效壓力（BMEP）維持恒定，選取發(fā)動機典型的2 000 r/min、BMEP 為0.4 MPa 的工況。燃燒模式分為直噴模式（DI）和雙噴射模式（DUAL），DI 指的是原機的純直噴，DUAL 指的是50%的缸內直噴（50%DI）和50%的進氣道噴射（50%PFI）組成的雙噴模式。過量空氣系數(shù)（λ）通過ECU 控制，從1.1 掃點至1.4 之間，最終選取了λ 為1.27 和1.33 的2 組實驗結果進行分析。本組實驗采用控制變量法，研究因素為點火正時（Spark Timing），考慮到原型機系統(tǒng)的穩(wěn)定性和燃燒爆震的限制，點火正時從原機點火正時（30°bTDC）掃點至上止點前46 度（46°bTDC）。

實驗中，燃油使用92 號汽油，發(fā)動機循環(huán)水溫保持在90±2 ℃；進氣溫度為室溫，經(jīng)過中冷器后穩(wěn)定在25 ℃。為了保證實驗結果的可靠性，分前中后3次測試了原機基準數(shù)據(jù)；之后切換到雙噴射模式，再調整λ 到設定值，穩(wěn)定后在調整點火正時進行實驗。對于點火正時每一次的改變，先讓發(fā)動機穩(wěn)定運行3 min，而后采集試驗數(shù)據(jù)；燃燒分析儀采集連續(xù)的200 個循環(huán)、油耗分析儀連續(xù)記錄1min、DMS500 采樣記錄1 min，最終各項記錄的平均值作為各項測量結果進行分析。

表2 試驗工況參數(shù)

2 結果與討論

2.1 點火正時對雙噴射汽油機燃燒特性的影響

圖2 為雙噴射稀燃工況下，不同的點火正時（Spark Timing，ST）的缸壓曲線和放熱率曲線圖。缸壓曲線隨著ST 的提前緩慢上移，缸壓峰值逐漸增高。ST30°bTDC 的Pmax為2.33 MPa，對應的曲軸轉角APmax為20.7°aTDC，而ST46°bTDC 的Pmax為2.93 MPa，對應的曲軸轉角APmax為14.8°aTDC。放熱率曲線隨著點火正時的提前整體往左上偏移，其峰值也逐漸增高。

圖2 不同點火正時的缸壓曲線和放熱率曲線

圖3 不同點火正時的燃燒相位

圖3 為燃燒相位隨點火正時的變化情況，圖中的CA10、CA50、CA90 分別指示燃燒放熱量達到循環(huán)總放熱量的10%、50%、90%時對應的發(fā)動機曲軸轉角；同時整個柱體的高度形象地表達了CA90-CA10 的差值，定義為燃燒持續(xù)期（Combustion Dura tion）。從圖3 中可以看出，隨著ST 的提前，各個燃燒相位跟著提前，如ST30°bTDC 的CA50 為18.0°aTDC，而ST46°bTDC 的CA50 提前至8.8°aTDC。上述現(xiàn)象的原因是由于提前點火，在缸內提前形成火核，點燃了部分燃料，故放熱率、燃燒相位隨之相應地提前；在上止點前燃燒得越早，累積放熱量越多，則壓縮上止點附近的缸內混合氣的壓力越高。

圖4 為發(fā)動機燃燒持續(xù)期和滯燃期隨點火正時的變化情況，虛線為對實驗數(shù)據(jù)的線性擬合。這里的滯燃期（Ignition Delay）定義為CA10 與ST 的差值。滯燃期隨著ST 的提前而增加，燃燒持續(xù)期隨著ST的提前而減小，兩者與ST 的關系都可以近似為線性，不過滯燃期的增幅較大而燃燒持續(xù)期的減幅較小。例如ST30°bTDC 的燃燒持續(xù)期為36.2°CA，而滯燃期為31.9°CA；ST46°bTDC 的燃燒持續(xù)期為31.5°CA，而滯燃期為40.7°CA。過早點火的滯燃期之所以變長是因為此時缸內的混合氣的壓力和溫度較低，火核形成到燃燒至CA10 的時間變長；而燃燒持續(xù)期變短是因為整個燃燒在上止點附近燃燒，等容度高，燃燒較快。圖3 中ST30°bTDC 的CA10 在上止點之后1.9°CA，而ST40°bTDC 的CA10 在上止點之前5.3°CA，與此對應。

圖4 燃燒持續(xù)期和滯燃期隨點火正時的變化

圖5 給出了渦輪前的排氣溫度隨點火正時變化的情況，虛線為實驗數(shù)據(jù)點的線性擬合直線。可以看出，渦輪前的排氣溫度隨著ST 的提前單調遞減。對應圖3 可以發(fā)現(xiàn)，ST30°bTDC 的燃燒主要在上止點后的膨脹做功階段，導致后燃和排氣高溫；而隨著點火正時的提前，缸內的燃燒和放熱隨之提前，排氣溫度降低。伯明翰大學的Tan Cheng 等在瞬態(tài)工況中也發(fā)現(xiàn)了排氣溫度隨著點火的提前而降低[15]。

燃燒循環(huán)波動系數(shù)（coefficient of variation，COV）是限制發(fā)動機操作的主要表征指數(shù)之一，IMEPCA50 的分布是表征燃燒穩(wěn)定性的指數(shù)之一。圖6 給出了稀燃程度λ=1.27 和λ=1.33 工況的燃燒波動系數(shù)COVIMEP隨點火正時的變化情況，圖7 給出了不同的點火正時對IMEP-CA50 分布的影響。

圖5 不同點火正時的渦輪前的排氣溫度

圖6 燃燒波動系數(shù)COVIMEP 隨點火正時的變化曲線

在這里燃燒循環(huán)變動系數(shù)COVIMEP定義為：

式中：IMEPi為每循環(huán)的平均指示壓力（Indicated Mean Effective Pressure，IMEP）為200 個循環(huán)的IMEP 的平均值。

圖6 顯示兩組實驗的COVIMEP隨著ST 的提前都呈現(xiàn)下降的規(guī)律，表明提前點火，有助于提升稀薄燃燒的穩(wěn)定性。從圖7 可以看出，隨著ST 的提前，IMEP-CA50 分布變得集中，整體左移，平均的CA50提前，與圖3 相對應。北京科大的Shi Lei 等發(fā)現(xiàn)ST太過提前或者是太晚都會擴大COVIMEP惡化的穩(wěn)定性[14]。這主要是由于在采用滯后的點火時，滯燃期過長導致發(fā)生后燃的可能性較大，會惡化燃燒，如圖7中圈出的Abnormal 的點；而采用過早的點火時，缸內沖量溫度不夠高，且此時活塞的上行速度較高、缸內流動較強烈，形成的火核無法克服氣流擾動而湮滅，有可能形成失火進而惡化燃燒穩(wěn)定性。稀燃的燃燒速度較當量比燃燒要慢，故采用合理的提前點火正時，可以顯著提高稀薄燃燒的穩(wěn)定性。

圖7 點火正時對IMEP-CA50 分布的影響

圖8 對比了不同程度的稀燃工況下ST30°bTDC和ST46°bTDC 的燃燒缸壓與放熱率情況?？梢园l(fā)現(xiàn)，同樣的稀薄程度中，點火提前對燃燒的影響是顯著的，缸壓明顯增加，放熱率明顯提前。而同樣點火正時，稀燃程度對燃燒的影響稍微弱化一些，λ=1.27 的缸壓比λ=1.33 稍微高一點，放熱相位稍微提前。

圖8 不同工況的缸壓曲線與放熱率曲線對比

2.2 點火正時對雙噴射汽油機油耗的影響

圖9 和圖10 分別顯示2 組實驗的有效燃油消耗率（BSFC）和有效熱效率（BTE）隨點火正時變化的結果。

圖9 有效燃油消耗隨點火正時的變化曲線

圖10 點火正時對有效熱效率的影響

這里的BSFC 來自湘儀FC2212L 型油耗儀的測量值，該系統(tǒng)測量的不確定度不超過0.12%。BTE 定義為實際循環(huán)的有效功與消耗的燃料能量之比，計算公式如下：

式中：Pe為發(fā)動機的有效功率（kW），m′fuel表示燃油的質量流量，由油耗儀測出，HLHV·fuel表示燃油的低位熱值。

Heywood 指出最佳的點火角一般取最大轉矩點火角（Maximum Break Torque，MBT），它滿足2 個條件，一方面是缸壓峰值出現(xiàn)在上止點后16 度左右，另一方面是燃燒相位CA50 出現(xiàn)在上止點后8 度左右[12]。從圖9 和圖10 可以發(fā)現(xiàn)，λ=1.27 相比較λ=1.33 油耗較低、熱效率稍高，這是由于λ=1.27 的燃燒情況總體較好，更逼近Heywood 提出的2 個條件，與圖8 結果一致。而同一稀燃工況下的BSFC 和BTE 分別呈現(xiàn)單調遞減和單調遞增的規(guī)律，說明在沒有達到MBT 點火角之前，點火正時提前可以有效改善燃燒，降低油耗提升熱效率。2 000 rpm BMEP=0.4 MPa 的工況下，原機直噴模式的BSFC 為268.7 g/（kW·h），λ=1.27 點火角46°bTDC 出現(xiàn)了最低油耗245.1 g/（kW·h），降幅達到8.8%，對應的有效熱效率從原機的30.3%提升至33.2%。主要原因一是稀燃需要的過量空氣需要更大的節(jié)氣門開度，降低了泵氣損失；一方面部分燃油在進氣道噴射（50%PFI）獲得了更多的混合時間，使得混合氣更加均質；另一方面過量空氣保證足夠的氧氣促進了燃料的充分燃燒，同時混合氣質量變多使得缸內平均溫度降低，帶來的熱傳遞損失減??；這些因素提升了有效熱效率，降低了油耗[4]。

2.3 點火正時對雙噴射汽油機顆粒物排放影響

發(fā)動機排放的顆粒物一般是指尾氣中除了自由水之外的所有的固態(tài)（碳、灰燼）、液態(tài)物質，其組成成分繁多，形成機理復雜。按照化學動力學當量直徑（diameter of particle，Dp）的大小可以把顆粒物劃分為核膜態(tài)（nucleation particulates，Dp＜30nm）和積聚態(tài)（accumulation particulates，30nm ＜Dp＜1 000nm）。缸內未完全燃燒產(chǎn)生的HC 被認為是核模態(tài)顆粒物生成的主要來源，而積聚態(tài)顆粒物主要由碳煙顆粒團聚、吸附有機物而形成[16]。

圖11 給出了不同點火正時下的顆粒物粒徑分布情況。在稀燃情況下，顆粒物粒徑分布曲線整體隨著ST 的提前而降低；顆粒物粒徑分布呈現(xiàn)雙峰狀態(tài)，一個峰值在20 nm 附近，對應核膜態(tài)，一個峰值在80～100 nm 之間，對應積聚態(tài)。觀察a b 兩圖，可以進一步發(fā)現(xiàn)，隨著ST 的提前，核膜態(tài)的峰值顯著降低，而積聚態(tài)的峰值降低緩慢。

圖11 不同點火正時下的顆粒物粒徑分布

圖12 展示了一后一前點火正時、不同稀燃程度下的顆粒物粒徑分布情況。相同ST 時，λ=1.27 的顆粒物比λ=1.33 的少；而當從30°bTDC 提前至46°bTDC 點火，λ=1.27 的顆粒物的主峰從核膜態(tài)變?yōu)榱朔e聚態(tài)，λ=1.33 也有這種趨勢，但是核膜態(tài)的峰值仍然略高于積聚態(tài)。

發(fā)生上述情況的原因有2 方面，一是更加稀薄的混合氣容易產(chǎn)生更多的未氧化的HC，促進了核膜態(tài)顆粒物的增多；二是提前點火，燃燒與放熱提前，燃燒溫度較滯后點火要高出許多，有助于氧化未燃混合氣，促進了碳煙的產(chǎn)生進而生成更多的積聚態(tài)顆粒物。

圖12 不同稀燃程度下的顆粒物粒徑分布

圖13 不同燃燒模式的顆粒物粒徑分布

圖13 給出了不同燃燒模式下排放的顆粒物粒徑分布情況。圖中的燃燒模式分別為原機直噴當量比燃燒、雙噴射當量比燃燒、雙噴射稀燃滯后點火、雙噴射稀燃提前點火?？梢钥闯?，雙噴射的顆粒物遠少于直噴顆粒物；稀燃的顆粒物要遠少于當量比燃燒的顆粒物；對于有著正常燃燒相位的原機直噴、雙噴射當量比和雙噴射稀燃提前點火，他們的粒徑分布的主峰為積聚態(tài)，峰值對應的粒徑從超過100 nm減小為80～100 nm 之間再減小為70～80 nm 范圍內。

圖14 給出了不同燃燒模式下排放的顆粒物數(shù)量（PN）和顆粒物組分分布的情況。原機直噴的PN最高，積聚態(tài)顆粒物占比超過70%；ST=46°bTDC 的雙噴射稀薄燃燒的PN 較原機減少了84%，顆粒物PN 排放的優(yōu)化效果明顯。

圖14 不同燃燒模式的顆粒物數(shù)量與組分分布

圖15 進一步給出了顆粒物質量（PM）與幾何平均直徑（Geometric Mean Diameter，GMD）的情況。4 種燃燒模式對應的GMD 分別為51 nm、39 nm、32 nm和38 nm。ST46°bTDC 的雙噴射稀薄燃燒的PM 最低，相較于原機減少了93%。

圖15 不同燃燒模式的顆粒物質量與幾何平均直徑分布

上述顆粒物優(yōu)化情況可以總結為：雙噴射顆粒物少于直噴顆粒物的原因主要是由于一部分燃油在進氣道就開始混合，容易形成均質的混合氣，而減少部分的缸內噴射可以有效避免濕壁現(xiàn)象、缸內濃燃區(qū)的形成[17]；由于適當?shù)倪^量空氣保證了充足的氧氣，缸內未燃的碳氫和碳煙顆粒更容易被氧化是稀燃降低顆粒物的主要原因；最后，提前點火優(yōu)化了稀燃的缸內燃燒，缸內燃燒溫度較滯后點火的溫度高，進一步減少了顆粒物生成。

3 結論

1）點火正時直接影響雙噴射稀燃的燃燒特性。隨著ST 的提前，燃燒相位提前，缸壓與放熱率峰值上升，燃燒波動減小，缸內燃燒得到優(yōu)化；CA50 從18°aTDC 提前至8.8°aTDC，接近MBT 最佳點火角點。

2）在發(fā)動機2 000 rpm BMEP=0.4 MPa 的工況，λ=1.27 的稀燃程度下，通過點火正時的提前，實現(xiàn)了8.8%的燃油經(jīng)濟性的提升，使原機的有效熱效率從30.3%提升至33.2%。

3）相對于原機，雙噴射稀燃發(fā)動機的顆粒物排放的PN 和PM 隨著ST 的提前而降低，有效降低了88%的PN 和94 的PM%；同時顆粒物的組分中，核膜態(tài)峰值隨著ST 的提前降低明顯，積聚態(tài)峰值降低相對緩慢。