李鈺懷，羅亨波，陳 泓，沈 凱，杜家坤，劉 洋

（1. 廣州汽車集團股份有限公司 汽車工程研究院，廣東 廣州 511434；2. 上海理工大學(xué) 機械工程學(xué)院，上海 200093）

節(jié)能減排已成為內(nèi)燃機的研究重點，小排量發(fā)動機配合增壓技術(shù)，有低摩擦、低泵氣損失、高升功率的優(yōu)點，在應(yīng)對新油耗法規(guī)時顯示出明顯的優(yōu)勢，逐漸成為市場的主流［1-2］。為進一步提高小排量渦輪增壓發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性，空氣稀釋（稀薄燃燒）與廢氣稀釋（廢氣再循環(huán)）等稀釋燃燒技術(shù)是提高發(fā)動機熱效率的有效途徑［3-5］。稀釋燃燒技術(shù)在小負(fù)荷時通過引入稀釋氣體提高進氣歧管壓力，降低泵氣損失，在大負(fù)荷時通過稀釋氣體降低缸內(nèi)燃燒溫度，抑制爆震，提前燃燒相位，能有效降低發(fā)動機燃油消耗率，同時有利于降低傳熱損失和提高充量絕熱指數(shù)，從而提高熱效率。另一方面，稀釋燃燒降低的燃燒溫度可以大幅降低 NOx排放［6-7］。

相同稀釋率下，廢氣稀釋中廢氣含有大量比熱容較高的CO2、H2O等三原子分子，相比空氣稀釋能夠更加降低燃燒溫度?？諝庀♂屩蠳2、O2等單元素雙原子氣體占比大，因此提高絕熱指數(shù)的能力更大；另一方面空氣稀釋中氧氣含量高，稀釋極限更高。廢氣稀釋需要加裝從排氣管取氣的廢氣再循環(huán)系統(tǒng)，增加了發(fā)動機成本?？諝庀♂屓紵膹U氣中含有大量氧氣，使得傳統(tǒng)的三元催化轉(zhuǎn)化器無法正常工作，需要配合氮氧化物捕集技術(shù) (lean NOxtrap，LNT)等后處理技術(shù)，同樣提高了發(fā)動機成本［5, 8-9］。

稀釋燃燒增加了缸內(nèi)混合氣熱容，降低了燃燒溫度，使得點火角可以更加提前，改善了燃油經(jīng)濟性；另一方面，廢氣再循環(huán)（exhaust gas recirculation，EGR）和空氣稀釋也使得缸內(nèi)氣體的絕熱指數(shù)發(fā)生變化，從而影響理論熱效率，進而影響燃油經(jīng)濟性。

EGR和稀燃（新鮮空氣稀釋）改善燃油經(jīng)濟性和排放的原理相似，但方法又有差異。本文基于一臺帶低壓EGR系統(tǒng)的1.5 L廣汽小排量渦輪增壓直噴汽油發(fā)動機，通過進行相同稀釋率下的稀燃、EGR試驗和模擬，分析各種稀釋燃燒的區(qū)別。

1 試驗設(shè)備及方法

1.1 試驗設(shè)備

本試驗中EGR系統(tǒng)采用催化器后取氣引入壓氣機前的低壓EGR方案。試驗發(fā)動機的基本參數(shù)如表1所示，試驗發(fā)動機示意圖如圖1所示，其中TWC1、TWC2均為三元催化轉(zhuǎn)化器。

試驗中使用AVL733S瞬態(tài)油耗儀測量發(fā)動機燃油消耗量，缸內(nèi)壓力曲線通過Kisler 6115型傳感器測量，缸內(nèi)壓力采集及燃燒數(shù)據(jù)計算使用AVL indicom燃燒分析儀，發(fā)動機原始排放通過HORIBA MEXA-7100DEGR測量。

1.2 研究方案

試驗選取萬有特性最低油耗點 2 750 r·min-1、平 均 有 效 壓 力（ brake mean effective pressure，BMEP）1 100 kPa 的工況進行燃燒特性和經(jīng)濟性對比研究。

噴油策略為單次噴油，通過調(diào)節(jié)廢氣稀釋閥開度改變廢氣稀釋率。試驗過程中保持各邊界條件不變，固定氣門正時相位及噴油策略，通過點火時刻調(diào)節(jié)燃燒重心CA50到壓縮上止點后8°左右或爆震邊界，平均指數(shù)壓力循環(huán)變動系數(shù)CI不超過3%。

圖1 試驗發(fā)動機示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the test engine

本文中定義滯燃期為火花塞點火到10%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為10%放熱量到90%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒重心的定義為50%放熱時的曲軸轉(zhuǎn)角。廢氣稀釋率的定義為

由于稀燃和EGR都是通過稀釋提高缸內(nèi)充氣密度，為在統(tǒng)一的基礎(chǔ)上比較稀燃和EGR，本文定義進氣稀釋率為稀釋氣體量（廢氣或新鮮空氣）與總進氣量（當(dāng)量燃燒空氣量與稀釋氣體量）的比值。對于稀燃和EGR來講，稀釋率分別為

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 稀燃和 EGR 燃燒特性對比

本文選取萬有特性最低油耗點 2 750 r·min-1、BMEP 1 100 kPa的工況進行稀燃和 EGR 燃燒特性對比研究。

圖2為不同稀釋率下稀燃和EGR的著火延遲期、燃燒重心、燃燒持續(xù)期。稀燃著火延遲期隨著稀釋率上升而上升，主要原因是稀釋造成火核向外界傳熱損失增加，火焰?zhèn)鞑ニ俾氏陆担籈GR中CO2、H2O等惰性分子占比大，降低了火焰?zhèn)鞑ニ俾?，使得EGR滯燃期長于稀燃。稀釋率小于10%時，EGR進氣中惰性氣體占比小，EGR和稀燃著火延遲期相差較?。幌♂屄蚀笥?0%時，EGR進氣中惰性氣體比例增大，EGR著火延遲期明顯比稀燃的長。

EGR對燃燒重心的影響較大。隨著稀釋率的上升，燃燒重心一直提前，而稀燃燃燒重心在稀釋率小于25%時變化較小，稀釋率大于25%后燃燒重心開始提前。試驗用發(fā)動機有較高的幾何壓縮，同時進氣包角為170°CA，導(dǎo)致實際壓縮比較高，爆震趨勢大。EGR中CO2和H2O等惰性氣體比熱容大，降低燃燒溫度的作用明顯，降低爆震能力強。隨著稀釋率上升，缸內(nèi)壓力上升，EGR熱容對爆震的減小效應(yīng)大于缸內(nèi)壓力上升的作用。稀燃中增加的O2、N2氣體比熱容相對較小，且O2濃度的增加有助燃作用。另外隨著稀釋率上升，缸內(nèi)壓力上升，稀釋率小于25%時，缸內(nèi)壓力上升對爆震的增加作用略大于熱容增加對爆震的抑制作用，使得燃燒重心略有上升，而稀釋率大于25%后，熱容增加抑制爆震的作用增強，燃燒重心開始提前。

圖2 不同稀釋率下稀燃和EGR的著火延遲期、燃燒重心、燃燒持續(xù)期Fig. 2 Ignition delay, combustion center and combus-tion duration at different dilution rates

燃燒持續(xù)期隨著稀釋率上升而延長，EGR和稀燃的燃燒持續(xù)期相差較小，雖然EGR中H2O等惰性氣體減緩了火焰?zhèn)鞑ニ俣?，但EGR使得燃燒重心提前，火焰?zhèn)鞑r活塞離上止點較近，減少了火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x，所以EGR和稀燃的燃燒持續(xù)期相差較小。圖3為20%稀釋率時EGR和稀燃的缸內(nèi)壓力、放熱率，EGR的最高爆發(fā)壓力比稀燃大，對應(yīng)位置提前，放熱提前，最大放熱率接近。

圖3 稀釋率20%時稀燃和EGR的缸內(nèi)壓力、放熱率Fig. 3 Effect of EGR and lean combustion on incylinder pressure and heat release rate at the dilution rate of 20%

2.2 稀燃和 EGR 燃油經(jīng)濟性對比

本文選取萬有特性最低油耗點 2 750 r·min-1、BMEP 1 100 kPa 的工況進行稀燃和 EGR 燃油經(jīng)濟性對比研究。

圖4為不同稀釋率下稀燃和EGR的有效燃油消耗率（brake specific fuel consumption，BSFC），在平均指數(shù)壓力循環(huán)變動系數(shù)CI不超過3%的限制下，稀燃的稀釋率小于40%，EGR的稀釋率小于25%。隨著稀釋率上升，EGR和稀燃的有效燃油消耗率均明顯下降，且在稀釋率分別為20%、35.9%時，有效燃油消耗率達(dá)到最小，相比稀釋率為0%時減小4.7%、7.2%。隨著稀釋率上升，EGR的BSFC比稀燃小，且與文獻［1］中給出的隨著稀釋率上升EGR的BSFC比稀燃大這一趨勢相反。這是由于本試驗中幾何壓縮比為12.2，進氣包角為170°CA，導(dǎo)致實際壓縮比大，爆震限制了燃燒重心提前，而相同稀釋率下EGR缸內(nèi)較大的熱容抑制爆震的能力比稀燃強，EGR點火角可以更加提前，燃燒重心提前，燃油經(jīng)濟性更高。

圖4 不同稀釋率下稀燃和EGR的有效燃油消耗率Fig. 4 Brake specific fuel consumption at different dilution rates

圖5 為稀釋率分別為20%、0%時缸內(nèi)平均溫度。稀釋率為20%時EGR和稀燃的最高燃燒溫度基本相等，相比稀釋率為0%時減小360 K左右，降幅較大。燃燒末期90°CA ATDC時，EGR的缸內(nèi)平均溫度比稀燃的減小98 K。圖6為不同稀釋率下稀燃和EGR的渦前溫度。隨著稀釋率上升，EGR和稀燃的渦前溫度下降。EGR的渦前溫度比稀燃低，說明相同稀釋率下EGR的排氣損失小。

圖5 稀釋率為 20%、0% 時缸內(nèi)平均溫度Fig. 5 Average in-cylinder temperature at the dilution rates of 20% and 0%

3 稀燃和 EGR 改善燃油經(jīng)濟性能力差異分析

相同稀釋率下稀燃和EGR改善燃油經(jīng)濟性能力存在差異。汽油發(fā)動機可近似認(rèn)為是等容加熱循環(huán)，其理論熱效率主要受壓縮比與絕熱指數(shù)影響。本文中稀燃和EGR壓縮比相同，但絕熱指數(shù)存在差異。本文建立了發(fā)動機一維計算模型，分析稀燃和EGR改善燃油經(jīng)濟性能力存在差異的主要原因。

圖6 不同稀釋率下稀燃和 EGR 的渦前溫度Fig. 6 Turbocharger front temperature at different dilution rates

圖7 為通過GT-POWER模型計算得到的不同曲軸轉(zhuǎn)角下的絕熱指數(shù)。GT-POWER模型的邊界條件來自試驗，且該模型的缸內(nèi)壓力、進氣壓力、進氣流量等均得到了試驗驗證。絕熱指數(shù)隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增加先減小后上升。這是由于絕熱指數(shù)會隨著壓力和溫度的上升而下降。0～20°CA時，缸內(nèi)溫度上升較快，導(dǎo)致絕熱指數(shù)急劇下降；20°CA后缸內(nèi)溫度下降，絕熱指數(shù)開始上升。相同溫度和壓力下，雙原子氣體的絕熱指數(shù)比三原子氣體的大。稀燃?xì)怏w中O2、N2等雙原子氣體占比大，而EGR中H2O、CO2等三原子氣體占比大，導(dǎo)致燃燒初期絕熱指數(shù)從小到大分別為1.286（EGR）、1.296（稀釋率0%）、1.305（稀燃），EGR的燃燒初期絕熱指數(shù)比稀釋率為0%時下降0.7%，而稀燃的燃燒初期絕熱指數(shù)比稀釋率為0%時上升0.8%。20°CA后，由于EGR較大的熱容使得缸內(nèi)平均溫度降低較多，稀釋率為0%時的平均溫度較大，以至于EGR絕熱指數(shù)超過稀釋率0%時，接近稀燃。

圖7 稀釋率為 20%、0% 時缸內(nèi)絕熱指數(shù)Fig. 7 In-cylinder adiabatic index at the dilution rates of 20% and 0%

圖8 為不同稀釋率下稀燃和EGR（-30°～90°CA）缸內(nèi)平均絕熱指數(shù)。隨著稀釋率上升，稀釋降低燃燒溫度的效應(yīng)變強，使得平均絕熱指數(shù)上升。絕熱指數(shù)的變化直接影響理論熱效率，稀燃絕熱指數(shù)大，理論熱效率更高；但是EGR有更大的熱容，從而降低了燃燒溫度，抗爆震能力強，使得點火角可以更加提前，同時降低了排氣損失，燃油經(jīng)濟性更好。熱容對燃油經(jīng)濟性的影響占主導(dǎo)地位，相同稀釋率下，CI小于3%時，相比稀燃，EGR有更好的燃油經(jīng)濟性。

4 結(jié) 論

本文基于一臺帶低壓EGR系統(tǒng)的1.5 L廣汽小排量渦輪增壓直噴汽油機進行了稀燃和EGR的燃燒特性和經(jīng)濟性對比試驗研究，并搭建了一維發(fā)動機模型進行模擬研究。主要結(jié)論為：

（1）隨著稀釋率上升，稀燃和EGR均導(dǎo)致發(fā)動機滯燃期、燃燒持續(xù)期延長，渦前溫度下降；EGR的燃燒重心提前，稀燃燃燒重心先略微推后，后提前。相比稀燃，EGR的滯燃期長，燃燒重心提前，燃燒持續(xù)期基本相等，渦前溫度低。

（2）隨著稀釋率上升，稀燃和EGR的有效燃油消耗率均明顯下降。相同稀釋率下，CI小于3%時，EGR的有效燃油消耗率比稀燃低。稀燃有更大的稀釋極限，EGR和稀燃在稀釋率分別為20%、35.9%時，有效燃油消耗率達(dá)到最小，相比稀釋率0%時減小4.7%、7.2%。

（3）相同稀釋率下，稀燃的絕熱指數(shù)比EGR的大，理論熱效率更高；但是EGR有更大的熱容，從而降低了燃燒溫度，抗爆震能力強，使得點火角可以更加提前，同時降低了排氣損失，燃油經(jīng)濟性更好。熱容對燃油經(jīng)濟性的影響占主導(dǎo)地位，相同稀釋率下，CI小于3%時，相比稀燃，EGR有更好的燃油經(jīng)濟性。