吳錫江，王志宇，尹琪

(上海汽車集團(tuán)股份有限公司技術(shù)中心，上海 201804)

45%～50%的超高熱效率發(fā)動機(jī)是當(dāng)前時代背景下汽車動力技術(shù)發(fā)展的趨勢。在工程應(yīng)用中，超稀薄燃燒(ultra lean burn， ULB)結(jié)合稀燃條件下的后處理技術(shù)，是汽油機(jī)追求超高熱效率、降低排放的主要技術(shù)路徑之一。當(dāng)過量空氣系數(shù)(φa)大于1，即進(jìn)入發(fā)動機(jī)缸內(nèi)的空氣多于完全燃燒所需的理論值時，發(fā)動機(jī)處于稀燃狀態(tài)，且φa越大，理論的循環(huán)熱效率越高。同時稀燃狀態(tài)下燃燒更充分、燃燒溫度也更低，直接排放的碳?xì)浠衔?HC)和氮氧化合物(NOx)也更低。然而另一方面，稀燃狀態(tài)下缸內(nèi)混合氣密度增大、燃油濃度降低，使得火花塞擊穿和點(diǎn)燃油氣混合氣都變得困難，火焰?zhèn)鞑ミ^程也變得遲緩，需要引入高能點(diǎn)火系統(tǒng)(High-Energy Ignition System，HEIS)釋放更高的點(diǎn)火能量以保證著火率，并使燃燒更快、更穩(wěn)定。

汽油機(jī)高能點(diǎn)火的實(shí)現(xiàn)方式常見的有電感放電式和電容放電式兩種[1]，當(dāng)前稀燃發(fā)動機(jī)尚在研究論證階段，因此各種形式的HEIS應(yīng)用也不多。其中同傳統(tǒng)點(diǎn)火系統(tǒng)原理一樣的電感放電式HEIS是主流，并且已有應(yīng)用，如奔馳M270發(fā)動機(jī)搭載的多次點(diǎn)火式HEIS，能在1 ms內(nèi)釋放約150 mJ點(diǎn)火能量；而電感放電式HEIS則多是高校在研究，如天津大學(xué)、同濟(jì)大學(xué)、加拿大溫莎大學(xué)等[2-4]。文獻(xiàn)[5]整理了大量國際上最新的關(guān)于HEIS的設(shè)計、仿真以及在汽油機(jī)上的試驗(yàn)結(jié)果，包括了各種不同形式如等離子體射流點(diǎn)火、微波點(diǎn)火、電暈點(diǎn)火、預(yù)燃室式射流點(diǎn)火等。從這些研究成果來看，無論何種形式的HEIS，均能有效提升稀燃狀態(tài)下的燃燒速度和穩(wěn)定性，從而實(shí)現(xiàn)稀燃汽油機(jī)降低油耗和NOx排放的目標(biāo)。文獻(xiàn)[6]研究認(rèn)為，點(diǎn)火過程是導(dǎo)致燃燒循環(huán)間波動的主要原因之一，因?yàn)辄c(diǎn)火過程決定了初始火核的大小、形狀和位置，隨后提出了在氣流作用下火花塞電極間的等離子體電流通道(以下簡稱電流通道)-初始火核形成和發(fā)展的一種粒子化模型，并通過仿真計算以及在25%EGR率的稀燃渦流燃燒室的光學(xué)測試得到了驗(yàn)證，有助于深入理解稀燃發(fā)動機(jī)循環(huán)變動的根本原因并探索合適解決方案——引入HEIS。

在眾多類型的HEIS中，持續(xù)放電式HEIS是當(dāng)前最經(jīng)濟(jì)、最簡單易行的一種。文獻(xiàn)[7-9]介紹了一種雙線圈偏置(Dual Coil Offset, DCO)點(diǎn)火系統(tǒng)，其利用兩個交錯放電的點(diǎn)火線圈以擴(kuò)大放電間隔，從而實(shí)現(xiàn)連續(xù)多次放電的高能點(diǎn)火模式。在1臺單缸機(jī)上以高EGR率實(shí)現(xiàn)稀釋燃燒并進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果顯示這種長時間多次點(diǎn)火形成的HEIS系統(tǒng)無需過高的充電電壓即能使整個點(diǎn)火過程的放電電流接近恒定，應(yīng)用于稀燃系統(tǒng)中能提升著火概率和火焰發(fā)展速度，使燃燒變得更穩(wěn)定，從而拓展稀燃極限，并最終在油耗和排放方面得到收益。此外，這種DCO點(diǎn)火系統(tǒng)還能根據(jù)工況調(diào)節(jié)點(diǎn)火次數(shù)和放電時間，從而節(jié)省能量消耗。文獻(xiàn)[10]將5組共10個可單獨(dú)控制的點(diǎn)火線圈作用在同一個火花塞上，將放電電壓提升了數(shù)倍的同時又可通過點(diǎn)火信號的偏移實(shí)現(xiàn)類似DCO系統(tǒng)的功能，使點(diǎn)火時間得到了延長，并結(jié)合高壓縮比和高湍流實(shí)現(xiàn)了φa=1.8～2.0的超稀薄燃燒。

點(diǎn)火能量的提高通常通過提高點(diǎn)火線圈次級放電功率和延長放電時間兩種方式得以實(shí)現(xiàn)，其中提高次級放電功率能縮短放電遲滯，更高效、快速地釋放能量，并形成穩(wěn)定的放電通道，著火成功率更高[4,14-16]，但高放電功率往往伴隨著火花塞電極的加速磨損；而延長點(diǎn)火時間是當(dāng)前最容易實(shí)現(xiàn)的方式，且對發(fā)動機(jī)改動要求最小[8]。高能點(diǎn)火的能量并不是越高越好，需要在自身對電能的消耗和從稀燃極限、穩(wěn)定性提升獲得的油耗收益之間尋找平衡[9,16]。通常稀燃發(fā)動機(jī)燃燒溫度較低，不易發(fā)生爆震，故常采用較高的壓縮比以提升熱效率，對于HEIS而言，壓縮比提高意味著點(diǎn)火前后缸內(nèi)環(huán)境壓力升高、混合氣密度增大，這反而是阻礙點(diǎn)火穩(wěn)定的關(guān)鍵因素之一[11-12]。同時大量研究表明，加強(qiáng)缸內(nèi)氣流運(yùn)動能有效拉伸點(diǎn)火時火花塞電極間的電流通道尺寸和形狀，促進(jìn)初始火核的形成和發(fā)展，從而提高稀薄燃燒的穩(wěn)定性[9-14]。為減少火花塞側(cè)電極對缸內(nèi)氣流的阻擋作用，側(cè)電極不宜朝向進(jìn)氣門方向布置[17-18]；而適當(dāng)增大的電極間隙雖能形成更大的初始火核，有利于燃燒[19]，但同時也會加大電極腐蝕[20]。此外，工況點(diǎn)也是影響HEIS效用的一個重要因素，有研究表明，高轉(zhuǎn)速和高稀燃比條件下HEIS自身消耗的能量較多[9,16]，而低負(fù)荷區(qū)域和高轉(zhuǎn)速區(qū)域通常高能點(diǎn)火的作用更為明顯[7-8,21]。

光學(xué)測試技術(shù)是觀察點(diǎn)火放電、火核形成、火焰?zhèn)鞑ズ腿紵^程最直接有效的手段。文獻(xiàn)[15,18,22-23]均在光學(xué)單缸機(jī)上利用高速攝影圖像研究了HEIS的放電和初始火核形成過程。本研究采用兩種不同形式的持續(xù)放電式HEIS，在一臺全新設(shè)計的稀燃光學(xué)單缸機(jī)上，系統(tǒng)地研究了HEIS的各種潛在的影響因素，為HEIS在稀燃汽油機(jī)上的應(yīng)用提供參考和設(shè)計方向。

1 試驗(yàn)裝置及方法

1.1 光學(xué)單缸機(jī)及稀燃系統(tǒng)

本試驗(yàn)在1臺設(shè)計了全新稀薄燃燒系統(tǒng)的光學(xué)單缸機(jī)上進(jìn)行，其透明燃燒室如圖1所示。該機(jī)擁有全行程石英玻璃缸套，使得活塞在全行程范圍內(nèi)可見；透明缸套頂部設(shè)計了弧形凸起，專用于觀察缸蓋底部燃燒室內(nèi)的火花塞及其點(diǎn)火放電過程。

圖1 稀燃光學(xué)單缸機(jī)透明燃燒室

燃燒系統(tǒng)采用了缸內(nèi)燃油直噴、中心點(diǎn)火的布置方式，噴油器噴霧特性經(jīng)優(yōu)化匹配，噴油壓力達(dá)到35 MPa。此外還采用了小氣門直徑和高滾流比氣道設(shè)計，配合優(yōu)化的活塞頂形狀，提高壓縮比的同時強(qiáng)化了缸內(nèi)的湍動能，整個稀燃系統(tǒng)具備良好的混合均勻性。其中，活塞設(shè)計了兩種不同的方案，可實(shí)現(xiàn)不同的壓縮比用以對比不同背壓環(huán)境對HEIS的影響。搭載了稀燃系統(tǒng)的光學(xué)單缸機(jī)主要參數(shù)如表1所示。

表1 稀燃光學(xué)單缸機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

1.2 高能點(diǎn)火系統(tǒng)

1.2.1持續(xù)放電式HEIS

本試驗(yàn)采用兩套持續(xù)放電式HEIS。第一套為聯(lián)合汽車電子有限公司開發(fā)的單次持續(xù)放電HEIS，稱之為RUYI C-HEIS(以下簡稱RUYI C)。RUYI C由兩個點(diǎn)火線圈組成，其原理如圖2a所示，其中常規(guī)的點(diǎn)火線圈擊穿混合氣后，第二線圈用以維持其放電電壓，達(dá)到持續(xù)放電的目的，最長放電時間可達(dá)4 ms。第二套為由金剛石株式會社開發(fā)的連續(xù)點(diǎn)火放電HEIS，稱之為DCO-HEIS(以下簡稱DCO)。DCO只有一個點(diǎn)火模塊，但其內(nèi)部集成了兩個可獨(dú)立控制的線圈，兩個線圈交替放電，并且兩個線圈的點(diǎn)火次數(shù)和相位差可調(diào)，實(shí)現(xiàn)了點(diǎn)火時間多級可調(diào)的目的，其原理如圖2b所示。

圖2 持續(xù)放電式HEIS原理示意

本試驗(yàn)HEIS樣件的點(diǎn)火能量數(shù)值為在25 ℃室溫、相對濕度45%～75%、標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下的靜態(tài)條件下測得，且用火花塞代替了標(biāo)準(zhǔn)測量方法[24]中的模擬負(fù)載。用高壓探頭Tektronix P6015A直接測量作用在火花塞上的次級電壓，用電流鉗 Cybertek CP312測量次級電流，經(jīng)電流放大器 Cybertek CPA300放大后由示波器Tektronix TPS2024采集輸出，在整個放電時間內(nèi)按下式積分，即可得到靜態(tài)點(diǎn)火能量：

式中：E為靜態(tài)點(diǎn)火能量；U為點(diǎn)火線圈次級電壓；I為點(diǎn)火線圈次級電流；t為時間。

圖3a和圖3b分別示出用上述示波器法測得的RUYI C和DCO次級電壓和次級電流典型波形。其中正值的CH1通道是次級電壓，負(fù)值的CH2通道是次級電流。

圖3 示波器法測得的HEIS次級放電波形

1.2.2火花塞

火花塞是HEIS除線圈外的另一個重要部件，其結(jié)構(gòu)形式、性能及材料都對整個HEIS產(chǎn)生重要影響。本試驗(yàn)采用的火花塞均從湘火炬火花塞有限責(zé)任公司定制。本試驗(yàn)以中心電極間隙0.7～0.8 mm、電極直徑0.6 mm、熱值為8的雙針(pin to pin)極細(xì)電極結(jié)構(gòu)火花塞為標(biāo)準(zhǔn)參照，引入了常規(guī)的單針結(jié)構(gòu)、更高熱值以及在高能點(diǎn)火條件下為增強(qiáng)點(diǎn)火性能和使用壽命而分別設(shè)計的較大電極間隙和較粗電極直徑的雙針火花塞。實(shí)物圖和技術(shù)參數(shù)分別如圖4和表2所示。

圖4 不同類型的火花塞樣件實(shí)物

表2 火花塞樣件參數(shù)

此外，為研究火花塞電極方向?qū)ο∪枷到y(tǒng)的影響，本試驗(yàn)還定制了一批單針結(jié)構(gòu)的定向火花塞?；鸹ㄈ麄?cè)電極或者電極間隙的安裝角度，即火花塞電極方向依靠火花塞安裝螺紋的起始加工角度不同來實(shí)現(xiàn)。本試驗(yàn)定義火花塞電極間隙朝向排氣門方向?yàn)?°方向，逆時針方向旋轉(zhuǎn)至電極間隙朝向發(fā)動機(jī)前端為90°方向(見圖5)。按此定義，共有0°，45°，90°，…315°共8個方向的火花塞參與對照試驗(yàn)。

圖5 火花塞電極方向示意

1.3 測試工況和方法

本試驗(yàn)在光學(xué)單缸機(jī)專用臺架上進(jìn)行。試驗(yàn)以研究法辛烷值為95的汽油作為燃油，以增加空氣進(jìn)氣量的方式實(shí)現(xiàn)稀薄燃燒。燃油和進(jìn)氣量分別由外部高壓燃油泵和增壓設(shè)備控制和調(diào)節(jié)，過量空氣系數(shù)由安裝在排氣歧管上的高精度寬域氧傳感器和空燃比分析儀實(shí)時采集反饋。點(diǎn)火過程由高速相機(jī)拍攝記錄，燃燒參數(shù)由缸壓傳感器和電荷放大器采集、放大，經(jīng)燃燒分析儀實(shí)時分析處理。上述主要測試設(shè)備如表3所示。

表3 主要測試設(shè)備

試驗(yàn)工況點(diǎn)為理論上HEIS具有較高效率的2 000 r·min-1/0.27 MPa和2 000 r·min-1/0.57 MPa兩個小負(fù)荷點(diǎn)(本試驗(yàn)所有負(fù)荷點(diǎn)均為指示平均有效壓力IMEP)，各個工況點(diǎn)具體的運(yùn)行參數(shù)如配氣相位、進(jìn)氣壓力、噴油壓力、噴油脈寬等根據(jù)壓縮比、空燃比的不同而調(diào)整，但同一組對照試驗(yàn)僅有一個變量，其他運(yùn)行參數(shù)完全相同。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 點(diǎn)火能量對稀燃的影響

同一種持續(xù)放電式HEIS釋放的點(diǎn)火總能量隨著放電過程的持續(xù)而不斷增大。選取DCO點(diǎn)火系統(tǒng)，設(shè)置不同的點(diǎn)火次數(shù)，即對應(yīng)不同的放電時間和不同的點(diǎn)火能量。對于電感式點(diǎn)火系統(tǒng)，其放電過程主要集中于擊穿、電弧放電和輝光放電三個階段。其中輝光放電階段放電電流已接近于零，電弧熄滅，約70%的能量以熱傳導(dǎo)的形式通過電極耗散[25-26]。在電弧放電與輝光放電之間的過渡階段，次級電壓有一個從下降轉(zhuǎn)為上升的過程，本試驗(yàn)的靜態(tài)點(diǎn)火能量從擊穿開始累計到過渡階段次級電壓變化率為零的時刻結(jié)束，不計輝光放電階段釋放的能量。表4示出常規(guī)點(diǎn)火系統(tǒng)和DCO系統(tǒng)不同放電次數(shù)下實(shí)測的靜態(tài)點(diǎn)火過程參數(shù)。其中，DCO_n即內(nèi)部兩個線圈各放電n次。顯然，DCO系統(tǒng)的點(diǎn)火能量隨放電時間的增大而增大，但并非線性增長。

表4 DCO不同放電次數(shù)下的點(diǎn)火能量

進(jìn)一步選取靜態(tài)點(diǎn)火能量為40 mJ的常規(guī)線圈和靜態(tài)點(diǎn)火能量間隔接近的180 mJ、255 mJ、310 mJ、390 mJ 的4種DCO點(diǎn)火能量作為對比，在壓縮比ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的穩(wěn)定稀燃工況點(diǎn)進(jìn)行點(diǎn)火能量對稀薄燃燒的影響試驗(yàn)。測得的指示平均有效壓力的循環(huán)變動量(CoV_IMEP)和燃燒質(zhì)量分量從5%到90%的持續(xù)期(5%～90% MFB)隨點(diǎn)火能量的變化關(guān)系分別如圖6a和圖6b所示。可以看出，得益于放電過程形成更穩(wěn)定、更大尺寸的電流通道，從而有更快的初始火核成長速度，HEIS應(yīng)用于稀薄燃燒后循環(huán)變動明顯減小，燃燒持續(xù)期也明顯縮短，其中CoV_IMEP較40 mJ常規(guī)點(diǎn)火能量最多減小了14.0%，5%～90%MFB燃燒持續(xù)期則最多縮短了17.7%。另一方面，CoV_IMEP在點(diǎn)火能量達(dá)到180 mJ后的收益不再明顯，達(dá)到255 mJ后則基本不再變化；而5%～90% MFB持續(xù)期同樣在點(diǎn)火能量達(dá)到255 mJ后不再明顯縮短。此外，以CoV_IMEP=3%作為稀燃穩(wěn)定的界限，分別優(yōu)化各點(diǎn)火能量下的運(yùn)行參數(shù)，所得最大過量空氣系數(shù)即稀燃極限φamax隨點(diǎn)火能量的關(guān)系如圖6c所示。與CoV_IMEP隨點(diǎn)火能量的變化趨勢一致，HEIS能有效拓展稀燃極限，但同樣在點(diǎn)火能量超過255 mJ后幾乎再無效果。

圖6 點(diǎn)火能量對燃燒過程的影響

2.2 放電功率和放電形式對稀燃的影響

除放電時長直接影響點(diǎn)火總能量外，放電功率也是決定持續(xù)放電式HEIS點(diǎn)火能量的關(guān)鍵因素。提升放電功率，對點(diǎn)火線圈的散熱以及火花塞電極的磨損都是不小的考驗(yàn)，本試驗(yàn)在允許的運(yùn)行參數(shù)范圍內(nèi)適當(dāng)調(diào)節(jié)RUYI C的放電功率，不對HEIS樣件在大放電功率下進(jìn)行可靠性驗(yàn)證。值得一提的是，對于電感式點(diǎn)火系統(tǒng)，在火花塞電弧放電階段其次級電壓較低且壓降變化不大，放電功率的不同主要由放電電流的變化引起，因此，對于放電時長相差不大的點(diǎn)火系統(tǒng)，其點(diǎn)火能量的不同可視為由放電電流的差異引起的。

本試驗(yàn)選取的點(diǎn)火類型及其放電過程參數(shù)如表5所示。其中RUYI C_1為RUYI C樣件以35 W的平均放電功率持續(xù)放電約4 ms，共釋放145 mJ能量；RUYI C_2將平均放電功率提升至56 W，釋放的能量提升至255 mJ；以多次短點(diǎn)火形式放電的DCO_3和以單次長點(diǎn)火形式放電的RUYI C_2釋放的點(diǎn)火能量相當(dāng)，但DCO_3的平均放電功率更高，達(dá)到70 W。

表5 不同點(diǎn)火類型的放電參數(shù)

同樣在壓縮比ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的穩(wěn)定稀燃工況點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，仍以CoV_IMEP和5%～90% MFB持續(xù)期作為考察燃燒穩(wěn)定性和燃燒速率的指標(biāo)，試驗(yàn)結(jié)果如圖7a和圖7b所示；以CoV_IMEP達(dá)到3%為燃燒不穩(wěn)定界限的稀燃極限φamax結(jié)果如圖7c所示。

圖7 放電功率、放電形式對燃燒的影響

試驗(yàn)結(jié)果表明，對于RUYI C_145 mJ和RUYI C_255 mJ，兩者放電形式相同、放電時長接近，后者與前者相比，放電功率增大了61%，相應(yīng)的點(diǎn)火能量增加了69%，最終燃燒過程中5%～90%MFB的持續(xù)期縮短了7.5%，IMEP的循環(huán)變動量減小了8.3%，稀燃極限也略有提升，與預(yù)期結(jié)果完全一致。點(diǎn)火能量相同但放電形式不同的RUYI C_255 mJ和DCO_255 mJ相比，后者的放電功率進(jìn)一步增大了25%，結(jié)果5%～90%MFB燃燒持續(xù)期進(jìn)一步縮短了2.5%，IMEP的循環(huán)變動量進(jìn)一步降低了2.1%，這說明在實(shí)際燃燒過程中放電功率越大，HEIS的能量利用率越高。

2.3 燃燒持續(xù)期對HEIS的影響

從點(diǎn)火能量對稀燃的影響分析可知，隨著持續(xù)放電式HEIS點(diǎn)火能量的增大，燃燒速率和穩(wěn)定性的提升效果逐漸減弱，點(diǎn)火能量達(dá)到一定程度后，幾乎再無提升。究其原因，HEIS的點(diǎn)火能量主要通過延長放電時間來實(shí)現(xiàn)，但當(dāng)燃燒結(jié)束后若點(diǎn)火系統(tǒng)還在持續(xù)放電，顯然這部分燃燒持續(xù)期外的放電能量是無效的。延長放電時間能提高點(diǎn)火能量，提高點(diǎn)火能量能加快燃燒速度，即縮短了燃燒持續(xù)期，這反過來不利于長時間點(diǎn)火。因此，針對不同的工況，需要匹配合適的放電時間，選擇適當(dāng)?shù)狞c(diǎn)火能量即可。

圖8示出本試驗(yàn)采用的稀薄燃燒系統(tǒng)其原型多缸機(jī)在當(dāng)量比燃燒下的5%～90% MFB燃燒持續(xù)期脈譜圖(MAP)。顯然，轉(zhuǎn)速越高燃燒持續(xù)期越短，持續(xù)放電式HEIS的點(diǎn)火能量利用率越低。在低速低負(fù)荷區(qū)域燃燒持續(xù)期最長，達(dá)到3～4.5 ms。該區(qū)域燃燒速率低、穩(wěn)定性差，匹配點(diǎn)火時長4 ms左右的持續(xù)放電式HEIS將能發(fā)揮最大的作用。

圖8 燃燒持續(xù)期MAP(φa=1)

圖9示出用示波器法測得的常規(guī)線圈_40 mJ、RUYI C_145 mJ、DCO_255 mJ三種點(diǎn)火系統(tǒng)下放電時間與燃燒持續(xù)期的關(guān)系示意。圖中曲線所圍的面積即為對應(yīng)的靜態(tài)點(diǎn)火能量，其中RUYI C_145 mJ和DCO_255 mJ兩種高能點(diǎn)火的持續(xù)時間分別為4.23 ms和3.24 ms。若要將點(diǎn)火能量利用充分，則需要燃燒持續(xù)期分別大于4.23 ms和3.24 ms。而在壓縮比ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa工況點(diǎn)，φa分別為1.0，1.6和1.8的不同稀燃比情況下，通過燃燒分析儀實(shí)測的5%～90% MFB持續(xù)期分別為1.2 ms，2.4 ms和2.8 ms，均短于高能點(diǎn)火的持續(xù)時間。

圖9 點(diǎn)火時長與實(shí)際燃燒持續(xù)期的關(guān)系

以5%～90% MFB燃燒持續(xù)期內(nèi)釋放的點(diǎn)火能量作為HEIS實(shí)際有效點(diǎn)火能量，則HEIS的實(shí)際能量利用率(有效點(diǎn)火能量與靜態(tài)點(diǎn)火總能量的比值)如表6所示。顯然，在放電時間足夠長的情況下，越稀的工況高能點(diǎn)火的有效能量利用率越高，獲得的燃燒穩(wěn)定性收益也將越大；放電功率相對較高的DCO點(diǎn)火系統(tǒng)比放電功率低的RUYI C點(diǎn)火系統(tǒng)釋放的有效點(diǎn)火能量更多，理論上具有更好的收益。以RUYI C_145 mJ為例，其在2 000 r·min-1/0.57 MPa工況點(diǎn)分別以φa為1.0，1.6和1.8的稀燃比燃燒時，有效點(diǎn)火能量利用率分別只有42%，75%和85%，為節(jié)省HEIS自身消耗的電能，推薦的高能點(diǎn)火時長分別為1.2 ms，2.4 ms和2.8 ms，也即各自燃燒持續(xù)的時間。

表6 點(diǎn)火系統(tǒng)能量利用率

選取常規(guī)線圈_40 mJ和RUYI C_145 mJ兩種點(diǎn)火能量，在φa=1.6的相同稀燃比條件下對比2 000 r·min-1/0.27 MPa和2 000 r·min-1/0.57 MPa兩種不同負(fù)荷(不同燃燒持續(xù)期)下的燃燒穩(wěn)定性，以及在2 000 r·min-1/0.57 MPa同一工況下對比不同稀燃比(不同燃燒持續(xù)期)下的燃燒穩(wěn)定性，結(jié)果如圖10所示。測試結(jié)果表明：在2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的中負(fù)荷穩(wěn)定稀燃工況點(diǎn)，應(yīng)用145 mJ高能點(diǎn)火比40 mJ常規(guī)點(diǎn)火CoV_IMEP降低了5.2%；而在同樣應(yīng)用145 mJ高能點(diǎn)火的情況下燃燒持續(xù)期相對較長的低負(fù)荷工況(2 000 r·min-1/0.27 MPa，φa=1.6)和稀燃極限附近工況(2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.8)同該工況相比，CoV_IMEP又分別降低了8.4%和9.5%，顯然燃燒持續(xù)期越長的工況有效點(diǎn)火能量利用率越高，燃燒更快、更穩(wěn)定。

圖10 不同工況下的燃燒穩(wěn)定性

2.4 缸內(nèi)氣流運(yùn)動對HEIS的影響

均質(zhì)充量稀薄燃燒系統(tǒng)通常采用較高的滾流比來加強(qiáng)缸內(nèi)氣流運(yùn)動。適量的氣流運(yùn)動能擴(kuò)展點(diǎn)火放電時形成的電流通道，有利于初始火核的形成；但過度擴(kuò)展、變形的電流通道接觸到火花塞側(cè)電極甚至安裝螺紋等附近金屬表面概率也隨之增加，或者電流通道在變形的情況下自身在最小距離處形成閉環(huán)而斷開了陰極與陽極之間的連接，最終都導(dǎo)致電弧被吹熄。本試驗(yàn)在ε=11.5，2 000 r·min-1/0.57 MPa工況點(diǎn)下固定配氣相位，以測功機(jī)倒拖發(fā)動機(jī)運(yùn)行，用高速相機(jī)記錄點(diǎn)火過程，記錄間隔為83.3 μs即1°曲軸轉(zhuǎn)角。圖11示出RUYI C_ 255 mJ點(diǎn)火系統(tǒng)在缸內(nèi)氣流作用下其等離子體電流通道的典型發(fā)展過程。在-15°曲軸轉(zhuǎn)角發(fā)生擊穿，之后正常的放電電弧在氣流作用下不斷擴(kuò)大并伴隨著形狀的不規(guī)則改變，整體上被吹向偏向排氣門的方向；在24°～27°曲軸轉(zhuǎn)角之間電弧形成了一個閉環(huán)并最終被吹熄(同文獻(xiàn)[6]中的blow-out吹熄模型一致)，之后未能再次著火，從28°曲軸轉(zhuǎn)角即點(diǎn)火后3.6 ms左右開始徹底熄滅，電弧放電階段提前結(jié)束。

不同氣流條件下點(diǎn)火系統(tǒng)維持的放電時間有著明顯的差別，也即不同時刻的“著火概率”明顯不一樣。通過Matlab程序識別某一時刻的高速攝影圖片火花塞附近是否存在等離子體電流通道，即可判斷該時刻著火是否成功，對連續(xù)不同循環(huán)同一時刻的著火成功率進(jìn)行概率統(tǒng)計，得到的著火概率對點(diǎn)火系統(tǒng)的研究有著重要意義。圖12a和圖12b分別示出點(diǎn)火能量相同、進(jìn)氣歧管壓力不同的情況下，RUYI C和DCO兩種點(diǎn)火系統(tǒng)各自連續(xù)500個循環(huán)的著火概率統(tǒng)計結(jié)果隨時間的變化關(guān)系。

圖11 缸內(nèi)等離子體電流通道發(fā)展過程

圖12 不同進(jìn)氣壓力下的著火概率

統(tǒng)計結(jié)果表明，隨著進(jìn)氣壓力的提高，缸內(nèi)氣流運(yùn)動加強(qiáng)，穿過火花塞電極間隙的混合氣流速變快，兩種點(diǎn)火系統(tǒng)著火概率整體上都降低，但著火概率變化趨勢細(xì)節(jié)上又有所不同，單次長點(diǎn)火形式的RUYI C開始變得不穩(wěn)定的時刻來得比多次短點(diǎn)火形式的DCO早，而著火概率隨時間下降的速度則相對較慢。以φa=1.6對應(yīng)的-16 kPa進(jìn)氣壓力為例，以90%著火概率代表點(diǎn)火不穩(wěn)定開始時刻，則RUYI C持續(xù)穩(wěn)定點(diǎn)火持續(xù)約1.3 ms，比DCO的1.8 ms短；而RUYI C著火概率從90%降低到30%長達(dá)2.2 ms，遠(yuǎn)比DCO的0.8 ms慢。因此，燃燒持續(xù)期較短(小于2 ms)的中高轉(zhuǎn)速工況，理論上選擇多次短點(diǎn)火形式的HEIS實(shí)際能量利用率更高，而燃燒持續(xù)期較長(大于3.5 ms)的低速低負(fù)荷工況和超稀燃工況，選擇單次短點(diǎn)火形式的HEIS實(shí)際能量利用率更高。

圖13示出RUYI C點(diǎn)火系統(tǒng)在φa=1.6的稀燃工況下保持放電時長4 ms不變，次級平均放電功率分別為36 W，49 W和63 W時著火概率隨時間的變化。在曲軸轉(zhuǎn)角為14°的燃燒結(jié)束(90%MFB)時刻，三者的著火概率分別為65%，85%和95%。顯然，放電功率越大，放電過程的電弧越不易被吹熄，著火概率越高，實(shí)際釋放的點(diǎn)火能量也越多，這也是前文關(guān)于提升點(diǎn)火線圈次級放電功率能有效提高稀燃穩(wěn)定性的關(guān)鍵原因之一。

圖13 不同放電功率下的著火概率

2.5 壓縮比對HEIS的影響

點(diǎn)火時刻缸內(nèi)環(huán)境壓力越高，火花塞電極周圍的氣體密度越大，需要更高的點(diǎn)火能量來完成擊穿[4]，并且擊穿階段釋放能量更多更快、后續(xù)形成的電流通道尺寸也更大[12]，有效能量利用率大為提高，高壓縮比下燃燒更為穩(wěn)定。另一方面，又有基于定容燃燒彈的研究顯示，高環(huán)境壓力下的電流通道更容易被氣流吹斷且再著火的概率降低[14]，這對HEIS有效能量利用率的提高起了一定的負(fù)面作用。

本試驗(yàn)設(shè)計了兩種不同壓縮比的活塞，以實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火時刻不同環(huán)境壓力對照組，在2 000 r·min-1/0.57 MPa工況點(diǎn)、不同稀燃比下進(jìn)行燃燒穩(wěn)定性的對比試驗(yàn)，以研究壓縮比提高帶來的實(shí)際影響。試驗(yàn)統(tǒng)一用點(diǎn)火能量為145 mJ的RUYI C樣件，測試結(jié)果如圖14所示。從當(dāng)量比到稀燃極限附近，壓縮比12.5時的缸內(nèi)最高燃燒壓力循環(huán)變動(CoV_Pmax)比壓縮比11.5時普遍要低，以φa=1.8為例，壓縮比12.5時點(diǎn)火前缸內(nèi)環(huán)境背壓為2.43 MPa，比壓縮比11.5時大了約13.4%；點(diǎn)火燃燒后缸內(nèi)最高燃燒壓力的循環(huán)變動為8.92%，比壓縮比11.5時小了32%，稀燃時燃燒穩(wěn)定性的改善效果顯著，這也意味著選擇較高的壓縮比可以獲得更高的稀燃極限。

圖14 不同壓縮比下的燃燒穩(wěn)定性

2.6 火花塞電極形式的影響

火花塞電極材料、結(jié)構(gòu)形式和參數(shù)對點(diǎn)火性能有著重要影響。本試驗(yàn)分別對比單針銥鉑金電極火花塞和雙針雙銥金電極火花塞、不同電極間隙的火花塞、不同電極直徑的火花塞對點(diǎn)火和燃燒性能的影響，火花塞樣件參數(shù)同表2一致。

圖15示出三種不同電極形式火花塞在2 000 r·min-1/0.57 MPa，φa=1.6的稀燃工況下應(yīng)用DCO_310 mJ點(diǎn)火系統(tǒng)測得的著火概率隨時間的變化關(guān)系。測試時火花塞電極統(tǒng)一按圖5定義朝向?yàn)?°方向。統(tǒng)計結(jié)果表明，相同條件下火花塞電極間隙的不同并沒有明顯改變各自的著火概率，而單針結(jié)構(gòu)的火花塞各時刻著火概率則比雙針結(jié)構(gòu)的整體偏低，這是因?yàn)樵跉饬鞔祫酉?，單針結(jié)構(gòu)火花塞電弧放電階段的放電電弧其陰極一端容易在整個J型側(cè)電極上移動，如圖11所示的單針結(jié)構(gòu)放電電弧發(fā)展過程中，大部分時間其陰極端都偏移到了側(cè)電極左端，不在陽極正對的貴金屬材料陰極區(qū)域。這種不確定的移動導(dǎo)致電弧間的最近距離可能遠(yuǎn)小于電極間隙，最終觸碰閉合形成一個小環(huán)并被吹走、消散，而電極間的電流通道則斷開。電弧被吹斷后，大部分情況下都難以再次著火，形成電流通道，繼而繼續(xù)提供點(diǎn)火能量。其中針對針的雙針結(jié)構(gòu)因尖端效應(yīng)再次著火相對容易些，因而其點(diǎn)火放電的過程相對單針結(jié)構(gòu)的火花塞更持久些。

圖15 不同類型火花塞的著火概率

進(jìn)一步測試φa分別為1.0，1.6和1.8的不同稀燃比下各種電極形式火花塞之間的燃燒表現(xiàn)，測得的CoV_IMEP、5%～90%MFB持續(xù)期和稀燃極限如圖16所示。從測試結(jié)果來看，4種雙針結(jié)構(gòu)的火花塞無論燃燒速率還是燃燒穩(wěn)定性都優(yōu)于單針型。同雙針標(biāo)準(zhǔn)型火花塞相比，冷型火花塞對燃燒溫度相對較低的稀薄燃燒性能沒有明顯的改善，因?yàn)橄”∪紵陨淼囊淮筇卣骶褪侨紵郎囟认鄬^低，對火花塞散熱要求不高；大電極直徑的火花塞主要提升在高能點(diǎn)火下的耐久性，也對燃燒性能沒有明顯改善；至于大電極間隙的火花塞，雖然在著火概率上與其他火花塞沒有明顯區(qū)別，但大電極間隙火花塞的擊穿電壓提升得更高，整體能量釋放速率更快，有效點(diǎn)火能量利用率更高，最終在燃燒速率、燃燒穩(wěn)定性和稀燃極限的拓展方面具有較優(yōu)的綜合性能。

圖16 火花塞類型對稀燃的影響

2.7 火花塞電極方向的影響

火花塞J型側(cè)電極朝向不同的位置，對缸內(nèi)氣流運(yùn)動和電弧擴(kuò)展起著不同程度的阻擋作用。本試驗(yàn)用的火花塞為定制的單針型定向火花塞，電極方向按圖5定義。

首先對0°，90°，180°和270°四個主要方向進(jìn)行CFD仿真計算，以便快速篩選出較優(yōu)方向。因氣門對稱布置和火花塞中心布置的關(guān)系，其中90°和270°兩個方向理論上效果一致，只選90°方向計算。工況點(diǎn)為2 000 r·min-1/全負(fù)荷，仿真計算結(jié)果如表7所示。其中90°方向時流經(jīng)火花塞電極間隙間的氣體流速和湍動能相比0°和180°方向均大幅提高，最大增幅分別為11%和9%。與此同時，燃燒速度也有所提升，其中50%MFB燃燒重心最大提前了3°曲軸轉(zhuǎn)角，10%～90%MFB燃燒持續(xù)期最大縮短了2°曲軸轉(zhuǎn)角。顯然，0°和180°兩個方向的火花塞其側(cè)電極明顯對附近的氣流有阻擋作用，特別是側(cè)電極直接面向進(jìn)氣門的0°方向效果最差。

表7 不同電極方向的CFD參數(shù)

優(yōu)選了90°(或者270°)方向區(qū)間后，進(jìn)一步增加45°，135°，225°和315°四個細(xì)分方向，在2 000 r·min-1/0.57 MPa工況點(diǎn)當(dāng)量比燃燒時應(yīng)用DCO_ 310 mJ點(diǎn)火系統(tǒng)，統(tǒng)計其著火概率，結(jié)果如圖17所示。其中，90°方向著火概率處于中間位置，電極間隙背對進(jìn)氣門的45°和315°方向著火概率相對較高。

圖17 不同火花塞電極方向的著火概率

上述條件下點(diǎn)火后0.6 ms時刻100個循環(huán)的放電電弧分布疊加如圖18所示。從圖可以看出，受缸內(nèi)氣流運(yùn)動影響，整體上所有電極方向下放電分布概率幾何中心都向遠(yuǎn)離進(jìn)氣門方向偏離，其中45°和315°方向因側(cè)電極偏向進(jìn)氣門，對氣流有一定的阻擋作用，電弧中心偏離中心電極的程度相對較小。

圖18 不同火花塞電極方向的電弧分布

進(jìn)一步通過燃燒過程的缸壓測量分析得到不同火花塞電極方向下的CoV_IMEP和5%～90%MFB持續(xù)期，如圖19所示。圖中，所有火花塞電極方向下的IMEP循環(huán)變動量均在1%左右，絕對值最大相差不超過0.28%，幾乎無差別；而5%～90%MFB的持續(xù)期也非常接近，最快與最慢之間僅差0.8°曲軸轉(zhuǎn)角。

圖19 不同火花塞電極方向?qū)θ紵挠绊?/p>

通常情況下火花塞電弧中心的位置即是初始火焰核產(chǎn)生的位置，燃燒從該位置開始擴(kuò)散。對于均質(zhì)稀薄燃燒系統(tǒng)來說，圖18所反映的因電極方向不同而引起的電弧中心位置不同，導(dǎo)致初始火核在小范圍內(nèi)位置不盡相同，最終對燃燒的整體影響并不十分明顯。但對分層稀薄燃燒來說，初始火核位置和缸內(nèi)可燃混合氣的分布密切相關(guān)，則需要注意火花塞電極方向的選擇。

3 結(jié)論

a) 提高點(diǎn)火能量能加快燃燒速率、有效提升稀燃汽油機(jī)的燃燒穩(wěn)定性并拓展稀燃極限；

b) 點(diǎn)火能量并非越高越好，當(dāng)點(diǎn)火能量超過一定限值后取得的收益有限，總體上不超過255 mJ點(diǎn)火能量即可；

c) 放電時長和放電功率是決定HEIS點(diǎn)火能量兩個關(guān)鍵的自身因素，需要根據(jù)工況和燃燒持續(xù)期合理匹配放電時長，以節(jié)省自身能量消耗；

d) 不同工況下HEIS的有效點(diǎn)火能量不同，放電功率高的HEIS有效點(diǎn)火能量更高；燃燒持續(xù)期長的低負(fù)荷工況和高稀燃比工況應(yīng)用HEIS帶來的燃燒穩(wěn)定性提升作用明顯；

e) 稀燃比越高進(jìn)氣壓力越大， HEIS點(diǎn)火放電過程的電弧越容易被較強(qiáng)缸內(nèi)氣流吹熄，提高點(diǎn)火線圈放電功率能有效提升強(qiáng)氣流運(yùn)動下的著火成功率；

f) 提高壓縮比整體上有利于提高點(diǎn)火穩(wěn)定性并拓展稀燃極限；

g) 擁有大電極間隙的雙針結(jié)構(gòu)火花塞具有相對較優(yōu)的綜合性能；

h) 火花塞電極朝向45°～90°和270°～315°的方向區(qū)間內(nèi)具有較高的著火成功率，且電弧偏離中心電極程度較小，但對均質(zhì)稀燃燃燒性能的影響并不十分明顯。