孫 劍，耿 路，賴海鵬，高定偉，于書海

（長(zhǎng)城汽車股份有限公司，保定071000，中國(guó)）

均質(zhì)充量壓縮著火(homogeneous charge compression ignition，HCCI)是一種低溫高效燃燒方式，具有很高的提升汽油機(jī)熱效率和排放性能的潛力[1], 但是，HCCI燃燒過程難以控制。由于著火時(shí)刻是通過化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)控制的，對(duì)缸內(nèi)熱狀態(tài)十分敏感。在小負(fù)荷下，需要較多廢氣提供熱氛圍，同時(shí)需要保證新鮮工質(zhì)量即負(fù)荷，否則容易發(fā)生燃燒振蕩甚至失火，無法實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒；在中、高負(fù)荷下，由于稀釋工質(zhì)減少，燃燒過程會(huì)非常粗暴，甚至出現(xiàn)嚴(yán)重爆震現(xiàn)象。為避免中、高負(fù)荷完全壓燃狀態(tài)時(shí)工作粗暴不可控，部分地利用HCCI 燃燒方式，進(jìn)行部分可控自燃，成為一種可行的熱效率提升方式。

提供發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)熱氛圍的方式多種多樣，有可變壓縮比、進(jìn)氣加熱、廢氣重壓或重吸、雙燃料等，其中內(nèi)部廢氣重壓縮策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)改動(dòng)較小，最容易在四沖程汽油機(jī)上實(shí)現(xiàn)[2]。重壓縮策略主要通過形成負(fù)氣門重疊角 (negative valve overlap，NVO) 或者采用較低的排氣門升程的方式，在缸內(nèi)預(yù)留部分廢氣，這部分廢氣從排氣門關(guān)閉到進(jìn)氣門開啟經(jīng)歷重壓縮過程，對(duì)進(jìn)氣沖程進(jìn)入缸內(nèi)的新鮮混合氣進(jìn)行加熱，使得混合氣在壓縮上止點(diǎn)附近達(dá)到較高的溫度。同時(shí)，由于殘余廢氣本身能夠有效稀釋混合氣，進(jìn)而控制自燃燃燒的放熱速度，因此，可以起到控制壓升率、降低爆震傾向的作用。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于如何在NVO狀態(tài)下實(shí)現(xiàn)壓燃燃燒，如何實(shí)現(xiàn)輔助壓燃過程，以及如何控制燃燒過程等方面進(jìn)行了大量研究。

王志、馬青俊等[3-4]在一臺(tái)雙缸缸內(nèi)直噴汽油機(jī) (gasoline direct injection，GDI) 上, 采用負(fù)閥重疊 (NVO) 的配氣相位和兩階段燃油噴射技術(shù)來控制缸內(nèi)混合氣的形成和燃燒，研究了NVO階段燃油改質(zhì)的作用，實(shí)現(xiàn)了高效低污染的汽油HCCI燃燒模式。該課題組在缸內(nèi)直噴汽油機(jī)上實(shí)現(xiàn)了HCCI燃燒，研究了火花點(diǎn)火對(duì)HCCI燃燒特性的影響[5]。在HCCI臨界狀態(tài)時(shí)，火花點(diǎn)火有助于提高燃燒穩(wěn)定性，抑制失火和爆燃，降低循環(huán)波動(dòng)；當(dāng)火花點(diǎn)火時(shí)缸內(nèi)溫度遠(yuǎn)超過臨界著火溫度時(shí)，火花點(diǎn)火對(duì)HCCI燃燒影響不大?；鸹c(diǎn)火在SI/ HCCI 燃燒模式切換工況時(shí), 能提高瞬態(tài)過渡平順性。進(jìn)氣溫度、進(jìn)氣壓力、空燃比、壓縮比、轉(zhuǎn)速和廢氣再循環(huán) (exhaust gas recirulation，EGR) 等因素對(duì)燃燒特性的影響, 同時(shí)預(yù)測(cè)了缸內(nèi)反應(yīng)物、生成物、自由基濃度隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的歷程[6]。計(jì)算結(jié)果對(duì)燃用高辛烷值燃料HCCI 發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的優(yōu)化提供了依據(jù)。在各種稀燃空氣當(dāng)量比下，明顯脫離純壓縮線的燃燒始點(diǎn)曲柄轉(zhuǎn)角 (CA) 均為354°，此時(shí)對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)溫度均為1 150 K。計(jì)算結(jié)果表明，高辛烷值汽油在預(yù)混稀燃條件下，燃燒始點(diǎn)主要與缸內(nèi)溫度有關(guān)，濃度次之。實(shí)際上，混合氣溫度受發(fā)動(dòng)機(jī)上循環(huán)燃燒狀況、殘余廢氣系數(shù)、壓縮比、冷卻水溫度、進(jìn)氣充量狀態(tài)和燃油蒸發(fā)等因素的綜合影響，很難做到精確并快速控制。陳權(quán)等[7]針對(duì)廢氣重壓策略下實(shí)現(xiàn)HCCI 燃燒的應(yīng)用背景，提出了基于傳感器信號(hào)的汽油機(jī)廢氣率計(jì)算模型，采用可變氣門機(jī)構(gòu)控制換氣和燃燒過程。謝輝等[8]搭建了進(jìn)排氣門升程相位全可變發(fā)動(dòng)機(jī)仿真平臺(tái)，在此平臺(tái)上分別研究了全可變氣門的升程及相位的正向和反向動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)特性對(duì)HCCI過渡運(yùn)行的影響，并得出仿真結(jié)果，給出了過渡運(yùn)行中相對(duì)于氣門調(diào)節(jié)的時(shí)間滯后特性，為進(jìn)一步的HCCI動(dòng)態(tài)過程控制提供了基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，其中失火循環(huán)對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)溫度約為975 K。祝宇軒等[9]采用排氣門2次開啟策略引入內(nèi)部EGR后，缸內(nèi)溫度得到顯著提高。上止點(diǎn)后（after top dead center, ATDC）CA為-20°時(shí)的噴油時(shí)刻附近，無內(nèi)部EGR 的工況缸內(nèi)所有區(qū)域溫度均不足900 K，而在上止點(diǎn)附近，其缸內(nèi)最高溫度也僅僅在950 K左右；50%內(nèi)部EGR的工況下，噴油時(shí)刻附近的缸內(nèi)平均溫度約為1 100 K，上止點(diǎn)附近未發(fā)生燃燒區(qū)域溫度約為1 350 K，與前者在相同曲軸轉(zhuǎn)角下相比，分別高約200 K和400 K。張連方等[10]為了實(shí)現(xiàn)對(duì)著火時(shí)刻的調(diào)控，在負(fù)氣門重疊角 (NVO) 策略下，通過進(jìn)氣門早開，形成不同程度的進(jìn)氣前回流來調(diào)控著火時(shí)刻。三維仿真結(jié)果表明，前回流的存在還使缸內(nèi)高溫區(qū)和高廢氣區(qū)的重合度減小，形成了利于著火的高溫及相對(duì)低廢氣區(qū)，促進(jìn)自燃點(diǎn)的出現(xiàn)，使著火時(shí)刻提前。汪洋等[11]進(jìn)行了包括進(jìn)氣溫度、進(jìn)氣壓力、混合氣濃度、EGR率等影響因素的火花點(diǎn)燃過程最小點(diǎn)火能量的計(jì)算研究，證明了在火花助HCCI燃燒模式中，存在產(chǎn)生火花點(diǎn)燃過程的最小條件;提高點(diǎn)火能量可以降低對(duì)進(jìn)氣加熱溫度的要求；通過高能點(diǎn)火，可以進(jìn)一步擴(kuò)大火花助燃HCCI 模式的工況范圍。對(duì)于內(nèi)部廢氣再循環(huán)NVO策略，需要精準(zhǔn)地控制氣門參數(shù)[12-15]。

上述研究中從配氣相位、噴油時(shí)刻、輔助點(diǎn)火、快速計(jì)算廢氣率等各個(gè)驅(qū)動(dòng)條件進(jìn)行了壓燃著火和控制的影響因素研究, 在文獻(xiàn) [6,8-9] 中明確提到溫度與壓燃著火條件。盡管著火時(shí)刻是非混合氣溫度的單值函數(shù), 但它還取決于缸內(nèi)混合氣化學(xué)組分、濃度分布狀況等因素。相較于溫度而言，混合氣的組分和濃度分布是有可能精確而快速控制的因素。但作為壓燃著火發(fā)生后產(chǎn)生的必要條件，研究壓燃產(chǎn)生前的溫度狀態(tài)，進(jìn)而分解到控制參數(shù)，建立執(zhí)行器(氣門正時(shí)、點(diǎn)火時(shí)刻、EGR率等)與燃燒信息 (CA50、指示平均有效壓力等) 之間的關(guān)系，對(duì)于實(shí)現(xiàn)輔助壓燃著火時(shí)刻的準(zhǔn)確控制，也很有意義。

因此，本文針對(duì)關(guān)鍵控制參數(shù)對(duì)壓燃程度和壓燃時(shí)刻的影響，采用試驗(yàn)驗(yàn)證、數(shù)值模擬的方法對(duì)不同影響因素條件下的燃燒過程、著火時(shí)刻進(jìn)行了解析；將壓燃率的影響因素分解到操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)，在某一具體過量空氣系數(shù)下，通過壓燃率與關(guān)鍵控制參數(shù)解析關(guān)系，對(duì)著火時(shí)刻進(jìn)行預(yù)判和調(diào)控；最后給出水溫、過量空氣系數(shù)、負(fù)荷等操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓燃率、壓燃范圍和油耗的影響。

1 仿真模型的建立及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 模型建立及參數(shù)設(shè)置

仿真模型基于一臺(tái)經(jīng)過改造的四缸實(shí)驗(yàn)機(jī)，原機(jī)主要技術(shù)參數(shù)和氣缸內(nèi)的幾何模型尺寸見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的基本參數(shù)建立的模擬增壓中冷發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型主要包括：低功耗機(jī)械增壓器、中冷器、氣缸和進(jìn)排氣系統(tǒng)等部分。燃燒模型采用準(zhǔn)維雙區(qū)燃燒模型，并在模型中設(shè)置點(diǎn)火正時(shí)、點(diǎn)火位置、活塞幾何形狀等參數(shù)。傳熱模型采用Woschni傳熱模型，混合氣的形成方式為化學(xué)計(jì)量稀燃。利用GT-Power軟件搭建了工作過程計(jì)算模型，如圖1所示。

圖1 計(jì)算模型

為了排除其他因素的干擾，只分析進(jìn)、排氣門NVO狀態(tài)下，不同開閉時(shí)刻形成的進(jìn)氣道回流、有效壓縮比、EGR率、點(diǎn)火時(shí)刻等對(duì)火花點(diǎn)火輔助壓燃 （spark ignition homogeneous charge compressionignition, SP-HCCI）燃燒的影響作用。在算例設(shè)置時(shí)，固定了邊界條件和初始條件，只調(diào)整進(jìn)、排氣門氣門相位參數(shù)，調(diào)整點(diǎn)火角達(dá)到壓燃狀態(tài)和油耗最優(yōu)值。排氣門關(guān)閉時(shí)刻為上止點(diǎn)后曲柄轉(zhuǎn)角(CA) -66°～ -6°，進(jìn)氣門開啟時(shí)刻為上止點(diǎn)后CA 12°～ 72°，步長(zhǎng)為 10°；進(jìn)氣門升程為6 mm，排氣門升程為4 mm；進(jìn)氣門包角 175°，排氣門包角 145°；進(jìn)排氣開啟關(guān)閉時(shí)刻和包角均以氣門升程1 mm計(jì)；計(jì)算中，進(jìn)排氣溫度、壓力、歧管壓力、冷卻液溫度等設(shè)置和實(shí)驗(yàn)時(shí)保持一致；共49個(gè)算例。計(jì)算一個(gè)完整循環(huán)過程，從壓縮過程上SP-HCCI止點(diǎn)后 -180°開始，點(diǎn)火上止點(diǎn)后在0°～ 540°范圍。

1.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證該GT模型中SIWeibe模型在仿真計(jì)算中的準(zhǔn)確性，在一臺(tái)裝配有可變氣門正時(shí)機(jī)構(gòu)的四缸機(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。在有效平均制動(dòng)壓力(brake mean effective pressure, BMEP)為0.2 MPa (即200 kPa)，曲柄連桿轉(zhuǎn)速 (n) 為2 000 r/min，過量空氣系數(shù)為1.2的工況下，驗(yàn)證了不同氣門策略形成的進(jìn)氣回流比例、EGR溫度分布、點(diǎn)火提前角對(duì)熱氛圍的貢獻(xiàn)，最終作用于調(diào)控HCCI 著火時(shí)刻和相位，實(shí)現(xiàn)最佳壓燃型態(tài)和油耗。實(shí)驗(yàn)所使用的發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)與前述仿真模型中的完全一致。在進(jìn)、排氣氣門策略所形成的正交參數(shù)組合中，選取進(jìn)氣可變氣門正時(shí)(INVVT)、排氣可變氣門正時(shí)(EXVVT)對(duì)應(yīng)的具有代表性的各兩條特征線進(jìn)行對(duì)比說明。

在圖2中，對(duì)比了著火時(shí)刻隨進(jìn)氣門開啟時(shí)刻以及隨排氣門關(guān)閉時(shí)刻的變化這兩種情況的實(shí)驗(yàn)值和仿真值。從圖中可以看到，隨著進(jìn)氣門開啟時(shí)刻的提前，著火時(shí)刻的實(shí)驗(yàn)值和仿真值都出現(xiàn)了首先推遲，到達(dá)一個(gè)拐點(diǎn)后，又開始提前的現(xiàn)象。

圖2 著火時(shí)刻隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

在圖2中可以看到，著火時(shí)刻的實(shí)驗(yàn)值和仿真值是有一定差異的，這是因?yàn)樵趨?shù)設(shè)置中，為了排除其他因素的影響，只研究氣門開閉時(shí)刻改變對(duì)缸內(nèi)各關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)熱氛圍的影響，選擇了保持進(jìn)氣門開啟前各缸缸內(nèi)狀態(tài)完全一致，即計(jì)算時(shí)4個(gè)缸均采用實(shí)驗(yàn)獲得的經(jīng)處理后的相同的缸壓。在實(shí)驗(yàn)中，雖然各個(gè)算例與實(shí)驗(yàn)之間進(jìn)、排氣相位和邊界條件等操作參數(shù)是完全一致的，但是對(duì)于不同工況，不可避免地存在進(jìn)排氣干涉、燃燒變動(dòng)等情況，仍然會(huì)導(dǎo)致循環(huán)波動(dòng)的存在。此外，仿真計(jì)算中一些邊界條件和初始條件(比如壁面溫度、初始流動(dòng)狀態(tài))當(dāng)前只能根據(jù)經(jīng)驗(yàn)和文獻(xiàn)參考值進(jìn)行選取。雖然，實(shí)驗(yàn)和仿真計(jì)算得到的著火時(shí)刻在數(shù)值上存在一定的差異，然而在趨勢(shì)上是完全一致的，因此，可以用于反映配氣相位對(duì)著火時(shí)刻存在的調(diào)控作用，并且使用仿真計(jì)算來分析其中的原因是可行的。

在圖2中還可以看到，排氣可變氣門正時(shí)(EXVVT)上止點(diǎn)后為-56°時(shí),對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)值和計(jì)算值偏差最大，這是因?yàn)榕艢獯藭r(shí)處于較早的關(guān)閉時(shí)刻，與更晚的排氣關(guān)閉時(shí)刻相比，缸內(nèi)在廢氣重壓縮的過程中保持較高的壓力，而對(duì)應(yīng)不同的進(jìn)氣門開啟時(shí)刻，均屬于換氣過程劇烈的工況，換氣過程本身對(duì)循環(huán)波動(dòng)產(chǎn)生較大影響。同時(shí)，較早的排氣門關(guān)閉時(shí)刻使得二噴油量更容易在壓縮高溫下產(chǎn)生燃料改質(zhì)，形成活性物質(zhì)，加快燃燒過程，產(chǎn)生較大燃燒變動(dòng)。雖然實(shí)驗(yàn)值和計(jì)算值在此時(shí)偏差最大，約為 2°，但仍然保持了較為一致的發(fā)展趨勢(shì)。圖2中其他進(jìn)、排氣的設(shè)定VVT算例有相對(duì)較小的偏差和較好的一致性。算例中49個(gè)工況點(diǎn)均方差為1.19°。本文中出現(xiàn)的負(fù)荷均指有效平均制動(dòng)壓力 (BMEP)，無標(biāo)注均指空氣過量系數(shù)λ= 1.2。

2 壓燃率定義及壓燃溫度關(guān)鍵影響因素

2.1 壓燃率定義及溫度條件過程判斷

本小節(jié)壓燃著火條件試驗(yàn)數(shù)據(jù)來源為凸輪軸IN175EX145組合下n= 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa工況點(diǎn)數(shù)據(jù)。點(diǎn)火提前角作為關(guān)鍵操作參數(shù)，根據(jù)當(dāng)前缸內(nèi)溫度、EGR分布等尋找產(chǎn)生壓燃兼顧油耗的最佳相位。如圖3所示，點(diǎn)火發(fā)生后，在滯燃期內(nèi)，出現(xiàn)符合著火條件的區(qū)域（圖3中燃燒始點(diǎn)）。這部分燃料著火后會(huì)加熱未燃區(qū)域，未燃區(qū)域若達(dá)到臨界著火條件，則后續(xù)進(jìn)入壓燃模式，點(diǎn)燃過程的輔助作用完成。在當(dāng)前工況范圍內(nèi)，存在始終不能壓燃的工況點(diǎn)，究其原因是因?yàn)檫^程中的未燃部分的溫度始終沒有達(dá)到臨界壓燃溫度。后續(xù)使用到的缸內(nèi)工作過程的溫度均由計(jì)算得到。

圖3 缸內(nèi)溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

火花輔助汽油壓燃為有壓燃特征的混合燃燒模式，其存在點(diǎn)燃和壓燃兩種燃燒特征。將一個(gè)工作循環(huán)中，壓燃燃燒放熱占總?cè)紵艧岬陌俜直榷x為壓燃率 (η)，則點(diǎn)燃燃燒模式η= 0%，純壓燃燃燒模式η= 100%。以η= 88%為例，如圖4所示，對(duì)瞬時(shí)放熱率曲線二階求導(dǎo)，二階導(dǎo)中出現(xiàn)的第1個(gè)極大值點(diǎn)對(duì)應(yīng)點(diǎn)燃 (spark ignition，SI) 燃燒模式和壓燃 (compress ignition, CI) 燃燒模式臨界點(diǎn),該臨界點(diǎn)定義為瞬時(shí)放熱率的拐點(diǎn)，即瞬時(shí)放熱率曲線急劇上升的點(diǎn)。以該點(diǎn)作為SI和CI燃燒的分界點(diǎn)，因此可以計(jì)算得到混合燃燒壓燃率。

圖4 壓燃率定義示意圖

使用實(shí)驗(yàn)獲取的缸壓和放熱率曲線，由GT-ISE可獲取每一個(gè)實(shí)驗(yàn)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的上述整個(gè)循環(huán)的燃燒溫度過程。如圖5 所示，放熱率曲線上存在放熱率急劇升高的拐點(diǎn)，可認(rèn)為此時(shí)燃燒狀態(tài)發(fā)生了明顯的變化。為明確壓燃著火溫度，此時(shí)同點(diǎn)燃模式進(jìn)行對(duì)比，見圖5，拐點(diǎn)時(shí)刻點(diǎn)燃模式缸內(nèi)溫度1 110.3 ℃高于壓燃模式968.3 ℃。

對(duì)放熱率拐點(diǎn)缸內(nèi)溫度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖6 所示。拐點(diǎn)時(shí)刻缸內(nèi)溫度分布于950 ～ 1 250℃。將缸內(nèi)溫度分為已燃和未燃兩部分：已燃部分為火花塞點(diǎn)火后隨火焰?zhèn)鞑ヒ呀?jīng)燃燒的部分，對(duì)應(yīng)火花輔助壓燃中點(diǎn)燃部分；未燃部分為還未燃燒部分，對(duì)應(yīng)火花輔助壓燃中即將被壓燃部分。對(duì)未燃部分拐點(diǎn)時(shí)刻溫度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，溫度分布于669 ～ 698 ℃，此時(shí)點(diǎn)燃模式未燃部分溫度為611.9 ℃，如圖6所示。拐點(diǎn)時(shí)刻未燃部分溫度滿足壓燃溫度一致性且大于點(diǎn)燃模式溫度，因此拐點(diǎn)時(shí)刻未燃部分溫度在表征壓燃的著火溫度時(shí)，具有明顯收斂的統(tǒng)計(jì)規(guī)律，壓燃著火溫度為(685±15) ℃，即(958.13 ±15) K。

對(duì)比發(fā)現(xiàn)，用未燃溫度區(qū)分點(diǎn)燃和壓燃模式，比用缸內(nèi)整體溫度更能準(zhǔn)確地反映此時(shí)不同燃燒模式的狀態(tài)。

如圖7所示，壓燃率50%以上工況點(diǎn)，壓燃特征明顯，壓燃率50%以下工況點(diǎn)接近點(diǎn)燃模式。拐點(diǎn)時(shí)刻點(diǎn)火提前角CA從0°推遲到15 ℃，壓燃率從 88%降低到 45%，壓燃率隨拐點(diǎn)時(shí)刻提前而增大。可以采用壓燃率以及壓燃著火時(shí)刻來定量評(píng)價(jià)壓燃的燃燒狀態(tài)。

圖5 缸內(nèi)溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖6 不同壓燃率拐點(diǎn)時(shí)刻未燃部分溫度

圖7 不同壓燃率下的燃燒放熱曲線及其對(duì)應(yīng)燃燒模式

2.2 壓燃溫度關(guān)鍵影響因素

由2.1小節(jié)可知，對(duì)于壓燃過程起決定性作用的控制參數(shù)為有效壓縮比、內(nèi)部EGR率、點(diǎn)火提前角（點(diǎn)火后燃燒）。有效壓縮比的作用為氣門關(guān)閉后壓縮過程導(dǎo)致缸內(nèi)混合氣溫度升高，內(nèi)部EGR率的作用為提高壓縮初期缸內(nèi)混合氣溫度，點(diǎn)火提前角作用為點(diǎn)火后釋放熱量，提升缸內(nèi)壓力和溫度，提升缸內(nèi)未燃部分混合氣溫度。

需要說明的是，這里采用的分析方法的出發(fā)點(diǎn)是為了將壓燃溫度的影響歸結(jié)到缸內(nèi)循環(huán)工作過程中的關(guān)鍵參數(shù)上，進(jìn)而將這些影響參數(shù)量化，形成預(yù)判壓燃起始點(diǎn)的解析形式或數(shù)值形式，并進(jìn)一步轉(zhuǎn)化為控制參數(shù)和操作參數(shù)，從而便于控制應(yīng)用。

因此，這種分析方法存在3個(gè)必須說明的假設(shè): 第1，壓縮比的貢獻(xiàn)度。這里使用倒拖情況下IVC時(shí)刻和壓縮上止點(diǎn)的溫度差作為溫升貢獻(xiàn)，實(shí)際上，燃燒過程與倒拖過程的明顯區(qū)別在于，工質(zhì)發(fā)生的化學(xué)反應(yīng)造成的比熱比等關(guān)鍵熱力學(xué)參數(shù)的瞬態(tài)差異，從而影響溫度。第2，內(nèi)部EGR的貢獻(xiàn)度。為方便解析關(guān)系構(gòu)建，將EGR的溫度貢獻(xiàn)簡(jiǎn)化假設(shè)為IVC時(shí)刻的缸內(nèi)溫度，事實(shí)上，這樣的假設(shè)沒有將該時(shí)刻的進(jìn)氣作用分離出來，同樣耦合了新鮮空氣在IVC時(shí)刻對(duì)溫度的影響。第3，點(diǎn)火后至壓燃產(chǎn)生時(shí)的溫度貢獻(xiàn)度。該部分的溫度貢獻(xiàn)并不是正向的通過點(diǎn)火，反應(yīng)將熱量貢獻(xiàn)積分到滿足著火時(shí)刻為止，而是預(yù)先計(jì)算出著火溫度后減去前兩部分的差值作為該項(xiàng)貢獻(xiàn)作用，從而簡(jiǎn)化應(yīng)用。

這樣，分別計(jì)算有效壓縮比、內(nèi)部EGR率、點(diǎn)火提前角（點(diǎn)火后燃燒）單循環(huán)溫度曲線，如圖8所示，在n= 2 000 r/min，BMEP = 200 k Pa，η= 88%的工況下，有效壓縮比對(duì)于溫度貢獻(xiàn)為倒拖溫度曲線上止點(diǎn)溫度與倒拖溫度曲線進(jìn)氣門關(guān)閉 ( inlet valve closed, IVC) 時(shí)刻溫度的差值；內(nèi)部EGR貢獻(xiàn)溫度為燃燒溫度曲線上IVC時(shí)刻缸內(nèi)混合氣溫度；點(diǎn)火后燃燒對(duì)于溫度貢獻(xiàn)為燃燒時(shí)未燃部分溫度曲線拐點(diǎn)時(shí)刻溫度去除有效壓縮比作用溫度與內(nèi)部EGR作用溫度差值。

從上邊的分析不難看出，一旦回歸出某個(gè)空燃比下的控制參數(shù)的數(shù)值關(guān)系，從應(yīng)用角度出發(fā)，只用計(jì)算有效壓縮比的溫度貢獻(xiàn)，即可進(jìn)行點(diǎn)火角預(yù)判。因?yàn)镋GR的溫度貢獻(xiàn)是讀取的，著火時(shí)刻溫度范圍是預(yù)置的，系統(tǒng)只有3個(gè)關(guān)鍵參數(shù)，因此大大提高了標(biāo)定效率。（見第3小節(jié)，壓燃率解析關(guān)系）

圖8 不同曲柄轉(zhuǎn)角(CA)下各參數(shù)對(duì)壓燃溫度貢獻(xiàn)

從圖8中可以看到：有效壓縮比對(duì)于壓燃著火溫度貢獻(xiàn)為498.7 ℃，占?jí)喝贾饻囟缺壤秊?2%，溫度貢獻(xiàn)最大；內(nèi)部EGR對(duì)于壓燃著火溫度貢獻(xiàn)為157.3 ℃，占?jí)喝贾饻囟缺壤秊?3%；點(diǎn)火后燃燒對(duì)壓燃著火溫度貢獻(xiàn)為37.5 ℃，占?jí)喝贾饻囟缺壤秊?%，溫度貢獻(xiàn)最小。綜合這3種因素，分別提供不同的熱量，最終使缸內(nèi)溫度達(dá)到693.8 ℃。達(dá)到該工況下的著火溫度，觸發(fā)未燃部分產(chǎn)生壓燃著火。

在EGR率為28%、20%時(shí)，不同有效壓縮比下各參數(shù)對(duì)于壓燃溫度貢獻(xiàn)如圖9所示，其分析方法與圖8相同，在每一個(gè)壓縮比下，都有對(duì)應(yīng)的壓縮比貢獻(xiàn)、對(duì)應(yīng)的IVC溫度和計(jì)算獲得的壓燃溫度，從而可以獲取這3項(xiàng)貢獻(xiàn)的一組數(shù)值，將這3項(xiàng)數(shù)值累加（單壓縮比類似柱狀圖），各個(gè)壓縮比下的貢獻(xiàn)可以分項(xiàng)連線形成圖9所示，形成壓縮比連續(xù)變化下，這3個(gè)因素作用（貢獻(xiàn)）的二維圖形。該圖形固定橫坐標(biāo)，縱向差值表示該壓縮比下3個(gè)因素的獨(dú)立貢獻(xiàn)和總貢獻(xiàn)。該圖形沿橫坐標(biāo)，每一個(gè)顏色區(qū)域都表明了單一因素（有效壓縮比、EGR或點(diǎn)火后燃燒貢獻(xiàn)）隨不同壓縮比的變化方式。從這2組數(shù)據(jù)中可以看出：壓燃著火溫度介于669 ～ 698 ℃（從紫色區(qū)域的上沿看出，這個(gè)數(shù)據(jù)是計(jì)算值）；有效壓縮比增加1，缸內(nèi)溫度增加17.3 ℃（從灰色區(qū)域的上沿看出，沿橫軸壓縮比增加，區(qū)域上沿表示的溫度對(duì)應(yīng)增加，這個(gè)也是計(jì)算值）；內(nèi)部EGR率增加1%，缸內(nèi)溫度提升在1.5 ～ 3.5 ℃（從a，b兩個(gè)黃色區(qū)域的上沿的差值平均到EGR率變化中得到，這個(gè)數(shù)據(jù)源于IVC時(shí)刻的值）。

圖9 不同壓縮比下各關(guān)鍵因素對(duì)缸內(nèi)溫度的作用

圖10為不同點(diǎn)火提前角和壓燃率下各因素對(duì)缸內(nèi)溫度作用。圖6表明，不同壓燃率下壓燃著火溫度為(685±15) ℃，結(jié)合圖7與圖10，點(diǎn)火提前角與壓燃率對(duì)應(yīng)關(guān)系表明：點(diǎn)火角從 32°推遲到 23°，拐點(diǎn)時(shí)刻從 0°推遲到 7.5°，壓燃率從88%降低到60%; 點(diǎn)火角通過提供最終階段溫度控制壓燃著火時(shí)刻及壓燃率大小。

3 壓燃率解析關(guān)系

在n= 2 000 r/min, BMEP = 200 kPa工況下，隨壓燃率和有效壓縮比的變化，內(nèi)部EGR的分布圖 (即Map圖) 如圖11所示。可以將Map中壓燃率分為兩部分，下部區(qū)域?yàn)閴喝悸市∮?0%區(qū)域，此時(shí)點(diǎn)燃模式占主導(dǎo)地位;上部區(qū)域?yàn)閴喝悸蚀笥?0%區(qū)域，此時(shí)壓燃占主導(dǎo)地位; 壓燃率50%以下的部分雙峰放熱的現(xiàn)象存在二峰放熱率低，相位靠后的現(xiàn)象。50%以上壓燃率對(duì)應(yīng)的相位和放熱曲線才是更希望獲得的工況。

乳腺積乳囊腫發(fā)生在妊娠、哺乳期的婦女，由于乳腺管狹窄、堵塞，或哺乳時(shí)乳汁未吸凈，造成乳汁流出不暢，淤積而形成腫塊，常伴有疼痛，合并感染出現(xiàn)紅、腫、熱、痛。

盡管溫度作為輔助壓燃的控制條件，已經(jīng)明確其對(duì)應(yīng)范圍，然而在實(shí)際實(shí)驗(yàn)或控制策略中，更希望得到壓燃溫度所對(duì)應(yīng)的實(shí)際操作參數(shù)值，以實(shí)現(xiàn)SP-HCCI的控制。針對(duì)某一具體機(jī)型，進(jìn)氣VVT決定的有效壓縮比、排氣VVT決定的EGR率、點(diǎn)燃部分放熱量決定的點(diǎn)火提前角是控制過程中最重要的3個(gè)調(diào)整參數(shù)。它們和壓燃率的關(guān)系可以用圖12表示。

圖中30%和50%壓燃率等值線分別加粗標(biāo)出。可以看出壓燃率隨排氣VVT的提前而增加，50%壓燃率對(duì)應(yīng)排氣門在上止點(diǎn)前接近CA為40°時(shí)關(guān)閉。隨進(jìn)氣相位推后，壓燃能力增加，相同等值線對(duì)排氣相位要求降低，可繼續(xù)后推至排氣上止點(diǎn)前接近CA為30°關(guān)閉，即NVO大的右下角范圍內(nèi),相同條件下獲得更大的壓燃率，在NVO小的左上角區(qū)域內(nèi)是壓燃率最低的區(qū)域。圖12與圖11相比，圖12更容易理解壓

圖10 不同點(diǎn)火提前角和壓燃率下各因素對(duì)缸內(nèi)溫度作用

圖11 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa壓燃率(η)隨內(nèi)部EGR和有效壓縮比變化的分布圖

燃率和操作參數(shù)的關(guān)系，而圖11更適合作為通用解析關(guān)系。

本研究在NVO范圍內(nèi)選取57% ～ 92%壓燃率對(duì)應(yīng)的工況點(diǎn)，采用遺傳算法(genetic algorithm, GA)，對(duì)這些工況點(diǎn)進(jìn)行回歸擬合，構(gòu)造壓燃率和有效壓縮比、EGR率和點(diǎn)火提前角之間的解析關(guān)系如下：

圖12 進(jìn)、排氣相位對(duì)壓燃率( η )分布的影響

其中：ηRL為構(gòu)造壓燃率，E為EGR率，R為有效壓縮比，Z為點(diǎn)火提前角，Cn為常系數(shù)，n= 1、2、3、4、5。

現(xiàn)象學(xué)爆震預(yù)測(cè)模型的標(biāo)定方法主要有最小二乘回歸法和優(yōu)化算法等,遺傳算法是目前應(yīng)用較多的全局優(yōu)化方法之一。使用MatlabGA優(yōu)化算法工具箱，輸入變量為式（1）的5個(gè)系數(shù)，種群數(shù)為50，交叉因子和變異因子分別設(shè)置為0.9和0.2，適應(yīng)度大小0.001，遺傳34代。經(jīng)過優(yōu)化，最終得到的式 (1) 中各個(gè)常系數(shù)分別為 C1= 0.006，C2= 0.04，C3= 1.074，C4= 0.565，C5= 6。

圖13為擬合后，式（1）的預(yù)測(cè)性能評(píng)估驗(yàn)證。試驗(yàn)點(diǎn)均勻地落在了斜率為1的虛線周圍。所有工況的均方根誤差（mean square error，RMSE） = 6.004, 即在57% ～ 92%的范圍內(nèi)，平均為6個(gè)百分點(diǎn)數(shù)值的誤差。誤差存在的原因在于操作參數(shù)本身對(duì)溫度的貢獻(xiàn)存在耦合因素。同時(shí)，受限于擬合變量增加對(duì)獨(dú)立數(shù)據(jù)量需求的增加，反映在數(shù)據(jù)點(diǎn)上呈幾何倍數(shù)增加，因此，實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)并不能將權(quán)重較小的影響因素都包含進(jìn)去，因而預(yù)測(cè)公式中僅包含影響壓燃率的關(guān)鍵因素。即便如此，作為燃燒型態(tài)控制的循環(huán)預(yù)判依據(jù)，還是有一定作用。

在文獻(xiàn)[6]和文獻(xiàn)[8-9]中對(duì)臨界壓燃著火條件有不同的判定，本研究中結(jié)合計(jì)算獲得的未燃部分最高溫度歷程，根據(jù)試驗(yàn)得到的壓燃率，考慮容錯(cuò)范圍，可以推斷在本研究試驗(yàn)條件下，壓燃啟燃臨界參考溫度在 658(±15) ℃。

圖13 壓燃比預(yù)測(cè)公式性能評(píng)估

4 壓燃率的其他影響因素

本小節(jié)研究了操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓燃率和壓燃范圍的影響，除明確說明，均為最大轉(zhuǎn)矩對(duì)應(yīng)的最小點(diǎn)火提前角（maximum brake torque timing，MBT）。使用的凸輪軸組合有IN175-EX145(6-4 mm)，IN145-EX145(4-4 mm)，IN145-EX94(4-2 mm)。

4.1 操作參數(shù)對(duì)壓燃率影響

本部分對(duì)壓燃率影響的試驗(yàn)數(shù)據(jù)來源于凸輪軸IN175EX145組合下，n= 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa工況的試驗(yàn)。

4.1.1水溫影響

較高的水溫可以提供較高的壁面溫度，傳熱作用的存在使進(jìn)氣結(jié)束時(shí)，相比低水溫情況有較高的起始溫度；壓縮過程中，高水溫又可以減小傳熱損失，使壓縮終了時(shí)有較高的溫度；這將有利于壓燃的產(chǎn)生，相同的調(diào)整參數(shù)下，有較大的壓燃率，相同的壓燃率下，有較大的壓燃區(qū)域。圖14表明,水溫對(duì)壓燃率為正向作用，水溫越高壓燃率的范圍越大，對(duì)EGR率和有效壓縮比的依賴越小。80℃以下時(shí)，有效壓縮比和EGR率的補(bǔ)充作用相當(dāng)重要，二者必具其一以保證足夠的缸內(nèi)熱氛圍產(chǎn)生壓燃燃燒模式。88 ℃以上時(shí)，有效壓縮比和EGR率的補(bǔ)充作用相對(duì)減弱，在較低的有效壓縮比和較低的EGR率下都能產(chǎn)生有效的壓燃過程。

4.1.2過量空氣系數(shù)影響

圖15表明, 過量空氣系數(shù) (λ) 對(duì)壓燃率為負(fù)向作用，λ越高壓燃率的范圍越小，對(duì)EGR率和有效壓縮比的依賴越大。λ的影響實(shí)際上是稀燃低溫燃燒的影響?；旌蠚庠较”?，所需的初始能量就越大，對(duì)缸內(nèi)初始狀態(tài)熱氛圍的需求就越高。如圖15，隨著過量空氣系數(shù)的增大，壓燃率等值線范圍相應(yīng)均勻減小，表現(xiàn)出對(duì)高壓縮比和高EGR率的依賴。同時(shí)，如圖16，壓燃率所能拓展的上限也逐漸降低，由0.78逐漸下降到0.63。如圖17，燃燒的壓燃特性也逐漸減弱。

圖14 不同水溫下50%壓燃率區(qū)域?qū)?yīng)的有效壓縮比和EGR率范圍

圖15 不同λ下50%壓燃率區(qū)域?qū)?yīng)的有效壓縮比和EGR率范圍

4.1.3負(fù)荷影響

以下數(shù)據(jù)為IN145EX145凸輪軸組合，過量空氣系數(shù)λ拓展數(shù)據(jù)，n= 2 000 r/min，負(fù)荷BMEP = 150、200、300、400 kPa。

從圖18中可以看出，負(fù)荷升高，缸內(nèi)熱氛圍提高，爆震嚴(yán)重，高負(fù)荷壓燃特征減弱，如圖中400 kPa曲線對(duì)應(yīng)較小的過量空氣系數(shù)時(shí)，燃燒為典型SI燃燒模式。隨λ增加后，新鮮空氣對(duì)爆震起到抑制作用。

圖19所示為λ拓展試驗(yàn)數(shù)據(jù)，圖中3條曲線（KP_PK2、KP_PK3、KP_PK4）為2、3、4缸傳感器采集的循環(huán)爆震最大值（knock pressure peak, KP_PK）信號(hào)。通過對(duì)100個(gè)循環(huán)分析，表明隨λ增大，爆震峰值降低，且同時(shí)保持了較高壓燃率，壓燃特征明顯。因此，可以通過稀燃方式對(duì)于壓燃上限進(jìn)行拓展。

圖16 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 kPa工況下λ拓展壓燃率

圖17 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 k Pa 工況下λ拓展放熱率

圖18 n = 2 000 r/min,不同負(fù)荷下的λ拓展壓燃率

圖19 n = 2 000 r/min, BMEP = 400 k Pa，不同λ下的循環(huán)爆震最大值（KP_PK）

4.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓燃率影響

為了探尋n= 2 000 r/min，BMEP = 200 kPa工況下最佳油耗點(diǎn)，試驗(yàn)采用凸輪軸IN175-EX145，IN145EX145，IN145EX94組合進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn)，過量空氣系數(shù)均在1.8及以上。

圖20表明，油耗的降低基本上與壓燃率的提升相關(guān)，但在IN145EX94有較高壓燃率但油耗卻不是最低，這是因?yàn)椋摻M組合提供3組中最高的EGR率。相同相位下最易達(dá)到壓燃條件，但過早的壓燃會(huì)產(chǎn)生壓縮負(fù)功，同時(shí)使壓升率急劇升高。為保證燃燒室零部件安全，采用推遲點(diǎn)火調(diào)控最終熱氛圍，結(jié)果使燃燒相位推遲，如圖21，損失等容度換取燃燒過程在安全范圍，綜合結(jié)果使油耗升高。凸輪軸的結(jié)構(gòu)因素最終結(jié)合壓燃影響因素，共同產(chǎn)生對(duì)油耗的最終影響。該組最佳的制動(dòng)（有效）燃油消耗率（brake effective specif ic fuel consumption，BSFC）為IN145EX145凸輪軸下對(duì)應(yīng)的291.8g / (kWh)，其為綜合效果最低油耗。

圖20 n = 2 000r/min, BMEP = 200 k Pa最佳油耗點(diǎn)油耗對(duì)比

圖21 n = 2 000 r/min, BMEP = 200 kPa最佳油耗點(diǎn)瞬時(shí)放熱率對(duì)比

5 結(jié) 論

本文采用小升程凸輪軸，在負(fù)氣門重疊角，過量空氣系數(shù)(λ)為1.2時(shí)，針對(duì)稀混合氣火花輔助壓燃對(duì)著火溫度影響及其控制參數(shù)進(jìn)行了研究, 給出水溫、過量空氣系數(shù)、負(fù)荷等操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓燃率、壓燃范圍和油耗的影響。

確定了壓燃模式的放熱率拐點(diǎn)判斷方法，即對(duì)瞬時(shí)放熱率曲線二階求導(dǎo)，二階導(dǎo)中出現(xiàn)的第1個(gè)極大值點(diǎn)對(duì)應(yīng)點(diǎn)燃 (SI) 燃燒模式和壓燃 (CI) 燃燒模式臨界點(diǎn)，以此計(jì)算得到混合燃燒壓燃率。

分析了單循環(huán)過程有效壓縮比、EGR率、點(diǎn)火提前角對(duì)壓燃率的貢獻(xiàn)。在壓燃率88%的工況下，以上3個(gè)參數(shù)對(duì)于壓燃著火溫度的貢獻(xiàn)分別為72%，23%，5%。

采用雙區(qū)計(jì)算模型，給出著火條件為(958.13±15) K。

將57%壓燃率以上工況點(diǎn)用遺傳算法(GA)回歸擬合出壓燃率和關(guān)鍵參數(shù)（壓縮比、EGR率和點(diǎn)火提前角）之間的解析關(guān)系，η= 6×10-3exp0.04ER1.074Z0.565+ 6作為壓燃控制預(yù)判參考。均方根誤差 RMSE = 6.004。

水溫對(duì)壓燃率為正向作用，88 ℃以上時(shí)，在較低的有效壓縮比和較低的EGR率下都能產(chǎn)生有效的壓燃過程，80 ℃以下時(shí)，壓燃范圍顯著縮小。

過量空氣系數(shù)對(duì)壓燃率為負(fù)向作用，隨著λ的增大，壓燃率等值線范圍相應(yīng)均勻減小，同時(shí)，壓燃率所能拓展的上限也逐漸降低，由0.78逐漸下降到0.63。

負(fù)荷升高，爆震嚴(yán)重，高負(fù)荷壓燃特征減弱，BMEP = 400 kPa曲線對(duì)應(yīng)在較小的過量空氣系數(shù)時(shí)，已為典型SI燃燒模式。隨λ增加后，新鮮空氣抑制爆震，同時(shí)保持了較高壓燃率。因此，可以通過稀燃方式拓展壓燃上限。

在小包角凸輪軸下，最易達(dá)到壓燃條件，但過早的壓燃會(huì)產(chǎn)生壓縮負(fù)功，綜合結(jié)果使油耗升高。最優(yōu)結(jié)構(gòu)時(shí), 最低油耗為291.8 g/(kWh）。