GDI发动机直接起动首循环着火和转动特性

孙文旭，洪 伟，王建军，解方喜，杨俊伟，汤绪雯

（1.吉林大学 汽车仿真与控制国家重点实验室，长春130022；2.保定长城内燃机制造有限公司，河北 保定072650；3.奇瑞汽车股份有限公司，安徽 芜湖241009）

0 引 言

怠速起停是一种有效的节能和减排手段［1－3］。然而，由于目前发动机的起动过程大多需要借助起动电机的辅助。当怠速起停技术被采用后，频繁的发动机重起过程将会显著恶化行驶车辆的平顺性和舒适性［4］，并且起动系统的磨损和潜在的维修成本也会增加。缸内直喷汽油机由于能够灵活地控制缸内的燃油喷射和点火［5－7］，即使在发动机处于静止状态下仍能使气缸进行燃烧做功，推动发动机转动，从而使发动机无需借助起动电机的帮助即可直接起动起来［5］，有效解决了发动机频繁起动所带来的问题。

首循环着火特性对发动机起动性能具有非常重要的影响［6－7］。直接起动模式由于没有起动电机的辅助，发动机的起动能均来自于缸内的燃烧能，所以首循环如果发生失火或者燃烧恶化，则会使发动机不能获得足够的燃烧能，起动过程不能实现。首循环的着火特性更是对直接起动过程能否实现起着决定性的作用。然而，在当前还未发现有关直接起动模式首循环着火特性方面的研究。

起动过程的首循环着火和转动特性极易受到混合气浓度、点火正时、冷却液温度等因素的影响［5，8］。不同的因素下将会使首循环获得不同的着火和转动特性。虽然影响首循环着火和转动特性的条件因素很多，但大体可以分为主动因素和被动因素两类，主动因素是指首循环着火时能够被控制的因素，包括点火时刻及喷油量；被动因素是指不能被控制，或在发动机实际应用过程中难以被控制的因素，但这些因素又会影响首循环的着火和转动特性，主要包括冷却液温度、油轨内残存压力（轨压）和活塞初始位置等。本文在一台四缸GDI发动机上分别研究了主动因素对首循环着火和燃烧稳定性的影响，以及在不同被动因素下首循环能够可靠着火的主动因素控制范围和获得较好转动特性所对应的主动因素的优化选取。

1 试验平台及试验方法

1.1 试验平台

试验在一台壁面引导式的缸内直喷汽油机上进行，发动机参数如下：发动机排量为1.468L；进气形式为自然吸气；喷雾形式为壁面引导；气门数为16个；压缩比为11；缸径为75.5 mm；行程为82mm；最大扭矩为143N·m（3500r／min）；最大功率为105kW（6000r／min）。实验台架使用自主开发的电子控制和采集系统，控制和采集精度均能达到毫秒级；通过奇石乐6117B 火花塞集成式缸压传感器对缸压进行测量；曲轴带轮端安装有精度为0.5 ℃A 的编码器，为试验过程提供精准的曲轴相位信号；发动机进出水口连接有恒温控制水箱，用于控制发动机停机再起动时的冷却液温度。发动机带轮端还安装有一个活塞位置刻度盘，结合凸轮轴带轮上的上止点标记，能够精确表示出当前所处的曲轴相位。

1.2 试验方案

对于直接起动模式，起动程序开始后，就会向首选缸喷油。所以本文中仅针对喷油量和点火正时两个因素进行了研究。点火正时是指喷油和点火控制始点之间的时间间隔、试验中在0～100 ms的点火正时范围内，每隔20 ms进行一次测试；在100～400ms点火正时范围内每隔50 ms进行一次测试。喷油量依据首循环缸内的总体空燃比（λ）进行控制，空燃比每隔0.1 进行一次测试，并且在失火边界附近空燃比每隔0.05进行一次试验。同时，在着火边界附近的每个空燃比和点火正时测试点均重复进行3次试验，用以获得可靠的首循环着火范围。

研究中首循环缸内的空气量根据不同初始位置时的气缸有效容积计算，喷油量通过喷射开始时油轨内轨压和设定的喷射脉宽，以及预先标定的喷油器轨压与喷射脉宽关系特性插值获得。过量空气系数为：

通过冷却液恒温控制水箱调节冷却液温度，并且在试验过程中每两次试验的间隔均大于3 min，以消除上次试验的影响。文中选取50、60、70、80和90 ℃五个冷却水温进行研究。

每次试验之前，均利用起动机进行多次无喷油拖动，一方面将上次试验已燃废气排出，保证再起动时缸内为新鲜空气。另一方面，使油轨内建立较高的轨压。同时，监控轨压的变化，当轨压下降到指定压力时开始进行试验。本文中分别选取1.7、1.3、0.8和0.5 MPa四个轨压进行研究。

每次试验前通过手动盘车方式对首循环活塞初始位置进行调节。文中针对40、60、80、100和120 ℃A ATDC五个活塞初始位置进行研究。

2 试验结果及分析

2.1 点火正时和过量空气系数

图1 燃烧压力和转速的峰值及变动系数随T 的变化Fig.1 Changes in peak and variation coefficient of combustion pressure and speed with T

当轨压为0.8 MPa、冷却液温度为80 ℃、初始活塞位置为80 ℃A ATDC 时，文中针对点火正时和过量空气系数对首循环着火和转动特性的影响进行了研究。图1为缸内燃烧压力和转速的峰值及其变动系数随点火正时T 的变化。文中，在研究点火正时的影响时，过量空气系数始终保持为0.6。同时，在图中针对每一测试工况点分别进行了5次重复试验。缸内燃烧压力和转速峰值变动系数的计算公式如文献［9］所示，其表征了不同次试验间的燃烧压力峰值和转速峰值差异。由图1（a）和（c）可见，当点火正时为20ms时，在5次试验中首循环缸内的混合气均不能被点燃，发动机失火。当点火正时为40ms时，虽然大多情况下首循环能够着火，但是仍存在一定的失火概率。在5次重复试验中，出现了一次失火情况。当点火正时增大到60ms后，首循环均能可靠点燃，5次重复试验均未发生失火现象。这主要是因为，喷入缸内的燃油需经历一段时间才能在火花塞附近形成质量较好的可燃混合气。因此，为保障首循环可靠着火，点火和喷油之间需要有足够长的时间间隔，以在火花塞附近形成质量较好的可燃混合气。同时，通过图1（a）和（c）中所示的局部放大图中还可以发现，在首循环可靠着火后（t＞60ms），随着点火正时的进一步推迟，燃烧压力和转速峰值均呈现先增加后缓慢减小的变化趋势，这主要是因为适当延长混合气形成时间有利于缸内燃油与空气的充分混合，提高空气的利用率。当点火正时在250～350ms时，首循环可以获得相对较高的燃烧压力和转速峰值。然而，当点火正时过于延长时（＞350ms），受燃油蒸汽沉积及壁面油膜挥发等影响，使得缸内油气的混合质量又有所恶化。

图2 燃烧压力和转速的峰值及变动系数随λ的变化Fig.2 Changes in peak and variation coefficient of combustion pressure and speed withλ

图2 为燃烧压力和转速的峰值及其变动系数随过量空气系数的变化。文中，当研究过量空气系数的影响时，点火正时将分别选取其优化控制值。在图2中点火正时选取为300ms，同时针对每一测试工况点同样也分别进行了5次重复性试验。由图可见，当过量空气系数过大（＞0.9）或过小（＜0.3）时，首循环均不能可靠着火。当过量空气系数＞0.9时，虽然未到达混合气的着火稀限，但是由于直接起动模式首循环混合气形成的特殊环境，使得其也不能可靠着火。对于首循环而言，当喷射燃油时活塞处于静止状态，缸内的气流运动较为微弱，燃油仅能在自身射流能量的作用下进行扩散和混合，油气混合质量较差，故而需要向缸内喷射较多的燃油才能在火花塞附近形成可燃混合气。

当过量空气系数在0.3～0.9范围内时，首循环能够可靠着火，并且随着过量空气系数的增大缸压峰值和转速峰值均呈现显著的先增加后减小的变化趋势。当过量空气系数为0.5～0.7时，首循环能获得较高的燃烧压力和转速峰值，缸内释放出较多的能量。通常过量空气系数在0.8～0.9时的混合气为功率混合气，火焰传播速度较快，缸内能释放出较多的能量。然而，由于首循环缸内混合气的形成条件是非常特殊的，缸内的混合气分布存在着一定的不均匀性，所以需要向缸内喷入更多的燃油，才能使缸内的新鲜空气被充分利用。同时，通过图2（b）和（d）所示的变动系数随过量空气系数的变化可以发现，随着过量空气系数的增加，变动系数呈现先减小后增加的趋势，当过量空气系数为0.5～0.8时首循环能获得相对较小的变动系数，故而选择适当的过量空气系数即可使首循环获得较高的燃烧压力和转动速度，同时还可以获得较小的变动性。

2.2 冷却液温度

当轨压为0.8 MPa，初始活塞位置为80 ℃A ATDC时，本文针对不同冷却液温度下的首循环着火及转动特性进行了研究。图3为不同冷却液温度下点火正时对首循环着火及转速峰值的影响。由图可见，随着冷却液温度的提高，能够使首循环可靠着火的点火正时下限基本呈现减小的趋势。当冷却水温由50 ℃提高到90 ℃时，点火正时的下限值由100 ms降低为40 ms。这主要是因为，当冷却液温度较低时燃油雾化差，湿壁现象严重，并且空气黏度也较大，这些均不利于燃油向火花塞附近运动。同时，通过图3（b）所示的不同冷却液温度下的峰值转速随点火正时的变化可以发现，不同冷却液温度下随点火正时的增加峰值转速均呈现先增加后减小的变化趋势。并且，不同冷却液温度下使发动机获得较高转速峰值的点火正时范围基本类似，当点火正时控制在300ms附近时基本均能获得较高的转速峰值。

图3 不同冷却液温度下T 对首循环着火和转速峰值的影响Fig.3 Influence of Ton first－cyclein ignition and peak speed at different coolant temperature

图4 为不同冷却液温度下过量空气系数对首循环着火及转速峰值的影响。从图中曲线可以看出，随着冷却液温度的升高，由于燃油的雾化和扩散加强，首循环可靠着火的浓限和稀限均有所升高，可燃范围变宽。当冷却液温度为50 ℃时，首循环能够着火的过量空气系数范围只有0.2～0.6；而当温度为90 ℃时，着火范围可达0.35～1.1。同时，当冷却液温度为50～70 ℃时，随着过量空气系数的增加峰值转速呈现显著的先增加后减小变化趋势，然而当冷却水温增加到80～90℃时，在较宽的过量空气系数范围内（0.4～0.9）峰值转速变化均较小，仅仅当过量空气系数过大或过小时峰值转速有显著降低。并且，随着冷却液温度的降低，需要采用相对更浓的混合气才能充分利用缸内的空气和提高缸内燃烧能释放量。当冷却水温为90 ℃时，采用过量空气系数为0.7～0.8的混合气即可获得较高的峰值转速，而当冷却水温降低为70、60、50 ℃时，由于燃油雾化差，湿壁现象严重，则需要分别采用0.5、0.5、0.4的过浓混合气才能使发动机获得较高的峰值转速。

影像化线上单据传递模式能够解决人工传递可能出现的单据受损、遗失等问题，同时能够降低单据传递成本，但由于影像化单据需要人工审核，且原始资料需要进行归档保管，故工作效率有待进一步提高，工作流程也有优化空间。

图4 不同冷却液温度下λ对首循环着火及转速峰值的影响Fig.4 Influence ofλon first－cyclein ignition and peak speed at different coolant temperature

从图4（b）还可以看到，不同冷却液温度下发动机能够获得的最高转速峰值也会发生显著变化。当冷却液温度较低时可以获得相对更高的转速峰值，有利于促进直接起动模式的实现。当冷却水温由90 ℃降低到70 ℃时，最大转速峰值增加了约20r／min。但是当冷却水温由70 ℃进一步降低到50 ℃时，这种上升趋势减缓，最大转速峰值仅增加了6r／min。这主要是由于冷却水温降低后，一方面缸内可用新鲜空气量增多，可以燃烧更多的燃油和释放较多能量；另一方面，当冷却水温降低后，燃油的挥发和混合变差，缸内局部过浓或过稀区域增多，不利于缸内的燃烧放热。

2.3 轨压

当初始活塞位置为80 ℃A ATDC，冷却水温为80℃时，针对不同轨压下首循环着火及转动特性进行了研究。图5为不同轨压下点火正时对首循环着火及转速峰值的影响。由图5（a）可见，随着轨压的增加，首循环可靠着火的点火正时下限呈现缓慢减小的趋势。对于0.5 MPa和0.8 MPa轨压，点火正时需增加到60ms首循环才能可靠着火；当轨压增大到1.3 MPa和1.7 MPa时，点火正时达到40ms时首循环即可可靠着火。同时，当轨压不同时，使发动机获得较高转速峰值的点火正时也会发生一定的改变。轨压较小时，需较大的点火正时才能获得相对较高的转速峰值，而当轨压较大时，较小的点火正时就可得到较高的转速峰值。对于0.5MPa和0.8MPa轨压，当点火正时为300ms附近时才能获得较高的转速峰值，然而当轨压增大到1.8 MPa时，点火正时为150～200ms即可获得较高的转动速度。这主要是因为，轨压较低时不利于缸内混合气的形成，所以延长混合气的形成时间有利于改善缸内燃烧质量，释放更多燃烧能。

图5 不同轨压下T 对首循环着火和转速峰值的影响Fig.5 Influence of Ton first－cyclein ignition and peak speed at different fuel pressure

图6 为不同轨压下过量空气系数对首循环着火及转速峰值的影响。从整体上看，随着轨压的降低，混合气的着火稀限下降，着火范围有所缩小。这主要是因为当轨压降低时，燃油油束的动量小，贯穿距离短，燃油不易向火花塞附近运动和扩散，所以需要向缸内喷射较多的燃油才能使首循环着火。同时，对于高轨压工况，如果向缸内喷射燃油量较多时，也易于造成火花塞附近的混合气浓度过高，所以当轨压由1.7 MPa降低为0.8 MPa时其首循环着火的浓度稀限也较高。

图6 不同轨压下λ对首循环着火及转速峰值的影响Fig.6 Influence ofλon first－cyclein ignition and peak speed at different fuel pressure

通过图6（b）可以看到，随着轨压的提高，缸内混合气的形成质量变好，采用相对较大的过量空气系数即可使发动机获得较高的转动速度。同时，随着轨压的增加，发动机可以获得更高的转速峰值。当轨压由0.5MPa提高到1.7MPa时，转速峰值增加了9r／min，意味着增加轨压同样也有利于促进直接起动模式的实现。

2.4 活塞初始位置

图7 不同初始活塞位置下T 对首循环着火和转速峰值的影响Fig.7 Influence of Ton first－cyclein ignition and peak speed at different initial piston position

当冷却液温度为80 ℃，轨压为0.8 MPa时，针对不同活塞初始位置下首循环着火及转动特性进行了研究。图7为不同活塞初始位置下点火正时对首循环着火及转速峰值的影响。由图可见，活塞距离其上止点过远或过近时，点火正时下限值均有所增加。当活初始塞位置为40 ℃A ATDC时，点火正时需增大到80ms才能使首循环可靠着火。这是因为，活塞离喷油器比较近，喷雾油束与活塞表面形状的匹配性较差，活塞表面会将燃油引导至远离火花塞的活塞与缸盖之间的余隙内，燃油只能缓慢地蒸发和扩散到火花塞附近，所以需要较长的点火正时才能在火花塞附近形成可燃混合气。同时，当活塞初始位置增大为120 ℃A ATDC 时，由于火花塞距离活塞表面较远，且喷雾油束与燃烧室表面的匹配性变差，燃油同样难以到达火花塞附近，点火正时需增大到200ms才能使首循环可靠着火。当活塞初始位置在60～100 ℃A ATDC时，一方面火花塞距离活塞表面较近；另一方面喷雾油束与燃烧室表面的匹配性较好，在活塞表面的引导作用下燃油也易于到达火花塞附近，所以当点火正时为60 ms时首循环即可着火。同时，当活塞初始位置在60～100 ℃A ATDC 时，使发动机获得较高峰值转速的优化点火正时变化也较小，点火正时控制在250～300ms时发动机均能获得相对较高的峰值转速。然而，当点火正时推迟到120 ℃A ATDC时，点火正时需推迟到400～450ms发动机才能获得较高的峰值转速。

图8为不同活塞初始位置下过量空气系数对首循环着火及转速峰值的影响。从图可见，整体上随着活塞初始位置的下移，着火稀限呈现显著的减小趋势，需要采用更浓的混合气才能使首循环着火。当膨胀缸初始位置为40 ℃A ATDC时，过量空气系数为0.95首循环就可以着火。然而，当初始活塞位置下移到120 ℃A ATDC 时，需要过量空气系数小于0.6的浓混合气首循环才能着火。随着活塞位置的下移，火花塞距离活塞顶面的距离增大，喷射到燃烧室壁面的燃油不易运动到火花塞附近，所以需要喷射更多的燃油才能使火花塞附近形成可燃混合气。当活塞位置在40～80 ℃A ATDC 时，受油束和燃烧室表面形状匹配性能的影响，混合气稀限的降低速度相对较缓。同时，不同活塞初始位置下首循环着火的混合气浓限也有一定的改变。当活塞初始位置过大或过小时混合气浓限均相对略有升高。活塞初始位置较小时，火花塞距离活塞表面较近，受壁面油膜蒸发的影响，易于使火花塞附近的燃油浓度过高。

图8 不同初始活塞位置下λ对首循环着火和转速峰值的影响Fig.8 Influence ofλon first－cyclein ignition and peak speed at different initial piston position

通过图8（b）可见，当活塞初始位置在60～100 ℃A ATDC 范围内时，峰值转速受过量空气系数的影响较弱，在相对较宽的范围内均可使发动机获得较高的峰值转速。然而，当初始活塞位置过 大（120 ℃A ATDC）或 过 小（40 ℃A ATDC）时，峰值转速随过量空气系数的改变而显著改变。同时，随着活塞初始位置的变化，发动机获得较高转速峰值的优化过量空气系数也会出现一定的改变。当活塞初始位置较小时，需采用较浓的混合气才能使发动机获得较高的转速峰值。当活塞初始位置为40 ℃A ATDC 时，需采用过量空气系数为0.5左右的浓混合气才能使发动机获得较高的转速峰值。随着活塞位置的下移，由于油束与燃烧室壁面的匹配性变好，缸内混合气的形成质量变好，采用相对较稀的混合气即可使发动机获得较好的转动特性。活塞初始位置在60～120 ℃A ATDC 范围时，基本采用过量空气系数为0.6～0.7的混合气就能使发动机获得较高的转速峰值。

3 结 论

（1）点火正时和过量空气系数需控制在适当的范围内才能使首循环可靠着火。并且，随着点火正时和过量空气系数的增加缸压和转速峰值基本呈现先增后减的变化趋势。优化控制点火正时和过量空气系数能使首循环同时获得较高的转动速度和较好的燃烧一致性。

（2）随着冷却水温升高，保证首循环可靠着火的点火正时下限略有减小，而使发动机获得较高转速峰值的优化点火正时基本相同。当冷却液温度较高时，首循环着火的空燃比范围相对较宽，采用偏稀的混合气即可获得较高的转动速度。

（3）轨压提高后，采用相对较小的点火正时就可使首循环着火并获得较高的转动速度。同时，对于较高的轨压也可以在较稀混合气范围内着火，并可获得较高的转速峰值。

（4）活塞初始位置对首循环着火特性的影响较为复杂。受缸内空间体积及壁面引流的双重影响，仅当初始活塞位置过大时首循环着火的点火正时下限有显著升高，空燃比范围变窄。在60～100 ℃A 初始位置范围内，将点火正时和过量空气系数分别控制在250～300ms和0.6～0.7时，基本均能使发动机获得较高的转速峰值。

［1］Zhao F，Lai M C，Harrington D L，Lai M.Automotive spark－ignited direct－injection gasoline engines［J］.Prog Energy Comb Sci，1999，25：437－562.

［2］Wang Jian－xin，Wang Zhi.Research progress of high effi cient and clean combustion of automotive gasoline engines［J］.J Automotive Safety and Energy，2010，1（3）：167－178.

［3］Moritaka Matsuura，Koji Korematsu，Junya Tanaka.Fuel consumption improvement of vehicles by idling stop［C］∥SAE Technical Paper，2004－01－1896.

［4］Henein N，Taraza D，Chalhoub N，et al.Exploration of the contribution of the start／stop transients in HEV operation and emissions［C］∥SAE Technical Paper，2000－01－3086.

［5］苏岩，洪伟，韩立伟，等.GDI发动机怠速停止技术无起动机起动的试验研究［J］.内燃机学报，2011，29（6）：527－533.Su Yan，Hong Wei，Han Li－wei，et al.Experimental study of idling stop－start without motor on a gaso－line direct injection engine［J］.Transactions of CSICE，2011，29（6）：527－533.

［6］Giorgio Rizzoni，Kennetch Leisenring，Bathman Samimy.IC engine air／fuel ratio feed－back control during cold start［C］∥SAE Paper，961022.

［7］Wang Zhen－suo，Li Li－guang，Gong Chang－ming，et al.Investigation of cold－start based on cycle－by－cycle control strategy in a LPG EFI engine［J］.Trans CSICE 2004，22（4）：337－343.

［8］Zuelch C，Kulzer A，Chiodi M，et al.The directstart：investigation of mixture formation by means of optical measurements and 3D－CFD－Simulation［C］∥SAE Paper，2005－01－3686.

［9］Xie Fang－xi，Li Xiao－ping，Wang Xin－chao，et al.Research on using EGR and Ignition timing to control load of a spark－ignition engine fueled with methanol［J］.Applied Thermal Engineering，2013，50（1）：1084－1091.