PFI/DI喷射对米勒循环汽油机燃烧特性的影响

杨志伟，谢 辉，陈 韬，吴中浪，赵 华, 2



PFI/DI喷射对米勒循环汽油机燃烧特性的影响

杨志伟1，谢 辉1，陈 韬1，吴中浪1，赵 华1, 2

(1. 天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072；2. 布鲁内尔大学先进动力和燃油研究中心，伦敦UB8 3PH，英国)

为削弱泵气损失大、压缩比和工质比热容低等问题对汽油机常用部分负荷热效率的制约作用，基于配备进气道喷射(port fuel injection，PFI)和缸内直喷(direct injection，DI)双喷系统的高压缩比米勒循环汽油机，系统探究了进气门早关策略对汽油机部分负荷热效率的影响规律．研究表明，应用米勒循环可有效调控歧管压力和泵气损失，通过综合优化气门相位、点火策略和节气门开度，相较于原机在2000r/min，平均指示有效压力(IMEP) 0.36MPa工况指示热效率由32.4%提升至36.4%．针对高压缩比米勒循环小负荷燃烧稳定性恶化问题，提出采用分层火焰引燃(stratified flame ignition，SFI)混合燃烧技术实现对燃烧放热过程的优化控制．研究表明，SFI燃烧可有效提高燃烧稳定性，平均指示有效压力的循环变动COVIMEP降幅达64.9%．而后期自燃的参与使得放热更为集中迅速，指示热效率由纯米勒循环下的36.4%提升至37.8%．

汽油机；米勒循环；分层火焰引燃；循环变动；燃油经济性

我国第4阶段油耗法规的出台对车用发动机的燃油经济性提出了更为严苛的要求．且根据美国能源信息署EIA数据预测显示，至2040年点燃式内燃机仍将占据90%的轻型车市场[1]．因此进一步有效提高汽油机循环热效率不仅具有极大的学术价值，同时对社会和经济的可持续发展也具有重大意义．长久以来，传统汽油机泵气损失大、压缩比和工质比热容低等问题严重制约了其热效率的提升[2]，尤其是在常用部分负荷工况．米勒循环发动机可通过进气门早关(early intake valve closure，EIVC)或进气门晚关(late intake valve closure，LIVC)策略，降低部分负荷工况的泵气损失[3]．配合高几何压缩比活塞，可在保证较高的有效压缩比的同时进一步提高膨胀比，给予发动机更大的热效率提升空间．

国内外针对米勒循环在汽油机上的应用研究开展了很多工作，Vent等[4]介绍了奔驰公司在一台2.0T增压汽油机上，运用Camtronic系统降低气门升程实现进气门早关，以提升部分负荷的燃油经济性，同时配合灵活的喷油策略解决小升程带来的燃烧速度变缓等问题．Hara等[5]的研究表明，米勒循环可有效降低泵气损失，但其带来的有效压缩比减小会降低燃烧开始前缸内的温度和压力，拉长燃烧持续期，增大循环变动．Miklanek等[6]指出米勒循环会降低燃烧开始前缸内温度，延缓燃烧放热过程，通过结合进气加热和米勒循环，有效改善了发动机的经济性．英国布鲁奈尔大学的Li[7]在单缸汽油机平台上对比研究了气门型线对汽油机热效率的影响，并结合二次喷射有效提高了米勒循环的燃烧速度和稳定性．德尔福公司的Moore等[8]利用非对称气门提高缸内的滚流比和涡流比，强化小负荷下的火焰传播，在提高了燃烧稳定性的同时，降低了HC和颗粒物排放．国内研究机构主要偏重米勒循环对汽油机经济性的改善，上海交通大学的Li等[9]利用试验平台对比研究了高压缩比条件下LIVC和EIVC两种策略对直喷汽油机经济性的不同影响．结果表明，在中低负荷工况EIVC相较于LIVC能够更大限度地降低泵气损失，而在大负荷工况，LIVC对爆震现象的抑制效果明显优于EIVC．同济大学的Wan等[10]针对不同负荷，利用可变气门升程技术实现米勒循环气门策略的切换，小负荷工况油耗相比原机降低了11%．

从目前的研究现状来看，部分负荷下燃烧过缓，循环变动大，经济性和排放恶化是制约米勒循环实际工程应用的重大问题之一．对此，本研究期望通过EIVC策略实现米勒循环，降低汽油机部分负荷泵气损失，结合重新设计的高压缩比活塞增大发动机的膨胀比，提高热效率．针对米勒循环带来的小负荷燃烧变缓，稳定性恶化问题，期望采用PFI/DI混合喷油策略实现燃油分层，利用火花塞跳火引燃火花塞周围的混合气浓区，形成一段火焰传播过程，然后在火焰传播释放的热量、内部废气的加热以及活塞上行压缩导致的温度升高三方面共同作用下，引发外围稀释混合气的自燃[11]，即借助直喷正时、直喷比例和点火提前角对分层火焰引燃(stratified flame ignition，SFI)的有效调控作用[12]强化小负荷下的火焰传播过程，同时借助后期自燃燃烧的参与，使得整体燃烧放热更为集中迅速，在改善燃烧稳定性的同时进一步提升经济性.

1 研究方法

本研究是在一台配备双VVT系统的2.0L增压直喷均质混合气汽油机上开展的，发动机参数如表1所示．采用重新设计的升程6.1mm、开启持续期160°CA的米勒循环进气凸轮轴替换原机升程9mm、持续期200°CA的凸轮轴，两款凸轮轴型线对比如图1所示，排气仍采用原机凸轮轴．试验中通过EIVC策略实现米勒循环，同时将原机平顶活塞更换为压缩比13.4的高压缩比分层活塞，以实现更好的混合气分层．为实现基于PFI/DI混合喷射的SFI燃烧，安装了金属进气歧管和PFI喷油系统．

表1 试验发动机参数

Tab.1 Engine specifications in tests

试验台架的控制系统采用dSPACE公司的MicroAutobox和RapidPro快速原型控制系统，其中MicroAutobox是整机控制算法运行的核心，RapidPro负责传感器信号采集和执行器驱动．缸内压力信号采用Kistler的6053C压电晶体传感器进行测量，通过Kistler的5064型电荷放大器将传感器的电荷信号转化为电压信号，电压的大小与缸压数值呈线性关系，标定后可在线实时显示缸压数值．其后由NI公司PCI6123采集卡在1000齿/转的光电编码器的外部时钟驱动下，实现多循环缸压数据的连续采集，每个试验点至少采集200个循环．则采用ETAS公司的LA4线性氧传感器进行实时测量．具体试验台架系统示意图如图2所示．

图1 米勒循环凸轮轴与原机凸轮轴型线对比

图2 试验台架系统示意

2 试验结果与分析

2.1 进气门早关米勒循环对燃油经济性的提升

图3 进排气相位对充气效率、歧管压力和泵气损失压力的影响

图4给出了换气过程缸压随进排气相位变化的规律．从图4(a)可见，固定IVC为47℃A BBDC时，随着排气门开启推迟，自由排气阶段缩短，在膨胀冲程末段和排气冲程阶段，缸内压力下降趋势出现明显差别．当排气门开启较早时，自由排气阶段较长，缸内气体工质一边对活塞做功，一边凭借与排气道间的正压差自动快速排出气缸，整个排气过程较为顺畅，压力显著下降．当排气门较晚开启时，缸压明显下降的时刻出现在排气冲程中，即依靠活塞上行强制排气，会产生更多的推出功损失．此外，当活塞运行至排气上止点时，缸内残余废气分压随EVO推迟而增大，EVO为136°CA ATDC时缸压为66kPa，而EVO为156°CA ATDC和176°CA ATDC对应的缸压分别为81kPa和93kPa，表明随EVO推迟，缸内残余废气率持续增大，因而需要更高的歧管压力保证新鲜进气量．从图4(b)可见，相较于排气门相位，IVC对换气过程的缸内压力具有更强和更直接的调控能力，随IVC提前，进气冲程末段和压缩冲程开始阶段压力线重合趋势愈发明显，有效进气冲程缩短，需要更高的歧管压力保证进气量，随IVC从最晚7°CA BBDC提前到47°CA BBDC时，歧管压力由50kPa增加到75kPa，进气冲程缸压显著提高，泵气损失持续降低．

图4 进排气相位对换气过程缸内压力的影响

除去可有效降低换气过程中的泵气损失之外，米勒循环对燃烧过程也产生了重要影响．图5(a)展示了进排气门相位对最佳点火提前角、燃烧始点CA10和滞燃期的影响．可见，随IVC的提前，最佳点火角几乎呈线性提前，以EVO为176°CA ATDC为例，当IVC由7°CA BBDC提前至55°CA BBDC时，最佳点火角由22°CA ATDC提前至38°CA ATDC．得益于点火角的大幅提前，燃烧始点CA10并未随IVC提前而出现明显推迟，而是主要受EVO影响．随EVO时刻推迟，CA10明显推迟．滞燃期受到进排气门相位的共同影响，其中IVC时刻由于能大幅影响最佳点火角，因而在燃烧始点差别不大的情况下，IVC时刻对滞燃期的调控具有主导作用．

图5 进排气相位对燃烧特征参数的影响

图6 2000r/min，pi为0.36MPa工况下进排气相位对指示热效率的影响

当然，应用米勒循环也带来了一些问题．图7给出了指示热效率最高的气门相位(IVC为55°CA BBDC，EVO为176°CA ATDC)下的连续100循环放热率曲线，可以明显看出此时循环间的放热率无论是在峰值还是放热持续期上均出现剧烈波动，燃烧放热过程的稳定性已严重恶化．

图7 IVC为55°CA BBDC，EVO为176°CA ATDC下的连续100循环放热率曲线

从图8中可见，指示平均有效压力循环变动随IVC的提前和EVO的推迟显著增大，一方面是由于随着IVC时刻的提前，缸内气流运动减弱，不利于后期火焰传播，另一方面，随着EVO的推迟，缸内残余废气率显著增加，过高的残余废气率恶化了小负荷的燃烧稳定性，限制了热效率的提升空间．

图8 进排气相位对指示平均有效压力循环变动的影响

2.2 SFI混合燃烧对米勒循环小负荷稳定性的提升

图9给出了燃烧始点CA10、燃烧相位CA50和燃烧持续期CA10～CA90随直喷比例DI和直喷正时SOI变化的规律，其中绿色虚线标注出了纯DI基准点的相应数值．首先，随着SOI由115°CA BTDC推迟到70°CA BTDC，CA10和CA50显著提前．当SOI从70°CA BTDC继续推迟至40°CA BTDC时，两者随SOI几乎呈线性关系推迟．随着DI增大，火花塞附近区域混合气持续趋浓，过浓的混合气会抑制前期火焰传播，因而CA10和CA50普遍推后．同时，在整缸混合气保持理论空燃比的前提下，火花塞区域混合气趋浓意味着燃烧室周围区域混合气浓度持续变稀，抑制了后续火焰面的发展和自燃的产生，因而燃烧持续期普遍拉长．同纯DI相比，PFI/DI混合喷射可以通过燃油分层，依靠火花塞局部混合气加浓稳定初期着火和火焰传播．同时直喷的部分燃油起到冷却作用，降低缸内温度和压力，配合点火提前可优化燃烧相位，使得整体放热过程更为集中．

图9 直喷比例和直喷正时对燃烧始点CA10、燃烧相位CA50和燃烧持续期CA10～CA90的影响

为了更加细致地分析SOI和DI对米勒循环燃烧过程的影响，首先固定SOI为70°CA BTDC，观察3个不同直喷比例下缸压、瞬时放热率和质量燃烧率的区别．如图10(a)所示，随着DI的增大，缸压和放热率整体提前，放热更为集中，峰值更大，CA10和CA50普遍提前，燃烧持续期缩短．只有直喷比例为0.5时由于周围混合气过稀，使得后期燃烧放热速率变缓．固定直喷比例为0.4，对比5个不同直喷时刻和纯DI模式下缸压、瞬时放热率和质量燃烧率差异．如图10(b)所示，随着SOI由95°CA BTDC推迟到70°CA BTDC，燃油分层逐渐明显，直喷燃油在火花塞附近形成较浓的混合气，使得缸压、瞬时放热率提前，峰值增大．随着直喷正时从70°CA BTDC推迟到40°CA BTDC，直喷时刻越来越接近点火时刻，燃油对火花塞周围区域的冷却作用增强，同时过晚的喷油时刻可能会导致燃油无法及时抵达火花塞，不利于初始火核形成和火焰传播，导致缸压和瞬时放热率曲线推后，峰值降低．

图10 直喷比例和直喷正时对缸压和瞬时放热率的影响

图11展示了SOI和DI对滞燃期、燃烧持续期的标准差和指示平均有效压力循环变动的影响规律，可见随着DI减小，火花塞周围燃油浓度由偏浓变稀，逐渐趋向适于初期着火需求的浓度条件，使得初期燃烧稳定，滞燃期、燃烧持续期标准差和指示平均有效压力循环变动COVIMEP均明显减小．在同一直喷比例下，由于PFI喷射的喷油量和喷油正时始终固定，故由PFI造成的燃烧室周围区域的混合气浓度基本保持稳定，但随着直喷时刻推迟，由DI喷射造成的火花塞附近区域混合气浓度持续加浓，从而导致整缸混合气浓度梯度持续变化，最终影响到后续的火焰传播过程．从试验结果可见，SFI燃烧的滞燃期普遍超过纯DI模式．在SOI为70°CA BTDC时，指示平均有效压力的循环变动和燃烧持续期的标准差均达到最小值，除直喷比例为0.5之外，直喷比例为0.3和0.4时的COVIMEP和燃烧持续期的标准差均较纯DI模式有明显改善，DI为0.3，SOI为70°CA BTDC时的COVIMEP相较纯DI模式降低了64.9%．

在改善米勒循环小负荷燃烧稳定性的同时，SFI混合燃烧凭借后期自燃燃烧的参与，理论上可以组织更为集中迅速的放热过程，进一步改善小负荷的燃油经济性．

图11 直喷正时和直喷比例对滞燃期、CA10～CA90标准差和IMEP循环变动的影响

图12给出了DI为0.4，SOI为70°CA BTDC时SFI燃烧模式下的100循环放热率曲线，与图7相比，从曲线形状上看，SFI燃烧呈现明显的前期火焰传播和后期自燃两阶段放热特征，这也与Natarajan 等[13]基于光学观测结果提出混合燃烧同时包含火焰传播和后期自燃两种放热特征的结论相符．借助火花塞附近区域加浓混合气实现了更为稳健的前期火焰传播过程，而后期自燃的参与显著提高了放热率峰值，配合点火角的提前，优化了燃烧相位，相较于纯DI下的传统SI燃烧，整个放热率曲线型心位置更加靠近压缩上止点，放热过程等容度更高．

图12 rDI＝0.4，SOI为70°CA BTDC时SFI燃烧模式下的连续100循环放热率曲线

本研究的最终目标是有效提高汽油机部分负荷工况的经济性．图13展示了直喷正时和直喷比例对SFI燃烧指示热效率随SOI和DI变化的规律，首先从整体上值得关注的是，随着DI增加，指示热效率对SOI越敏感，随SOI变化得越来越剧烈．各直喷比例下，均在直喷时刻70°CA BTDC附近取得热效率峰值，其中直喷比例为0.4时最高指示热效率达到了37.8%．

图13 直喷正时和直喷比例对SFI燃烧指示热效率的 影响

由图14可以看出，与原机32.4%的指示热效率相比，应用米勒循环后取得了12.3%的热效率提升，达到36.4%．而通过米勒循环结合SFI混合燃烧指示热效率最高可提升16.7%，表明本研究采用的技术路线在改善汽油机小负荷稳定性的同时，可有效提高其燃油经济性．

图14 2000r/min，pi为0.36MPa工况原机、纯米勒循环和SFI燃烧模式下指示热效率对比

3 结 论

(1)在给定负荷情况下，米勒循环可将发动机运行工况转移到歧管压力更高、泵气损失较低的区间，提升发动机的燃油经济性．较早的IVC会显著延长滞燃期，但配合点火策略优化可基本维持燃烧相位稳定，而推迟EVO会增大残余废气率，减缓燃烧速度，拉长燃烧持续期，对燃烧相位有一定推迟作用．

(3)通过PFI/DI混合喷油策略可实现兼具火焰传播和自燃两种燃烧特征的SFI混合燃烧．一定范围内随直喷比例增大，SFI燃烧的缸压和放热率整体提前，燃烧持续期缩短，放热过程更为集中、迅速．直喷正时推迟会强化燃油分层程度，加快前期火焰传播速度，但过晚的喷油时刻会恶化火花塞区域燃油分布，反而抑制前期火焰传播和后期自燃燃烧．

(4) SFI燃烧稳定性对喷油策略和点火策略极为敏感，通过综合优化直喷比例、直喷正时和点火角，在转速为2000r/min、i为0.36MPa工况，SFI燃烧的稳定性较均质混合气燃烧显著提高，IMEP的循环变动最大降幅达64.9%．同时得益于SFI燃烧放热过程的优化，指示热效率也由纯米勒循环下的36.4%进一步提高至37.8%．

［1］ Matthias N，Wallner T，Scarcelli R. Analysis of cylic variability and the effect of dilute combustion in a gasoline injection engine[C]//. Detroit，MI，USA，2014，2014-01-1238.

［2］ 杨嘉林. 车用汽油发动机燃烧系统的开发[M]. 北京：机械工业出版社，2010.

Yang Jialin.[M]. Beijing：China Machine Press，2010(in Chinese).

［3］ Zaccardi J，Pagot A，Vangraefschepe F，et al. Optimal design for a highly downsized gasoline engine[C]//. Detroit，MI，USA，2009，2009-01-1794.

［4］ Vent G，Enderle C，Merdes N，et al. The new 2. 0l turbo engine from the Mercedes-Benz 4-cylinder engine family[C]//22012. Beijing，China，2012.

［5］ Hara S，Nakajima Y，Nagumo S. Effects of intake valve closing timing on spark-ignition engine combustion[C]//. Detroit，MI，USA，1985，850074.

［6］ Miklanek L，Vitek O，Gotfryd O，et al. Study of unconventional cycles(Atkinson and Miller)with mixture heating as a means for the fuel economy improvement of a throttled SI engine at part load[J].，2012，5(4)，1624-1636.

［7］ Li Y. Synergy between Boost and valve timings in a highly boosted direct injection gasoline engine operating

with miller cycle[C]//. Detroit，MI，USA，2015，2015-01-1262.

［8］ Moore W，Foster M，Lai M C，et al. Charge motion benefits of valve deactivation to reduce fuel consumption and emissions in a GDI，VVA engine[C]//，Detroit，MI，USA，2011，2011-01-1221.

［9］ Li T，Gao Y，Wang J，et al. The Miller cycle effects on improvement of fuel economy in a highly boosted，high compression ratio，direct-injection gasoline engine：EIVC vs. LIVC[J].，2014，79：59-65.

［10］ Wan Y，Du A. Reducing part load pumping loss and improving thermal efficiency through high compression ratio over-expanded cycle[C]//. Detroit，MI，USA，2013，2013-01-1744.

［11］ Wang Z，Wang J，Shuai S，et al. Research on spark induced compression ignition(SICI)[J].. Detroit，MI，USA，2009，2009-01-0132.

［12］ 江维海，谢 辉，宋 康，等. PFI/DI喷射对分层火焰引燃的SI-CAI混合燃烧的影响[J]. 燃烧科学与技术，2016，22(5)：433-440.

Jiang weihai，Xie Hui，Song Kang，et al. Effects of PFI/DI injection on stratified flame ignition SI-CAI hybrid combustion[J].，2016，22(5)：433-440(in Chinese).

［13］ Natarajan V K，Sick V，Reuss D L，et al. Effect of spark-ignition on combustion periods during spark-assisted compression ignition[J].，2009，181(9)：1187-1206.

Effects of PFI/DI Injection on Combustion Characteristics of Miller-cycle Gasoline Engine

Yang Zhiwei1，Xie Hui1，Chen Tao1，Wu Zhonglang1，Zhao Hua1, 2

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Centre for Advanced Powertrain and Fuels，Brunel University，London UB8 3PH，UK)

To weaken the restrictive effect of the pumping loss, low compression ratio, and specific heat ratio on the thermal efficiency of gasoline engines，we investigated the influence of the Miller cycle on the partial-load thermal efficiency of a high-compression-ratio Miller-cycle gasoline engine equipped with a dual-injection system (i.e.，port fuel injection and direct injection). The results indicate that the Miller cycle can effectively regulate the manifold pressure and pumping loss. By optimizing the intake and exhaust valve phases，spark timing，and throttle opening，we increased the thermal efficiency from 32.4% to 36.4%，as compared to that of the original engine under 2000 r/min，IMEP 0.36 MPa. Then，we realized stratified flame ignition (SFI) hybrid combustion to improve the combustion stability of the Miller cycle. The results indicate that SFI combustion can optimize the combustion process and effectively reduce the COVIMEPby 64.9%. Supported by late-stage auto-ignition，we achieved further improvement in the thermal efficiency from 36.4% to 37.8%.

gasoline engine；Miller cycle；stratified flame ignition；COV；fuel economy

TK11

A

1006-8740(2019)01-0052-08

10.11715/rskxjs.R201804027

2018-04-09．

国家重点研发计划资助项目(2017YFB0103402)；天津市应用基础与前沿技术研究计划资助项目(14JCQNJC06900).

杨志伟（1993—  ），男，硕士，yangzhiwei@tju.edu.cn.

谢 辉，男，博士，教授，xiehui@tju.edu.cn.