预燃室射流点火对汽油发动机性能影响

占文锋 ，罗亨波，陈 泓，李钰怀，杜家坤

(1.华南理工大学 机械与汽车工程学院，广东 广州 510640；2.广州汽车集团股份有限公司 汽车工程研究院，广东 广州 511434)

目前，量产汽油发动机的最高热效率为41%～43%，未来45%热效率的汽油发动机成为追求的目标.加快燃烧速度、提高等容度、减少散热损失及同时抑制爆震是提高汽油机热功转化效率的有效手段.预燃室射流点火能提高燃烧速度、抑制爆震及扩展稀燃极限，在改善汽油机热效率方面具有一定潜力[1-3].近几年，面对愈加严苛的油耗法规，预燃室射流点火技术在汽油发动机上的研究逐渐增多.基于Bychkov 等[4]提出的火焰经障碍物加速机理，经过障碍物后火焰的速度会增加5～8 倍.预燃室射流点火首先引燃预燃室空腔内的混合气，高温、高压混合气通过小孔喷向主燃烧室，形成高速射流火焰，大幅增加点火面积，提高燃烧速度[5]；另一方面，预燃室内未燃中间产物也可加快燃烧进程.预燃室可分为主动预燃室和被动预燃室，主动预燃室内有额外的燃料添加，被动预燃室则没有.

国内研究方面，刘友钧[6]针对汽油机射流燃烧技术开展了较早的探索性研究，通过大幅提高压缩比，实现了速燃和稀燃，具有理想的放热规律，并改善热效率、降低排气污染物排放[7].李树生等[8]通过模拟和试验研究了预燃室参数对大缸径天然气发动机燃烧过程的影响，结果表明大夹角通道有较好的抗爆震性能和排放性能.张惠明等[9]研究了天然气发动机预燃室点火，结果表明预燃室天然气发动机的动力性与原机基本相当，排放降低、经济性良好.王博远等[10]研究结果表明，预燃室改善燃烧的能力在大负荷时更加明显.廖升友等[11]对主动预燃室结构进行了优化，改善了预燃室喷油器因高温损坏的问题.叶映等[12]探究了不同预燃室布置方案对射流火焰发展的影响，结果表明射流火焰对撞会对碰撞区域及周围流场产生较大扰动，抑制该区域内NOx生成；射流火焰不碰撞则放热更集中，同时NOx排放上升.国外研究方面，文献[13—17]对比研究了主动预燃室喷射汽油、丙烷等不同燃料的影响，结果表明预燃室喷入丙烷能加快燃烧速度、扩展稀燃极限和降低排放.Korb 等[18]研究了预燃室喷孔结构参数的影响，直孔能提高预燃室内的湍动能，斜孔能改善预燃室内的油、气混合.Tanoue等[19]研究了预燃室点火的爆震机理，预燃室点火爆震源于不同喷射火焰产生的激波.文献[20]在汽油单缸机上对比研究了不同滚流水平气道对预燃室射流点火的影响，射流点火对滚流的需求降低，低滚流气道在稀燃模式下实现了47.2%的有效热效率.综上所述，国内外对预燃室的研究主要集中在预燃室结构的优化、射流燃烧机理和排放等方面，而预燃室内混合气状态优化、预燃室与高能点火对比研究等方面却鲜有报道.

基于上述背景，为了探索和研究预燃室点火对汽油机燃烧和排放的影响规律，针对直喷汽油单缸机，笔者设计了一款主动预燃室点火系统，搭载在发动机台架上，进行了预燃室内混合气状态的优化，并针对传统点火、高能点火和预燃室点火对燃烧过程的影响进行对比分析.

1 试验对象和试验体系

1.1 试验对象

试验对象为一台匹配35 MPa 高压供油系统的单缸、四冲程热力学汽油发动机.电动模拟增压系统控制单缸机的进气压力和进气温度.通过可编程的时序控制单元控制喷油、点火.该发动机的主要技术参数如表1 所示.

表1 发动机技术参数Tab.1 Engine specifications

设计了一种带喷油器和火花塞的主动预燃室系统，安装在单缸机缸盖上.加装预燃室后的发动机采用射流点火模式.预燃室详细参数如表2 所示，预燃室示意如图1 所示.预燃室容积为1.2 mL，占主燃烧?室容积比为2.8%；喷孔孔径为1.25 mm，孔数为6个，喷孔锥角为90°(预燃室喷孔最外侧的两个喷孔形成的夹角).

表2 预燃室主要参数Tab.2 Pre-chamber specifications

图1 主动预燃室示意Fig.1 Schematic diagram of active pre-chamber

1.2 试验体系

发动机台架测试系统布置如图2 所示.单缸热力学发动机测控系统主要包括一台搭载主动预燃室的单缸热力学汽油发动机、AVL PUMA 瞬态测功机、AVL 515 进气模拟增压系统、油水恒温控制单元、喷油控制单元及时序控制单元等系统组件.

图2 发动机台架测试系统布置Fig.2 Layout of engine bench test system

试验中使用AVL 735S 瞬态油耗仪测量发动机燃油消耗量，预燃室压力曲线通过火花塞式缸压传感器测量，主燃烧室缸压测量采用打孔式缸压传感器；缸压曲线采集及燃烧数据计算使用AVL indicom 燃烧分析仪，转角信号由AVL 365 C 角标器输出，利用AVL Indicom 系统对燃烧过程示功图及时序控制信号进行采集.AVL 489 粒子计数器采集颗粒物数量.

主燃烧室喷油器供油压力为35 MPa.由于预燃室内所需喷油量较小，较高的喷油压力导致喷油脉宽小于稳定喷油极限为0.25 ms，因而将预燃室内喷油器的油压调整为4 MPa，喷油脉宽大于0.25 ms.预燃室内喷油器为单孔汽油喷油器.

试验前基于直喷喷油器动态流量测试装置，参考SAE J2715 测试标准对喷油器动态流量进行预标定，以确定各喷射压力下不同喷油脉宽所对应的循环喷油量，试验中通过记录实际喷射脉宽，并通过查表确定预燃室喷油量.对于主燃室由于多孔喷油器和循环喷油量相对较高，试验中采用AVL 735S 瞬态油耗仪监控采集实际喷油量数据.热效率的计算是基于预燃室与主燃室内循环喷油总量计算求得.

试验选取原型机典型的万有特性最低油耗工况点：转速为 2 750 r/min，平均指示压力(IMEP)为1.05 MPa 进行研究.试验过程中控制平均指示压力的循环变动(CoV)在3%以内，见式(1).选取各个工况最优点火角(MBT)进行试验.进气温度保持在(35±2)℃，冷却水温度保持在(80±2)℃，燃油为92号汽油，主燃烧室的喷油时刻为-300°CA ATDC，预燃室喷油时刻为-150°CA ATDC.

式中：CoV 为平均指示压力的循环变动率；σIMEP为发动机200 个循环的IMEP 的标准偏差；为200个循环的IMEP平均值.

CA 50 为缸内累积放热量达到50%时所对应的曲轴转角，即燃烧相位；CA 10-90 为缸内累积放热量从10%到达90%的曲轴转过的转角，即燃烧持续期；CA 5-IGN 是火花塞点火后到缸内累积放热量为5%的时间.

点火时刻预燃室内的过量空气系数φpre是影响预燃室射流点火性能的重要指标，预燃室内的过量空气系数φpre通过式(2)～(6)计算得到.预燃室喷油时刻在压缩冲程，主燃烧室内的混合气通过预燃室喷孔被压缩至预燃室内，因而假设预燃室喷油器喷出的燃油未进入主燃烧室.

式中：φpre为预燃室内计算的过量空气系数；mpre-air为点火时刻实际进入预燃室内的空气质量；mpre-sto-air为点火时刻当量比燃烧预燃室所需的理论空气质量；mair为缸内的空气质量；mtotal-fuel为预燃室与主燃烧室的总喷油量；φglobal为排气管中过量空气系数传感器测量的全局过量空气系数；mmain-fuel为主燃烧室喷油量；mpre-fuel为预燃室喷油量；a 为预燃室体积与缸内总体积的比值，取点火时刻的比例；b 为点火时刻预燃室上一循环残留的废气体积占比(不包含主燃烧室进入预燃室的废气)，模拟结果显示为4%～7%，计算结果表明b 在合理范围内变动，计算的φpre变动范围为±0.01，b 对计算结果的敏感度较低，将b 设为6%；14.7 为过量空气系数为1 时的空燃比.

2 试验结果与分析

2.1 预燃室过量空气系数对燃烧和排放的影响

预燃室采用射流火焰技术，可实现快速火焰传播，配合稀薄燃烧能极大提升发动机的热效率.因而探究在稀燃条件下主动预燃室内的喷油控制参数对燃烧和排放的影响具有重要意义.试验工况：转速为2 750 r/min、IMEP 为1.05 MPa，总体过量空气系数为1.7.

图3 为燃烧循环变动CoV 随φpre的变化.CoV受预燃室着火稳定性和主燃烧室燃烧稳定性共同影响，随着φpre的变大，CoV 先下降后上升.当φpre小于0.6 时，预燃室内混合气超过浓燃极限，预燃室点火稳定性大幅恶化，CoV 急剧上升.当φpre为1.24 时，CoV 为4.34%，超过燃烧循环变动3%的限制，受喷油器最小稳定喷油脉宽的限制，φpre无法进一步扩大.预燃室稳定运行的φpre范围为0.6～1.2.

图3 燃烧循环变动CoV随φpre的变化Fig.3 Variation of CoV with φpre

图4 为主燃烧室和预燃室压力随曲轴转角的变化.火花塞在压缩上止点附近跳火，点燃预燃室内混合气，预燃室内压力急剧上升，明显超过主燃烧室压力，预燃室高温混合气通过喷孔射入主燃烧室，点燃主燃烧室混合气，之后主燃烧室压力与预燃室压力融合，预燃室压力与主燃烧压力趋势和大小基本一致.将最大压差△pmax定义为主燃烧室与预燃室的最大压差，是表征预燃室点火性能的重要参数.

图4 主燃烧室和预燃室内的压力随曲轴转角的变化Fig.4 Variation of pressure in main chamber and prechamber with crankshaft angle

图5 示出最大压差、最大压差时刻、CA 50、CA 10-90 以及总指示热效率随着φpre的变化.图5a为最大压差△pmax及最大压差时刻的变化.随着φpre的变大，最大压差△pmax先变大后变小.在φpre为0.79 时，△pmax达到最大值为1.96 MPa.随着过量空气系数的上升，汽油的燃烧速度先上升后下降，在略浓工况附近达到最大.预燃室内燃烧速度越快，放热集中度越高，导致最大压差△pmax越大，而最大压差△pmax随φpre的变化规律与燃烧速度随过量空气系数的变化规律一致.φpre为0.79 时，预燃室内混合气的燃烧速度最快，导致最大压差△pmax最大.不同φpre下，最大压差时刻出现为-7.2°～-6.0°CA，φpre对最大压差时刻出现影响较小.

图5 最大压差、最大压差时刻、CA 50、CA 10-90 以及总指示热效率随φpre的变化Fig.5 Variation of maximum pressure difference，the crank angle of maximum pressure difference，CA 50，CA 10-90 and GITE with φpre

图5b 为CA 50 与CA 10-90 随φpre的变化.φpre为0.79～1.11 时，预燃室形成的高速射流火焰有利于加快主燃烧室内混合气的燃烧速度，减少爆震，CA 50 均可控制在8°CA ATDC 附近，燃烧持续期CA 10-90 基本相当.当φpre小于0.70 或大于1.11 时，燃烧持续期CA 10-90 延长，燃烧重心推后.燃烧持续期受预燃室射流点火性能、主燃烧室湍动能和空燃比的共同影响，虽然φpre为0.79 时，预燃室内△pmax最大，但主燃烧室内的混合气较稀(过量空气系数为1.7)限制了燃烧速度的进一步提高，导致φpre为0.79～1.11 时燃烧持续期CA 10-90 基本相当.当φpre小于0.70 或大于1.11 时，预燃室点火性能变弱，导致主燃烧室燃烧速度变慢，抗爆震能力减弱，燃烧相位推后.

图5c 为总指示热效率随φpre的变化.φpre为0.92～1.07 时，总指示热效率为47.2%～47.3%，相差较小.总指示热效率在φpre为1.00 时达到极大值47.3%.预燃室内汽油质量占总喷油量的1.5%～4.9%，虽然φpre为0.79 时有最好的点火性能，但预燃室内喷入的燃油较多，喷雾碰壁导致未燃损失增加；另一方面，预燃室内的高温、高压混合气通过预燃室喷孔时有较强的节流损失，△pmax越大节流损失越大.此外，预燃室内较高的燃烧温度增加了预燃室内的传热损失[21-22]，最终导致φpre为0.79 的总指示热效率低于φpre为1.00 的.

图6 为不同φpre下主燃烧室放热率随曲轴转角的变化规律.当φpre为0.79～1.17 时，放热峰值基本相当，随着φpre变小，放热相位小幅提前.在预燃室内混合气较浓和较稀时(φpre为0.63 和1.24 时)，放热峰值减小，燃烧相位推迟.这主要受预燃室点火能力和主燃烧室稀薄程度共同影响，不同φpre产生的最大压差△pmax存在显著差异，△pmax越大射流火焰贯穿距越长，火焰传播范围越大.

图6 放热率随曲轴转角的变化Fig.6 Variation of heat release rate with crankshaft angle

图7 为预燃室和主燃烧室最大压力升高率随φpre的变化.由于预燃室内添加了额外燃料，预燃室内的最大压力升高率大幅高于主燃烧室.预燃室和主燃烧室的最大压力升高率均在φpre为0.79 时达到最大值.预燃室内压力升高率对φpre敏感性高，而主燃烧室内压力升高率对φpre敏感性低.

图7 预燃室和主燃烧室最大压力升高率随φpre的变化Fig.7 Variation of maximum pressure rise rate with φpre in pre-chamber and main chamber

为明确预燃室狭小空间内，单孔喷油器喷雾发展状态，研究中基于定容弹试验台，以0.1 MPa 背景压力、20 ℃燃油温度，采用高速背光法拍摄了单孔喷油器油束的喷雾发展、碰壁过程，壁面与喷油器的距离与预燃室内的相对位置保持一致.图8 示出油压为4 MPa 时喷油结束时刻不同喷油量的喷雾图像.由于预燃室空间较小，喷雾扩散空间较小，即使喷油量为极小值0.28 mg 时，喷雾碰壁也不可避免.随着喷油量增加，喷雾碰壁量也增加.预燃室内燃油喷雾是预燃室射流点火关键控制参数之一，预燃室喷雾碰壁导致燃油难以雾化，此外预燃室空间狭小，气体流速较小，湍动能耗散较快，油、气混合进一步恶化，造成预燃室内着火延迟期和燃烧持续期延长，预燃室射流点火性能下降，热效率恶化，颗粒物数量(PN)排放增加.因此，预燃室内部状态对发动机排放有较大影响.

图8 喷油结束时不同喷油量的喷雾图像Fig.8 Spray images at the end of fuel injection with various fuel injection mass

图9 为PN 排放随φpre的变化.φpre小于1.1 时，随着φpre的减小，PN 排放大幅上升.φpre越小，预燃室内喷油量及油束贯穿距越大，撞击预燃室壁面的燃油量增加，PN 生成趋势增加.同时预燃室内空间较小，燃油与进入预燃室的混合气混合不充分且不均匀，喷油量越多，PN 排放越大.

图9 PN排放随φpre的变化Fig.9 Variation of PN emission with φpre

2.2 不同点火方式对比

研究不同放电能量的传统火花塞点火和预燃室点火的燃烧性能和节油潜力.传统火花塞点火的点火能量为100 mJ 与300 mJ.为保证研究结论的可比性及重复性，试验中传统点火和预燃室点火时汽油机的燃烧室保持相同，且为避免火花塞结构、安装位置和电极方向等对燃烧过程产生影响，对于火花塞附近区域，传统点火与高能点火两种情况试验中保持完全一致，而预燃室点火系统由于需要增加射流通道，因而仅在这一区域存在些许差异.

图10 为CA 5-IGN 与燃烧循环变动CoV 随全局过量空气系数的变化.提高火花塞点火的点火能量可明显缩短着火延迟期，但对燃烧循环变动和稀燃极限有小幅改善；预燃室点火能大幅缩短着火延迟期，预燃室中燃油量占总循环油量的比值为2%时，稀燃极限扩展至φgolbal为2.1，明显改善燃烧稳定性.

图10 CA 5-IGN与CoV随全局过量空气系数的变化Fig.10 Variation of CA 5-IGN and CoV with global excess air coefficient

图11 为CA 50 与CA 10-90 随全局过量空气系数的变化.提高火花塞点火能量可以小幅提前燃烧相位，缩短燃烧持续期.预燃室点火可以大幅缩短燃烧持续期.相比传统点火，预燃室点火在φglobal较小(小于1.4)时，燃烧重心推迟，燃烧相位恶化，随着φglobal的变大，燃烧相位改善.

图11 CA 50与CA 10-90随全局过量空气系数的变化Fig.11 Variation of CA 50 and CA 10-90 with global excess air coefficient

图12 为不同点火方式总指示热效率随全局过量空气系数的变化.提高火花塞点火能量对总指示热效率有小幅改善.预燃室点火在φglobal小于1.4 时，总指示热效率恶化，一方面预燃室点火在较低φglobal时燃烧相位恶化严重；另一方面预燃室增加了燃烧室系统面容比，增加了散热损失.预燃室点火在φglobal大于1.4 后，稀燃降低预燃室点火爆震的能力开始体现，随着φglobal的变大，总指示热效率在φglobal为1.8时达到48.5%的最大值.

图12 总指示热效率随全局过量空气系数的变化Fig.12 Variation of GITE with global excess air coefficient

3 结论

(1) 随主动预燃室内的喷油量增加，油束贯穿距增加，撞击预燃室壁面的燃油增加，PN 排放增加；预燃室内浓混合气能使燃烧相位提前、加快燃烧速度，提高预燃室点火性能；但预燃室内当量比附近的混合气能减少预燃室喷孔的节流损失和预燃室的散热损失，具有更大的节油潜力.

(2) 当φglobal小于1.4 时，预燃室点火燃油消耗率恶化；当φglobal大于1.4 时，预燃室改善热效率的能力开始凸显.

(3) 预燃室中燃油量占总循环油量的比值为2%时，预燃室点火将稀燃极限扩展至φglobal为2.1；总指示热效率在φglobal为1.8 时达到48.5%的最大值.