聚甲氧基二甲醚/汽油雙燃料火花輔助壓燃燃燒和排放特性研究

趙廷鈺，夏淳，方俊華，黃震

（上海交通大學(xué)動(dòng)力機械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗室，上海 200240）

中國乘用車(chē)銷(xiāo)量占汽車(chē)總銷(xiāo)量的80%以上，點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機作為乘用車(chē)的主流動(dòng)力，其熱效率的提升對我國實(shí)現“碳達峰、碳中和”的戰略目標具有重要意義。節氣門(mén)所造成的泵氣損失是點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機熱效率較低的主要原因之一［1］。雖然汽油稀薄燃燒在一定程度上可以解決這一問(wèn)題，但高稀薄混合氣環(huán)境下火焰傳播困難。而壓燃主要依靠燃料自燃，受火焰傳播過(guò)程影響較小。傳統汽油機由于壓縮比較低，在無(wú)點(diǎn)火源的情況下燃料很難起燃，利用火花點(diǎn)火實(shí)現壓燃的方式被稱(chēng)為火花輔助壓燃（spark assisted compression ignition，SACI），是一種通過(guò)火花塞提高缸內溫度和壓力從而在壓縮末端實(shí)現缸內混合氣自燃的燃燒模式［2-4］。SACI燃燒可以在相對較低的壓縮比下實(shí)現，文獻［5］中研究表明，在一臺壓縮比為12.42的發(fā)動(dòng)機上，以汽油為燃料的SACI燃燒相比點(diǎn)燃模式熱效率提高了30%。同時(shí)SACI能夠實(shí)現當量比燃燒，可以充分發(fā)揮汽油機三元催化的作用來(lái)對氣體排放進(jìn)行控制［6］，是一種適合汽油機的壓縮著(zhù)火模式。

SACI燃燒同時(shí)存在燃料自燃和火焰傳播的放熱過(guò)程，其反應進(jìn)程在一定程度上受反應動(dòng)力學(xué)控制，因而存在爆震和燃燒控制的問(wèn)題?？刂芐ACI燃燒的關(guān)鍵在于燃料自燃比例及火焰傳播，點(diǎn)火時(shí)刻、噴射策略和廢氣再循環(huán)（exhaust gas recirculation，EGR）等手段都是實(shí)現這一目標的重要手段。文獻［7］中研究了影響SACI燃燒相位變化的主要因素，結果表明SACI的燃燒相位和燃燒持續期主要受未燃狀態(tài)下的混合氣溫度和點(diǎn)火正時(shí)影響，點(diǎn)火正時(shí)的提前會(huì )導致由火焰傳播所產(chǎn)生的放熱比例增加，較低的混合氣溫度需要提前點(diǎn)火來(lái)促進(jìn)燃料自燃。文獻［8］中研究表明提前點(diǎn)火不僅改變了SACI燃燒剩余燃料的質(zhì)量，同時(shí)改變了其熱量和混合氣當量比的分布，使得后續反應放熱率降低。文獻［9］中研究了SACI燃燒在不同進(jìn)氣溫度和點(diǎn)火正時(shí)的變化，結果表明SACI燃燒的循環(huán)變動(dòng)主要由壓燃過(guò)程產(chǎn)生，點(diǎn)火通過(guò)增加火焰傳播的放熱過(guò)程所占比例，起到了穩定燃燒的作用。文獻［10］中研究了噴射策略對SACI燃燒的影響，結果表明，相比單次噴射，兩次噴射改善了缸內混合氣分布，降低了缸內溫度，發(fā)動(dòng)機效率顯著(zhù)上升。文獻［11］中研究表明，大比例的二次噴射對爆震的抑制效果更明顯，二次噴射可以結合更大的點(diǎn)火提前角，從而降低發(fā)動(dòng)機循環(huán)變動(dòng)并提升熱效率。

相比單燃料的多段噴射，基于雙噴系統的雙燃料SACI能夠對缸內混合氣分布實(shí)現更大程度的調節從而控制燃燒。文獻［12］中研究了基于雙噴系統的正庚烷/甲烷SACI燃燒，結果表明混合氣的反應活性越高，燃料自燃過(guò)程越趨于穩定，較高的反應活性會(huì )導致發(fā)動(dòng)機爆震，爆震強度由燃料自燃的峰值放熱率決定，可以通過(guò)燃料分配調節。在部分預混的條件下，雙燃料SACI可以基于兩種燃料性質(zhì)的差異來(lái)實(shí)現對燃燒進(jìn)程的控制，少量高活性直噴燃料在點(diǎn)火控制下能夠在特定時(shí)刻實(shí)現起燃［13］。文獻［14］中研究了二甲醚/汽油的火花引燃放熱過(guò)程，結果表明通過(guò)控制二甲醚噴射和點(diǎn)火可以實(shí)現單峰放熱和三階段放熱之間的轉變。

聚甲氧基二甲醚（polyoxymethylene dimethyl ethers，PODE）具有低碳、十六烷值高、含氧量高等優(yōu)點(diǎn)，其分子結構沒(méi)有C—C鍵，能在生命周期內實(shí)現零碳循環(huán)，是一種新興清潔燃料［15］。近年來(lái)PODE作為直噴燃料，常被用在PODE/汽油雙燃料壓燃研究中。在壓燃過(guò)程中存在從PODE向汽油的擴散燃燒，晚噴有助于形成PODE在汽油混合氣中的濃度梯度，可以促進(jìn)燃燒的完全進(jìn)行［16-18］。文獻［19］中研究表明，PODE在壓縮比為9.2的情況下可實(shí)現穩定的SACI燃燒，證明了其擁有作為高活性燃料實(shí)現SACI燃燒的潛質(zhì)。PODE/汽油雙燃料SACI將PODE作為直噴燃料能夠實(shí)現合適的濃度分層，有潛力在較低的壓縮比下實(shí)現高效的壓燃燃燒并通過(guò)控制點(diǎn)火及進(jìn)氣溫度等實(shí)現對燃燒進(jìn)程的控制。PODE作為雙燃料燃燒的直噴燃料還可降低顆粒物排放，改善燃燒，提高發(fā)動(dòng)機效率［20-23］。文獻［24］中建立了柴油/PODE雙燃料的反應機理模型，結果表明摻混PODE增強了預混燃燒過(guò)程和燃料整體含氧量，缸內燃燒溫度升高，促進(jìn)了顆粒物的氧化。文獻［25］研究表明，相比甲醇/柴油，甲醇/PODE反應活性控制壓燃（reactivity controlled compression ignition，RCCI）的滯燃期和燃燒持續期縮短，燃燒效率提高了3.5%。由于PODE更高的揮發(fā)性和反應活性，PODE/汽油雙燃料相比PODE/柴油雙燃料能夠有效降低RCCI的循環(huán)變動(dòng)［26］。文獻［27］中研究結果表明PODE有著(zhù)向高負荷擴展的潛力，較高的PODE比例可以延長(cháng)燃燒持續期，抑制壓升率的上升。

綜上所述，PODE/汽油雙燃料SACI燃燒是提高點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機熱效率的有效途徑，而直噴策略、進(jìn)氣溫度和點(diǎn)火正時(shí)等對PODE/汽油雙燃料SACI燃燒與排放性能具有重要影響。采用合適的控制策略是實(shí)現對雙燃料SACI燃燒控制和充分發(fā)揮SACI燃燒在效率和排放上優(yōu)勢的關(guān)鍵。本研究中基于實(shí)驗室自主開(kāi)發(fā)的雙噴射控制系統和試驗臺架，通過(guò)更換活塞將發(fā)動(dòng)機壓縮比提高至13來(lái)實(shí)現SACI燃燒，深入研究了直噴正時(shí)、進(jìn)氣溫度和點(diǎn)火正時(shí)等對PODE/汽油雙燃料發(fā)動(dòng)機燃燒和排放特性的影響，為實(shí)現點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機高效清潔的燃燒提供參考。

試驗發(fā)動(dòng)機由一臺壓縮比為10的缸內直噴發(fā)動(dòng)機改裝而來(lái)，直噴噴油器為BOSCH高壓6孔噴嘴，最大噴油壓力為15 MPa，通過(guò)重新設計進(jìn)氣歧管來(lái)加裝一套進(jìn)氣道低壓噴射裝置，進(jìn)氣道噴嘴為BOSCH低壓4孔噴嘴，其噴射方向為進(jìn)氣門(mén)座。通過(guò)增加活塞厚度，將發(fā)動(dòng)機壓縮比提升至13。改造后的試驗發(fā)動(dòng)機具體參數如表1所示。本文中曲軸轉角為負表示上止點(diǎn)前，曲軸轉角為正表示上止點(diǎn)后。

表1 試驗發(fā)動(dòng)機基本參數

圖1為試驗測試系統的示意圖。發(fā)動(dòng)機與電力測功機相連來(lái)獲取轉速和轉矩。發(fā)動(dòng)機控制系統是基于Pi Innovo公司的OpenECU自主搭建的，能夠同時(shí)精確控制8個(gè)噴嘴的噴油量和噴射時(shí)刻，實(shí)現對發(fā)動(dòng)機轉矩的控制。KISTLER的6125C缸壓傳感器被裝在氣缸內部用來(lái)獲取缸內壓力信號，所得信號連同由發(fā)動(dòng)機曲軸傳感器獲取的曲軸信號一同被導入KISTLER Kibox燃燒分析儀，計算200個(gè)循環(huán)的數據得到燃燒的放熱率和燃燒參數。發(fā)動(dòng)機顆粒物排放由Cambustion公司的DMS500快速顆粒分析儀測量，DMS500由采樣系統和兩級稀釋組成，可以得到瞬態(tài)的顆粒物粒徑分布狀況。HORIBA公司的Mexa7500EGR氣體分析儀被用來(lái)測量發(fā)動(dòng)機三元催化前的氣體排放，它包含了不分光紅外線(xiàn)吸收型分析儀、氫火焰離子分析儀、化學(xué)發(fā)光分析儀和磁氣壓法分析儀等部件，可以分別測量尾氣中CO/CO2、THC、NOx和O2等組分的含量。

圖1 試驗測試系統示意圖

試驗中使用辛烷值（research octane number，RON）為92的汽油作為進(jìn)氣道燃料，PODE作為直噴燃料。PODE是一種聚合物，分子式為CH3O（CH2O）nCH3，n代表了其聚合度。試驗用PODE為PODE3和PODE4的混合物，燃料具體性質(zhì)如表2所示。試驗過(guò)程中保持節氣門(mén)全開(kāi)，通過(guò)控制噴油量來(lái)實(shí)現對發(fā)動(dòng)機負荷的控制，試驗選定轉速為1 600 r/min，平均有效壓力（brake mean effective pressure，BMEP）為0.4 MPa，進(jìn)氣道噴射時(shí)刻固定為上止點(diǎn)前350°。試驗研究直噴策略、進(jìn)氣溫度和點(diǎn)火正時(shí)對PODE/汽油雙燃料SACI燃燒特性的影響，具體的試驗工況如表3所示。在整個(gè)試驗過(guò)程中，保持冷卻水溫度為（90±2）℃。為了保證試驗數據的準確性和可靠性，在每個(gè)測試點(diǎn)，發(fā)動(dòng)機穩定運行2 min后進(jìn)行測量。燃燒分析儀每個(gè)測試點(diǎn)記錄200個(gè)循環(huán)的缸內壓力數據取平均值進(jìn)行分析，采樣間隔為0.5°。DMS500從三元催化器后取氣進(jìn)行測量，連續測量1 min取平均值用于后續分析。HORIBA從三元催化器前取氣進(jìn)行測量，連續記錄各氣體排放30 s，取平均值用于后續分析。

表2 汽油和PODE主要特性參數

表3 試驗主要控制參數

分別將CA10、CA50和CA90定義為燃料累計放熱量達到10%、50%和90%所對應的曲軸轉角。將CA10至CA50之間所對應的曲軸轉角定義為急燃期，CA50至CA90之間所對應的曲軸轉角定義為緩燃期，CA10至CA90之間所對應的曲軸轉角定義為整體燃燒持續期。

本試驗中直噴比例RDI按直噴燃料質(zhì)量與燃料總質(zhì)量之比來(lái)計算，如式（1）所示。

式中，mDI為直噴（direct injection，DI）燃料質(zhì)量，kg；
mtotal為總燃料質(zhì)量，kg。

本試驗中用有效熱效率（brake thermal efficiency，BTE）來(lái)表征發(fā)動(dòng)機效率，其計算公式如式（2）所示。

式中，nE為發(fā)動(dòng)機轉速，r/min；
Vs為發(fā)動(dòng)機排量，L；
pe為平均有效壓力，MPa；
mPFI為進(jìn)氣道燃油消耗量，kg/h；
hPFI為進(jìn)氣道燃料低熱值，kJ/kg；
hDI為直噴燃料低熱值，kJ/kg。

2.1 直噴策略對雙燃料SACI燃燒和排放的影響

圖2為不同直噴比例下直噴正時(shí)對發(fā)動(dòng)機缸壓的影響，發(fā)動(dòng)機點(diǎn)火正時(shí)和進(jìn)氣溫度分別固定為-20°和60℃。節氣門(mén)全開(kāi)時(shí)同一轉速下進(jìn)氣量固定，較高的直噴比例能夠保證PODE在接近均質(zhì)混合氣的情況下仍能穩定燃燒，從而拓展直噴正時(shí)的范圍，所選工況下直噴比例60%和80%對應的可穩定運行的最大直噴正時(shí)分別為-70°和-100°。雙燃料的燃燒模式主要由直噴燃料的噴射正時(shí)決定［28-30］。根據直噴正時(shí)的不同，發(fā)動(dòng)機存在3種不同的燃燒模式，如圖3所示。

圖2 不同直噴比例下直噴正時(shí)對發(fā)動(dòng)機缸壓的影響

圖3 直噴正時(shí)對發(fā)動(dòng)機燃燒模式的影響

燃燒模式Ⅰ的工況條件為直噴正時(shí)晚于-30°。該模式下部分PODE濃混合氣在點(diǎn)火的幫助下首先起燃，使得剩余燃料隨著(zhù)燃燒的進(jìn)行相繼達到起燃條件實(shí)現自燃，燃燒過(guò)程同時(shí)存在燃料自燃和火焰傳播的放熱過(guò)程。由于汽油和PODE自燃所需溫度壓力條件和火焰傳播速度存在較大差異，在后續自燃放熱過(guò)程中汽油和PODE放熱階段出現分離，表現為多段連續放熱。同時(shí)隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，缸內壓力呈上升趨勢。受直噴正時(shí)的影響，汽油的放熱過(guò)程可能會(huì )出現以火焰傳播為主，也可能以燃料自燃為主。這是因為此階段直噴正時(shí)和點(diǎn)火正時(shí)間隔較小，點(diǎn)火會(huì )對放熱進(jìn)程產(chǎn)生一定影響。直噴正時(shí)為-20°時(shí)直噴噴油在點(diǎn)火后，點(diǎn)火對PODE的起燃沒(méi)有影響，整體燃燒相位滯后。直噴正時(shí)為-30°時(shí)，噴油時(shí)刻在點(diǎn)火之前且與點(diǎn)火時(shí)刻僅間隔10°，促使了部分PODE更早地起燃，壓縮沖程的大量放熱使缸內壓力升高，為后續燃燒過(guò)程中燃料的自燃提供了良好的環(huán)境。

燃燒模式Ⅱ的工況條件為直噴正時(shí)在-30°～-80°范圍內。在該模式下隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，燃料的起燃變得困難，初始放熱階段起燃的燃料比例降低，出現明顯的低溫放熱過(guò)程，且隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前和后續高溫放熱階段逐漸分離。發(fā)動(dòng)機燃燒模式屬于準均質(zhì)壓燃模式并逐漸向均質(zhì)壓燃（homogeneous charge compression ignition，HCCI）模式轉變。在低溫放熱階段燃料會(huì )積累活性自由基并提高缸內溫度，同時(shí)PODE和汽油在缸內混合得更加均勻，使得在高溫放熱階段二者整體性更強，逐漸轉變?yōu)閱畏宸艧?。直噴正時(shí)的提前造成的燃燒進(jìn)程的變化使得發(fā)動(dòng)機主要放熱在上止點(diǎn)后進(jìn)行，發(fā)動(dòng)機負功降低，同時(shí)高溫放熱階段放熱率峰值下降，這使得發(fā)動(dòng)機缸壓下降。

燃燒模式Ⅲ的工況條件為直噴正時(shí)在-80°之前。該模式下PODE和汽油在缸內充分混合，呈現出典型的均質(zhì)壓燃放熱曲線(xiàn)，發(fā)動(dòng)機可以被認為處于HCCI模式下。隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，HCCI模式下燃燒受其他控制參數影響減弱，低溫放熱和高溫放熱之間的延遲變長(cháng)。更長(cháng)時(shí)間的溫升和自由基積累使得燃燒更加劇烈，高溫放熱階段放熱率峰值呈上升趨勢。但由于放熱主要在活塞下行階段且相位比較滯后，總體上，隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，缸壓呈下降趨勢。

圖4為不同直噴比例下直噴正時(shí)對發(fā)動(dòng)機燃燒相位的影響。直噴正時(shí)從-20°提前到-30°，在火花點(diǎn)火的幫助下，直噴比例60%和80%的起燃時(shí)刻均提前了接近10°，而隨著(zhù)直噴正時(shí)的進(jìn)一步提前，發(fā)動(dòng)機起燃時(shí)刻顯著(zhù)滯后?？傮w上，隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，發(fā)動(dòng)機滯燃期呈上升趨勢而燃燒持續期呈下降趨勢。相鄰工況間緩燃期的上升幅度大于急燃期的變化幅度，因而燃燒持續期的變化趨勢與緩燃期類(lèi)似。緩燃期放熱主要受高溫放熱階段速度的影響，隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，低溫放熱的出現為后續高溫放熱提供了良好的條件，促進(jìn)了燃燒反應的快速進(jìn)行，緩燃期呈明顯下降趨勢。對于急燃期來(lái)說(shuō)，直噴正時(shí)早于-30°時(shí)連續的多段放熱使得放熱更加平緩，急燃期持續時(shí)間較長(cháng)。但隨著(zhù)低溫燃燒階段的出現，放熱集中在高溫放熱階段進(jìn)行，此階段內急燃期顯著(zhù)下降。而隨著(zhù)燃燒模式轉變?yōu)镠CCI燃燒，由于HCCI模式下燃燒主要受動(dòng)力學(xué)控制，急燃期變化幅度較小。

圖4 不同直噴比例下直噴正時(shí)對燃燒相位的影響

圖5所示為不同直噴比例下直噴正時(shí)對發(fā)動(dòng)機排氣顆粒物粒徑分布的影響，其中N為顆粒物數量，Dp為顆粒物粒徑，dN/dlogDp為不同粒徑顆粒物的數量濃度分布。受益于PODE獨特的分子結構，與傳統缸內直噴發(fā)動(dòng)機相比（顆粒物數目在107～108數量級），PODE/汽油雙燃料模式不同直噴策略下顆粒物均處于較低水平（顆粒物數目在106數量級），且絕大部分為不計入法規統計的揮發(fā)性核態(tài)顆粒物（小于23 nm）。雙噴系統對降低顆粒物排放同樣起到一定作用，由于顆粒物主要成分是燃燒中間產(chǎn)物和未燃燒的燃料，在較大直噴比例下，一方面由于PODE和汽油火焰傳播速度的差異，使得二者燃燒相對分離，未燃燒燃料比例上升，另一方面直噴預混程度下降，更多的直噴噴油量增加了噴到活塞頂部的概率，總體顆粒物排放水平高于低直噴比例。不同控制策略下均較低的顆粒物排放是PODE/汽油雙燃料火花輔助壓燃的優(yōu)勢之一。

圖5 不同直噴比例下直噴正時(shí)對顆粒物粒徑分布的影響

圖6為不同直噴比例下直噴正時(shí)對發(fā)動(dòng)機熱效率的影響。不同直噴比例下發(fā)動(dòng)機熱效率隨著(zhù)直噴正時(shí)的改變有著(zhù)相同的變化趨勢，隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，發(fā)動(dòng)機熱效率先升高后降低。這是因為一方面隨著(zhù)燃燒模式逐漸轉變?yōu)榈蜏厝紵?，傳熱損失降低同時(shí)燃燒相位滯后，發(fā)動(dòng)機負功降低，有利于發(fā)動(dòng)機熱效率的上升；
但另一方面，壓縮比為13的工況下較早的直噴正時(shí)會(huì )導致不完全燃燒的增加甚至失火。隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，直噴比例60%和80%熱效率最大值相比最小值分別上升了22.4%和8.0%。當兩種燃料比例相近時(shí)，汽油的燃燒受到了PODE的起燃時(shí)刻和燃燒進(jìn)程的顯著(zhù)影響，熱效率上升更加明顯。隨著(zhù)直噴比例的升高，發(fā)動(dòng)機最佳效率點(diǎn)所對應的直噴正時(shí)提前。

圖6 不同直噴比例下直噴正時(shí)對熱效率的影響

圖7所示為不同直噴比例下直噴正時(shí)對發(fā)動(dòng)機氣體排放的影響。隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，燃燒模式Ⅰ放熱過(guò)程中燃料自燃占比上升，促進(jìn)了燃燒的完全進(jìn)行和缸內溫度的上升。直噴正時(shí)從-20°提前到-30°時(shí)，直噴比例為60%和80%的THC排放分別降低了66%和60%，CO排放分別降低了56%和50%，NOx排放則分別增長(cháng)了99%和177%。當發(fā)動(dòng)機開(kāi)始出現低溫放熱，隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，NOx排放先顯著(zhù)下降，當燃燒模式轉變?yōu)镠CCI后緩慢下降，CO排放呈小幅下降趨勢，THC排放卻呈小幅上升趨勢。這是因為NOx排放受溫度影響顯著(zhù)，當發(fā)動(dòng)機燃燒模式轉變?yōu)镠CCI燃燒時(shí)，由于HCCI燃燒屬于低溫燃燒，NOx排放出現大幅下降，而隨著(zhù)直噴正時(shí)的進(jìn)一步提前，此時(shí)發(fā)動(dòng)機NOx排放已經(jīng)處于極低水平，NOx排放變化幅度較小。HCCI模式下高溫放熱階段峰值放熱率隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前呈小幅上升趨勢，良好的高溫放熱促進(jìn)了部分THC和CO的氧化，CO排放小幅下降。但更加均勻的混合氣分布和較低的缸內平均溫度抑制了PODE的起燃，未燃燒的燃料比例增加?？傮w上THC排放呈上升趨勢，且在較低直噴比例時(shí)上升幅度更加明顯。

圖7 不同直噴比例下直噴正時(shí)對氣體排放的影響

2.2 進(jìn)氣溫度對雙燃料SACI燃燒和排放的影響

圖8所示為不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度（Tin）對發(fā)動(dòng)機缸壓和放熱率的影響，所選直噴正時(shí)分別處于燃燒模式Ⅰ和燃燒模式Ⅱ，發(fā)動(dòng)機直噴比例和點(diǎn)火正時(shí)分別固定為60%和-16°。隨著(zhù)進(jìn)氣溫度的上升，兩種燃燒模式下發(fā)動(dòng)機的燃燒均變得更加劇烈，具體表現為整體燃燒相位前移，缸壓峰值和放熱率峰值上升。隨著(zhù)進(jìn)氣溫度的上升，燃燒模式Ⅰ（直噴正時(shí)-30°）由單峰放熱轉變?yōu)殡p峰放熱。進(jìn)氣溫度為40℃時(shí)，初始起燃的燃料比例較低，使得剩余燃料達到自燃條件的時(shí)刻推遲，PODE和汽油后續放熱過(guò)程比較統一，整體呈單峰放熱。而隨著(zhù)進(jìn)氣溫度的升高，PODE能夠更早地起燃但汽油需要更高的溫度和壓力，二者放熱過(guò)程分離，轉變?yōu)檫B續的雙峰放熱。燃燒模式Ⅱ（直噴正時(shí)-60°）時(shí)發(fā)動(dòng)機存在低溫放熱階段，低溫放熱階段與高溫放熱階段之間間隔較小。隨著(zhù)進(jìn)氣溫度的上升，發(fā)動(dòng)機僅發(fā)生燃燒相位的變化，仍然保持兩階段放熱，且低溫放熱階段逐漸和高溫放熱階段分離。不同進(jìn)氣溫度下低溫放熱階段放熱率峰值基本一致，提高進(jìn)氣溫度有利于缸內溫度升高和活性自由基的積累，因此高溫放熱階段峰值放熱率顯著(zhù)上升。

圖8 不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度對缸壓和放熱率的影響

圖9所示為不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度對燃燒相位的影響。隨著(zhù)進(jìn)氣溫度上升至80℃，在直噴正時(shí)為-30°和-60°時(shí)滯燃期分別縮短了2.0°和5.7°，急燃期分別縮短了1.6°和4.3°，進(jìn)氣溫度對燃燒模式Ⅱ的影響更加明顯。隨著(zhù)燃燒模式更接近HCCI燃燒，提高進(jìn)氣溫度能夠幫助燃料更早地起燃和完成進(jìn)行高溫反應前的活性自由基積累。相比PODE，汽油的放熱時(shí)刻較晚，因此緩燃期主要受汽油放熱的影響。隨著(zhù)進(jìn)氣溫度的上升，直噴正時(shí)為-30°時(shí)緩燃期縮短了4.0°，但直噴正時(shí)為-60°時(shí)緩燃期反而延長(cháng)了0.6°，這是不同直噴正時(shí)下燃燒模式不同造成的。燃燒模式Ⅰ（直噴正時(shí)-30°）在較低的進(jìn)氣溫度下發(fā)動(dòng)機呈單峰放熱。隨著(zhù)進(jìn)氣溫度的上升，汽油自燃傾向增加，放熱曲線(xiàn)出現新的放熱峰，發(fā)動(dòng)機燃燒更加劇烈，因此緩燃期呈下降趨勢。而燃燒模式Ⅱ（直噴正時(shí)-60°）汽油和PODE集中在高溫放熱階段放熱，由于PODE和汽油反應速率的差異，更高的進(jìn)氣溫度會(huì )使得PODE更快地被消耗，緩燃期的汽油放熱比例上升，從而使得緩燃期小幅延長(cháng)。綜合急燃期和緩燃期的變化，隨著(zhù)雙燃料SACI燃燒模式接近HCCI燃燒，過(guò)高的進(jìn)氣溫度會(huì )使得總的燃燒持續期縮短從而讓發(fā)動(dòng)機燃燒變得劇烈，可能會(huì )導致壓升率過(guò)高從而對發(fā)動(dòng)機造成損傷。

圖9 不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度對燃燒相位的影響

圖10所示為不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度對顆粒物粒徑分布的影響。排氣顆粒物以核態(tài)顆粒物為主，直噴正時(shí)為-60°，發(fā)動(dòng)機在40℃的進(jìn)氣溫度下存在大量的不完全燃燒，顆粒物數目顯著(zhù)增加，此時(shí)提高進(jìn)氣溫度使得顆粒物粒徑峰值從107數量級下降至106數量級。直噴正時(shí)-30°時(shí)，進(jìn)氣溫度從60℃上升到80℃，顆粒物數目反而上升了5.8×105個(gè)/cm3。這可能是缸內存在濃度分層時(shí)進(jìn)氣溫度對燃料完全燃燒的促進(jìn)作用在進(jìn)氣溫度達到一定程度時(shí)開(kāi)始衰弱，同時(shí)縮短的燃燒持續期沒(méi)有為顆粒物氧化提供充足時(shí)間，顆粒物排放反而出現了上升。對于顆粒物排放而言存在最佳的進(jìn)氣溫度，且隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前，對應的最佳進(jìn)氣溫度變高。

圖10 不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度對顆粒物粒徑分布的影響

圖11所示為不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度對發(fā)動(dòng)機熱效率和氣體排放的影響。所選工況相同直噴正時(shí)下，進(jìn)氣溫度的升高促進(jìn)了反應的完全進(jìn)行，發(fā)動(dòng)機熱效率上升，但同時(shí)會(huì )導致發(fā)動(dòng)機負功增加，因而熱效率上升幅度逐漸降低，過(guò)高的進(jìn)氣溫度反而可能使發(fā)動(dòng)機效率下降。高進(jìn)氣溫度可以使得發(fā)動(dòng)機在更早的直噴正時(shí)穩定運行，拓展了直噴正時(shí)的范圍，進(jìn)氣溫度為80℃時(shí)能夠在較低的直噴比例同時(shí)實(shí)現燃燒模式Ⅰ、燃燒模式Ⅱ和燃燒模式Ⅲ，而較低的進(jìn)氣溫度只能實(shí)現燃燒模式Ⅰ和燃燒模式Ⅱ。進(jìn)氣溫度為40℃、60℃和80℃時(shí)分別在-40°、-50°和-70°的直噴正時(shí)達到最佳熱效率，且進(jìn)氣溫度為80℃時(shí)的最佳熱效率相比40℃和60℃的最佳熱效率分別提升了11.7%和4.5%。HCCI燃燒由于燃燒溫度低、傳熱損失小等優(yōu)點(diǎn)擁有更高的熱效率，合適的進(jìn)氣溫度可以使得雙燃料SACI的燃燒模式接近或處于燃燒模式Ⅲ（HCCI燃燒），從而提高發(fā)動(dòng)機熱效率。提高進(jìn)氣溫度并不改變THC和CO排放隨著(zhù)直噴正時(shí)的變化趨勢。相同的直噴正時(shí)下，CO和THC排放隨著(zhù)進(jìn)氣溫度的升高呈明顯的下降趨勢。進(jìn)氣溫度從40℃上升至60℃和進(jìn)氣溫度從60℃上升到80℃的過(guò)程中，在直噴正時(shí)為-40°時(shí)CO排放分別下降了30%和53%，在直噴正時(shí)為-60°時(shí)分別下降了16%和56%。CO排放對進(jìn)氣溫度的變化更為敏感，這是因為CO的氧化反應在高溫環(huán)境下才能進(jìn)行，較高的進(jìn)氣溫度下CO排放下降幅度更加明顯。提高進(jìn)氣溫度雖然促進(jìn)了NOx的生成，但可以使得發(fā)動(dòng)機實(shí)現高效穩定的低溫燃燒，在低溫燃燒區內NOx排放在100×10-6以下。

圖11 不同直噴正時(shí)下進(jìn)氣溫度對熱效率和氣體排放的影響

2.3 點(diǎn)火正時(shí)和直噴正時(shí)的協(xié)同影響

基于過(guò)往的研究，點(diǎn)火正時(shí)（spark timing，ST）能夠影響SACI燃燒的燃燒進(jìn)程和燃燒相位，影響燃料的完全燃燒。對于試驗發(fā)動(dòng)機，火花塞是其原有配件。為了更好地實(shí)現對雙燃料SACI燃燒的控制和降低因發(fā)動(dòng)機壓縮比較低導致的不完全燃燒，對不同直噴正時(shí)下火花點(diǎn)火對燃燒和排放的影響展開(kāi)進(jìn)一步研究。

圖12所示為不同直噴正時(shí)下點(diǎn)火正時(shí)對發(fā)動(dòng)機缸壓和放熱率的影響，發(fā)動(dòng)機直噴比例和進(jìn)氣溫度分別固定為60%和60℃。根據前文的研究，發(fā)動(dòng)機在所選的兩種直噴正時(shí)下處于不同的燃燒模式，為保證汽油在合適的燃燒相位放熱，保持二者點(diǎn)火正時(shí)的可變范圍基本一致?？傮w上較大的點(diǎn)火提前角促進(jìn)了缸內壓力的升高和整體燃燒相位的前移，但僅當直噴正時(shí)靠近上止點(diǎn)（-30°）時(shí)對燃燒進(jìn)程產(chǎn)生了改變。直噴正時(shí)為-30°時(shí)，發(fā)動(dòng)機沒(méi)有明顯的低溫放熱過(guò)程，在較晚的點(diǎn)火正時(shí)（-12°）下發(fā)動(dòng)機呈連續的兩段放熱，直噴正時(shí)和點(diǎn)火正時(shí)的間隔隨著(zhù)點(diǎn)火正時(shí)的提前逐漸縮短，在一定的間隔窗口內（10°）發(fā)動(dòng)機由兩段放熱轉變?yōu)槿畏艧?，總體放熱過(guò)程更加平緩，放熱率峰值下降。在合適的噴油—點(diǎn)火間隔窗口內，火花塞附近的部分PODE更早起燃，從而帶動(dòng)周?chē)剂线M(jìn)一步燃燒，選擇合適的點(diǎn)火正時(shí)可以分配各階段放熱占比。當直噴正時(shí)提前到-60°時(shí)，發(fā)動(dòng)機存在低溫燃燒階段，此時(shí)PODE進(jìn)行了一定時(shí)間的預混，PODE的起燃主要由自身的理化性質(zhì)決定。與直噴正時(shí)為-30°不同，此時(shí)點(diǎn)火正時(shí)的變化不改變整體燃燒進(jìn)程和各階段放熱占比。較早的點(diǎn)火正時(shí)有利于缸內平均溫度的上升，促進(jìn)了燃料充分燃燒，使得峰值放熱率呈上升趨勢。

圖12 不同直噴正時(shí)下點(diǎn)火正時(shí)對缸壓和放熱率的影響

圖13所示為不同直噴正時(shí)下點(diǎn)火正時(shí)對發(fā)動(dòng)機燃燒相位的影響。隨著(zhù)點(diǎn)火正時(shí)從-12°提前到-24°，直噴正時(shí)為-30°時(shí)起燃時(shí)刻提前了12°，急燃期延長(cháng)了近8°，緩燃期僅延長(cháng)了2°；
而直噴正時(shí)為-60°時(shí)起燃時(shí)刻僅提前了2°，急燃期和緩燃期變化幅度則均在1°以?xún)?。當發(fā)動(dòng)機燃燒模式接近HCCI燃燒時(shí)，點(diǎn)火正時(shí)的變化對雙燃料壓燃的燃燒相位影響較小，反應主要受燃料理化特性控制。而當直噴燃料沒(méi)有時(shí)間進(jìn)行充分預混時(shí)，由于所選直噴比例下汽油的放熱量占比達到60%以上，要想達到總放熱量的50%必須使汽油達到起燃溫度，而點(diǎn)火影響的主要是燃燒初始階段PODE的自燃放熱，對汽油放熱對應的相位變化影響較小。在滯燃期隨著(zhù)點(diǎn)火正時(shí)的提前而顯著(zhù)縮短的前提下，累計放熱需要更久的時(shí)間達到總放熱量的50%，燃燒急燃期顯著(zhù)延長(cháng)，而緩燃期燃燒相位變化較小。

圖13 不同直噴正時(shí)下點(diǎn)火正時(shí)對燃燒相位的影響

圖14所示為直噴正時(shí)-30°和-60°下點(diǎn)火正時(shí)對發(fā)動(dòng)機熱效率和氣體排放的影響。相同的點(diǎn)火正時(shí)變化區間內，更加完全的燃燒使得兩種燃燒模式的熱效率均隨著(zhù)點(diǎn)火正時(shí)的提前呈上升趨勢。隨著(zhù)點(diǎn)火正時(shí)的提前，直噴正時(shí)為-30°和-60°時(shí)THC排放分別下降了29%和11%，CO排放分別下降了22%和15%。THC和CO排放的降低說(shuō)明即使沒(méi)有燃燒進(jìn)程的改變，選定工況下更早的點(diǎn)火正時(shí)仍對發(fā)動(dòng)機完全燃燒起到了較大的促進(jìn)作用。隨著(zhù)雙燃料燃燒接近HCCI，點(diǎn)火的影響逐漸減弱。當發(fā)動(dòng)機存在明顯的低溫放熱階段時(shí)，隨著(zhù)點(diǎn)火正時(shí)的提前，NOx排放僅上升了4×10-6左右，而直噴正時(shí)為-30°時(shí)NOx排放則上升了151×10-6。在低溫燃燒模式下，點(diǎn)火的提前并不會(huì )帶來(lái)嚴重的NOx排放問(wèn)題。

圖14 不同直噴正時(shí)下點(diǎn)火正時(shí)對熱效率和氣體排放的影響

（1）根據直噴正時(shí)的不同，PODE/汽油雙燃料SACI存在3種不同的燃燒模式。燃燒模式Ⅰ是直噴正時(shí)晚于-30°，該模式下同時(shí)存在明顯的燃料自燃和火焰傳播的放熱過(guò)程，表現為多段連續放熱。燃燒模式Ⅱ是直噴正時(shí)在-30°～-80°之間，隨著(zhù)直噴正時(shí)的提前出現低溫放熱階段，并與高溫放熱階段逐漸分離，發(fā)動(dòng)機燃燒模式逐漸向HCCI轉變。燃燒模式Ⅲ是直噴正時(shí)進(jìn)一步提前到-80°之前，此時(shí)發(fā)動(dòng)機可以被認為處于HCCI模式下，呈現出典型的HCCI放熱曲線(xiàn)。

（2）高的進(jìn)氣溫度使得發(fā)動(dòng)機能夠在更早的直噴正時(shí)穩定運行從而提升熱效率。進(jìn)氣溫度為80℃時(shí)最佳熱效率相比40℃時(shí)提高了11.3%，對應的直噴正時(shí)提前了30°。提高進(jìn)氣溫度能夠抑制THC和CO排放，尤其是高進(jìn)氣溫度下，CO排放顯著(zhù)下降，但進(jìn)氣溫度的變化對低溫燃燒模式下的NOx影響較小。合適的進(jìn)氣溫度可以使得雙燃料SACI的燃燒模式接近或處于HCCI燃燒從而提高發(fā)動(dòng)機熱效率并降低排放。

（3）點(diǎn)火提前角的增加會(huì )縮短燃燒滯燃期，促進(jìn)燃燒的完全進(jìn)行從而提高熱效率，并有效降低THC和CO排放。在一定的噴油—點(diǎn)火間隔內，點(diǎn)火正時(shí)能夠通過(guò)改變初段放熱占比來(lái)影響整體的燃燒進(jìn)程。隨著(zhù)噴油—點(diǎn)火間隔的變大，點(diǎn)火正時(shí)對發(fā)動(dòng)機燃燒進(jìn)程的影響減弱。在較早的直噴正時(shí)下，點(diǎn)火正時(shí)對燃燒和排放的影響較小。

（4）由于較早的直噴正時(shí)發(fā)動(dòng)機不完全燃燒比例顯著(zhù)增加，在合適的進(jìn)氣溫度和點(diǎn)火正時(shí)下，發(fā)動(dòng)機在燃燒模式Ⅱ（準均質(zhì)壓燃）下熱效率最高，且實(shí)現THC和CO排放的下降。同時(shí)由于屬于低溫燃燒，能夠實(shí)現極低的NOx和顆粒物排放。