GDI發(fā)動機直接起動首循環(huán)著火和轉動特性

孫文旭，洪 偉，王建軍，解方喜，楊俊偉，湯緒雯

（1.吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春130022；2.保定長城內燃機制造有限公司，河北 保定072650；3.奇瑞汽車股份有限公司，安徽 蕪湖241009）

0 引 言

怠速起停是一種有效的節(jié)能和減排手段［1－3］。然而，由于目前發(fā)動機的起動過程大多需要借助起動電機的輔助。當怠速起停技術被采用后，頻繁的發(fā)動機重起過程將會顯著惡化行駛車輛的平順性和舒適性［4］，并且起動系統的磨損和潛在的維修成本也會增加。缸內直噴汽油機由于能夠靈活地控制缸內的燃油噴射和點火［5－7］，即使在發(fā)動機處于靜止狀態(tài)下仍能使氣缸進行燃燒做功，推動發(fā)動機轉動，從而使發(fā)動機無需借助起動電機的幫助即可直接起動起來［5］，有效解決了發(fā)動機頻繁起動所帶來的問題。

首循環(huán)著火特性對發(fā)動機起動性能具有非常重要的影響［6－7］。直接起動模式由于沒有起動電機的輔助，發(fā)動機的起動能均來自于缸內的燃燒能，所以首循環(huán)如果發(fā)生失火或者燃燒惡化，則會使發(fā)動機不能獲得足夠的燃燒能，起動過程不能實現。首循環(huán)的著火特性更是對直接起動過程能否實現起著決定性的作用。然而，在當前還未發(fā)現有關直接起動模式首循環(huán)著火特性方面的研究。

起動過程的首循環(huán)著火和轉動特性極易受到混合氣濃度、點火正時、冷卻液溫度等因素的影響［5，8］。不同的因素下將會使首循環(huán)獲得不同的著火和轉動特性。雖然影響首循環(huán)著火和轉動特性的條件因素很多，但大體可以分為主動因素和被動因素兩類，主動因素是指首循環(huán)著火時能夠被控制的因素，包括點火時刻及噴油量；被動因素是指不能被控制，或在發(fā)動機實際應用過程中難以被控制的因素，但這些因素又會影響首循環(huán)的著火和轉動特性，主要包括冷卻液溫度、油軌內殘存壓力（軌壓）和活塞初始位置等。本文在一臺四缸GDI發(fā)動機上分別研究了主動因素對首循環(huán)著火和燃燒穩(wěn)定性的影響，以及在不同被動因素下首循環(huán)能夠可靠著火的主動因素控制范圍和獲得較好轉動特性所對應的主動因素的優(yōu)化選取。

1 試驗平臺及試驗方法

1.1 試驗平臺

試驗在一臺壁面引導式的缸內直噴汽油機上進行，發(fā)動機參數如下：發(fā)動機排量為1.468L；進氣形式為自然吸氣；噴霧形式為壁面引導；氣門數為16個；壓縮比為11；缸徑為75.5 mm；行程為82mm；最大扭矩為143N·m（3500r／min）；最大功率為105kW（6000r／min）。實驗臺架使用自主開發(fā)的電子控制和采集系統，控制和采集精度均能達到毫秒級；通過奇石樂6117B 火花塞集成式缸壓傳感器對缸壓進行測量；曲軸帶輪端安裝有精度為0.5 ℃A 的編碼器，為試驗過程提供精準的曲軸相位信號；發(fā)動機進出水口連接有恒溫控制水箱，用于控制發(fā)動機停機再起動時的冷卻液溫度。發(fā)動機帶輪端還安裝有一個活塞位置刻度盤，結合凸輪軸帶輪上的上止點標記，能夠精確表示出當前所處的曲軸相位。

1.2 試驗方案

對于直接起動模式，起動程序開始后，就會向首選缸噴油。所以本文中僅針對噴油量和點火正時兩個因素進行了研究。點火正時是指噴油和點火控制始點之間的時間間隔、試驗中在0～100 ms的點火正時范圍內，每隔20 ms進行一次測試；在100～400ms點火正時范圍內每隔50 ms進行一次測試。噴油量依據首循環(huán)缸內的總體空燃比（λ）進行控制，空燃比每隔0.1 進行一次測試，并且在失火邊界附近空燃比每隔0.05進行一次試驗。同時，在著火邊界附近的每個空燃比和點火正時測試點均重復進行3次試驗，用以獲得可靠的首循環(huán)著火范圍。

研究中首循環(huán)缸內的空氣量根據不同初始位置時的氣缸有效容積計算，噴油量通過噴射開始時油軌內軌壓和設定的噴射脈寬，以及預先標定的噴油器軌壓與噴射脈寬關系特性插值獲得。過量空氣系數為：

通過冷卻液恒溫控制水箱調節(jié)冷卻液溫度，并且在試驗過程中每兩次試驗的間隔均大于3 min，以消除上次試驗的影響。文中選取50、60、70、80和90 ℃五個冷卻水溫進行研究。

每次試驗之前，均利用起動機進行多次無噴油拖動，一方面將上次試驗已燃廢氣排出，保證再起動時缸內為新鮮空氣。另一方面，使油軌內建立較高的軌壓。同時，監(jiān)控軌壓的變化，當軌壓下降到指定壓力時開始進行試驗。本文中分別選取1.7、1.3、0.8和0.5 MPa四個軌壓進行研究。

每次試驗前通過手動盤車方式對首循環(huán)活塞初始位置進行調節(jié)。文中針對40、60、80、100和120 ℃A ATDC五個活塞初始位置進行研究。

2 試驗結果及分析

2.1 點火正時和過量空氣系數

圖1 燃燒壓力和轉速的峰值及變動系數隨T 的變化Fig.1 Changes in peak and variation coefficient of combustion pressure and speed with T

當軌壓為0.8 MPa、冷卻液溫度為80 ℃、初始活塞位置為80 ℃A ATDC 時，文中針對點火正時和過量空氣系數對首循環(huán)著火和轉動特性的影響進行了研究。圖1為缸內燃燒壓力和轉速的峰值及其變動系數隨點火正時T 的變化。文中，在研究點火正時的影響時，過量空氣系數始終保持為0.6。同時，在圖中針對每一測試工況點分別進行了5次重復試驗。缸內燃燒壓力和轉速峰值變動系數的計算公式如文獻［9］所示，其表征了不同次試驗間的燃燒壓力峰值和轉速峰值差異。由圖1（a）和（c）可見，當點火正時為20ms時，在5次試驗中首循環(huán)缸內的混合氣均不能被點燃，發(fā)動機失火。當點火正時為40ms時，雖然大多情況下首循環(huán)能夠著火，但是仍存在一定的失火概率。在5次重復試驗中，出現了一次失火情況。當點火正時增大到60ms后，首循環(huán)均能可靠點燃，5次重復試驗均未發(fā)生失火現象。這主要是因為，噴入缸內的燃油需經歷一段時間才能在火花塞附近形成質量較好的可燃混合氣。因此，為保障首循環(huán)可靠著火，點火和噴油之間需要有足夠長的時間間隔，以在火花塞附近形成質量較好的可燃混合氣。同時，通過圖1（a）和（c）中所示的局部放大圖中還可以發(fā)現，在首循環(huán)可靠著火后（t＞60ms），隨著點火正時的進一步推遲，燃燒壓力和轉速峰值均呈現先增加后緩慢減小的變化趨勢，這主要是因為適當延長混合氣形成時間有利于缸內燃油與空氣的充分混合，提高空氣的利用率。當點火正時在250～350ms時，首循環(huán)可以獲得相對較高的燃燒壓力和轉速峰值。然而，當點火正時過于延長時（＞350ms），受燃油蒸汽沉積及壁面油膜揮發(fā)等影響，使得缸內油氣的混合質量又有所惡化。

圖2 燃燒壓力和轉速的峰值及變動系數隨λ的變化Fig.2 Changes in peak and variation coefficient of combustion pressure and speed withλ

圖2 為燃燒壓力和轉速的峰值及其變動系數隨過量空氣系數的變化。文中，當研究過量空氣系數的影響時，點火正時將分別選取其優(yōu)化控制值。在圖2中點火正時選取為300ms，同時針對每一測試工況點同樣也分別進行了5次重復性試驗。由圖可見，當過量空氣系數過大（＞0.9）或過?。ǎ?.3）時，首循環(huán)均不能可靠著火。當過量空氣系數＞0.9時，雖然未到達混合氣的著火稀限，但是由于直接起動模式首循環(huán)混合氣形成的特殊環(huán)境，使得其也不能可靠著火。對于首循環(huán)而言，當噴射燃油時活塞處于靜止狀態(tài)，缸內的氣流運動較為微弱，燃油僅能在自身射流能量的作用下進行擴散和混合，油氣混合質量較差，故而需要向缸內噴射較多的燃油才能在火花塞附近形成可燃混合氣。

當過量空氣系數在0.3～0.9范圍內時，首循環(huán)能夠可靠著火，并且隨著過量空氣系數的增大缸壓峰值和轉速峰值均呈現顯著的先增加后減小的變化趨勢。當過量空氣系數為0.5～0.7時，首循環(huán)能獲得較高的燃燒壓力和轉速峰值，缸內釋放出較多的能量。通常過量空氣系數在0.8～0.9時的混合氣為功率混合氣，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^快，缸內能釋放出較多的能量。然而，由于首循環(huán)缸內混合氣的形成條件是非常特殊的，缸內的混合氣分布存在著一定的不均勻性，所以需要向缸內噴入更多的燃油，才能使缸內的新鮮空氣被充分利用。同時，通過圖2（b）和（d）所示的變動系數隨過量空氣系數的變化可以發(fā)現，隨著過量空氣系數的增加，變動系數呈現先減小后增加的趨勢，當過量空氣系數為0.5～0.8時首循環(huán)能獲得相對較小的變動系數，故而選擇適當的過量空氣系數即可使首循環(huán)獲得較高的燃燒壓力和轉動速度，同時還可以獲得較小的變動性。

2.2 冷卻液溫度

當軌壓為0.8 MPa，初始活塞位置為80 ℃A ATDC時，本文針對不同冷卻液溫度下的首循環(huán)著火及轉動特性進行了研究。圖3為不同冷卻液溫度下點火正時對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響。由圖可見，隨著冷卻液溫度的提高，能夠使首循環(huán)可靠著火的點火正時下限基本呈現減小的趨勢。當冷卻水溫由50 ℃提高到90 ℃時，點火正時的下限值由100 ms降低為40 ms。這主要是因為，當冷卻液溫度較低時燃油霧化差，濕壁現象嚴重，并且空氣黏度也較大，這些均不利于燃油向火花塞附近運動。同時，通過圖3（b）所示的不同冷卻液溫度下的峰值轉速隨點火正時的變化可以發(fā)現，不同冷卻液溫度下隨點火正時的增加峰值轉速均呈現先增加后減小的變化趨勢。并且，不同冷卻液溫度下使發(fā)動機獲得較高轉速峰值的點火正時范圍基本類似，當點火正時控制在300ms附近時基本均能獲得較高的轉速峰值。

圖3 不同冷卻液溫度下T 對首循環(huán)著火和轉速峰值的影響Fig.3 Influence of Ton first－cyclein ignition and peak speed at different coolant temperature

圖4 為不同冷卻液溫度下過量空氣系數對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響。從圖中曲線可以看出，隨著冷卻液溫度的升高，由于燃油的霧化和擴散加強，首循環(huán)可靠著火的濃限和稀限均有所升高，可燃范圍變寬。當冷卻液溫度為50 ℃時，首循環(huán)能夠著火的過量空氣系數范圍只有0.2～0.6；而當溫度為90 ℃時，著火范圍可達0.35～1.1。同時，當冷卻液溫度為50～70 ℃時，隨著過量空氣系數的增加峰值轉速呈現顯著的先增加后減小變化趨勢，然而當冷卻水溫增加到80～90℃時，在較寬的過量空氣系數范圍內（0.4～0.9）峰值轉速變化均較小，僅僅當過量空氣系數過大或過小時峰值轉速有顯著降低。并且，隨著冷卻液溫度的降低，需要采用相對更濃的混合氣才能充分利用缸內的空氣和提高缸內燃燒能釋放量。當冷卻水溫為90 ℃時，采用過量空氣系數為0.7～0.8的混合氣即可獲得較高的峰值轉速，而當冷卻水溫降低為70、60、50 ℃時，由于燃油霧化差，濕壁現象嚴重，則需要分別采用0.5、0.5、0.4的過濃混合氣才能使發(fā)動機獲得較高的峰值轉速。

影像化線上單據傳遞模式能夠解決人工傳遞可能出現的單據受損、遺失等問題，同時能夠降低單據傳遞成本，但由于影像化單據需要人工審核，且原始資料需要進行歸檔保管，故工作效率有待進一步提高，工作流程也有優(yōu)化空間。

圖4 不同冷卻液溫度下λ對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響Fig.4 Influence ofλon first－cyclein ignition and peak speed at different coolant temperature

從圖4（b）還可以看到，不同冷卻液溫度下發(fā)動機能夠獲得的最高轉速峰值也會發(fā)生顯著變化。當冷卻液溫度較低時可以獲得相對更高的轉速峰值，有利于促進直接起動模式的實現。當冷卻水溫由90 ℃降低到70 ℃時，最大轉速峰值增加了約20r／min。但是當冷卻水溫由70 ℃進一步降低到50 ℃時，這種上升趨勢減緩，最大轉速峰值僅增加了6r／min。這主要是由于冷卻水溫降低后，一方面缸內可用新鮮空氣量增多，可以燃燒更多的燃油和釋放較多能量；另一方面，當冷卻水溫降低后，燃油的揮發(fā)和混合變差，缸內局部過濃或過稀區(qū)域增多，不利于缸內的燃燒放熱。

2.3 軌壓

當初始活塞位置為80 ℃A ATDC，冷卻水溫為80℃時，針對不同軌壓下首循環(huán)著火及轉動特性進行了研究。圖5為不同軌壓下點火正時對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響。由圖5（a）可見，隨著軌壓的增加，首循環(huán)可靠著火的點火正時下限呈現緩慢減小的趨勢。對于0.5 MPa和0.8 MPa軌壓，點火正時需增加到60ms首循環(huán)才能可靠著火；當軌壓增大到1.3 MPa和1.7 MPa時，點火正時達到40ms時首循環(huán)即可可靠著火。同時，當軌壓不同時，使發(fā)動機獲得較高轉速峰值的點火正時也會發(fā)生一定的改變。軌壓較小時，需較大的點火正時才能獲得相對較高的轉速峰值，而當軌壓較大時，較小的點火正時就可得到較高的轉速峰值。對于0.5MPa和0.8MPa軌壓，當點火正時為300ms附近時才能獲得較高的轉速峰值，然而當軌壓增大到1.8 MPa時，點火正時為150～200ms即可獲得較高的轉動速度。這主要是因為，軌壓較低時不利于缸內混合氣的形成，所以延長混合氣的形成時間有利于改善缸內燃燒質量，釋放更多燃燒能。

圖5 不同軌壓下T 對首循環(huán)著火和轉速峰值的影響Fig.5 Influence of Ton first－cyclein ignition and peak speed at different fuel pressure

圖6 為不同軌壓下過量空氣系數對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響。從整體上看，隨著軌壓的降低，混合氣的著火稀限下降，著火范圍有所縮小。這主要是因為當軌壓降低時，燃油油束的動量小，貫穿距離短，燃油不易向火花塞附近運動和擴散，所以需要向缸內噴射較多的燃油才能使首循環(huán)著火。同時，對于高軌壓工況，如果向缸內噴射燃油量較多時，也易于造成火花塞附近的混合氣濃度過高，所以當軌壓由1.7 MPa降低為0.8 MPa時其首循環(huán)著火的濃度稀限也較高。

圖6 不同軌壓下λ對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響Fig.6 Influence ofλon first－cyclein ignition and peak speed at different fuel pressure

通過圖6（b）可以看到，隨著軌壓的提高，缸內混合氣的形成質量變好，采用相對較大的過量空氣系數即可使發(fā)動機獲得較高的轉動速度。同時，隨著軌壓的增加，發(fā)動機可以獲得更高的轉速峰值。當軌壓由0.5MPa提高到1.7MPa時，轉速峰值增加了9r／min，意味著增加軌壓同樣也有利于促進直接起動模式的實現。

2.4 活塞初始位置

圖7 不同初始活塞位置下T 對首循環(huán)著火和轉速峰值的影響Fig.7 Influence of Ton first－cyclein ignition and peak speed at different initial piston position

當冷卻液溫度為80 ℃，軌壓為0.8 MPa時，針對不同活塞初始位置下首循環(huán)著火及轉動特性進行了研究。圖7為不同活塞初始位置下點火正時對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響。由圖可見，活塞距離其上止點過遠或過近時，點火正時下限值均有所增加。當活初始塞位置為40 ℃A ATDC時，點火正時需增大到80ms才能使首循環(huán)可靠著火。這是因為，活塞離噴油器比較近，噴霧油束與活塞表面形狀的匹配性較差，活塞表面會將燃油引導至遠離火花塞的活塞與缸蓋之間的余隙內，燃油只能緩慢地蒸發(fā)和擴散到火花塞附近，所以需要較長的點火正時才能在火花塞附近形成可燃混合氣。同時，當活塞初始位置增大為120 ℃A ATDC 時，由于火花塞距離活塞表面較遠，且噴霧油束與燃燒室表面的匹配性變差，燃油同樣難以到達火花塞附近，點火正時需增大到200ms才能使首循環(huán)可靠著火。當活塞初始位置在60～100 ℃A ATDC時，一方面火花塞距離活塞表面較近；另一方面噴霧油束與燃燒室表面的匹配性較好，在活塞表面的引導作用下燃油也易于到達火花塞附近，所以當點火正時為60 ms時首循環(huán)即可著火。同時，當活塞初始位置在60～100 ℃A ATDC 時，使發(fā)動機獲得較高峰值轉速的優(yōu)化點火正時變化也較小，點火正時控制在250～300ms時發(fā)動機均能獲得相對較高的峰值轉速。然而，當點火正時推遲到120 ℃A ATDC時，點火正時需推遲到400～450ms發(fā)動機才能獲得較高的峰值轉速。

圖8為不同活塞初始位置下過量空氣系數對首循環(huán)著火及轉速峰值的影響。從圖可見，整體上隨著活塞初始位置的下移，著火稀限呈現顯著的減小趨勢，需要采用更濃的混合氣才能使首循環(huán)著火。當膨脹缸初始位置為40 ℃A ATDC時，過量空氣系數為0.95首循環(huán)就可以著火。然而，當初始活塞位置下移到120 ℃A ATDC 時，需要過量空氣系數小于0.6的濃混合氣首循環(huán)才能著火。隨著活塞位置的下移，火花塞距離活塞頂面的距離增大，噴射到燃燒室壁面的燃油不易運動到火花塞附近，所以需要噴射更多的燃油才能使火花塞附近形成可燃混合氣。當活塞位置在40～80 ℃A ATDC 時，受油束和燃燒室表面形狀匹配性能的影響，混合氣稀限的降低速度相對較緩。同時，不同活塞初始位置下首循環(huán)著火的混合氣濃限也有一定的改變。當活塞初始位置過大或過小時混合氣濃限均相對略有升高。活塞初始位置較小時，火花塞距離活塞表面較近，受壁面油膜蒸發(fā)的影響，易于使火花塞附近的燃油濃度過高。

圖8 不同初始活塞位置下λ對首循環(huán)著火和轉速峰值的影響Fig.8 Influence ofλon first－cyclein ignition and peak speed at different initial piston position

通過圖8（b）可見，當活塞初始位置在60～100 ℃A ATDC 范圍內時，峰值轉速受過量空氣系數的影響較弱，在相對較寬的范圍內均可使發(fā)動機獲得較高的峰值轉速。然而，當初始活塞位置過 大（120 ℃A ATDC）或 過 ?。?0 ℃A ATDC）時，峰值轉速隨過量空氣系數的改變而顯著改變。同時，隨著活塞初始位置的變化，發(fā)動機獲得較高轉速峰值的優(yōu)化過量空氣系數也會出現一定的改變。當活塞初始位置較小時，需采用較濃的混合氣才能使發(fā)動機獲得較高的轉速峰值。當活塞初始位置為40 ℃A ATDC 時，需采用過量空氣系數為0.5左右的濃混合氣才能使發(fā)動機獲得較高的轉速峰值。隨著活塞位置的下移，由于油束與燃燒室壁面的匹配性變好，缸內混合氣的形成質量變好，采用相對較稀的混合氣即可使發(fā)動機獲得較好的轉動特性?；钊跏嘉恢迷?0～120 ℃A ATDC 范圍時，基本采用過量空氣系數為0.6～0.7的混合氣就能使發(fā)動機獲得較高的轉速峰值。

3 結 論

（1）點火正時和過量空氣系數需控制在適當的范圍內才能使首循環(huán)可靠著火。并且，隨著點火正時和過量空氣系數的增加缸壓和轉速峰值基本呈現先增后減的變化趨勢。優(yōu)化控制點火正時和過量空氣系數能使首循環(huán)同時獲得較高的轉動速度和較好的燃燒一致性。

（2）隨著冷卻水溫升高，保證首循環(huán)可靠著火的點火正時下限略有減小，而使發(fā)動機獲得較高轉速峰值的優(yōu)化點火正時基本相同。當冷卻液溫度較高時，首循環(huán)著火的空燃比范圍相對較寬，采用偏稀的混合氣即可獲得較高的轉動速度。

（3）軌壓提高后，采用相對較小的點火正時就可使首循環(huán)著火并獲得較高的轉動速度。同時，對于較高的軌壓也可以在較稀混合氣范圍內著火，并可獲得較高的轉速峰值。

（4）活塞初始位置對首循環(huán)著火特性的影響較為復雜。受缸內空間體積及壁面引流的雙重影響，僅當初始活塞位置過大時首循環(huán)著火的點火正時下限有顯著升高，空燃比范圍變窄。在60～100 ℃A 初始位置范圍內，將點火正時和過量空氣系數分別控制在250～300ms和0.6～0.7時，基本均能使發(fā)動機獲得較高的轉速峰值。

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