稀釋燃燒對高壓縮比直噴汽油機性能的影響

樓狄明，趙彬皓，范本正，房 亮，張允華

(1.同濟大學 汽車學院，上海 201804；2.上海汽車集團股份有限公司，上海 201804)

近年來，在有效燃油消耗率(BSFC)和排放法規(guī)限制帶來的能源與環(huán)境雙重壓力下，越來越多的節(jié)能減排關(guān)鍵技術(shù)被開發(fā)并應(yīng)用于汽油發(fā)動機上(如小排量、高壓縮比、增壓技術(shù)、缸內(nèi)直噴技術(shù)和米勒循環(huán)等)，為了進一步改善發(fā)動機燃油經(jīng)濟性與排放性，稀釋燃燒技術(shù)憑借明顯的節(jié)能減排優(yōu)勢[1]獲得了國內(nèi)外研究人員的關(guān)注，并逐漸被應(yīng)用到高效汽油機上.

常見的稀釋燃燒技術(shù)主要包括兩種：利用過量空氣稀釋的稀燃技術(shù)和利用廢氣稀釋的廢氣再循環(huán)技術(shù)(EGR).稀燃即空氣稀釋通過增大工質(zhì)中空氣比例，充分燃燒優(yōu)化排放性能，并通過提高缸內(nèi)混合氣比熱比、降低傳熱損失，提高發(fā)動機熱效率[2].朱登豪等[3]研究發(fā)現(xiàn)，稀燃可降低發(fā)動機小負荷工況下的傳熱損失與泵氣損失，降低BSFC.常龍等[4]則發(fā)現(xiàn)在大負荷工況下，稀燃導(dǎo)致的比熱比的變化對提高熱效率起到?jīng)Q定性作用.Jacobson[5]試驗發(fā)現(xiàn)，稀燃可提供富氧環(huán)境與更長的燃燒持續(xù)期，這提高了CO和HC的氧化傾向，降低排放.Park等[6]發(fā)現(xiàn)，分層稀燃可幫助拓展稀燃邊界，并使BSFC降低約10%，NOx排放降低約45%.但稀燃產(chǎn)生的廢氣中氧濃度較大，傳統(tǒng)的三元催化器無法進一步降低NOx排放.EGR稀釋是通過向缸內(nèi)導(dǎo)入廢氣提高工質(zhì)比熱容，減緩燃燒從而優(yōu)化發(fā)動機性能，常見的外部EGR系統(tǒng)可分為低壓EGR、高壓EGR和混合EGR共3種，Takaki等[7]和Reihani等[8]的研究表明，低壓EGR系統(tǒng)可以改善各氣缸廢氣分布均勻性問題，提高最大EGR率、降低BSFC并抑制爆震.Heywood[9]與樓狄明等[10]則分別針對進氣道噴射(PFI)與汽油缸內(nèi)直噴(GDI)發(fā)動機應(yīng)用EGR的節(jié)能效果展開研究，發(fā)現(xiàn)EGR在部分負荷時通過降低泵氣損失和傳熱損失，在大負荷時通過優(yōu)化燃燒相位來降低發(fā)動機BSFC.Gong等[11]研究發(fā)現(xiàn)，EGR會阻礙燃燒火焰?zhèn)鞑?，增大火焰淬熄區(qū)域，導(dǎo)致CO與HC排放增多；趙立峰等[12]則指出，EGR可以通過降低燃燒溫度與氧體積分數(shù)，實現(xiàn)NOx排放的大幅度降低.

由于空氣稀釋與EGR稀釋在汽油機上實際應(yīng)用的側(cè)重性不同且各有優(yōu)劣，因此，國內(nèi)外學者也針對兩種稀釋燃燒技術(shù)展開了對比研究.Tang等[13]與馮浩等[14]研究發(fā)現(xiàn)，在相同稀釋程度下，相比于空氣稀釋，EGR稀釋的燃燒波動率和BSFC更高，缸內(nèi)燃燒溫度更低，燃燒持續(xù)期更長，說明EGR對缸內(nèi)燃燒的負面影響更大，此外EGR的HC與CO排放更高，NOx排放更低.復(fù)合稀釋燃燒是指同時應(yīng)用空氣稀釋與EGR稀釋技術(shù)，引入過量空氣與循環(huán)廢氣，從而綜合利用二者優(yōu)勢，目前也有學者嘗試探索復(fù)合稀釋燃燒模式下燃油經(jīng)濟性與NOx雙重優(yōu)化的可能性，王建昕等[15]與朱棣等[16]針對小負荷工況下的復(fù)合稀釋燃燒效果展開研究，發(fā)現(xiàn)在保證發(fā)動機穩(wěn)定燃燒的條件下，BSFC降低幅度可達6%～8%，并能將NOx、CO和HC排放控制在較低值.王金秋等[17]研究指出，不同壓縮比下稀釋燃燒特性有所差異.

目前，國內(nèi)外針對汽油機稀釋燃燒的相關(guān)研究多數(shù)是在較低圧縮比與較小負荷工況下完成的，鮮有針對高壓縮比汽油機中大負荷工況下稀釋燃燒的對比研究.因此，為充分探究稀釋燃燒潛力，進一步改善發(fā)動機燃油經(jīng)濟性與排放性，筆者基于一臺1.5L高壓縮比增壓直噴汽油機，通過臺架試驗開展空氣稀釋、EGR稀釋和復(fù)合稀釋3種方式對發(fā)動機在中速、中負荷工況下燃燒性能、排放性能與BSFC的影響規(guī)律探究，并對比相同稀釋率、不同組合方式的復(fù)合稀釋燃燒的應(yīng)用效果，發(fā)現(xiàn)在高稀釋率條件下，相比于純過量空氣稀釋，復(fù)合稀釋燃燒具備保證低NOx排放基礎(chǔ)上進一步降低BSFC的潛力，為稀釋燃燒技術(shù)的工程應(yīng)用和后續(xù)優(yōu)化提供參考.

1 試驗設(shè)備及方案

1.1 試驗設(shè)備

試驗所用的1.5L、4缸米勒循環(huán)增壓直噴汽油發(fā)動機的原配活塞壓縮比為11.5，為探究高壓縮比下發(fā)動機稀釋燃燒性能參數(shù)變化規(guī)律，自主設(shè)計了壓縮比為15的活塞，并加裝低壓EGR系統(tǒng)，具體包括EGR中冷器、電控EGR閥以及相應(yīng)進/排氣管路，用于進行筆者所述試驗，發(fā)動機參數(shù)如表1所示.

表1 試驗發(fā)動機參數(shù)Tab.1 Engine specifications

試驗臺架的布置如圖1所示，低壓EGR系統(tǒng)將三元催化轉(zhuǎn)化器(TWC)后的廢氣引出，通過EGR中冷器和EGR閥，引入壓氣機前，預(yù)先與新鮮空氣混合，再進行增壓進氣.試驗基于PUMA臺架控制系統(tǒng)、AVL電力測功機等設(shè)備進行，通過ETAS-INCA讀取并調(diào)整發(fā)動機工作過程中的控制參數(shù)，通過空燃比測量儀和五氣分析儀來測量和計算過量空氣系數(shù)φa與EGR率，并利用各類傳感器采集進/排氣流量、壓力和溫度等參數(shù)，通過AVL Indicom燃燒分析儀記錄Kistler 6115CF型號缸壓傳感器采集的數(shù)據(jù)，進而分析計算CA50等燃燒性能參數(shù)，采用735油耗儀測量燃油消耗率，通過Horiba MEXA氣態(tài)物分析儀采集分析氣態(tài)物原始排放數(shù)據(jù).

圖1 試驗設(shè)備示意Fig.1 Schematic of the experiment set-up

1.2 試驗方案

結(jié)合混動發(fā)動機實際運行情況，選取發(fā)動機萬有特性最低油耗點附近且運轉(zhuǎn)穩(wěn)定性較高的轉(zhuǎn)速為3000r/min、平均有效壓力(BMEP)為1.0MPa的中速、中負荷工況點展開試驗，對比分析不同稀釋燃燒方式下的發(fā)動機燃燒與排放性能.

燃燒性能的關(guān)鍵評價參數(shù)是：定義燃燒重心為累積放熱率50%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角CA50，燃燒持續(xù)期為累積放熱率10%到90%之間的曲軸轉(zhuǎn)角間隔CA10-90.工程上常將7°～9°CA BTDC的CA50值作為最佳燃油消耗率對應(yīng)的標定區(qū)間[10]，為保證試驗過程中CA50可維持在該范圍內(nèi)，實現(xiàn)當前工況最佳燃油消耗率，削弱燃燒相位改善對發(fā)動機性能影響的權(quán)重，試驗選擇了辛烷值為104的調(diào)制汽油作為燃料，其抑制爆震效果更好，可提高更大稀釋程度下的發(fā)動機工作穩(wěn)定性.

試驗中，通過INCA開環(huán)控制φa，采用設(shè)置EGR閥的開度調(diào)節(jié)EGR流量，以控制EGR率.EGR率ηEGR測算選用目前較為通用的二氧化碳測量法[17]，即

式中：φCO2,in和φCO2,ex分別代表進/排氣管中CO2的體積分數(shù)，對大氣環(huán)境CO2體積分數(shù)忽略不計.

空氣稀釋和EGR本質(zhì)上都是對缸內(nèi)工質(zhì)進行稀釋，為便于在相同稀釋程度下比較空氣稀釋與EGR對發(fā)動機性能的影響，采用稀釋率的概念[17]，并定義稀釋率為缸內(nèi)所有工質(zhì)質(zhì)量(包括稀釋充量，但不包括燃油)與理論當量比燃燒所需的空氣質(zhì)量之比為

式中：R為稀釋率；mf為燃油質(zhì)量；α為理論空燃比；mo為稀釋部分的工質(zhì)總質(zhì)量.對于空氣稀釋，mo為引入的過量空氣的質(zhì)量，由φa的定義可知，此時有R=φa.

對于EGR稀釋而言，考慮到廢氣摩爾質(zhì)量與空氣摩爾質(zhì)量的比值對計算質(zhì)量EGR率的影響較小[18]，可以忽略不計.因此，稀釋率計算公式為

式中：me為引入的再循環(huán)廢氣質(zhì)量；ma為新鮮空氣質(zhì)量.

對于同時引入過量空氣與廢氣稀釋的復(fù)合稀釋燃燒模式而言，稀釋率為

試驗保持燃油單次噴射，在標定基礎(chǔ)上保證進氣門開啟時刻(IVO)和排氣門關(guān)閉時刻(EVC)不變，稀釋燃燒對比試驗時需分別在φa＝1.0時依次增加EGR率、在EGR率為0時依次增大φa，由于試驗工況點負荷較高，節(jié)氣門需保持全開，再通過調(diào)節(jié)廢氣旁通閥開度控制進氣，并調(diào)整點火提前角，使BMEP保持不變且CA50處于最佳區(qū)間；針對復(fù)合稀釋燃燒試驗，需分別在EGR率為0、5%、10%和15%下改變φa，達到目標稀釋率，并通過調(diào)整其他控制參數(shù)達到試驗工況最佳燃油消耗率.隨著稀釋率增大，發(fā)動機燃燒穩(wěn)定性會降低[19]，試驗時會控制循環(huán)波動率(CoV)不超過5%.待發(fā)動機工作穩(wěn)定后，記錄不同稀釋程度下發(fā)動機的性能參數(shù)，以得出稀釋方式、稀釋率以及相同稀釋率下不同φa與EGR率組合對發(fā)動機性能的影響.其他各邊界條件如進氣壓力、進氣溫度、中冷后溫度、發(fā)動機出水溫度、燃油溫度及環(huán)境溫度等受到嚴格控制.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 空氣稀釋與EGR對發(fā)動機性能影響對比

圖2為無稀釋燃燒、稀釋率約為1.2時空氣稀釋與EGR稀釋兩種稀釋燃燒方式下發(fā)動機缸內(nèi)壓力與累積放熱率變化.由圖2a可知，稀釋后壓縮行程后期缸內(nèi)壓力及缸內(nèi)壓力峰值均有所上升，由于試驗中將CA 50控制在8°CA BTDC左右，因而缸內(nèi)壓力達到峰值時刻較為接近.稀釋燃燒可將點火角提前，相比于過量空氣稀釋，廢氣稀釋的點火提前角更大，導(dǎo)致其缸內(nèi)壓力快速升高時刻更早.圖2b所示結(jié)果也表明廢氣稀釋放熱時間更早，稀釋燃燒會導(dǎo)致放熱減緩，瞬時放熱率峰值降低，累積放熱率達100%的時刻滯后，而廢氣稀釋對燃燒的抑制效果更明顯.

圖2 空氣稀釋與EGR對缸內(nèi)壓力和累積放熱率的影響Fig.2 Effect of lean burn and EGR on cylinder pressure and integrated heat release rate

圖3a為不同稀釋率下空氣稀釋與EGR對燃燒持續(xù)期的影響，將稀釋燃燒減緩放熱的作用反映到燃燒持續(xù)期的變化中，可以發(fā)現(xiàn)隨著稀釋率的增大，燃燒持續(xù)期明顯延長，這是因為過量空氣稀釋和廢氣稀釋均會引入更多工質(zhì)，導(dǎo)致混合氣濃度降低，缸內(nèi)工質(zhì)總熱容升高，火焰?zhèn)鞑ナ艿揭种?而相比于空氣稀釋，EGR抑制燃燒的能力更強，燃燒持續(xù)期隨稀釋率的漲幅更大，廢氣稀釋率為1.24和過量空氣稀釋率為1.51時的燃燒持續(xù)期接近相等，這主要是因為廢氣中CO2和H2O等惰性分子占比更大，降低了缸內(nèi)氧體積分數(shù)，反應(yīng)活性分子碰撞概率更低，且比熱容的提升更大，燃燒反應(yīng)速度更慢，這也是其點火提前角進一步增大的原因.此外，受燃燒效率、循環(huán)波動閾值和實際可循環(huán)廢氣量的影響，相比于空氣稀釋，EGR的稀釋邊界更窄，這導(dǎo)致在稀釋率接近的情況下，EGR比空氣稀釋更容易出現(xiàn)發(fā)動機燃燒不穩(wěn)定的情況.

圖3 不同稀釋率下空氣稀釋與EGR對燃燒持續(xù)期和排氣溫度的影響Fig.3Effect of lean burn and EGR on combustion duration and exhaust manifold temperature at different dilution rates

圖3b所示排氣溫度隨稀釋率增大而降低，這主要也與稀釋燃燒提高缸內(nèi)工質(zhì)總熱容并降低混合氣濃度有關(guān)，導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度降低，進而降低排氣溫度.而相比于空氣稀釋，EGR的高熱容對于燃燒溫度的降低效果更明顯，排氣溫度更低.

泵氣損失是進/排氣過程中克服進/排氣道阻力所消耗的功的代數(shù)和，圖4a的結(jié)果表明發(fā)動機的泵氣損失隨稀釋率增加而增大，這主要是因為在中速、中負荷工況下，單純依靠節(jié)氣門控制無法提供足夠的空氣以維持設(shè)定負荷，需要保持節(jié)氣門全開后，再利用渦輪增壓提高進氣壓力.而稀釋率越大，所需進氣壓力越大，廢氣旁通閥的開度越小，排氣背壓越大，最終導(dǎo)致泵氣損失增大[10].由于廢氣的引入替換了部分空氣所占體積，導(dǎo)致相同稀釋率下，發(fā)動機需要更大的進氣壓力來滿足功率輸出，因而EGR的泵氣損失更大.

圖4 不同稀釋率下空氣稀釋與EGR對泵氣損失和BSFC的影響Fig.4 Effect of lean burn and EGR on PMEP and BSFC at different dilution rates

圖4b為發(fā)動機BSFC隨稀釋率的變化規(guī)律.針對試驗工況，空氣稀釋與EGR兩種稀釋燃燒方式均可以降低發(fā)動機BSFC，且隨著稀釋率增大，BSFC均呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢，并在稀釋率分別為1.41和1.17時達到最低，相比無稀釋燃燒，BSFC分別降低了12.12g/(kW·h)和3.67g/(kW·h).繼續(xù)增大稀釋率，導(dǎo)致引入額外工質(zhì)過多，燃燒效率降低，燃燒穩(wěn)定性明顯下降，且泵氣損失繼續(xù)升高，使得BSFC有所回升.對于EGR而言，惰性氣體加重了對燃燒反應(yīng)的抑制，更長的燃燒持續(xù)期也放大了循環(huán)波動的影響，導(dǎo)致BSFC回升時的稀釋率更小.空氣稀釋降低BSFC的效果要優(yōu)于EGR，這與前人研究結(jié)果相符.

由于試驗控制了CA50所在區(qū)間，使得稀釋對燃燒相位的優(yōu)化作用被削弱，且泵氣損失隨稀釋率增加而增大，因而空氣稀釋與EGR主要是通過增大缸內(nèi)混合氣比熱比[20]，提高發(fā)動機循環(huán)熱效率，降低發(fā)動機BSFC；相比于EGR，空氣稀釋引入的是O2、N2等比熱比更大的雙原子氣體.因此，空氣稀釋理想循環(huán)熱效率更高，對燃油經(jīng)濟性的改善更明顯.

空氣稀釋與EGR兩種方式下的氣態(tài)污染物原始排放隨稀釋率的增大呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律.圖5a所示廢氣稀釋對于CO排放有一定的降低作用，這可能與燃燒持續(xù)期更長、給予CO更多的氧化時間有關(guān)[14]，而過量空氣稀釋時氧含量更高，更利于CO氧化，使得CO排放遠低于廢氣稀釋，相差超過80%.但隨著稀釋率繼續(xù)增大，兩種稀釋方式下的CO排放均有所回升，這可能是因為稀釋率越大，缸內(nèi)溫度越低，CO的氧化反應(yīng)越弱，并且循環(huán)波動率升高，不完全燃燒比例增多，CO生成也有所增加.

圖5 不同稀釋率下空氣稀釋與EGR對氣態(tài)物排放的影響Fig.5 Effect of lean burn and EGR on exhaust gaseous emissions at different dilution rates

圖5b所示HC排放，廢氣稀釋時HC排放隨稀釋率增大單調(diào)上升，這是由于稀釋率越大，缸內(nèi)燃燒溫度越低，火焰淬熄效應(yīng)越強，HC生成越大；并且稀釋率越大氧體積分數(shù)越小，燃燒不完全性增強，燃燒波動率高，導(dǎo)致HC升高幅度逐漸增大.而過量空氣稀釋時，HC排放隨稀釋率增大呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢，這是氧體積分數(shù)提高與燃燒溫度降低動態(tài)博弈的結(jié)果，稀釋率較小時，氧體積分數(shù)提高利于HC氧化、排放降低；稀釋率較大時，燃燒溫度低導(dǎo)致淬熄效應(yīng)增強，且發(fā)動機著火與燃燒穩(wěn)定性降低，HC排放回升.

圖5c表明廢氣稀釋時NOx排放隨著稀釋率增大單調(diào)下降，這主要是由于稀釋率越大，缸內(nèi)燃燒溫度越低，同時氧體積分數(shù)降低，破壞了NOx生成所需的高溫富氧條件，稀釋率為1.24時NOx排放降幅達89.4%.而過量空氣稀釋時NOx排放受缸內(nèi)溫度與氧體積分數(shù)雙重影響，由于高壓縮比下缸內(nèi)溫度水平較高，導(dǎo)致隨著稀釋率的增大，NOx排放因氧體積分數(shù)增多呈先上升的趨勢，在稀釋率約為1.15時達到峰值.當稀釋率繼續(xù)增大，缸內(nèi)溫度降低對于NOx生成的阻礙作用要強于富氧環(huán)境的助益，NOx排放呈迅速下降的趨勢，但整體減排效果不如EGR.從結(jié)果上看，空氣稀釋的稀釋率為1.50時與EGR的稀釋率為1.10時NOx排放水平相當，也說明當過量空氣稀釋率足夠大時，可獲得較低NOx排放.

2.2 不同稀釋率下復(fù)合稀釋燃燒對發(fā)動機性能影響

為進一步探究稀釋燃燒改善發(fā)動機性能的潛力，嘗試綜合空氣稀釋與EGR在節(jié)能減排上各自的優(yōu)勢，研究并分析相同稀釋率下，EGR率約為0、5%、10%和15%時耦合不同φa的稀釋組合的復(fù)合稀釋燃燒對發(fā)動機性能的影響，表2為復(fù)合稀釋燃燒試驗方案.

表2 復(fù)合稀釋燃燒試驗方案Tab.2 Experiment scheme of lean dilution combustion

圖6為不同稀釋率下復(fù)合稀釋燃燒對BSFC影響.在稀釋率為1.2時，隨著EGR率增大，BSFC逐漸上升；而在稀釋率為1.3和1.4時，隨著EGR率增大，BSFC呈先下降后上升的趨勢.說明大稀釋率下純空氣稀釋對BSFC的改善能力減弱，此時若在空氣稀釋基礎(chǔ)上通入少量廢氣可進一步提高發(fā)動機燃油經(jīng)濟性，且當稀釋率越接近稀釋邊界時，該效應(yīng)越明顯，意味著在稀釋邊界附近可能存在使發(fā)動機BSFC最低的EGR率與φa的最佳組合.針對此結(jié)果，在EGR率為4.91%、φa為1.34時，相比無稀釋燃燒，發(fā)動機BSFC降低了12.9g/(kW·h)；相比純空氣稀釋φa為1.40時BSFC降低0.8g/(kW·h).

圖6 不同稀釋率下復(fù)合稀釋燃燒對BSFC影響Fig.6 Effect of lean dilution combustion on BSFC at different dilution rates

圖7a為不同稀釋率下復(fù)合稀釋燃燒對燃燒持續(xù)期的影響.從燃燒角度分析，發(fā)現(xiàn)EGR率越高，燃燒持續(xù)期越長，這與前文結(jié)論保持一致，且增長幅度在大稀釋率時較小，這是因為高φa對燃燒持續(xù)期的影響更大，導(dǎo)致EGR率的影響權(quán)重降低.圖7b顯示在不同稀釋率下排氣歧管溫度隨EGR率增大均呈降低趨勢，但稀釋率為1.3和1.4、EGR率為15%時，排氣歧管溫度下降趨勢明顯回縮，推測這可能與較高稀釋率下，EGR率大導(dǎo)致燃燒穩(wěn)定性更差，存在部分混合氣后燃有關(guān).

圖7 不同稀釋率下復(fù)合稀釋燃燒對燃燒持續(xù)期和排氣歧管溫度的影響Fig.7Effect of lean dilution combustion on combustion duration and exhaust manifold temperature at different dilution rates

圖8a為CO排放，針對稀釋率為1.2、EGR率為15%工況，由于此時φa為1.0，CO排放較高，而稀釋率為1.3和1.4的復(fù)合稀釋燃燒的φa均大于1.0，對CO有明顯的減排效果.此外，稀釋率增大或相同稀釋率下EGR率增大，均導(dǎo)致CO排放呈上升趨勢，這與前述結(jié)論一致，CO整體排放水準受空氣稀釋影響更大.圖8b表明相同稀釋率下EGR率增大導(dǎo)致HC排放呈上升趨勢，這主要是因為當稀釋率大于1.2時，空氣稀釋與EGR均有增大HC排放的傾向，而相比于引入過量空氣導(dǎo)致的過稀混合氣不完全燃燒，引入廢氣導(dǎo)致的淬熄效應(yīng)和循環(huán)波動提升對HC排放的惡化影響更大.

圖8 不同稀釋率下復(fù)合稀釋燃燒對氣態(tài)物排放的影響Fig.8 Effect of lean dilution combustion on exhaust gaseous emissions at different dilution rates

圖8c為NOx排放，相同稀釋率下隨著EGR率增大，NOx排放均呈降低的趨勢，說明復(fù)合稀釋燃燒時EGR降低缸內(nèi)溫度對NOx生成的抑制作用超過了空氣稀釋高氧含量對NOx生成的促進作用.并且NOx排放的降低梯度隨稀釋率增大逐漸減小，這是因為稀釋率足夠大時，空氣稀釋也可大幅降低NOx排放，使得排放量基數(shù)本身較低，降幅隨之減小.

綜合圖4b、圖5、圖6和圖8可知，純廢氣稀釋雖能大幅降低NOx排放，但其對BSFC的改善幅度不到2%；純過量空氣稀釋的節(jié)油效果更好，但NOx減排效果遠不如EGR，復(fù)合稀釋燃燒為NOx與BSFC的協(xié)同優(yōu)化帶來了新的思路，稀釋率為1.4、EGR率為5%和10%時，相比原機可以實現(xiàn)5.4%～5.7%的BSFC降幅與33%～38%的NOx降幅.若能提高發(fā)動機著火與燃燒穩(wěn)定性及燃燒效率，拓展稀釋燃燒邊界，可在繼續(xù)改善燃油經(jīng)濟性的基礎(chǔ)上使NOx排放進一步下降，并控制未燃HC的排放.

2.3 復(fù)合稀釋燃燒能量平衡分析

為探究復(fù)合稀釋燃燒降低BSFC的原因，嘗試通過能量平衡進行分析.發(fā)動機能量平衡主要包括有用功、機械損失、排氣損失、未燃損失和傳熱損失.圖9為不同組合方式的復(fù)合稀釋燃燒的發(fā)動機能量平衡分析.其中，有效熱效率基于BSFC及燃料熱值計算得出，機械損失考慮摩擦損失與泵氣損失，而摩擦損失基于摩擦平均有效壓力計算得出，排氣損失基于排氣歧管廢氣能量與進氣能量的差值計算得出，未燃損失主要考慮排氣中HC與CO組分，基于相應(yīng)的質(zhì)量流量和熱值計算得出，傳熱損失則為燃料總能量與有用功及其他損失之差，最終針對各部分能量與消耗燃料總能量的比值進行比較.

圖9 不同稀釋率和不同EGR率下復(fù)合稀釋燃燒能量平衡分析Fig.9Energy balance analysis of lean dilution combustion at different dilution rate with different EGR rate

圖9a為無稀釋燃燒與稀釋率為1.2的復(fù)合稀釋燃燒的能量分配.其中，EGR率為0時為純過量空氣稀釋，EGR率為15%時為純廢氣稀釋.相比于無稀釋燃燒，稀釋燃燒降低了缸內(nèi)燃燒溫度和排氣溫度，使得傳熱損失降低，但排氣質(zhì)量流量增大，導(dǎo)致排氣損失升高.而EGR率越大，燃燒持續(xù)期越長，排氣溫度越低，導(dǎo)致傳熱損失越高，排氣損失越低.在稀釋率為1.2時，相比于無稀釋燃燒，純廢氣稀釋的HC與CO排放更高，未燃損失有所增加，而純過量空氣稀釋的CO排放大幅降低，未燃損失降低，二者未燃損失相差2.22%，隨著EGR率增大，未燃損失呈升高趨勢.此外，稀釋燃燒使得機械損失輕微上漲，這可能與進氣量增多，導(dǎo)致缸內(nèi)壓力更大，活塞與壁面間摩擦增大有關(guān)，并且稀釋也會導(dǎo)致泵氣損失增大.因此，復(fù)合稀釋燃燒主要依靠降低傳熱損失與未燃損失，來提高發(fā)動機有效熱效率.對于稀釋率為1.2的復(fù)合稀釋燃燒，隨著EGR率增大，各種能量分配變化的綜合作用使得有效熱效率呈下降趨勢，其中傳熱損失與未燃損失的貢獻程度較大，EGR率為0時的有效熱效率比EGR率為15%時高1.15%.

圖9b示出稀釋率為1.4時復(fù)合稀釋燃燒的能量分配，相比于稀釋率為1.2時，傳熱損失占比降低，這與缸內(nèi)溫度更低有關(guān)；未燃損失、排氣損失與機械損失占比均有所升高，這與HC和CO排放更多、進/排氣質(zhì)量流量更大及泵氣損失更大有關(guān).與稀釋率為1.2時相同，隨著EGR率增大，排氣損失呈降低趨勢，傳熱損失與機械損失呈升高趨勢，未燃損失主要受HC、CO排放影響.相比φa＝1.4、EGR率為0時的純空氣稀釋工況，EGR率為5%和10%時，未燃損失升高幅度較小，且排氣損失降低明顯，使得有效熱效率升高，分別達到40.39%和40.25%，而EGR率為5%時的傳熱損失更低，其有效熱效率更高.

3 結(jié) 論

針對空氣稀釋、廢氣稀釋和復(fù)合稀釋燃燒對高壓縮比增壓直噴汽油機在中速、中負荷工況下的性能影響展開研究，主要結(jié)論如下：

(1) 對于空氣稀釋和廢氣稀釋，隨著稀釋率的增大，BSFC受工質(zhì)比熱比與燃燒穩(wěn)定性影響呈先降低后升高的趨勢，空氣稀釋BSFC更低；空氣稀釋的HC與NOx排放隨稀釋率的變化規(guī)律與廢氣稀釋有所不同.

(2) 應(yīng)用耦合空氣與廢氣稀釋的復(fù)合稀釋燃燒時，BSFC在稀釋率為1.3和1.4工況下隨EGR率增大先降低后升高，這與排氣損失與未燃損失的變化有較大關(guān)系；在稀釋率為1.4時，相比于純空氣稀釋，耦合EGR率為5%的復(fù)合稀釋的BSFC與NOx降幅均更大，這與低壓縮比、中小負荷工況下純空氣稀釋BSFC最低的規(guī)律有所不同，證明了復(fù)合稀釋燃燒的節(jié)能潛力；考慮到試驗發(fā)動機的點火系統(tǒng)與缸內(nèi)滾流強度均存在優(yōu)化空間，因而復(fù)合稀釋燃燒具備保證NOx排放較低的前提下進一步降低發(fā)動機BSFC的潛力.

(3) 結(jié)合前人研究，若以全局工況下BSFC最低為目標，可選用純空氣稀釋燃燒模式；若針對特定工況下的最佳BSFC及NOx排放性能做綜合優(yōu)化，可通過試驗標定結(jié)果選用復(fù)合稀釋燃燒模式，盡管相比于純空氣稀釋，HC和CO排放有所升高，但其可在TWC內(nèi)氧化分解，總體排放性能仍得到改善.