為了使全新開發(fā)的發(fā)動機(jī)實(shí)現(xiàn)高功率與低排放相結(jié)合的技術(shù)特征，豐田賽車公司與FEV歐洲公司共同合作成功開發(fā)和實(shí)現(xiàn)了一種汽油機(jī)稀薄燃燒過程方案，通過本文中介紹的各種不同技術(shù)特點(diǎn)的組合能使發(fā)動機(jī)達(dá)到指示效率46%和升功率103 kW/L的目標(biāo)值。

1 動機(jī)

原則上，均質(zhì)稀薄燃燒過程具有在降低NOx排放的同時(shí)達(dá)到優(yōu)異熱效率的優(yōu)秀潛力。在該背景下，豐田和FEV公司實(shí)施了開發(fā)具有高熱效率的稀薄運(yùn)行汽油機(jī)的合作項(xiàng)目，其目標(biāo)是開發(fā)一種能解決效率與功率之間目標(biāo)沖突的燃燒過程。本文第一部分介紹了針對燃燒過程和發(fā)動機(jī)系統(tǒng)的開發(fā)過程，而第二部分則介紹了按單缸發(fā)動機(jī)試驗(yàn)以確認(rèn)的燃燒過程，并提供其試驗(yàn)結(jié)果。

2 目標(biāo)值和確定方案

汽油機(jī)以λ＞1.8的稀薄混合氣運(yùn)行，能以此顯著降低發(fā)動機(jī)的NOx排放，并提供了進(jìn)一步提高熱效率的潛力，從而既改善了效率又降低了廢氣后處理的費(fèi)用。圖1是發(fā)動機(jī)特性曲線場，其中示出了該項(xiàng)目所確定的渦輪增壓缸內(nèi)直噴式汽油機(jī)方案的稀薄運(yùn)行范圍，圖中還列出了主要目標(biāo)值，即稀薄運(yùn)行指示效率為46%，在6 400 r/min時(shí)升功率可達(dá)103 kW，在2 000 r/min時(shí)的平均有效壓力pme= 2.3 MPa。

圖1 發(fā)動機(jī)特性曲線場和目標(biāo)值

高效率、高升功率和較高的低端扭矩的組合目標(biāo)對燃燒過程提出了相互矛盾的要求。重點(diǎn)之一是提高壓縮比，以便在穩(wěn)定稀薄運(yùn)行時(shí)達(dá)到最高的效率，但是因爆震傾向增大會對可達(dá)到的全負(fù)荷目標(biāo)產(chǎn)生不利的影響。為了解決此類目標(biāo)沖突，選擇米勒（Miller）循環(huán)實(shí)現(xiàn)可變進(jìn)氣門早關(guān)（FES）并降低有效壓縮比以此作為避免爆震的措施，但是該類措施會導(dǎo)致充量運(yùn)動強(qiáng)度降低，為此需采用高滾流水平進(jìn)氣道方案來消除此類不良的影響。

均質(zhì)稀薄運(yùn)行要求即使在充量極度稀薄和非常小的層狀燃燒速度情況下仍具有足夠的燃燒穩(wěn)定性，而通過提高紊流燃燒速度也能降低此類不利的影響。

為此需優(yōu)化進(jìn)氣道和燃燒室的幾何形狀，以便有助于獲得較高的充量運(yùn)動水平，但是由此會引起與實(shí)現(xiàn)高升功率目標(biāo)所必需的良好的進(jìn)氣道流量特性的目標(biāo)沖突，不過這種目標(biāo)沖突可通過使用由可變滾流閥板與進(jìn)氣道分隔板組合而成的可變充量運(yùn)動裝置（VCM）予以解決。表1列出了由此得到的發(fā)動機(jī)方案特性參數(shù)一覽表。

表1 發(fā)動機(jī)參數(shù)和基本規(guī)格一覽表

3 確定增壓系統(tǒng)方案

具有稀薄運(yùn)行工況范圍的發(fā)動機(jī)方案對增壓系統(tǒng)提出了一系列特殊的要求。適中轉(zhuǎn)速時(shí)發(fā)動機(jī)以較為稀薄的工況運(yùn)行，即使可用的廢氣熱焓有限，也需要較高的增壓壓力，因此在較低質(zhì)量流量范圍內(nèi)對廢氣渦輪增壓器的效率提出了較高的要求。

為降低全負(fù)荷時(shí)的爆震傾向而采取FES策略又提出了第二個(gè)要求。在低速扭矩范圍內(nèi)較短的進(jìn)氣門開啟持續(xù)時(shí)間會導(dǎo)致空氣消耗量明顯減少，由于此時(shí)VCM關(guān)閉，此類影響還會持續(xù)加強(qiáng)，為此需補(bǔ)償因FES而減弱的充量運(yùn)動，因此在低速扭矩范圍內(nèi)廢氣渦輪增壓系統(tǒng)必須提供相比常規(guī)渦輪增壓發(fā)動機(jī)而大幅提高的增壓壓力。為了能滿足此類與高功率目標(biāo)相組合的要求，采用了兩級增壓系統(tǒng)，其由一個(gè)壓氣機(jī)和渦輪都帶有旁通道的高壓級（HP）和一個(gè)渦輪帶有廢氣放氣閥的低壓級（LP）組成（圖2）。

圖2 用于增壓系統(tǒng)虛擬設(shè)計(jì)的V6發(fā)動機(jī)

布置示意圖

圖3 HP和LP壓氣機(jī)特性曲線場以及

基準(zhǔn)運(yùn)行工況點(diǎn)及其各自的氣門控制策略和

特性曲線場中效率最高的運(yùn)行工況點(diǎn)位置

借助于一臺V6虛擬發(fā)動機(jī)進(jìn)行兩級廢氣渦輪增壓系統(tǒng)的設(shè)計(jì)，并選擇相應(yīng)的試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法來優(yōu)化各個(gè)部件及其組合的工作能力。圖3示出了所得到的高壓級和低壓級壓氣機(jī)特性曲線場以及3個(gè)基準(zhǔn)運(yùn)行工況點(diǎn)及其所采取的氣門控制策略。

同樣示出了用1D模擬計(jì)算得出的特性曲線場中最高效率的位置，其是從達(dá)到混合氣高度稀薄所需的增壓壓力和由此所產(chǎn)生的換氣損失，以及通過燃燒相位和燃燒效率之間的平衡所得到的，而最佳效率是在平均指示壓力pmi=1.32 MPa、發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速1 900 r/min和λ=1.82時(shí)預(yù)測到的。值得注意的是在轉(zhuǎn)速降低方向上適中的效率梯度和稀薄運(yùn)行能力的降低，這是由空氣流量較小時(shí)增壓系統(tǒng)受限所造成的。

4 確定燃燒過程方案

為最大稀薄運(yùn)行能力設(shè)計(jì)的燃燒過程是通過充量運(yùn)動設(shè)計(jì)（CMD）方法而進(jìn)行的，其包括了進(jìn)氣道、燃燒室頂面、進(jìn)氣門導(dǎo)氣屏以及活塞凹坑和活塞頂面的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，而在對該方面進(jìn)行的優(yōu)化表明，高滾流目標(biāo)值、高壓縮比和非常規(guī)氣門配氣定時(shí)的組合是對先前的滾流產(chǎn)生和盡量減少二次充量運(yùn)動形式提出的特殊要求，因?yàn)楹笳呖赡軐罄m(xù)的進(jìn)氣行程和壓縮行程期間的滾流產(chǎn)生及其穩(wěn)定性產(chǎn)生負(fù)面影響。

圖4 CMD方法和在單缸試驗(yàn)發(fā)動機(jī)上的確認(rèn)

圖4示出了最初幾何設(shè)計(jì)方案與最終優(yōu)化幾何設(shè)計(jì)方案的直接比較，其中的滾流數(shù)曲線表明通過CMD優(yōu)化提高了進(jìn)氣和壓縮期間的充量運(yùn)動，特別是在采取FES策略情況下低端扭矩得到了顯著提升。

最終幾何設(shè)計(jì)方案充量運(yùn)動是在一臺光學(xué)單缸試驗(yàn)發(fā)動機(jī)上采用顆粒形成速度測量方法直接測量的。圖4中示出了1 900 r/min時(shí)的循環(huán)平均滾流數(shù)和50個(gè)連續(xù)循環(huán)的循環(huán)波動幅度。在VCM充量運(yùn)動閥板開啟運(yùn)行時(shí)呈現(xiàn)出適中的滾流特性，而在VCM閥板關(guān)閉時(shí)則呈現(xiàn)出較高的滾流水平和出色的循環(huán)穩(wěn)定性。為了對其進(jìn)行定性評價(jià)，圖中還表示出了由FEV公司數(shù)據(jù)庫提供的增壓直噴式汽油機(jī)的滾流數(shù)分布帶。

CMD方法的下一步是根據(jù)噴油壓力、液壓流量和噴束圖形進(jìn)行缸內(nèi)直接噴射噴油器的設(shè)計(jì)。對于當(dāng)前的發(fā)動機(jī)方案而言，則需將以稀薄工況運(yùn)行的要求與標(biāo)定功率的要求實(shí)現(xiàn)協(xié)調(diào)，同時(shí)還需協(xié)調(diào)受FES限制的噴油持續(xù)期與用于催化轉(zhuǎn)化器加熱的噴束相對于火花塞的定位。

混合氣形成的均質(zhì)化和穩(wěn)定性對于稀薄運(yùn)行時(shí)穩(wěn)定的可燃性和如何將NOx排放降低到最低程度具有決定性的意義。采用大渦模擬方法（LES）對局部和循環(huán)混合氣分布進(jìn)行優(yōu)化。圖5中示出了λ=1.8稀薄運(yùn)行時(shí)最終燃燒過程的LES模擬結(jié)果。各個(gè)循環(huán)的試驗(yàn)評價(jià)表明，燃燒室中的λ分布以循環(huán)標(biāo)準(zhǔn)誤差5.8%～10.6%進(jìn)行波動，火花塞周圍局部λ的發(fā)展呈現(xiàn)出良好的循環(huán)穩(wěn)定性，同時(shí)點(diǎn)火體積內(nèi)的平均混合氣濃度會略高一些，這對于著火能力的提升是十分有利的。

圖5 借助于LES模擬和雷諾平均

Navier Stokes方程（RANS）模擬方法

評估λ=1.8時(shí)的混合氣

均質(zhì)化程度和穩(wěn)定性

圖6 具有內(nèi)窺鏡燃燒診斷光學(xué)通道的

單缸試驗(yàn)發(fā)動機(jī)

5 發(fā)動機(jī)試驗(yàn)結(jié)果

發(fā)動機(jī)試驗(yàn)研究在一臺由豐田賽車公司開發(fā)和運(yùn)行的單缸試驗(yàn)發(fā)動機(jī)上進(jìn)行，它以前文介紹的發(fā)動機(jī)方案設(shè)計(jì)為基礎(chǔ)。圖6示出了這種單缸試驗(yàn)發(fā)動機(jī)的結(jié)構(gòu)和用于光學(xué)燃燒診斷的內(nèi)窺鏡視野。發(fā)動機(jī)試驗(yàn)的重點(diǎn)是稀薄運(yùn)行，所選擇的試驗(yàn)結(jié)果將在下文中予以介紹和解釋。

6 燃燒和稀薄極限

為了確保即使在混合氣極度稀薄的條件下也能實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒，與常規(guī)的化學(xué)計(jì)量比汽油機(jī)相比其點(diǎn)火能量已提高了。圖7示出了點(diǎn)火能量從100 mJ提高到500 mJ對燃燒穩(wěn)定性起到的提升效果，在用500 mJ點(diǎn)火能量運(yùn)行時(shí)混合氣從λ=1.75變化到1.85的燃燒穩(wěn)定性僅有輕微的差異，當(dāng)混合氣進(jìn)一步稀釋到λ=1.95時(shí)循環(huán)波動則顯著變大，這表明其已開始進(jìn)行不完全燃燒或者存在著火中斷的現(xiàn)象。

此類現(xiàn)象可通過內(nèi)窺鏡燃燒診斷來進(jìn)行監(jiān)測確認(rèn)?；旌蠚猞?1.9時(shí)的內(nèi)窺鏡燃燒火焰顯示表明燃燒火焰隨時(shí)間和空間的發(fā)展具有較高的可重復(fù)性，而混合氣λ=1.95時(shí)則觀察到燃燒火焰核心生長和局部燃燒開始出現(xiàn)波動，因此混合氣λ=1.9是稀薄運(yùn)行極限，此時(shí)pmi變化系數(shù)為3%。

隨著混合氣稀薄程度的增加，爆震傾向亦隨之增大,因而從λ=1.7起可達(dá)到最佳的燃燒重心位置α50（譯注：指混合氣質(zhì)量已燃燒50%的曲軸轉(zhuǎn)角位置），正如圖7所示，因此由于稀薄混合氣運(yùn)行工況中的燃燒持續(xù)期逐漸增長，對提前點(diǎn)火的需求量即隨之增大，這種現(xiàn)象主要是由于層狀火焰?zhèn)鞑ニ俣容^小以及相應(yīng)降低的燃燒速度而引起的。混合氣λ=1和λ=1.9時(shí)的光學(xué)燃燒診斷提供了全面認(rèn)識混合氣變稀對燃燒火焰核心早生長和此處所展示的α50時(shí)燃燒火焰輝光強(qiáng)度產(chǎn)生影響的可能性。

圖7 混合氣稀薄程度對燃燒重心位置α50、點(diǎn)火時(shí)刻和α50時(shí)火焰輝光的影響（左）以及在兩種所選擇的運(yùn)行工況點(diǎn)時(shí)點(diǎn)火能量對混合氣稀薄直至運(yùn)行極限時(shí)燃燒穩(wěn)定性及其在α50時(shí)燃燒火焰概率的影響（右）

7 氮氧化物排放

極度稀薄運(yùn)行的目標(biāo)除了提高效率之外還要降低NOx排放，而NOx是由NO和NO2組合而成的。圖8示出了混合氣變稀對NOx指示比排放量以及NO/NOx和NO2/NOx比值的影響，混合氣稀薄程度加大使發(fā)動機(jī)NOx排放得以顯著降低，在λ＞1.5的情況下NO2的相對份額也會同時(shí)增大。在發(fā)動機(jī)高溫燃燒過程中NO2是作為中間產(chǎn)物，并通過NO而形成的，其在稀薄混合氣條件下出現(xiàn)較多。

圖8 NOx指示比排放以及NO和NO2與

NOx比值對混合氣稀薄程度的關(guān)系

圖9 非常稀薄運(yùn)行時(shí)的能量平衡分析和

指示效率及其損失分配與化學(xué)計(jì)量比

基準(zhǔn)運(yùn)行工況點(diǎn)的比較

對此可解釋為從NO2還原成NO的化合次序，這表明燃燒火焰被強(qiáng)烈淬冷，特別是在廢氣溫度較低情況下，柴油機(jī)廢氣后處理就是因快速選擇性催化還原（SCR）反應(yīng)而助長了NO2的形成。

8 均質(zhì)稀薄運(yùn)行效率

為了更好地理解稀薄運(yùn)行對發(fā)動機(jī)熱力學(xué)的有利效果，在此對所測得的指示效率和各自的損失分配進(jìn)行了詳細(xì)的試驗(yàn)研究（圖9）。其中特別關(guān)注混合氣極為稀薄的運(yùn)行工況點(diǎn)，并以化學(xué)計(jì)量比混合氣運(yùn)行（λ=1）作為比較基準(zhǔn)。稀薄運(yùn)行能顯著改善指示效率，在以λ=1.9極度稀薄燃燒和模擬邊界條件略加修改的情況下達(dá)到了46%的目標(biāo)值，這相當(dāng)于以絕對效率比化學(xué)計(jì)量比運(yùn)行效果改善了6.3%。

損失分配情況表明，混合氣變稀所獲得的效率增益主要是由于較小的ΔT減少了壁面熱損失而引起的，這可以解釋為不僅燃燒溫度較低而且淬冷層的厚度有所增大。

但是，后者的影響也會導(dǎo)致不完全燃燒引起的損失增加，而換氣功的減小在較小程度上也會有助于總效率的提高。

在λ=1.85時(shí)缸內(nèi)殘余廢氣也會影響到稀薄運(yùn)行，缸內(nèi)殘余廢氣含量能提高指示效率，這歸因于爆震傾向改善和換氣損失減少的組合效果，而在缸內(nèi)殘余廢氣含量高和低時(shí)高壓循環(huán)效率幾乎相同。缸內(nèi)殘余廢氣含量較高時(shí)，因改善了燃燒效率而提高了效率，如同未燃燃油引起的損失降低一樣。此外，還表明在λ=1.85時(shí)未燃燃油引起的損失的變化情況與傳至冷卻液的熱損失恰恰相反。在同時(shí)保持氣門配氣定時(shí)不變的情況下，缸內(nèi)殘余廢氣含量會隨著廢氣背壓的變化而得以調(diào)整，因此可被解釋為指示效率隨著缸內(nèi)殘余廢氣含量的提高而降低。

圖10 λ=1.75時(shí)高壓指示效率與

燃燒重心位置和缸內(nèi)殘余廢氣量的關(guān)系

以及NOx指示比排放、燃燒重心位置和

指示效率之間的關(guān)系

9 殘余廢氣含量和燃燒重心位置的影響

缸內(nèi)殘余廢氣含量對稀薄燃燒影響的全面評價(jià)以λ=1.75為例示于圖10，其中右圖表示缸內(nèi)殘余廢氣含量、指示效率和燃燒重心位置α50之間的關(guān)系，在燃燒重心位置相同的情況下提高缸內(nèi)殘余廢氣含量能改善高壓循環(huán)效率，如前所述這至少部分歸因于所觀察到的未燃燃燒產(chǎn)物（絕大多數(shù)是碳?xì)浠衔铮┑臏p少。

左圖中示出了NOx指示比排放與效率變化和燃燒重心位置移動的關(guān)系。當(dāng)燃燒重心位置向早方向移動時(shí)NOx排放有所增加，因?yàn)閷⒂懈嗟某淞糠蓊~在較高的燃燒室溫度下燃燒，因此可以說在同時(shí)保持混合氣稀薄程度不變的情況下效率與NOx排放之間存在著彼此相反的趨勢。

10 結(jié)論

為了既能達(dá)到出色的效率又能獲得高功率和低排放，豐田賽車公司與FEV歐洲公司共同合作借助于虛擬開發(fā)方法設(shè)計(jì)了一種極度稀薄燃燒過程方案，在單缸試驗(yàn)發(fā)動機(jī)上已達(dá)到了高達(dá)46%的指示效率、平均有效壓力2.3 MPa以及103 kW/L升功率的目標(biāo)值。

這種燃燒過程方案預(yù)先考慮采用了用于FES的可變氣門機(jī)構(gòu)與具有可調(diào)式滾流閥板裝置的進(jìn)氣道方案相組合，這種組合方案不僅通過最大充量運(yùn)動提高紊流燃燒速度而能確保極度稀薄運(yùn)行，而且可通過優(yōu)化流量特性以確保達(dá)到高功率，后者還能補(bǔ)償因采取FES策略所減少的空氣消耗量，而在高壓縮比情況下FES策略通常被用于減小爆震傾向。

總而言之，極度稀薄燃燒能在廢氣排放適中的同時(shí)獲得最高的效率，當(dāng)前的方案研究表明該方案能將較高的升功率與較大的扭矩進(jìn)行有機(jī)結(jié)合。