活塞冷卻噴射對高壓縮比汽油機性能影響的試驗研究

樓狄明，趙彬皓，范本正，李相超，房亮，張允華

(1.同濟大學汽車學院，上海 201800;2.上海汽車集團股份有限公司，上海 201804)

發(fā)動機工作過程中，高溫燃氣與活塞直接接觸，導致活塞熱應力、慣性力和摩擦力等均處于較高水平[1]，活塞長時間在這樣的嚴苛環(huán)境下工作會發(fā)生形變及熱損傷，最終導致發(fā)動機輸出功率不足、油耗增大、有害排放物增加[2]。近年來，隨著增壓直噴汽油機幾何壓縮比不斷增大，活塞承受的熱負荷和機械負荷也不斷提高，僅靠傳統(tǒng)的熱傳導方式已不能滿足活塞冷卻要求，需要進一步采用噴油冷卻。

國內外學者針對活塞噴油冷卻方法進行了大量的研究工作。目前，更高效的強制振蕩冷卻已取代活塞底面噴油成為應用最廣的活塞冷卻方式，機油通過活塞冷卻噴嘴(Piston Cooling Jets,PCJ)和活塞頭部環(huán)形冷卻油腔產(chǎn)生強烈湍流，最終從出油口流出帶走大量熱量，降低活塞熱負荷，進而影響發(fā)動機油耗、燃燒性能和排放性能[3]。因此當前主流高熱效率汽油發(fā)動機均開始將PCJ作為關鍵技術之一，用來提高發(fā)動機壽命，改善發(fā)動機性能。

從20世紀60年代開始[4]，國內外學者通過仿真和試驗兩種方式對PCJ活塞進行研究，其成果主要體現(xiàn)在PCJ活塞冷卻原理和冷卻效果的分析上。Wolfgang Sander等[5]利用CFD仿真技術，分析了冷卻油腔內機油流動與振蕩傳熱效率隨油腔形狀、轉速和機油填充率的變化規(guī)律。雷基林等[6-7]通過流固耦合傳熱仿真，分析活塞傳熱與結構強度受油腔結構影響的變化規(guī)律，優(yōu)化了內冷油腔結構與未知參數(shù)，并針對不同噴油空間角度對活塞冷卻效果進行研究。

從試驗角度出發(fā)，Lee等[8]使用新型冷卻噴射試驗臺研究了機油填充率受油腔截面形狀、噴嘴位置、機油黏度、噴油壓力和噴油角度的影響。David C.LUFF等[9]結合柴油機整機性能試驗，研究了PCJ開閉對活塞溫度、發(fā)動機熱狀態(tài)、氣態(tài)物排放和燃油經(jīng)濟性的影響。朱海榮等[10]針對氣液兩相流的內冷油腔振蕩冷卻過程進行了可視化分析，探究了振蕩頻率與機油填充率對兩相流運動規(guī)律的影響。

綜合來看，對于活塞冷卻噴射系統(tǒng)的相關機理研究已經(jīng)取得很多成果，包括油腔的設計優(yōu)化與熱負荷改善等方面[11-12]。但鮮有學者針對應用PCJ活塞后的發(fā)動機燃燒性能和排放性能變化開展臺架試驗研究，且多數(shù)研究集中在柴油機活塞上，汽油機不同高壓縮比PCJ活塞的實際應用效果對比也未有前人進行過相關研究。因此，本研究基于發(fā)動機臺架試驗研究PCJ主動開閉對高壓縮比增壓直噴汽油機性能的影響，對高熱效率汽油機相關技術開發(fā)和活塞冷卻噴射系統(tǒng)控制策略的設計具有工程化參考價值。

1 試驗設備及方案

1.1 試驗設備

試驗使用1臺米勒循環(huán)1.5 L 4缸增壓直噴汽油發(fā)動機，原機配置壓縮比為11.5的自由噴油冷卻活塞，由機械式活塞冷卻噴嘴向活塞底部噴射機油來降低活塞溫度，發(fā)動機具體參數(shù)如表1所示。試驗所用燃料為市售92號汽油。

表1 發(fā)動機主要技術參數(shù)

為進行試驗，自主設計了壓縮比分別為12.5和15的含內冷環(huán)形油腔的強制振蕩冷卻活塞(見圖1)。

圖1 試驗所用活塞

測試臺架的布置如圖2所示，測試設備包括PUMA臺架控制系統(tǒng)、AVL電力測功機、OBS-2200、燃燒分析儀、735油耗儀等，通過ETAS-INCA讀取、調整發(fā)動機轉速、功率、扭矩等控制參數(shù)，并測量比油耗等數(shù)據(jù)，通過流量傳感器采集進氣流量，通過壓力傳感器采集進排氣系統(tǒng)壓力，通過溫度傳感器采集進排氣溫度，通過Kistler燃燒分析儀采集缸壓傳感器數(shù)據(jù)，進而分析計算CA50等燃燒性能參數(shù)，通過排放分析儀采集分析氣態(tài)物排放數(shù)據(jù)。

圖2 試驗裝置示意

1.2 試驗方案

針對裝配PCJ活塞的米勒循環(huán)增壓直噴汽油機，在已知PCJ對活塞有明顯降溫效果的基礎上，分別對PCJ開啟與關閉時發(fā)動機燃燒性能與排放性能相關參數(shù)進行測量和分析，以得出主動開閉PCJ對整機性能的影響規(guī)律。同時針對裝配了不同壓縮比PCJ活塞的發(fā)動機性能變化進行對比，分析壓縮比對PCJ應用效果的影響。

試驗發(fā)動機使用機械式PCJ，當機油壓力超過閾值時活塞冷卻噴嘴閥將開啟。試驗過程中可通過INCA主動修改潤滑系統(tǒng)主油道機油壓力，實現(xiàn)PCJ開閉的主動控制，機油壓力切換預設定為低壓(200～220 kPa)與高壓(380～400 kPa)兩種，由于主油道壓力接近相同，可認為開啟噴嘴后機油噴射量近似相等。具體控制方法如表2所示，需要注意的是，經(jīng)標定發(fā)現(xiàn)，出于對發(fā)動機的保護，當轉速升高至3 500 r/min以上或負荷升高到1.6 MPa以上時，機油壓力將自動切換至高壓并維持高壓狀態(tài)，且無法被主動降低，此時PCJ將默認保持開啟狀態(tài)。

表2 主油道機油壓力控制范圍

根據(jù)PCJ開閉對發(fā)動機不同工況下影響的特點，結合發(fā)動機實際運行情況，選取發(fā)動機常用轉速2 000，3 000，4 000 r/min時的小、中、大負荷點作為試驗工況點(見表3)，分析在不同工況下PCJ主動開閉對發(fā)動機性能的影響，以確定活塞冷卻噴射系統(tǒng)開閉控制策略。其中定義小、中、大負荷對應的制動平均有效壓力(Brake Mean Effective Pressure，BMEP)分別為0.5，1，1.5 MPa。

表3 試驗方案

進行PCJ開閉性能影響試驗時，對于給定工況，閉環(huán)控制過量空氣系數(shù)λ為1，燃油保持單次噴射，噴油時刻和噴油壓力等參數(shù)以ECU內標定值為準，在原機米勒循環(huán)標定的基礎上，保證進氣門開啟時刻(IVO)和排氣門關閉時刻(EVC)與最佳米勒度不變，通過調節(jié)節(jié)氣門或廢氣旁通閥開度控制進氣，使發(fā)動機轉速、扭矩達到預設工況，再調整點火提前角和進氣，使該工況點達到最佳燃油經(jīng)濟性狀態(tài)。各邊界條件如進氣壓力、進氣溫度、中冷后溫度、發(fā)動機出水溫度及環(huán)境溫度等受到嚴格控制，并控制燃燒循環(huán)波動率(Coefficient of Variation，COV)在3%以內。開啟PCJ后，發(fā)動機扭矩有所下降，此時需重復上述過程，調節(jié)進氣和點火角來維持當前工況點運行并實現(xiàn)最佳油耗狀態(tài)。

定義著火時刻(CA10)為累計放熱率10%時所對應的曲軸轉角，燃燒重心(CA50)為累計放熱率50%時所對應的曲軸轉角，燃燒持續(xù)期(CA10-90)為累計放熱率10%到90%之間的曲軸轉角間隔。對于發(fā)動機爆震傾向較小的工況點，工程上認為CA50處于 7°～9°ATDC范圍內時發(fā)動機熱效率最高[13]。而對于爆震傾向較大的工況點，為實現(xiàn)最高熱效率，通常需要將發(fā)動機調整至爆震邊界，即爆震傳感器可剛好監(jiān)測到連續(xù)不斷的接近爆震信號報警閾值時的發(fā)動機狀態(tài)，此時的點火提前角記為發(fā)動機最大點火提前角。

在試驗過程中，為探究PCJ開閉對發(fā)動機爆震極限的影響，各工況點最終均調節(jié)至爆震邊界，而對比爆震邊界狀態(tài)時與CA50處于 7°～9°ATDC范圍內時的發(fā)動機油耗可發(fā)現(xiàn)，二者差距極小，故可認為各工況點爆震邊界也能實現(xiàn)最佳油耗。因此，最終以各工況點爆震邊界狀態(tài)為基準，待發(fā)動機工作穩(wěn)定后，分別測量記錄開、閉PCJ時不同工況點爆震邊界狀態(tài)下的燃燒性能和排放性能參數(shù)，研究不同活塞的PCJ開閉對于發(fā)動機性能的影響。

2 試驗結果與分析

2.1 PCJ開閉對發(fā)動機性能的影響

根據(jù)裝配壓縮比12.5∶1振蕩冷卻活塞的整機性能試驗參數(shù)，分析PCJ開閉對發(fā)動機能量損耗、燃燒性能與排放性能的影響。

2.1.1 PCJ開閉對發(fā)動機能量損耗的影響

本研究取平均摩擦有效壓力(Friction Mean Effective Pressure，F(xiàn)MEP)作為能量損耗分析參數(shù)，其在本研究中的定義具體包括機械摩擦損失以及驅動各附件損失。開閉PCJ對FMEP的影響主要體現(xiàn)在兩部分，一是開啟PCJ時機油泵高工作壓力帶來的高摩擦損耗和高驅動附件損失，二是活塞降溫后熱脹冷縮效應引起的活塞與缸套間摩擦損耗減小，最終使得FMEP發(fā)生改變。試驗過程中FMEP無法經(jīng)由臺架直接測得，可通過測得的發(fā)動機凈平均指示壓力NMEP和制動平均有效壓力BMEP做差值計算獲得，其中凈平均指示壓力NMEP為指示平均有效壓力IMEP與平均泵氣損失壓力PMEP的差。

如圖3所示，當開啟PCJ后，各工況點FMEP均有所增大，平均漲幅為8%，這說明高機油壓力導致驅動附件損耗升高耦合摩擦損失增大的影響要大于活塞受機油冷卻后熱脹冷縮導致的與缸套間摩擦損耗降低的影響。此外，當PCJ開啟后，F(xiàn)MEP受負荷變化的影響增大，即隨著負荷升高，F(xiàn)MEP降低的幅度增大。這主要是因為運行中的機油冷卻噴嘴增加了從油底殼輸送到油泵的機油對負荷的溫度敏感性，具體而言，大負荷開啟PCJ后機油溫度升高幅度增大，機油黏性損失項對摩擦損耗的貢獻的降低幅度更大，導致FMEP變化幅度更大。

圖3 開閉PCJ時不同工況點下的發(fā)動機摩擦損失

2.1.2 PCJ開閉對發(fā)動機燃燒性能的影響

如圖4所示，由于開啟PCJ后，發(fā)動機摩擦損耗增大，為達到相同的輸出功率，開啟PCJ后的缸內最大燃燒壓力有所升高。更具體地，如圖5所示，PCJ開啟后，發(fā)動機活塞溫度降低，末端混合氣自燃傾向減小，爆震傾向減小，最大點火提前角可以適當?shù)卦龃?，使得燃燒相位提前，燃燒性能改善，缸內最大燃燒壓力升高。且隨負荷增大，開啟PCJ后缸內最大燃燒壓力的漲幅有所增大，例如3 000 r/min，1.5 MPa工況點開啟PCJ后，最大燃燒壓力由5.34 MPa增大到5.94 MPa，漲幅達11.2%，而3 000 r/min，1.0 MPa工況點下的漲幅為8.8%，這說明PCJ開啟對于大負荷工況改善效果更明顯。

圖4 開閉PCJ時不同工況點下的缸內最大燃燒壓力

圖5 開閉PCJ時不同工況點下的最大點火提前角

以CA50和CA10-90為燃燒相位關鍵參數(shù)進行討論，如圖6所示，開啟PCJ后，由于爆震傾向降低，最大點火提前角可以繼續(xù)增大，導致燃燒重心CA50提前，可以充分利用壓縮終了時缸內高溫高壓熱力學環(huán)境，燃料燃燒速度增大，且火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x縮短，使得燃燒持續(xù)期CA10-90縮短，這也對燃燒壓力升高有所貢獻。在小負荷工況下，由于發(fā)動機爆震傾向較低，PCJ關閉時爆震邊界條件下CA50位于7°～9°ATDC之間，為了探索PCJ對爆震邊界的影響，當PCJ開啟后仍然可增大點火提前角，CA50可以提前至5°ATDC左右。而在大負荷工況下，爆震邊界條件下的CA50值有較大幅度的增加，意味著爆震傾向明顯增加，因此可以更充分發(fā)揮PCJ在大負荷工況下抑制爆震的作用。

圖6 開閉PCJ時不同工況點下的燃燒相位

試驗時在發(fā)動機1缸和2缸安裝了壓力傳感器，為更有效地解釋PCJ對燃燒性能的影響，取燃燒相位受PCJ開閉影響較大的3 000 r/min,1 MPa工況點某循環(huán)進行分析(見圖7a)。開啟PCJ后，缸內最大燃燒壓力增大，缸壓達到峰值時刻提前，這與點火提前角增大，燃燒性能改善有關。由圖7b可見，當PCJ開啟后，缸內著火時刻提前，累計放熱率達到峰值時刻提前。因此在某些工況開啟PCJ確實可以改善燃燒，提高燃料化學能向機械能的轉換能力。

圖7 開閉PCJ時發(fā)動機中速中負荷工況下的燃燒過程變化

2.1.3 PCJ開閉對發(fā)動機油耗的影響

各工況點油耗測定結果見圖8。不同負荷下開啟PCJ對各工況點最佳燃油消耗率的影響不同。轉速為2 000 r/min時，大負荷下開啟PCJ后，燃油消耗率有明顯改善，下降了5.84%。這與開啟PCJ優(yōu)化點火相位，使得燃燒相位提前，燃燒性能改善有關；而中小負荷下開啟PCJ后，燃油消耗率有所升高，主要是因為開啟PCJ需要主動提高機油壓力，使得發(fā)動機摩擦損失增大，有效功比例降低，熱效率下降，導致燃油消耗率增大。在2 000 r/min，中小負荷下，發(fā)動機缸內燃燒溫度較低，開啟PCJ后活塞溫度進一步下降，可能對燃燒起抑制作用，燃燒相位提前對油耗的改善效果無法抵消摩擦損失增大的負面影響。

圖8 開閉PCJ時不同工況點下的燃油消耗率

隨著轉速升高，開啟PCJ改善油耗的工況區(qū)間更廣，轉速3 000 r/min時，1.0 MPa和1.5 MPa中大負荷下開啟PCJ均對油耗有一定程度的改善，相比于PCJ關閉時的最佳燃油消耗率降低幅度分別為1.36%和1.71%。油耗降低幅度相比2 000 r/min，1.5 MPa工況點要更小，這是因為2 000 r/min，1.5 MPa工況點開啟PCJ后，燃燒相位的修正幅度更大，摩擦損失增大幅度更小，從而大幅降低了發(fā)動機的燃油消耗率。

2.1.4 PCJ開閉對發(fā)動機排放性能的影響

不同工況點下開啟PCJ會對缸內燃燒產(chǎn)生不同程度的影響，進而會對包括排氣溫度和氣態(tài)物排放在內的發(fā)動機排放性能造成影響。試驗過程中選取渦前某點安裝溫度傳感器，測量渦前排氣歧管溫度(見圖9)。PCJ開啟后，各工況點排氣溫度均有一定程度的下降。以3 000 r/min不同負荷工況為例，開啟PCJ后排氣溫度平均下降20 ℃，這是由于PCJ開啟使得燃燒持續(xù)期縮短，缸內燃燒效率更高，混合氣后燃比例降低，因而排氣溫度下降。

圖9 開閉PCJ時不同工況點下的排氣歧管溫度

除排氣溫度之外，PCJ開閉對各氣態(tài)污染物排放也造成不同程度的影響?？傮w而言，PCJ對CO排放的影響程度較低，對NOx與HC排放的影響程度相對更明顯。

如圖10a所示，從CO排放角度分析，中小負荷工況下開啟PCJ后，CO排放有所升高，大負荷工況下開啟PCJ后，CO排放有所降低，但變化幅度均不明顯。這可能是由于CO的生成受局部混合氣空燃比的影響較大，小負荷工況點缸內平均溫度較低，開啟PCJ后，活塞溫度降低，缸壁溫度上升速度減緩，部分燃油存在撞壁現(xiàn)象，蒸發(fā)更慢，形成局部濃區(qū)更多，導致CO生成量有小幅度上升。當負荷增大后，缸內溫度提高，燃油蒸發(fā)速度變快，混合氣形成質量提升，且開啟PCJ后缸內燃燒性能有所改善，導致大負荷工況下CO排放有所降低。

圖10 開閉PCJ時不同工況點下的氣態(tài)物排放

如圖10b所示，從HC排放角度分析，不同工況下開啟PCJ后，HC排放均有明顯升高。HC排放主要來源于缸內未完全燃燒的燃油，具體影響因素包含三部分，分別是燃燒不完全性、狹縫效應和后期氧化效應[14]。PCJ開啟后，活塞表面及缸壁溫度下降，火焰?zhèn)鞑ブ粱钊案妆诟浇鼤r，壁面淬熄效應更加明顯，使得燃料燃燒不完全度增大，此外由于PCJ開啟對活塞的降溫作用，導致活塞與缸套壁面縫隙增大，該區(qū)域內未燃混合氣增多，即狹縫效應增強，最終導致HC排放有較為明顯的升高。試驗工況點中HC排放最大升高幅度的工況為2 000 r/min，1.5 MPa，升高幅度達32.9%。

如圖10c所示，從NOx排放角度分析，PCJ開啟后，NOx排放呈現(xiàn)增大趨勢，平均漲幅在3%～4%之間。NOx的生成主要依賴高溫富氧的環(huán)境，在稀混合氣區(qū)受溫度影響更大，在濃混合氣區(qū)受氧氣濃度影響更大。PCJ開啟后，發(fā)動機燃燒持續(xù)期縮短，缸內混合氣燃燒效率提升，缸內最大燃燒壓力與平均燃燒溫度升高，這促進了NOx生成環(huán)境的形成，最終導致NOx排放增加。

2.2 不同壓縮比活塞PCJ開閉影響效果對比

根據(jù)試驗結果，選取可以在高壓縮比(15)下穩(wěn)定運轉，且PCJ開啟對發(fā)動機性能影響效果較為明顯的中速中負荷工況點，即3 000 r/min,1 MPa工況，進行壓縮比為12.5和15的振蕩冷卻活塞PCJ開閉效果對比。

2.2.1 燃燒性能及油耗影響效果對比

不同壓縮比下開啟PCJ均可以增大點火提前角，使得發(fā)動機燃燒相位提前。如表4所示，壓縮比為15時，由于壓縮比升高，發(fā)動機缸內平均溫度更高，整體爆震傾向增大，因此開啟PCJ后CA50提前的幅度相比于壓縮比為12.5時更小，意味著抑制爆震效果更差，且燃燒持續(xù)期縮短幅度相對更小。因此壓縮比為12.5時PCJ開啟對于燃燒相位的影響更加明顯，改善效果更好。由于缸內最大燃燒壓力的變化受燃燒相位影響較大，壓縮比為12.5時開啟PCJ，缸內最大燃燒壓力的漲幅比壓縮比為15時更大。

表4 中速中負荷不同壓縮比下開閉PCJ時的燃燒性能參數(shù)

如表5所示，在中速中負荷工況下，開啟PCJ后，壓縮比為12.5和壓縮比為15發(fā)動機摩擦損耗FMEP均有所增加，漲幅分別為7.0%和10.5%，如前所述，燃油消耗率受燃燒性能變化與摩擦損耗共同影響，由于壓縮比為12.5活塞開啟PCJ后燃燒性能改善幅度更大，F(xiàn)MEP漲幅更小，使得燃油消耗率獲得了更加明顯的改善。

表5 中速中負荷不同壓縮比下開閉PCJ時的平均摩擦有效壓力與燃油消耗率

2.2.2 排放性能影響效果對比

如表6所示，中速中負荷工況不同壓縮比下PCJ開啟后渦前排氣溫度均有所降低，壓縮比為15時溫度變化幅度相比于壓縮比為12.5更小，這與不同壓縮比下燃燒持續(xù)期受PCJ開啟的影響規(guī)律類似，燃燒持續(xù)期降低幅度越大，混合氣后燃比例降低幅度越大，排氣溫度變化越明顯。

表6 中速中負荷不同壓縮比下開閉PCJ時的排放性能參數(shù)

針對氣態(tài)物排放，試驗結果發(fā)現(xiàn)PCJ開啟后CO排放的變化微乎其微，說明中速中負荷工況下PCJ開閉對CO排放影響與壓縮比的關系不大，即在該工況下，PCJ開啟雖然可以降低活塞溫度，但不會引起明顯的局部區(qū)域混合氣燃燒不完全現(xiàn)象。

相比于壓縮比為12.5，壓縮比為15時發(fā)動機開啟PCJ后，HC排放升高幅度更小。究其原因，壓縮比為15時發(fā)動機的缸內平均溫度和燃燒室壁面平均溫度更高， PCJ開啟導致壁面淬熄效應加強的傾向更弱，HC生成量的漲幅更低。相反地，壓縮比為15時開啟PCJ后，NOx排放升高幅度大于壓縮比為12.5時，這與超高壓縮比帶來更高的缸內溫度有關，壓縮比為15時發(fā)動機的缸內熱力學環(huán)境更適宜NOx的生成，當開啟PCJ后缸內最高燃燒溫度進一步升高，將進一步促進NOx生成，從而增大NOx排放量。

3 結論

a) 機械式PCJ開啟需主動提高機油壓力，導致發(fā)動機的摩擦損耗FMEP有所增加；但開啟PCJ可降低發(fā)動機爆震傾向，使得最大點火提前角進一步增大，燃燒持續(xù)期縮短，缸內最大燃燒壓力增大；受摩擦損耗增大和燃燒性能改善的耦合作用，PCJ開啟會影響發(fā)動機在不同工況下的燃油消耗率；

b) PCJ開啟后，混合氣后燃比例降低，排氣歧管溫度下降；氣態(tài)物排放方面，PCJ開啟后，CO排放整體變化幅度很小，HC排放由于壁面淬熄效應和狹縫效應增強而有明顯增加，NOx排放由于缸內最大燃燒壓力和燃燒溫度升高也有所增加；

c) 中速中負荷工況下，相比于壓縮比為12.5，壓縮比為15時開啟PCJ后燃燒性能改善幅度更小，摩擦損耗漲幅更大，油耗改善幅度相對更小，由于缸內整體溫度水平更高，導致HC排放升高幅度更低，NOx的升高幅度更高。

總體而言，主動開啟PCJ后，中大負荷工況下有較為明顯的燃油經(jīng)濟性改善效果，而小負荷工況下油耗有所升高，HC和NOx排放整體呈現(xiàn)惡化傾向。但為充分保障活塞壽命，增強發(fā)動機運行可靠性，小幅度的排放惡化及油耗升高尚在接受范圍內。進一步地，考慮到當前混動化趨勢，開啟PCJ對于常工作在最佳油耗點附近的中高轉速中大負荷工況的混合動力汽油機而言，具備提高燃油經(jīng)濟性的潛力，可作為混動發(fā)動機關鍵技術之一展開更進一步的研究。