某GDI發(fā)動(dòng)機(jī)高軌壓噴油器匹配與試驗(yàn)研究

王福志

（北京汽車動(dòng)力總成有限公司 北京 101106）

引言

《GB18352.6-2016輕型汽車污染物排放限值及測(cè)量方法》規(guī)定：在國(guó)六階段，WLTC循環(huán)下PN排放數(shù)量在6×1011個(gè)/km，因此國(guó)內(nèi)主要主機(jī)廠爭(zhēng)先開發(fā)滿足國(guó)六排放法規(guī)要求的發(fā)動(dòng)機(jī)，主要技術(shù)包括缸蓋集成排氣歧管提高暖機(jī)速度，優(yōu)化氣道結(jié)構(gòu)來提高燃燒效率，高軌壓噴射系統(tǒng)（35 MPa）提高燃油霧化程度改善燃燒過程，后處理GPF吸附再生等。其中升級(jí)高軌壓噴射系統(tǒng)（35 MPa）開發(fā)成本相對(duì)較低，被廣泛應(yīng)用。但是噴油壓力提高后是否對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)造成不良影響，對(duì)PN排放改善效果如何以及對(duì)燃油消耗和機(jī)油稀釋是否帶來負(fù)面影響等都不得而知，本文介紹一款1.5L增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)匹配35 MPa噴油器的燃燒開發(fā)過程，從理論計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證綜合分析了噴油器對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)與噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.5L增壓直噴汽油發(fā)動(dòng)機(jī)作為黃金排量機(jī)型已被國(guó)內(nèi)各大主機(jī)廠廣泛搭載銷售，北京汽車自主開發(fā)的高性能發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)具備量產(chǎn)能力，發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性均達(dá)到國(guó)內(nèi)先進(jìn)水平，發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，發(fā)動(dòng)機(jī)行程缸徑比為1.08，保證了良好的進(jìn)氣充量，壓縮比為10，保證了良好的燃油經(jīng)濟(jì)性，經(jīng)過優(yōu)化的燃燒系統(tǒng)（氣道和燃燒室）具備良好的抑制爆震能力，匹配寬廣的廢氣渦輪增壓器使發(fā)動(dòng)機(jī)低速最大轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速降至1 600 r/min。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)

高軌壓噴油器結(jié)構(gòu)如圖1所示，#02噴油器油束比較分散，特別是2、4、5油束呈現(xiàn)散開狀態(tài)；#03噴油器相比#02噴油器，2、4、5油束相對(duì)集中；#05噴油器相比#03噴油器集中程度有所降低，但相比#02噴油器依然呈集中分布。

圖1 3款噴油器結(jié)構(gòu)

噴油器噴霧斜角根據(jù)活塞頂面形狀、缸蓋燃燒室形狀以及進(jìn)排氣門位置進(jìn)行設(shè)計(jì)，物理布置未出現(xiàn)油束干涉及撞壁情況。

2 缸內(nèi)流動(dòng)仿真分析

2.1 噴油器仿真模型校核

GDI發(fā)動(dòng)機(jī)仿真計(jì)算對(duì)噴油器噴霧特性要求較高，評(píng)價(jià)GDI多孔噴油器的典型參數(shù)包括靜態(tài)流量、貫穿距離、噴霧形態(tài)以及SMD分布等。

噴油器靜態(tài)流量根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)最大燃油消耗量（額定功率）和最小燃油消耗量（熱怠速）計(jì)算得來，采用定容彈（如圖2所示）測(cè)量噴油器典型參數(shù)校對(duì)噴霧模型。定容彈可以在不同噴油壓力和試驗(yàn)環(huán)境下采集并處理噴霧圖像，宏觀展示噴油器的噴射過程。

圖2 定容彈實(shí)驗(yàn)設(shè)備示意圖

在噴射壓力35 MPa，定容彈環(huán)境壓力0.1MPa，環(huán)境溫度25℃，介質(zhì)溫度25℃條件下，拍攝得到的噴霧圖像如圖3所示。

圖3 噴霧試驗(yàn)圖像

對(duì)3款噴油器相同噴孔位置噴射出的油束隨時(shí)間變化的貫穿距離進(jìn)行統(tǒng)計(jì)計(jì)算，結(jié)果如圖4所示。

圖4 油束貫穿距離

噴油器霧化過程可分為初次破碎和二次破碎兩個(gè)階段，其中初次破碎是在噴孔內(nèi)部及外部很小的一段區(qū)域內(nèi)完成，二次破碎則是受氣流的擾動(dòng)及外力進(jìn)行。由于初次破碎受測(cè)量技術(shù)的局限性，模型邊界一般定義一個(gè)液滴（即噴孔直徑大?。?，大部分在二次破碎中進(jìn)行，這種方法簡(jiǎn)單實(shí)用，但誤差相對(duì)較大。

本文對(duì)初次破碎模型邊界提出一種新的方法，即首先根據(jù)噴孔直徑（顯微測(cè)量）及噴油器靜態(tài)流量確定噴油器流量系數(shù)，根據(jù)汽油的表面張力、噴油器流量系數(shù)以及紊流波長(zhǎng)因子計(jì)算出理論破碎粒徑，根據(jù)粒徑破碎標(biāo)準(zhǔn)方差，計(jì)算粒徑初始破碎分布。試驗(yàn)表明，噴油器初始粒徑成對(duì)數(shù)正態(tài)分布[1-2]，主要計(jì)算步驟及公式說明如下所示。

依據(jù)靜態(tài)流量和噴孔直徑由伯努利方程得到噴孔的流量系數(shù)，公式（1）；

由公式（4）計(jì)算初次破碎理論計(jì)算直徑；

由公式（6）計(jì)算初始粒徑分布；

ΔP為噴孔內(nèi)部與外部壓力差，一般內(nèi)部壓力P1=35 MPa，外部壓力P2=0.1 MPa；

Dth為初次破碎理論計(jì)算直徑；Cd為噴油器流量系數(shù)；τf為汽油的表面張力；ρg為汽油的密度；uref為噴油器噴孔出口流速；λ*為紊流波長(zhǎng)（可參考液體紊態(tài)流動(dòng)計(jì)算）。

σ為粒子分布標(biāo)準(zhǔn)方差；Pinj為噴油器噴射壓力。

x為取值為正數(shù)的連續(xù)隨機(jī)變量；f（x）為粒子直徑分布概率。

按照上述理論，計(jì)算噴油器初次破碎直徑2 um（顯微測(cè)量噴孔直徑120 um，因此以噴孔直徑定義初始邊界誤差較大）。圖5虛線所示噴油器噴嘴出口1 mm橫截面位置計(jì)算粒子概率分布，與實(shí)線噴油器噴嘴出口30 mm橫截面位置PDA（Phase Doppler Anemometer）測(cè)試粒子概率分布的對(duì)比。在噴油器噴嘴出口1 mm橫截面位置上，由于燃油屬于初次破碎階段，經(jīng)過統(tǒng)計(jì)9 um以下直徑粒子占總數(shù)的63%（燃油粒子發(fā)生破碎和聚合現(xiàn)象），在30 mm橫截面位置，二次破碎效果明顯，經(jīng)統(tǒng)計(jì)9um以下直徑粒子占總數(shù)的87%。

圖5 初始粒徑分布

計(jì)算得到的噴霧形態(tài)如圖6所示，由于粒子破碎程度較高，在噴霧油束邊緣形成了油霧狀態(tài)，與圖3試驗(yàn)結(jié)果匹配程度較高。

圖6 噴霧模擬圖像

2.2 缸內(nèi)流動(dòng)匹配計(jì)算

燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖7所示，側(cè)置噴油器匹配高滾流進(jìn)氣道，火花塞中心布置。三維CFD計(jì)算邊界取自標(biāo)定完畢的一維計(jì)算模型。進(jìn)氣道入口與排氣道出口采用壓力與溫度邊界，壁面溫度根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況結(jié)合一維仿真結(jié)果及工程經(jīng)驗(yàn)確定。

圖7 燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

對(duì)2 000 r/min BMEP=1 MPa發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行效率較高的工況點(diǎn)進(jìn)行分析，確定單缸每循環(huán)噴油量，理論空燃比燃燒，一次噴射時(shí)刻SOI=435°CA（參考國(guó)五機(jī)型），噴射軌壓35 MPa。

如圖8所示缸內(nèi)滾流比計(jì)算結(jié)果，3款噴油器在噴油過程均引起缸內(nèi)滾流的衰減，其中#02噴油器由于油束比較分散，在進(jìn)氣下止點(diǎn)之后相比gas exchange工況滾流呈一定加強(qiáng)，但#03和#05噴油器油束相對(duì)集中，相比gasexchange工況對(duì)滾流衰減后則一直維持到壓縮上止點(diǎn)。（注：gas exchange為未噴油過程的缸內(nèi)流動(dòng)）

圖8 缸內(nèi)滾流比變化趨勢(shì)

圖9所示缸內(nèi)湍動(dòng)能計(jì)算結(jié)果，高噴射壓力均造成湍動(dòng)能的快速上升，在進(jìn)氣下止點(diǎn)之后基本能夠維持在gasexchange工況狀態(tài)。

圖9 缸內(nèi)湍動(dòng)能變化趨勢(shì)

火花塞電極位置的混合氣狀態(tài)（濃度、溫度、湍動(dòng)能、流速等）影響燃燒速度的快慢，取火花塞電極位置5 mm球形區(qū)域?yàn)榉治鰧?duì)象，隨著活塞上行，在壓縮上止點(diǎn)附近，#02噴油器由于油束的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)加強(qiáng)了缸內(nèi)的滾流，湍動(dòng)能相比#03和#05提高了25%左右，湍動(dòng)能越高，初始火焰強(qiáng)度越大，燃燒過程越穩(wěn)定，如圖10所示。

圖10 壓縮上止點(diǎn)附近湍動(dòng)能

湍流火焰受缸內(nèi)大尺度渦團(tuán)強(qiáng)度影響較大，湍流速度使火焰前鋒面發(fā)生扭曲，同時(shí)還可使火焰前鋒分裂成許多燃燒中心，加速燃燒過程。如圖11所示，3款噴油器在壓縮上止點(diǎn)附近湍流速度相當(dāng)，燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)不同滾流（詳見圖8）衰減程度比較一致，#02噴油器由于本身具有比較高的滾流，因此在湍流速度衰減相同的條件下，湍動(dòng)能會(huì)比較高（詳見圖10）。

圖11 壓縮上止點(diǎn)附近流速

接下來我們分析一下著火的必要條件——缸內(nèi)混合氣濃度分布，直噴發(fā)動(dòng)機(jī)均質(zhì)燃燒必須具備均勻燃空當(dāng)量比（Equivalance Ratio），研究表明火花塞電極位置5 mm球形區(qū)域略濃的混合氣ER=1.1～1.2有助于點(diǎn)火，如圖12所示，在壓縮上止點(diǎn)附近，#02和#03噴油器表現(xiàn)出ER=1，屬于理論當(dāng)量比狀態(tài)，#05噴油器則略微偏濃ER=1.2附近，因此#05噴油器更利于點(diǎn)火。

燃油濕壁量反應(yīng)油束撞擊氣缸壁和活塞頂面的情況[3]，在2 000 r/min、BMEP=1MPa工況點(diǎn)，在455°CA時(shí)氣缸壁與活塞開始出現(xiàn)油膜堆積，如圖13所示，3款噴油器均表現(xiàn)出氣缸壁堆積的燃油量大于活塞頂面燃油量。#02噴油器在氣缸壁堆積的燃油量最大，#03噴油器最??；在活塞頂面堆積的燃油量中，#03噴油器最大，#02噴油器最小；#05噴油器屬于中等表現(xiàn)。

圖12 壓縮上止點(diǎn)附近燃空當(dāng)量比

圖13 燃油濕壁量結(jié)果

3 試驗(yàn)驗(yàn)證與分析

發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)主要針對(duì)噴油器在高效燃燒工況2 000 r/min、BMEP=1 MPa條件下的PN排放和冷機(jī)狀態(tài)常用工況2 500 r/min、BMEP=1 MPa條件下的機(jī)油稀釋程度進(jìn)行測(cè)試，以評(píng)價(jià)缸內(nèi)燃燒顆粒排放物生成水平以及燃油撞擊氣缸壁程度，綜合驗(yàn)證噴油器匹配效果。

臺(tái)架設(shè)備說明：AVL PAP 220 kW測(cè)功機(jī)，AVL PUMA控制系統(tǒng)，奇石樂燃燒分析儀，AVL735S油耗儀，Horiba Mexa常規(guī)氣態(tài)排放分析儀，GRIMMModel 5430 PN排放分析儀。

傳感器布置說明：環(huán)境壓力、溫度、濕度；進(jìn)氣溫度、空濾后壓力、中冷前壓力溫度、中冷后壓力溫度、進(jìn)氣歧管壓力、進(jìn)氣歧管支管溫度、排氣歧管支管溫度、渦前壓力溫度、渦后壓力溫度、催化器溫度、油底殼機(jī)油溫度、主油道機(jī)油壓力；渦后與一催之間設(shè)置氣體排放物取氣口、一催后設(shè)置PN顆粒物排放取氣口。

3.1 PN排放水平調(diào)查

試驗(yàn)邊界：進(jìn)氣空調(diào)溫度25±2℃、室內(nèi)恒溫25±2℃，發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度90℃，排氣系統(tǒng)采用冷卻風(fēng)機(jī)進(jìn)行吹拂。

試驗(yàn)分為3個(gè)步驟，第一步確定最佳進(jìn)排氣VVT組合，第二步確定最佳噴油相位，第三步進(jìn)行穩(wěn)態(tài)PN排放調(diào)查。

在試驗(yàn)過程中控制φat=1，AI50=8～10°CA，燃燒穩(wěn)定性IMEPcov＜5%，試驗(yàn)記錄30 s后取平均值，PUMA臺(tái)架測(cè)量傳感器參數(shù)，GRIMM測(cè)量PN排放。

在進(jìn)排氣VVT組合尋優(yōu)過程中，首先確定最佳油耗與最佳PN排放變化趨勢(shì)，之后兼顧燃燒穩(wěn)定性、油耗及PN排放，側(cè)重PN排放最低的原則進(jìn)行。圖14試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)排氣VVT推遲關(guān)閉，油耗呈上升趨勢(shì)；當(dāng)進(jìn)氣VVT推遲開啟，油耗呈降低趨勢(shì)，最低油耗245 g/（kW·h）。

圖14 進(jìn)排氣VVT組合對(duì)油耗的影響

PN排放如圖15所示，PN顆粒物數(shù)量隨著排氣VVT推遲關(guān)閉呈降低趨勢(shì)，隨著進(jìn)氣VVT推遲開啟，PN也呈降低趨勢(shì)，最低PN排放顆粒數(shù)為4.2E5。

圖15 進(jìn)排氣VVT組合對(duì)PN排放的影響

綜上所述，由于進(jìn)氣VVT推遲開啟表現(xiàn)出了油耗和PN排放的同時(shí)降低，因此進(jìn)氣VVT選擇推遲開啟角度20°CA，排氣VVT需要兼顧油耗的表現(xiàn)（詳見圖14），因此選擇排氣推遲關(guān)閉角度15°CA。

噴油相位掃描是按照上述確定好的進(jìn)排氣VVT組合（INVVT=20°CA，EXVVT=15°CA），調(diào)查噴油時(shí)刻對(duì)油耗和PN排放的影響。圖16表示兩種噴油壓力條件下，不同噴油時(shí)刻的油耗表現(xiàn)，在SOI=290°CA噴油時(shí)刻油耗最低，提前和推后油耗均升高。在20 MPa和35 MPa噴油壓力條件下，油耗變化趨勢(shì)相當(dāng)。其原因主要是提前噴油會(huì)造成燃油撞擊活塞，推后噴油會(huì)造成燃油不能與空氣充分混合，造成燃油不能充分燃燒。

圖16 不同噴油時(shí)刻油耗試驗(yàn)結(jié)果

圖17表示兩種噴油壓力條件下，不同噴油時(shí)刻的PN排放表現(xiàn)，在SOI=300～315°CA區(qū)間，PN排放達(dá)到最低數(shù)值，提前噴油會(huì)造成燃油撞擊活塞，推后噴油會(huì)造成燃油不能與空氣充分混合，其變化趨勢(shì)與油耗表現(xiàn)相當(dāng)。但是，噴油壓力不同對(duì)PN排放的影響要大于油耗的表現(xiàn)，在20 MPa噴油壓力條件下，PN排放顆粒數(shù)高于35 MPa噴油壓力約1.5倍。結(jié)合油耗表現(xiàn)（詳見圖16），側(cè)重PN最低，最終確定SOI=310°CA進(jìn)行穩(wěn)態(tài)PN調(diào)查試驗(yàn)。

圖17 不同噴油時(shí)刻PN排放試驗(yàn)結(jié)果

穩(wěn)態(tài)PN排放試驗(yàn)方法：在2 000 r/min、BMEP=1MPa，更換全新狀態(tài)或清洗后的噴油器，首先以20 MPa噴油壓力持續(xù)運(yùn)行15 h以上，直至PN排放穩(wěn)定為止，之后切換到35 MPa噴油壓力運(yùn)行5 h，直至PN穩(wěn)定后停止試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中每5 min PUMA測(cè)量一次臺(tái)架數(shù)據(jù)，GRIMM連續(xù)測(cè)量PN排放。

穩(wěn)態(tài)PN排放結(jié)果如圖18所示，在20 MPa噴油壓力條件下，3款噴油器PN排放呈上升趨勢(shì)，在PN穩(wěn)定后切換成35 MPa噴油壓力后，PN排放明顯下降，切換初期PN排放與20 MPa類似，呈短時(shí)間上升趨勢(shì)直至穩(wěn)定，原因可能由于噴油器噴孔外圍積碳導(dǎo)致。

圖18 GRIMM測(cè)量PN排放試驗(yàn)結(jié)果

其中#02噴油器在20 MPa噴油壓力條件下，PN排放最高，穩(wěn)定后約為1.2E6，#05噴油器最低，穩(wěn)定后約為7E5，#03噴油器處于中間，穩(wěn)定后約為1E6。在35 MPa噴油壓力條件下，#02和#05表現(xiàn)出相同的PN排放，而#03則相比#02和#05高出2倍。

原因分析：在20 MPa噴油壓力條件下，#02噴油器由于油束比較分散，撞擊氣缸壁機(jī)率增加，燃油未完全燃燒程度增加，致使PN排放升高。#03和#05噴油器油束相比#02集中，撞擊氣缸壁程度下降，PN排放降低。#03噴油器高于#05的主要原因是#03油束撞擊活塞頂面程度大于#05，從而形成高的PN排放。如圖18所示，#02噴油器撞擊氣缸壁產(chǎn)生的PN排放大于#03噴油器撞擊活塞產(chǎn)生的PN排放。

在35 MPa噴油壓力條件下，#02噴油器PN排放降低，說明高燃油噴射壓力使其霧化程度增加，燃油粒子破碎程度提高，撞擊氣缸壁形成小液滴機(jī)率減小。#03噴油器PN排放增加的主要原因是油束分布過于集中，高燃油噴射壓力使油束相互干擾程度增加，燃油霧化形成聚合效應(yīng)，造成PN排放升高。#05噴油器由于油束分布處于中間值，效果最好。

3.2 機(jī)油稀釋程度調(diào)查

冷機(jī)機(jī)油稀釋試驗(yàn)考察發(fā)動(dòng)機(jī)在出水溫度50°C條件下，2 500 r/min、BMEP=1 MPa中速、中負(fù)荷工況，穩(wěn)定運(yùn)行1 h后機(jī)油中的汽油含量（定義為機(jī)油稀釋率），以評(píng)定發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油稀釋是否滿足要求，評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)<5%認(rèn)為合格。

試驗(yàn)邊界：進(jìn)氣空調(diào)溫度25±2℃、室內(nèi)恒溫25±2℃，發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度50℃，排氣系統(tǒng)采用冷卻風(fēng)機(jī)進(jìn)行吹拂。

試驗(yàn)前將油底殼原有機(jī)油放凈，更換新機(jī)油及機(jī)濾后沖洗發(fā)動(dòng)機(jī)2次。更換新機(jī)濾，重新加注新機(jī)油至上刻線，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行倒拖，轉(zhuǎn)速1 500 r/min，時(shí)間30 s左右停機(jī)進(jìn)行機(jī)油取樣。之后運(yùn)轉(zhuǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)至2 500 r/min、BMEP=1 MPa（進(jìn)排氣VVT相位和噴油相位經(jīng)過優(yōu)化，在此不再贅述）穩(wěn)定1 h后，停機(jī)再次進(jìn)行機(jī)油取樣。

如圖19所示，#05噴油器在不同噴射壓力條件下的機(jī)油稀釋率，隨著噴油壓力的提高，機(jī)油稀釋率逐漸降低，對(duì)比15MPa和35 MPa的機(jī)油稀釋率，降低幅度達(dá)到35.8%。

圖19 不同噴油壓力下機(jī)油稀釋結(jié)果

如圖20所示，#05噴油器在不同噴射壓力條件下的機(jī)油粘度變化，隨著噴油壓力的提高，機(jī)油粘度降低幅度逐漸減小，因此高燃油噴射壓力不僅帶來了PN排放的降低，對(duì)機(jī)油稀釋率降低也有明顯的益處。

圖20 不同噴油壓力下機(jī)油粘度結(jié)果

4 結(jié)論

通過對(duì)高軌壓35 MPa噴油器的仿真計(jì)算和PN排放表現(xiàn)試驗(yàn)，得出如下結(jié)論：

1）本文提出的初始粒徑分布噴霧模型標(biāo)定方法，靜態(tài)對(duì)比吻合度較高，缸內(nèi)流動(dòng)計(jì)算具有指導(dǎo)意義，通過對(duì)比PN排放，理論計(jì)算很好支撐試驗(yàn)結(jié)果。

2）在噴油器油束角度設(shè)計(jì)方面，分散布置的油束在低燃油壓力條件下更容易產(chǎn)生較多的PN排放，但是噴油壓力提高后，由于噴油霧化程度提高PN排放不會(huì)惡化，而集中布置的油束雖然降低了撞擊氣缸壁的機(jī)率，但是燃油壓力提高后油束的聚合效應(yīng)明顯造成PN排放上升。

3）提高噴油壓力對(duì)高效燃燒區(qū)域（2 000 r/min BMEP=1 MPa）油耗影響不大，對(duì)常用工況點(diǎn)（2 500 r/min、BMEP=1 MPa）的機(jī)油稀釋和PN排放有明顯降低效果。