增壓直噴汽油機噴霧及燃燒特性可視化試驗研究

黃 彬

（泛亞汽車技術中心有限公司，上海 201206）

前言

增壓直噴汽油機因其可在進氣形成和壓縮行程靈活控制噴油策略，可實現(xiàn)較低的缸內進氣溫度和燃燒溫度，充氣效率高爆震傾向低，可實現(xiàn)較高的功率扭矩。直噴系統(tǒng)燃油控制更精確利于發(fā)動機動態(tài)空燃比控制，從而實現(xiàn)較好的燃油經(jīng)濟性和冷啟動排放性能等優(yōu)點，現(xiàn)已逐漸成為國內外汽油機研發(fā)的主流產(chǎn)品[1,2]。

然而，由于直噴系統(tǒng)噴射油束貫穿距較大，開發(fā)階段需重點關注因油束與燃燒室內壁干涉引起的燃油濕壁現(xiàn)象，對于小排量發(fā)動機因其缸徑較小干涉更難避免。研究表明，燃油濕壁后難以及時有效的蒸發(fā)，部分濕壁燃油以液態(tài)形式參與燃燒，極易因不完全燃燒引起發(fā)動機碳煙和碳氫排放超標[3,4]。國六排放法規(guī)收嚴氣體排放限值的同時，增加對整車排放碳煙數(shù)量的要求，相比在排氣系統(tǒng)增加汽油機顆粒物過濾裝置（GPF），在開發(fā)匹配階段即關注避免增壓直噴汽油機燃油濕壁風險更顯重要。

隨著發(fā)動機研究的深入和研發(fā)手段的發(fā)展完善，單缸機試驗已成為發(fā)動機燃燒系統(tǒng)開發(fā)的核心部分，此階段借助可視化光學發(fā)動機直接觀測缸內工作過程，成為研究發(fā)動機燃油霧化形態(tài)、混合氣分布均勻性、燃燒火焰形態(tài)和碳煙生成等特性的有效手段，可在項目開發(fā)初期鎖定發(fā)動機燃燒系統(tǒng)關鍵參數(shù)[5-8]。

本研究在一臺可視化光學單缸機上，在相同試驗邊界條件下，對比兩種不同形式噴油器和兩種活塞頂面燃燒室的多種硬件組合匹配狀態(tài)，從兩個典型工況基于燃燒穩(wěn)定性、燃油濕壁風險等方面綜合對比，得到優(yōu)化的噴油器和燃燒室匹配組合，為后續(xù)多缸機開發(fā)打下堅實基礎。

1 試驗裝置與試驗方法

1.1 試驗用發(fā)動機

圖1 為試驗用光學發(fā)動機的實物圖。此發(fā)動機主要聚焦于試驗研究燃燒室類型、噴油器形式和活塞頂面形狀等燃燒核心部件。發(fā)動機安裝的大可視窗的熔融石英缸套，可支持光學測量缸內混合氣流動組織、噴油油束特性、燃燒火焰發(fā)展傳播和排放物生成位置，另外，透明缸套利于觀測噴油濕壁位置。缸蓋系統(tǒng)的特殊設計利于噴油器、火花塞和缸壓傳感器的靈活布置和更換，便于高效開展硬件選型試驗。

圖1 光學單缸機實物圖

此研究中主要針對噴油控制參數(shù)開展試驗，噴油壓力由20MPa 可控升壓單元提供，噴油時刻、噴油次數(shù)、噴油相位和點火時刻等關鍵控制參數(shù)由開放式ECU 控制，由模擬增壓控制單元控制發(fā)動機進氣壓力和溫度。表1 給出了此發(fā)動機關鍵技術參數(shù)。

表1 發(fā)動機關鍵技術參數(shù)

1.2 測量系統(tǒng)

本研究試驗采用AVL 電力測功機測量控制發(fā)動機轉速和扭矩，發(fā)動機冷卻水和機油溫度壓力由AVL577 單元控制。采用Kistler6052 型缸壓傳感器配合AVL Indicom 采集分析缸內燃燒壓力信號，信號采樣間隔為0.1°CA，由安裝在曲軸前端的AVL 角標器觸發(fā)記錄。發(fā)動機氣體排放由AMA i60測量，顆粒物質量濃由AVL 483 測量得到。

試驗中的光學可視化測量主要基于對平面激光誘導熒光法（PLIF，Planar Laser Induced Fluorescence）和高精攝像系統(tǒng)的應用。由YAG 光譜物理激光器產(chǎn)生10Hz 的266nm 激光束，傳導后經(jīng)過片光器后變?yōu)槠猓庋厥⒏滋讖较蛏淙肴紵覂?，激發(fā)平面內的熒光反應。本研究使用sCMOS相機采樣頻率可達50fps，像素分辨率最高達2560×2160。試驗中相機垂直于激光平面，采集缸內激光平面內的圖像信息。通過時序控制模塊同步光學測量系統(tǒng)激光和采樣時刻，準確采集研究關注的曲軸轉角時刻缸內圖像信號。圖2 給出了光學測量系統(tǒng)布置示意圖。此系統(tǒng)也可關閉激光器，調節(jié)攝像系統(tǒng)參數(shù)以直接拍攝缸內燃燒火焰圖像信息。

圖2 可視化測量系統(tǒng)布置示意圖

1.3 試驗方案與分析方法

本研究涵蓋三角形6 孔和菱形7 孔兩種噴油器，凹頂和平面兩種活塞頂面燃燒室方案，對各噴油器和燃燒室組合方案進行同邊界條件對比試驗，如表2 所列?；谡麢C典型關注工況點，選取典型試驗工況分別代表發(fā)動機在催化器起燃和全油門條件下的性能表現(xiàn)，從燃燒特性、排放特性、噴油霧化光學測量和燃燒火焰特性等方面數(shù)據(jù)綜合對比，確定最優(yōu)組合方案。

表2 噴油器和活塞頂面選型方案

2 試驗結果及分析

2.1 催化器起燃工況

催化器起燃工況要求發(fā)動機燃燒穩(wěn)定且排放水平較低，以通過推遲點火角提高排溫盡量降低整機排放。考慮典型性，本研究選取轉速1200rpm 負荷IMEP 1.6bar 作為催化器起燃工況開展試驗。發(fā)動機冷卻液水溫和機油溫控制在20℃模擬冷態(tài)環(huán)境。試驗中點火角固定在20 CA ATDC，噴油模式采用三段式噴射，以保障缸內混合氣整體均勻性的同時，點火時刻在火花塞附近形成相對較濃的混合氣以利于穩(wěn)定點火燃燒。基于之前研究結果，固定前兩次噴射時刻SOI1 為260 CA bTDC， SOI2 為230 CA bTDC，第三次噴射時刻研究范圍140-50 CA bTDC。

圖3 催化器起燃工況燃燒和排放參數(shù)

圖3 給出第三次噴射時刻對發(fā)動機燃燒和排放的影響。由圖可知，四種組合在催化器起燃工況下碳煙排放水平基本一致。噴油器I-129 和活塞頂面P-A 的組合可保持最寬廣范圍內穩(wěn)定的燃燒，且在四種組合中燃燒最快，說明此組合可得到更好的混合氣組織，利于催化器起燃。在較晚的噴油時刻I-129 和P-B 的組合燃燒明顯偏慢?；谌紵€(wěn)定性、燃燒持續(xù)期、碳煙排放等綜合比較，選定第三次噴射時刻110 CA bTDC。

圖4 不同噴油器缸內混合氣霧化混合過程

基于選定的第三次噴射時刻，測量比較兩種噴油器形式對燃油霧化混合的影響。圖4 給出第三次噴射后到接近上止點的過程中，缸內噴油霧化混合氣形成過程的PLIF 測量結果?？梢妰煞N噴油器第三次噴射形成的混合氣均在燃燒室中心區(qū)域相對集中，這得益于高滾流比氣道設計。對比各時刻測量結果可見，I-129 噴油器在燃燒室中心區(qū)域可實現(xiàn)相對更明顯的弱分層混合氣分布，這更易實現(xiàn)點火時刻火花塞附近混合氣偏濃，以利于火核形成并成功傳播，得到良好的燃燒穩(wěn)定性。

綜上所述，在催化器起燃工況下I-129 噴油器利于形成利于燃燒和排放的缸內混合氣分布。

2.2 全油門工況

從整車動力匹配角度考慮，發(fā)動機最大扭矩關系整車加速能力，最大扭矩的有效轉速區(qū)間需盡量寬廣。通常將轉速1500rpm 全油門工況作為一個典型工況開發(fā)，以實現(xiàn)優(yōu)化的最大扭矩指標。本研究在1500rpm 設定進氣壓力為2bar、噴油壓力250bar，分別研究單次噴射策略和三次噴射策略噴油時刻對發(fā)動機燃燒特性的影響。過程中考慮光學單缸機石英缸套強度限制，設定點火角為8 CA aTDC。

圖5 為單次噴射策略下發(fā)動機燃燒和排放測試結果，噴油時刻研究范圍為300-250 CA bTDC?？梢姴煌M合條件下均可得到較低的燃燒循環(huán)變動率（IMEP_COV），燃燒持續(xù)期均較短，滿足開發(fā)目標要求。全油門工況噴油脈寬長，一般首次噴射盡量提前以利于燃油的充分霧化混合，從圖中可見若噴油時刻早于290 CA bTDC 碳煙排放大幅度升高，這是由于此時活塞位置較高，易與油束干涉引起燃燒室內大面積濕壁引起燃油蒸發(fā)不充分，因此選定第一次噴射時刻290 CA bTDC 作為后續(xù)開發(fā)試驗的基礎。

圖5 全油門單次噴射燃燒和排放參數(shù)

缸內直噴汽油機開發(fā)過程中需盡量避免燃燒室內燃油濕壁現(xiàn)象的產(chǎn)生，因為燃油濕壁不利于燃油空氣充分混合，局部偏濃引發(fā)碳煙生成。全油門工況油束貫穿距較長，一般很難避免局部濕壁現(xiàn)象，典型濕壁位置為缸套、活塞頂面、氣門等處，活塞頂面和排氣門位置因溫度較高，濕壁燃油仍可較完善蒸發(fā)，但缸套和氣門位置的濕壁需嚴格避免。圖6 為噴油器和活塞四種組合條件下，缸內燃燒后期碳煙明亮火焰圖像。四種組合在單次噴射條件下，均發(fā)現(xiàn)不同程度的碳煙火焰產(chǎn)生。P-A 活塞和I-129 組合在排氣側缸套附近存在碳煙火焰，P-A 和I-535 組合在進氣門附近存在大量碳煙火焰且持續(xù)后燃，且缸套附近也存在很輕微的碳煙火焰；P-B 活塞匹配兩種噴油器時，分別在活塞頂面和進氣門附近發(fā)現(xiàn)輕微碳煙火焰?？梢?，平頂活塞P-B 相對于凹頂活塞P-A 活塞更利于避免碳煙生成，這也與圖5 所示的碳煙排放結果一致。表明此平頂活塞燃燒室滾流組織更利于燃油蒸發(fā)混合，內壁燃油濕壁風險相對更小。

圖6 單次噴射碳煙火焰對比

相對于單次噴射，多次噴射可更靈活分配噴油脈寬，避免因油束貫穿距較大與活塞、氣門等處干涉引起燃油濕壁。基于單次噴射研究結果，僅在P-B 活塞頂面燃燒室上進行三次噴射時刻掃描試驗，基于燃燒和排放數(shù)據(jù)選定三次噴射時刻分別為290、240、110CA bTDC。 圖7 為P-B 活塞頂面匹配兩種噴油器考察濕壁、碳煙火焰對比情況。由圖可知，兩種噴油器均在活塞表面存在輕微碳煙火焰，I-535 噴油器在進氣門附近存在很輕微的碳煙火焰?？梢?，三次噴射相對于單次噴射濕壁問題得到很大改善，在噴油相位掃描試驗完成后，石英缸套避免也均未見濕壁痕跡。另外，結合試驗后拆機檢查缸內情況來看，I-535 噴油器對進氣門仍有沖刷痕跡。

綜合來講，在全油門工況下I-129 噴油器匹配P-B 活塞為最優(yōu)組合方案，I-535 噴油器匹配P-B 活塞需要進一步通過優(yōu)化噴油器形式以避免進氣門輕微濕壁現(xiàn)象。

圖7 三次噴射碳煙火焰圖像

3 結論

在催化器起燃工況，I-129 和I-535 噴油器匹配P-A 和P-B兩種活塞頂面燃燒室均能滿足燃燒穩(wěn)定性和碳煙排放的要求，第三次噴射時刻選擇110CA bTDC。

I-129 噴油器形成的混合氣分布形態(tài)，更利于發(fā)動機在催化器起燃工況發(fā)動機燃燒和排放性能。

在全油門工況下，三次噴射更有利于發(fā)動機燃燒和避免因燃油濕壁產(chǎn)生碳煙排放，最優(yōu)相位三次噴射時刻為290、240、110CA bTDC。

采用I-129 噴油器匹配P-B 活塞頂面的組合，在全油門工況活塞頂面、缸套附近燃油濕壁風險最小。