50 MPa高壓汽油直噴技術對燃燒和排放影響的試驗研究

吳錫江，李相超，王志宇

(上汽技術中心上海市汽車動力總成重點實驗室，上海 201804)

當前內燃機面臨著重大變革，油耗和排放法規(guī)成為驅動內燃機技術發(fā)展的兩大主因。面對快節(jié)奏的排放法規(guī)更新，顆粒物排放是當前主流的缸內直噴汽油機面臨的關鍵問題之一。近年來，隨著噴油器和噴油泵技術以及加工工藝的提升，50 MPa超高壓汽油缸內直噴系統(tǒng)，以其可觀的排放收益越來越來越受到重視，全球主流的燃油噴射系統(tǒng)供應商也即將推出相關量產產品。

目前，國內對于50 MPa高壓汽油直噴系統(tǒng)的研究還不多，而國外已有不少50 MPa甚至更高壓力的汽油缸內直噴系統(tǒng)的研究。業(yè)內的共識是采用50 MPa及以上超高壓汽油缸內直噴技術，燃油初次破碎而成的液滴尺寸小、數(shù)量多，表面積增大，加上更快的運動速度能夠快速與空氣交互，霧化、蒸發(fā)速度加快，改善油氣混合過程[1-7]。油氣混合過程的改善，帶來的直接收益是燃燒穩(wěn)定性和效率提升，顆粒物排放大大降低[1-14]。對于顆粒數(shù)量(Particulate Number, PN)排放集中的高速大負荷區(qū)域，以及包含暖機工況在內的低速低負荷區(qū)域和部分負荷區(qū)域，應用超過35 MPa的噴射壓力均能進一步有效降低PN排放[7-9]。同時，對于噴油量較小的冷起動過程和低負荷工況，更高的噴射壓力意味著更短的貫穿距，有利于控制燃油濕壁量，降低PN排放的同時減小了機油稀釋的風險[8]。另一方面，部分研究結果則顯示，當噴射壓力超過50 MPa，顆粒物排放隨噴射壓力增大而降低的幅度明顯減小[10-11]，同時考慮高壓燃油泵帶來的更多燃油消耗，50 MPa噴射壓力是兼顧油耗和排放的一個較為合適的平衡點。

汽油機缸內直噴燃燒系統(tǒng)可分為均質燃燒和分層燃燒兩大類。分層燃燒通常由接近壓縮終了的一次噴霧引導火花塞附近形成局部濃混合氣，整體以稀燃形式運行，噴油器多采用中置布置形式，其PN排放總體較高，引入50 MPa高壓直噴系統(tǒng)具有明顯的效果，現(xiàn)有的研究也多集中于分層燃燒系統(tǒng)[5,9-12]；均質燃燒由進氣流引導形成均勻混合氣并以當量比燃燒，整體PN排放相對較低，引入50 MPa高壓直噴系統(tǒng)仍能進一步降低PN排放，但效果不如分層燃燒系統(tǒng)[11-12]。同時，現(xiàn)有研究中50 MPa及以上的汽油噴射系統(tǒng)多是利用結構類似的多孔柴油噴油器及噴射系統(tǒng)來代替使用，相應的燃燒系統(tǒng)也沒有經(jīng)過充分優(yōu)化匹配。本研究在全新開發(fā)的缸內直噴燃燒系統(tǒng)中，重新設計、優(yōu)化匹配油束方案并定制專用的50 MPa汽油噴油器，以研究主流的均質燃燒系統(tǒng)應用50 MPa高壓直噴系統(tǒng)帶來的影響。

1 試驗裝置及方法

本試驗在噴油器專用定容彈進行噴霧特性測試，重點關注噴油器貫穿距L、噴霧角θ、索特平均直徑(Sauter Mean Diameter，SMD)等跟油氣混合過程密切相關的特性參數(shù)隨噴射壓力提升的變化。在一臺開發(fā)了全新燃燒系統(tǒng)的光學單缸機上進行測試，以研究50 MPa缸內汽油直噴系統(tǒng)對燃燒過程和排放的影響。圖1a是利用相位多普勒粒子分析儀(Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA)在定容彈內測試SMD的實況，圖1b示出相應噴油系統(tǒng)在光學單缸機內的燃燒過程實拍情況。

圖1 高壓直噴噴霧特性和燃燒過程測試裝置

測試用噴油器經(jīng)過優(yōu)化，匹配該全新的燃燒系統(tǒng)后，定制了BOSCH HDEV6系列35 MPa和50 MPa高壓噴油器，本研究分別稱之為HDEV6.35和HDEV6.50，其中HDEV6.50為最新的樣件狀態(tài)。兩種噴油器設計有完全相同的噴孔數(shù)、噴霧角和目標靶點，其中HDEV6.50適當減小了設計流量(噴射孔徑)以保持穩(wěn)定的噴油持續(xù)時間，這對改善極小噴油脈寬以及多次噴油策略下的流量穩(wěn)定性具有一定的幫助。高壓燃油供給系統(tǒng)則由外接的AVL HPFU系列60 MPa高壓燃油泵進行獨立供油。燃燒過程由AVL INDICOM系列燃燒分析儀進行監(jiān)測分析，氣體排放由AVL DiTEST系列尾氣分析儀進行監(jiān)測分析，而顆粒物則通過高速攝影技術直接捕捉光學單缸機透明燃燒室內特定波長的炭煙(Soot)輻射光來測定，這種測定方法較傳統(tǒng)的煙度計和顆粒采樣儀具有無可比擬的響應速度、直觀性以及更高的可信度。光學單缸機和高壓燃油噴射系統(tǒng)主要技術參數(shù)見表1。

表1 光學單缸機和高壓燃油噴射系統(tǒng)主要技術參數(shù)

試驗選取1 200 r/min@0.15 MPa(文中所有負荷均為指示平均有效壓力Indicated Mean Effective Pressure,IMEP)暖機工況點、2 000 r/min@0.27 MPa特征工況點、2 000 r/min@0.57 MPa部分負荷工況點和2 000 r/min@1.27 MPa中高負荷工況點進行35 MPa噴射壓力和50 MPa噴射壓力下的對比研究。

2 試驗結果及分析

2.1 噴霧特性

2.1.1 流量穩(wěn)定性

圖2示出HDEV6.35和HDEV6.50兩種噴油器在20 ℃，100 kPa背壓，不同噴射壓力下用稱重法測得的流量曲線(燃油為正庚烷)。在噴油脈寬大于1 ms的穩(wěn)定狀態(tài)下，兩種噴油器在10 MPa，35 MPa和50 MPa下噴油量均隨時間線性增長，其斜率即為噴油器穩(wěn)態(tài)流量。可以看出，同樣在35 MPa噴射壓力下，HDEV6.50噴油器的穩(wěn)態(tài)流量比HDEV6.35略小，與設計情況一致。小噴油脈寬下的流量穩(wěn)定性是高壓直噴汽油噴油器一個重要的技術指標，在10 MPa噴射壓力下，兩種噴油器均可實現(xiàn)約0.2 ms的最小穩(wěn)定噴油脈寬；當噴射壓力提升至35 MPa時，0.25～0.3 ms噴射脈寬下的流量穩(wěn)定性仍能接受；而達到50 MPa時，HDEV6.50噴油器在極小噴油脈寬時的穩(wěn)定性明顯變差，小于0.3 ms的噴油脈寬已不推薦使用。因此，應用50 MPa汽油噴射系統(tǒng)時，需要注意最小噴油脈寬的匹配，優(yōu)化噴油策略，也可適當減小設計流量和低負荷時的實際噴射壓力。

圖2 噴油器動態(tài)流量

2.1.2 噴霧形態(tài)

圖3示出HDEV6.35和HDEV6.50兩種噴油器分別在35 MPa和50 MPa噴射壓力下，通過定容彈觀測窗口拍攝的典型單次噴霧宏觀形態(tài)，測試條件與流量測試相同，圖中給出了關鍵噴霧特性參數(shù)的定義，噴霧特性參數(shù)按SAE J2715標準定義。從宏觀形態(tài)上看，50 MPa噴射壓力下貫穿距和噴霧角明顯增大，這是因為更高的噴射壓力使液態(tài)燃油破碎成更細小的顆粒并增加了運動速度和距離，強化了與空氣的交互作用，從而快速霧化、蒸發(fā)，實現(xiàn)更好的油氣混合效果。

圖3 噴油器噴霧形態(tài)示意

對大量單次噴霧形態(tài)圖像進行數(shù)字化處理和統(tǒng)計分析，得到的不同噴射壓力下貫穿距L和噴霧角θ隨噴射時間的變化關系見圖4。相同負荷下應用不同噴油器、不同噴射壓力其噴油量是一定的，圖4a示出的貫穿距均在噴油量為11.5 mg的條件下測得。對于同一噴油器HDEV6.50，貫穿距隨噴射壓力的升高而明顯增加，在出油后(After Start of Fuel，ASOF)1.5 ms時刻，50 MPa噴射壓力下的貫穿距比當前主流的20 MPa噴射壓力和正在推廣的35 MPa噴射壓力分別提高了28.7%和12.0%。而相同噴射壓力(35 MPa)下流量稍大的HDEV6.35噴油器貫穿距更大些。流量對噴霧特性的影響更多體現(xiàn)在噴霧角上，ASOF從0.5 ms到1.5 ms無論是x視角還是y視角均是流量稍大的HDEV6.35的噴霧角均值明顯更大(見圖4b)?？傮w上噴霧角在低噴射壓力下擴張更明顯，特別是x視角方向，50 MPa高壓噴射有利于油束保持設計狀態(tài)。

圖4 不同噴射壓力下的貫穿距與噴霧角

2.1.3 噴霧粒徑

圖5示出利用平面激光誘導熒光法(Planner Laser Induced Fluorescence，PLIF)測得的z=30 mm平面內的油束情況。對于HDEV6.50噴油器，隨噴射壓力升高，空間上最為接近的1號油束和6號油束逐漸粘連在一起(深色代表高濃度的液態(tài)區(qū)域)，至50 MPa時2號油束也和1號油束粘連在一起，油束之間的干涉和相互作用變強，可能導致破碎的油粒相互碰撞成更小的顆粒，也可能聚合成更大的顆粒。用PDPA法在噴油量為11.5 mg的條件下測得各噴射壓力下的噴霧粒徑分布情況(見圖6)。從結果看，無論是SMD，還是體積分數(shù)分別占50%和90%粒子的粒徑DV50和DV90，噴射壓力從35 MPa提升到50 MPa的效果，幾乎與當前主流的噴射壓力從20 MPa提升到35 MPa方案相當。以HDEV6.50噴油器的SMD為例，噴射壓力從20 MPa提升到35 MPa，再從35 MPa提升到50 MPa后，SMD分別減小了17.8%和12.5%。與此同時，相同噴射壓力(35 MPa)下，流量稍小的HDEV6.50噴油器粒徑也有所減小，有利于均勻混合氣的形成。

圖5 不同噴射壓力下的油束擴散情況

圖6 不同噴射壓力下的噴霧粒徑分布

2.2 對燃燒過程和排放的影響

試驗工況點見表2。選取暖機工況點1 200 r/min@0.15 MPa、低負荷特征工況點2 000 r/min@0.27 MPa、部分負荷工況點2 000 r/min@0.57 MPa和中高負荷工況點2 000 r/min@1.27 MPa來全面評估高壓燃油噴射系統(tǒng)從35 MPa提升至50 MPa帶來的影響，盡可能地反映多缸發(fā)動機的真實運行情況。對于當前最高35 MPa缸內直噴發(fā)動機，暖機和低負荷工況點通常需要平衡油耗的影響，并不以最高壓力噴射運行，本試驗根據(jù)仿真優(yōu)化結果分別固定噴射壓力為30 MPa和25 MPa。

表2 高壓噴射對比試驗工況點

2.2.1 暖機和低負荷工況

暖機和低負荷工況噴油器實際并不以最高工作壓力噴油，對燃燒和排放的影響多取決于噴油器自身油束方案和噴油、點火策略的優(yōu)化程度，包括噴油次數(shù)、噴油時刻(Start of Injection, SOI)、點火提前角等。

圖7示出1 200 r/min@0.15 MPa暖機工況第二次噴油時刻SOI2的掃點優(yōu)化示例。HDEV6.35噴油器采用兩次噴油策略，第一次噴油時刻已優(yōu)化(SOI1=-270°)，點火提前角固定為-20°。暖機工況在排放測試循環(huán)中有著重要影響，常采用多次噴油策略改善油氣混合并降低濕壁-機油稀釋風險。從試驗結果看，SOI2變化對NOx和CO排放整體影響并不大，而當SOI2往壓縮上止點方向靠近時，第二次噴射的燃油霧化、蒸發(fā)的時間不足，燃油分布不均勻，燃燒質量分數(shù)從5%到90%的燃燒持續(xù)期(MFB5%～90%)快速縮短，伴隨著缸內最高燃燒壓力的循環(huán)變動量(COVpmax)快速增大，HC排放和Soot火焰急劇增長，-140°～-120°是SOI2的最佳區(qū)間。

圖7 SOI2對燃燒和排放的影響

暖機時單個循環(huán)噴油量相對較小，采用多次噴射后單次噴油脈寬極小，此時噴霧貫穿距的大小直接由噴油量決定，采用的噴射壓力越高,貫穿距越小,越不容易濕壁，時間短、粒徑小理論上霧化也更好，但卻接近噴油器穩(wěn)定工作的噴油脈寬下限，也可能導致燃燒的循環(huán)變動增加。

圖8示出暖機工況當量比燃燒條件下用PLIF和高速攝影測得的壓縮上止點前45°的缸內氣態(tài)燃油分布情況。對于單次噴油(SOI1=-270°)，噴射壓力從35 MPa提升至50 MPa后點火前缸內油氣混合氣的分布均勻程度幾乎無差別；相較于單次噴油，兩次噴油(SOI1=-270°，SOI2=-120°，噴油比例為2∶1)于壓縮終了前在燃燒室中部形成局部濃混合氣，50 MPa噴射壓力下相對均勻些；三次噴油(SOI1=-270°，SOI2=-210°，SOI3=-100°，噴油比例為1.5∶1∶1)則由于SOI3相對靠近壓縮上止點，霧化時間不足，整體上偏向進氣側(右側)，局部混合氣更濃，50 MPa更高噴射壓力下同樣分布得更均勻些。

圖8 缸內燃油濃度場

圖9示出暖機及低負荷工況下，兩種噴油器在相同噴射壓力下采用單次噴油、其他參數(shù)優(yōu)化后的缸壓和排放對比情況。此時噴油脈寬較小但均在噴油器穩(wěn)定工作區(qū)域，且有足夠的時間進行油氣混合，噴油、點火參數(shù)優(yōu)化后貫穿距等噴霧形態(tài)差異的影響可以忽略不計，相同噴射壓力下缸壓和排放變化僅由噴油器流量差異引起，整體上50 MPa噴油器HDEV6.50的燃燒穩(wěn)定性和排放情況稍好，主要是因為相同噴射壓力下流量稍小的HDEV6.50噴油器SMD更小些，油氣混合更充分。

圖9 暖機和低負荷工況燃燒和排放對比

2.2.2 部分負荷工況

同暖機和低負荷工況點一樣，部分負荷工況點噴油策略經(jīng)掃點優(yōu)化、按噴油器最高噴射壓力噴油后的部分燃燒和排放參數(shù)見圖10。由圖10可見，采用50 MPa噴射壓力后噴油脈寬和噴霧粒徑均減小，缸內油氣混合狀況更好，適當增大點火提前角使對比組具有相同的燃燒重心(MFB50%)，因此以COVpmax和MFB5%～90%為代表的燃燒穩(wěn)定性和燃燒速率基本不變，在此條件下測得的各排放值代表各自優(yōu)化后的較優(yōu)水平。

圖10 部分負荷工況燃燒和排放對比

采用50 MPa噴射壓力后，以炭煙輻射(Soot)為表征的顆粒物排放與HC，CO排放之間存在著一定的關聯(lián)性，變化趨勢大致相同，更高噴射壓力下油氣混合更充分，燃燒更完全，以上排放均有所降低；而NOx排放則略有增加，主要是因為50 MPa噴射壓力下缸內壓力升高率和燃燒速率有所加快，燃燒溫度有所升高。

此外，HC排放在2 000 r/min@0.27 MPa和2 000 r/min@0.57 MPa的中低負荷下改善明顯，分別減少了15.6%和28.8%，而Soot排放則在中高負荷2 000 r/min@1.27 MPa下改善明顯，降低了21.3%。其中，Soot排放降低明顯，一方面是因為高溫、高壓燃燒環(huán)境的中高負荷至外特性區(qū)域本身即是顆粒物排放最集中的區(qū)域，另一方面對于缸內直噴并由氣流引導混合氣形成的均質燃燒系統(tǒng)，在中高負荷時液態(tài)油束受強進氣擾動影響較大，特別是高滾流比設計的氣道，容易造成燃油濕壁，導致顆粒物排放大增。

圖11a示出中高負荷時35 MPa和50 MPa兩種燃油噴射壓力下，在噴油結束時刻x視角方向的缸內液態(tài)燃油散射圖像。可以看到，50 MPa噴射壓力下液態(tài)油束更接近設計形態(tài)，而35 MPa噴射壓力下則被強氣流吹散過度，x方向的噴霧角擴張明顯，容易導致燃油濕壁，且負荷越高(進氣壓力越大)這種趨勢越明顯。圖11b示出對應的燃燒過程高速攝影圖像?？梢钥闯觯簯B(tài)油束被進氣流嚴重擾動的工況在噴嘴附近產生了明顯的Soot火焰，同工況下50 MPa噴射壓力的Soot火焰明顯少于35 MPa下。圖11c示出燃燒后缸蓋燃燒室頂噴嘴附近凹坑區(qū)域的積炭情況，進一步佐證了高進氣壓力下液態(tài)油束受氣流影響偏離設計靶點，造成了燃油濕壁。這也是大負荷工況點采用50 MPa噴射壓力明顯改善顆粒物排放的一個重要原因。

圖11 進氣流動對油束和Soot排放的影響

3 結論

a)相同噴油量下50 MPa汽油噴射系統(tǒng)相較于35 MPa噴射系統(tǒng)，噴霧角更容易保持設計狀態(tài)，而貫穿距則明顯增加，小流量設計能改善50 MPa高壓噴射系統(tǒng)的濕壁風險；

b)50 MPa噴射壓力下SMD明顯減小，霧化、蒸發(fā)過程加快，特別是多次噴油策略及小噴油脈寬條件下的油氣混合過程能得到有效改善；

c)暖機及低負荷工況需平衡油耗的影響，在非最高噴射壓力噴油的情況下，整體燃燒和排放差異不大，小流量設計的噴油器因SMD小而略有優(yōu)勢；

d)由氣流引導混合的均質燃燒系統(tǒng)，采用50 MPa噴射壓力能在高負荷區(qū)進一步降低Soot排放，中低負荷區(qū)域進一步降低HC排放；

e)大負荷時采用50 MPa噴射壓力能保持噴霧設計形態(tài)，受氣流擾動較小不易濕壁，有效降低顆粒物排放。