50 MPa高压汽油直喷技术对燃烧和排放影响的试验研究

吴锡江，李相超，王志宇

(上汽技术中心上海市汽车动力总成重点实验室，上海 201804)

当前内燃机面临着重大变革，油耗和排放法规成为驱动内燃机技术发展的两大主因。面对快节奏的排放法规更新，颗粒物排放是当前主流的缸内直喷汽油机面临的关键问题之一。近年来，随着喷油器和喷油泵技术以及加工工艺的提升，50 MPa超高压汽油缸内直喷系统，以其可观的排放收益越来越来越受到重视，全球主流的燃油喷射系统供应商也即将推出相关量产产品。

目前，国内对于50 MPa高压汽油直喷系统的研究还不多，而国外已有不少50 MPa甚至更高压力的汽油缸内直喷系统的研究。业内的共识是采用50 MPa及以上超高压汽油缸内直喷技术，燃油初次破碎而成的液滴尺寸小、数量多，表面积增大，加上更快的运动速度能够快速与空气交互，雾化、蒸发速度加快，改善油气混合过程[1-7]。油气混合过程的改善，带来的直接收益是燃烧稳定性和效率提升，颗粒物排放大大降低[1-14]。对于颗粒数量(Particulate Number, PN)排放集中的高速大负荷区域，以及包含暖机工况在内的低速低负荷区域和部分负荷区域，应用超过35 MPa的喷射压力均能进一步有效降低PN排放[7-9]。同时，对于喷油量较小的冷起动过程和低负荷工况，更高的喷射压力意味着更短的贯穿距，有利于控制燃油湿壁量，降低PN排放的同时减小了机油稀释的风险[8]。另一方面，部分研究结果则显示，当喷射压力超过50 MPa，颗粒物排放随喷射压力增大而降低的幅度明显减小[10-11]，同时考虑高压燃油泵带来的更多燃油消耗，50 MPa喷射压力是兼顾油耗和排放的一个较为合适的平衡点。

汽油机缸内直喷燃烧系统可分为均质燃烧和分层燃烧两大类。分层燃烧通常由接近压缩终了的一次喷雾引导火花塞附近形成局部浓混合气，整体以稀燃形式运行，喷油器多采用中置布置形式，其PN排放总体较高，引入50 MPa高压直喷系统具有明显的效果，现有的研究也多集中于分层燃烧系统[5,9-12]；均质燃烧由进气流引导形成均匀混合气并以当量比燃烧，整体PN排放相对较低，引入50 MPa高压直喷系统仍能进一步降低PN排放，但效果不如分层燃烧系统[11-12]。同时，现有研究中50 MPa及以上的汽油喷射系统多是利用结构类似的多孔柴油喷油器及喷射系统来代替使用，相应的燃烧系统也没有经过充分优化匹配。本研究在全新开发的缸内直喷燃烧系统中，重新设计、优化匹配油束方案并定制专用的50 MPa汽油喷油器，以研究主流的均质燃烧系统应用50 MPa高压直喷系统带来的影响。

1 试验装置及方法

本试验在喷油器专用定容弹进行喷雾特性测试，重点关注喷油器贯穿距L、喷雾角θ、索特平均直径(Sauter Mean Diameter，SMD)等跟油气混合过程密切相关的特性参数随喷射压力提升的变化。在一台开发了全新燃烧系统的光学单缸机上进行测试，以研究50 MPa缸内汽油直喷系统对燃烧过程和排放的影响。图1a是利用相位多普勒粒子分析仪(Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA)在定容弹内测试SMD的实况，图1b示出相应喷油系统在光学单缸机内的燃烧过程实拍情况。

图1 高压直喷喷雾特性和燃烧过程测试装置

测试用喷油器经过优化，匹配该全新的燃烧系统后，定制了BOSCH HDEV6系列35 MPa和50 MPa高压喷油器，本研究分别称之为HDEV6.35和HDEV6.50，其中HDEV6.50为最新的样件状态。两种喷油器设计有完全相同的喷孔数、喷雾角和目标靶点，其中HDEV6.50适当减小了设计流量(喷射孔径)以保持稳定的喷油持续时间，这对改善极小喷油脉宽以及多次喷油策略下的流量稳定性具有一定的帮助。高压燃油供给系统则由外接的AVL HPFU系列60 MPa高压燃油泵进行独立供油。燃烧过程由AVL INDICOM系列燃烧分析仪进行监测分析，气体排放由AVL DiTEST系列尾气分析仪进行监测分析，而颗粒物则通过高速摄影技术直接捕捉光学单缸机透明燃烧室内特定波长的炭烟(Soot)辐射光来测定，这种测定方法较传统的烟度计和颗粒采样仪具有无可比拟的响应速度、直观性以及更高的可信度。光学单缸机和高压燃油喷射系统主要技术参数见表1。

表1 光学单缸机和高压燃油喷射系统主要技术参数

试验选取1 200 r/min@0.15 MPa(文中所有负荷均为指示平均有效压力Indicated Mean Effective Pressure,IMEP)暖机工况点、2 000 r/min@0.27 MPa特征工况点、2 000 r/min@0.57 MPa部分负荷工况点和2 000 r/min@1.27 MPa中高负荷工况点进行35 MPa喷射压力和50 MPa喷射压力下的对比研究。

2 试验结果及分析

2.1 喷雾特性

2.1.1 流量稳定性

图2示出HDEV6.35和HDEV6.50两种喷油器在20 ℃，100 kPa背压，不同喷射压力下用称重法测得的流量曲线(燃油为正庚烷)。在喷油脉宽大于1 ms的稳定状态下，两种喷油器在10 MPa，35 MPa和50 MPa下喷油量均随时间线性增长，其斜率即为喷油器稳态流量。可以看出，同样在35 MPa喷射压力下，HDEV6.50喷油器的稳态流量比HDEV6.35略小，与设计情况一致。小喷油脉宽下的流量稳定性是高压直喷汽油喷油器一个重要的技术指标，在10 MPa喷射压力下，两种喷油器均可实现约0.2 ms的最小稳定喷油脉宽；当喷射压力提升至35 MPa时，0.25～0.3 ms喷射脉宽下的流量稳定性仍能接受；而达到50 MPa时，HDEV6.50喷油器在极小喷油脉宽时的稳定性明显变差，小于0.3 ms的喷油脉宽已不推荐使用。因此，应用50 MPa汽油喷射系统时，需要注意最小喷油脉宽的匹配，优化喷油策略，也可适当减小设计流量和低负荷时的实际喷射压力。

图2 喷油器动态流量

2.1.2 喷雾形态

图3示出HDEV6.35和HDEV6.50两种喷油器分别在35 MPa和50 MPa喷射压力下，通过定容弹观测窗口拍摄的典型单次喷雾宏观形态，测试条件与流量测试相同，图中给出了关键喷雾特性参数的定义，喷雾特性参数按SAE J2715标准定义。从宏观形态上看，50 MPa喷射压力下贯穿距和喷雾角明显增大，这是因为更高的喷射压力使液态燃油破碎成更细小的颗粒并增加了运动速度和距离，强化了与空气的交互作用，从而快速雾化、蒸发，实现更好的油气混合效果。

图3 喷油器喷雾形态示意

对大量单次喷雾形态图像进行数字化处理和统计分析，得到的不同喷射压力下贯穿距L和喷雾角θ随喷射时间的变化关系见图4。相同负荷下应用不同喷油器、不同喷射压力其喷油量是一定的，图4a示出的贯穿距均在喷油量为11.5 mg的条件下测得。对于同一喷油器HDEV6.50，贯穿距随喷射压力的升高而明显增加，在出油后(After Start of Fuel，ASOF)1.5 ms时刻，50 MPa喷射压力下的贯穿距比当前主流的20 MPa喷射压力和正在推广的35 MPa喷射压力分别提高了28.7%和12.0%。而相同喷射压力(35 MPa)下流量稍大的HDEV6.35喷油器贯穿距更大些。流量对喷雾特性的影响更多体现在喷雾角上，ASOF从0.5 ms到1.5 ms无论是x视角还是y视角均是流量稍大的HDEV6.35的喷雾角均值明显更大(见图4b)。总体上喷雾角在低喷射压力下扩张更明显，特别是x视角方向，50 MPa高压喷射有利于油束保持设计状态。

图4 不同喷射压力下的贯穿距与喷雾角

2.1.3 喷雾粒径

图5示出利用平面激光诱导荧光法(Planner Laser Induced Fluorescence，PLIF)测得的z=30 mm平面内的油束情况。对于HDEV6.50喷油器，随喷射压力升高，空间上最为接近的1号油束和6号油束逐渐粘连在一起(深色代表高浓度的液态区域)，至50 MPa时2号油束也和1号油束粘连在一起，油束之间的干涉和相互作用变强，可能导致破碎的油粒相互碰撞成更小的颗粒，也可能聚合成更大的颗粒。用PDPA法在喷油量为11.5 mg的条件下测得各喷射压力下的喷雾粒径分布情况(见图6)。从结果看，无论是SMD，还是体积分数分别占50%和90%粒子的粒径DV50和DV90，喷射压力从35 MPa提升到50 MPa的效果，几乎与当前主流的喷射压力从20 MPa提升到35 MPa方案相当。以HDEV6.50喷油器的SMD为例，喷射压力从20 MPa提升到35 MPa，再从35 MPa提升到50 MPa后，SMD分别减小了17.8%和12.5%。与此同时，相同喷射压力(35 MPa)下，流量稍小的HDEV6.50喷油器粒径也有所减小，有利于均匀混合气的形成。

图5 不同喷射压力下的油束扩散情况

图6 不同喷射压力下的喷雾粒径分布

2.2 对燃烧过程和排放的影响

试验工况点见表2。选取暖机工况点1 200 r/min@0.15 MPa、低负荷特征工况点2 000 r/min@0.27 MPa、部分负荷工况点2 000 r/min@0.57 MPa和中高负荷工况点2 000 r/min@1.27 MPa来全面评估高压燃油喷射系统从35 MPa提升至50 MPa带来的影响，尽可能地反映多缸发动机的真实运行情况。对于当前最高35 MPa缸内直喷发动机，暖机和低负荷工况点通常需要平衡油耗的影响，并不以最高压力喷射运行，本试验根据仿真优化结果分别固定喷射压力为30 MPa和25 MPa。

表2 高压喷射对比试验工况点

2.2.1 暖机和低负荷工况

暖机和低负荷工况喷油器实际并不以最高工作压力喷油，对燃烧和排放的影响多取决于喷油器自身油束方案和喷油、点火策略的优化程度，包括喷油次数、喷油时刻(Start of Injection, SOI)、点火提前角等。

图7示出1 200 r/min@0.15 MPa暖机工况第二次喷油时刻SOI2的扫点优化示例。HDEV6.35喷油器采用两次喷油策略，第一次喷油时刻已优化(SOI1=-270°)，点火提前角固定为-20°。暖机工况在排放测试循环中有着重要影响，常采用多次喷油策略改善油气混合并降低湿壁-机油稀释风险。从试验结果看，SOI2变化对NOx和CO排放整体影响并不大，而当SOI2往压缩上止点方向靠近时，第二次喷射的燃油雾化、蒸发的时间不足，燃油分布不均匀，燃烧质量分数从5%到90%的燃烧持续期(MFB5%～90%)快速缩短，伴随着缸内最高燃烧压力的循环变动量(COVpmax)快速增大，HC排放和Soot火焰急剧增长，-140°～-120°是SOI2的最佳区间。

图7 SOI2对燃烧和排放的影响

暖机时单个循环喷油量相对较小，采用多次喷射后单次喷油脉宽极小，此时喷雾贯穿距的大小直接由喷油量决定，采用的喷射压力越高,贯穿距越小,越不容易湿壁，时间短、粒径小理论上雾化也更好，但却接近喷油器稳定工作的喷油脉宽下限，也可能导致燃烧的循环变动增加。

图8示出暖机工况当量比燃烧条件下用PLIF和高速摄影测得的压缩上止点前45°的缸内气态燃油分布情况。对于单次喷油(SOI1=-270°)，喷射压力从35 MPa提升至50 MPa后点火前缸内油气混合气的分布均匀程度几乎无差别；相较于单次喷油，两次喷油(SOI1=-270°，SOI2=-120°，喷油比例为2∶1)于压缩终了前在燃烧室中部形成局部浓混合气，50 MPa喷射压力下相对均匀些；三次喷油(SOI1=-270°，SOI2=-210°，SOI3=-100°，喷油比例为1.5∶1∶1)则由于SOI3相对靠近压缩上止点，雾化时间不足，整体上偏向进气侧(右侧)，局部混合气更浓，50 MPa更高喷射压力下同样分布得更均匀些。

图8 缸内燃油浓度场

图9示出暖机及低负荷工况下，两种喷油器在相同喷射压力下采用单次喷油、其他参数优化后的缸压和排放对比情况。此时喷油脉宽较小但均在喷油器稳定工作区域，且有足够的时间进行油气混合，喷油、点火参数优化后贯穿距等喷雾形态差异的影响可以忽略不计，相同喷射压力下缸压和排放变化仅由喷油器流量差异引起，整体上50 MPa喷油器HDEV6.50的燃烧稳定性和排放情况稍好，主要是因为相同喷射压力下流量稍小的HDEV6.50喷油器SMD更小些，油气混合更充分。

图9 暖机和低负荷工况燃烧和排放对比

2.2.2 部分负荷工况

同暖机和低负荷工况点一样，部分负荷工况点喷油策略经扫点优化、按喷油器最高喷射压力喷油后的部分燃烧和排放参数见图10。由图10可见，采用50 MPa喷射压力后喷油脉宽和喷雾粒径均减小，缸内油气混合状况更好，适当增大点火提前角使对比组具有相同的燃烧重心(MFB50%)，因此以COVpmax和MFB5%～90%为代表的燃烧稳定性和燃烧速率基本不变，在此条件下测得的各排放值代表各自优化后的较优水平。

图10 部分负荷工况燃烧和排放对比

采用50 MPa喷射压力后，以炭烟辐射(Soot)为表征的颗粒物排放与HC，CO排放之间存在着一定的关联性，变化趋势大致相同，更高喷射压力下油气混合更充分，燃烧更完全，以上排放均有所降低；而NOx排放则略有增加，主要是因为50 MPa喷射压力下缸内压力升高率和燃烧速率有所加快，燃烧温度有所升高。

此外，HC排放在2 000 r/min@0.27 MPa和2 000 r/min@0.57 MPa的中低负荷下改善明显，分别减少了15.6%和28.8%，而Soot排放则在中高负荷2 000 r/min@1.27 MPa下改善明显，降低了21.3%。其中，Soot排放降低明显，一方面是因为高温、高压燃烧环境的中高负荷至外特性区域本身即是颗粒物排放最集中的区域，另一方面对于缸内直喷并由气流引导混合气形成的均质燃烧系统，在中高负荷时液态油束受强进气扰动影响较大，特别是高滚流比设计的气道，容易造成燃油湿壁，导致颗粒物排放大增。

图11a示出中高负荷时35 MPa和50 MPa两种燃油喷射压力下，在喷油结束时刻x视角方向的缸内液态燃油散射图像。可以看到，50 MPa喷射压力下液态油束更接近设计形态，而35 MPa喷射压力下则被强气流吹散过度，x方向的喷雾角扩张明显，容易导致燃油湿壁，且负荷越高(进气压力越大)这种趋势越明显。图11b示出对应的燃烧过程高速摄影图像。可以看出，液态油束被进气流严重扰动的工况在喷嘴附近产生了明显的Soot火焰，同工况下50 MPa喷射压力的Soot火焰明显少于35 MPa下。图11c示出燃烧后缸盖燃烧室顶喷嘴附近凹坑区域的积炭情况，进一步佐证了高进气压力下液态油束受气流影响偏离设计靶点，造成了燃油湿壁。这也是大负荷工况点采用50 MPa喷射压力明显改善颗粒物排放的一个重要原因。

图11 进气流动对油束和Soot排放的影响

3 结论

a)相同喷油量下50 MPa汽油喷射系统相较于35 MPa喷射系统，喷雾角更容易保持设计状态，而贯穿距则明显增加，小流量设计能改善50 MPa高压喷射系统的湿壁风险；

b)50 MPa喷射压力下SMD明显减小，雾化、蒸发过程加快，特别是多次喷油策略及小喷油脉宽条件下的油气混合过程能得到有效改善；

c)暖机及低负荷工况需平衡油耗的影响，在非最高喷射压力喷油的情况下，整体燃烧和排放差异不大，小流量设计的喷油器因SMD小而略有优势；

d)由气流引导混合的均质燃烧系统，采用50 MPa喷射压力能在高负荷区进一步降低Soot排放，中低负荷区域进一步降低HC排放；

e)大负荷时采用50 MPa喷射压力能保持喷雾设计形态，受气流扰动较小不易湿壁，有效降低颗粒物排放。