夏淳，趙廷鈺，方俊華，朱磊，黃震

(上海交通大學(xué)動(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240)

近幾年來，國(guó)六排放標(biāo)準(zhǔn)在中國(guó)市場(chǎng)逐步實(shí)施，直噴式汽油機(jī)因?yàn)轭w粒物排放難以達(dá)標(biāo)而備受沖擊[1-3]。目前，GPF作為應(yīng)對(duì)國(guó)六排放的主要技術(shù)手段而被廣泛應(yīng)用,但是GPF的再生過程導(dǎo)致其標(biāo)定和使用的成本和難度都非常大[4-6]。大量試驗(yàn)證明，直噴式汽油機(jī)冷起動(dòng)階段所產(chǎn)生的顆粒物總數(shù)占測(cè)試循環(huán)所產(chǎn)生顆粒物總數(shù)的50%甚至更多，因此研究汽油機(jī)在冷起動(dòng)階段顆粒物的生成機(jī)理并尋找有效的處理手段顯得尤其重要[7]。黃偉等[8]研究發(fā)現(xiàn)，控制策略和環(huán)境工況是影響顆粒物排放的重要因素，提高軌壓和優(yōu)化噴射時(shí)刻能夠降低缸內(nèi)直噴汽油機(jī)顆粒物排放，但遠(yuǎn)不能達(dá)到排放法規(guī)的要求。付海超等[9]研究發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)直噴與進(jìn)氣道噴射相比，所產(chǎn)生的顆粒物排放將高出70%。劉光儀等[10]研究發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)多次噴射相比于單次噴射有更好的降低顆粒物排放的效果，但因?yàn)閲娪妥旒夹g(shù)性能的限制而無法應(yīng)用到較低負(fù)荷下。為了克服缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)在顆粒物排放上的劣勢(shì)，結(jié)合進(jìn)氣道噴射的雙噴射技術(shù)是近些年逐漸興起并得到應(yīng)用的一項(xiàng)技術(shù)手段[11]。陳文浩等[12-14]研究發(fā)現(xiàn)，雙噴射技術(shù)在穩(wěn)態(tài)工況下能大幅度減少顆粒物排放，同時(shí)不影響燃油經(jīng)濟(jì)性。X. CHEN 等[15]研究發(fā)現(xiàn)，雙噴射技術(shù)的應(yīng)用使發(fā)動(dòng)機(jī)在不同轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的冷起動(dòng)工況下獲得遠(yuǎn)低于單純直噴或者進(jìn)氣道噴射的顆粒物排放。T. JIE等[16]基于冷起動(dòng)中對(duì)點(diǎn)火時(shí)刻的特殊性要求，對(duì)低水溫條件下不同點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)顆粒物的影響進(jìn)行了研究。本研究在前期研究的基礎(chǔ)上，研究分析了冷起動(dòng)過程中顆粒物的生成機(jī)理以及相應(yīng)的優(yōu)化控制策略，以期能夠給出有別于GPF的更多元化的解決方案。

1 試驗(yàn)臺(tái)架

1.1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)及測(cè)試設(shè)備

試驗(yàn)使用的發(fā)動(dòng)機(jī)是一臺(tái)2.0 L增壓4缸汽油發(fā)動(dòng)機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)見表1。原機(jī)自帶一套直噴系統(tǒng)，為了實(shí)現(xiàn)雙噴射系統(tǒng)，在原機(jī)進(jìn)氣歧管的基礎(chǔ)上，每缸增加一個(gè)進(jìn)氣道噴油嘴。進(jìn)氣道噴油嘴布置的位置是根據(jù)所噴射的油束方向進(jìn)行優(yōu)化，以便油束能對(duì)準(zhǔn)進(jìn)氣閥。進(jìn)氣道噴射系統(tǒng)使用的是帶隔膜調(diào)壓閥的低壓油軌，可以根據(jù)進(jìn)氣歧管內(nèi)壓力的變動(dòng)維持進(jìn)氣道噴油嘴前后端的壓力差。試驗(yàn)前，對(duì)進(jìn)氣道噴油嘴和直噴噴油嘴進(jìn)行標(biāo)定，以確保噴射比例的準(zhǔn)確性。顆粒物排放測(cè)試使用DMS500快速顆粒物測(cè)量?jī)x，缸內(nèi)燃燒數(shù)據(jù)通過奇石樂燃燒分析儀采集并分析。試驗(yàn)臺(tái)架組成見圖1。

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

圖1 測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)架組成

1.2 顆粒物采樣系統(tǒng)

為了獲得更加穩(wěn)定的顆粒物形態(tài)，本研究根據(jù)國(guó)六排放標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)顆粒物采樣的規(guī)定，結(jié)合David B. Kittelson 等[17-20]對(duì)于稀釋通道的研究，設(shè)計(jì)了一款顆粒物采樣稀釋通道。稀釋通道主要由三部分組成，其工作原理見圖2。氣動(dòng)真空閥(Air Operated Vacuum Generator)抽取發(fā)動(dòng)機(jī)排氣并稀釋，經(jīng)過穩(wěn)流管后一部分混合氣被隔膜泵(Vacuum Pump)抽取，另外一部分則排放到大氣中。隔膜泵的抽取壓力是根據(jù)國(guó)六排放標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)于濾膜表面氣流流速的規(guī)定來確定的。試驗(yàn)采用Horiba MEXA-7500EGR對(duì)實(shí)時(shí)采樣系統(tǒng)前后的CO2進(jìn)行測(cè)量，以驗(yàn)證顆粒物采樣稀釋通道的有效性及穩(wěn)定性。試驗(yàn)結(jié)果表明，在不同工況下，稀釋通道均能穩(wěn)定運(yùn)行在5∶1的稀釋比之下。

圖2 顆粒物采樣系統(tǒng)

1.3 試驗(yàn)工況設(shè)置

本研究選擇一個(gè)與暖機(jī)過程中最接近的固定工況作為研究工況，以便研究冷起動(dòng)過程中顆粒物生成機(jī)理以及相應(yīng)的雙噴控制策略。試驗(yàn)選取轉(zhuǎn)速為1 000 r/min、負(fù)荷(Brake Mean Effective Pressure)為0.1 MPa的工況(見表2)。在發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)之后，為了使冷卻液溫度迅速升高，轉(zhuǎn)速會(huì)比怠速時(shí)的轉(zhuǎn)速更高，因此，選取了略高于怠速的1 000 r/min作為研究轉(zhuǎn)速，而所選取的負(fù)荷與暖機(jī)過程中的負(fù)荷相近。試驗(yàn)采用市售92號(hào)汽油。 進(jìn)氣道噴射時(shí)刻選取350°BTDC，此時(shí)進(jìn)氣閥處于關(guān)閉狀態(tài)，更利于燃油的蒸發(fā)。直噴時(shí)刻選取為308°BTDC，直噴軌壓選取4 MPa，均根據(jù)原機(jī)數(shù)據(jù)選取。需要指出的是，一般的控制策略會(huì)隨著水溫的上升逐漸調(diào)整點(diǎn)火時(shí)刻，在之前的研究中也可以看出，點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)于顆粒物的排放有較大影響。因此，為了減少點(diǎn)火時(shí)刻在暖機(jī)過程中的影響，在試驗(yàn)過程中將點(diǎn)火時(shí)刻固定在根據(jù)MBT確定的11.6°BTDC。發(fā)動(dòng)機(jī)在暖機(jī)過程中會(huì)加大噴油量以加快水溫上升的速度，同時(shí)也能使三元催化(TWC)的溫度迅速升高，這是一個(gè)從濃燃變化到當(dāng)量比燃燒的過程。為將變量控制到最低，試驗(yàn)過程中過量空氣系數(shù)(λ)均保持為1。為保證試驗(yàn)過程中λ的一致，控制系統(tǒng)會(huì)根據(jù)氧傳感器的信號(hào)對(duì)λ進(jìn)行閉環(huán)反饋控制。溫度變量設(shè)置為30 ℃,50 ℃,70 ℃和90 ℃，覆蓋整個(gè)起動(dòng)-暖機(jī)過程，在不同水溫下調(diào)整噴射比例并穩(wěn)定工作1 min后記錄燃燒和排放數(shù)據(jù)，采集200個(gè)燃燒循環(huán)后計(jì)算得到缸內(nèi)燃燒參數(shù)。噴射比例的定義如下：

表2 測(cè)試工況

1.4 顆粒物氧化升溫程序

使用Perkin Elmer Pyris 1熱重分析儀對(duì)所采集到的顆粒物進(jìn)行熱重分析，熱重分析中所用到的升溫程序見表3。升溫程序的設(shè)定參考了發(fā)動(dòng)機(jī)顆粒物熱重試驗(yàn)中廣泛使用的非等溫升溫程序[21-23]。

表3 熱重分析升溫程序

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)燃燒的影響

圖3示出不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率的影響。對(duì)于直噴模式而言，30 ℃水溫下缸壓相比于其他水溫降低幅度較大，同時(shí)燃燒相位也大幅延遲。其他水溫下，缸壓和燃燒相位均非常接近。雙噴模式下，缸壓和放熱率隨水溫的變化規(guī)律與直噴模式有所不同，缸壓和放熱率峰值隨著水溫的升高逐漸降低，70 ℃后基本一致。對(duì)比可以看出，雙噴模式相比于直噴模式缸壓更高，放熱率峰值也更高。

圖3 不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率的影響

圖4示出不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)燃燒相位和燃燒持續(xù)期的影響。本研究將燃燒終點(diǎn)(CA90)與燃燒起點(diǎn)(CA10)間的相位差作為燃燒持續(xù)期。由不同水溫下兩種模式的對(duì)比可以看出，直噴的燃燒相位相比于雙噴均有所推遲。直噴模式的燃燒持續(xù)期隨著水溫單調(diào)下降，而雙噴模式的燃燒持續(xù)期隨著水溫先升高再降低。兩種模式在水溫為90 ℃時(shí)，無論是燃燒持續(xù)期還是燃燒相位均非常接近。對(duì)于低負(fù)荷的直噴而言，燃料噴射進(jìn)入氣缸后，會(huì)在氣缸壁和活塞頂部形成油膜，即濕壁現(xiàn)象。水溫的變化會(huì)直接影響氣缸壁和活塞頂部油膜的蒸發(fā)速度。而較小的節(jié)氣門開度導(dǎo)致進(jìn)氣滾流較弱，直噴油束會(huì)削弱滾流進(jìn)而降低氣缸壁和活塞頂部油膜的蒸發(fā)速度。而雙噴模式相比直噴模式，直噴脈寬縮短，對(duì)滾流的削弱幅度降低，更加有利于缸內(nèi)油膜的蒸發(fā)。燃油通過進(jìn)氣道噴嘴噴射入進(jìn)氣歧管后，會(huì)在氣道壁及進(jìn)氣閥座上形成油膜。雙噴模式的油膜蒸發(fā)面積更大，在低溫下油膜的蒸發(fā)速度更快，而直噴模式下燃燒進(jìn)程伴隨著油膜蒸發(fā)，從而大幅度增加了燃燒持續(xù)期，這是在50 ℃水溫下雙噴模式燃燒持續(xù)期更短且缸壓和放熱率峰值更高的原因。氣缸壁和活塞頂部油膜的蒸發(fā)速度會(huì)隨著水溫的升高逐漸加快，因此直噴模式的燃燒持續(xù)期會(huì)逐漸縮短。水溫達(dá)到70℃后油膜蒸發(fā)速度基本保持不變，燃燒相位和持續(xù)期也因此基本保持不變。對(duì)于雙噴模式而言，水溫較低時(shí)缸內(nèi)油膜蒸發(fā)速度比歧管內(nèi)慢，歧管內(nèi)有較多的均勻混合氣參與燃燒。隨著水溫的升高，缸內(nèi)的油膜蒸發(fā)速度加快，并在燃燒后期參與燃燒，因此隨著水溫的升高雙噴模式的燃燒持續(xù)期逐漸增大。

圖4 不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)燃燒相位和燃燒持續(xù)期的影響

2.2 不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)顆粒物排放的影響

一般將處于5～30 nm分布的顆粒物稱為核膜態(tài)，將30～1 000 nm分布的稱為集聚態(tài)[24-27]。圖5示出不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)顆粒物排放粒徑分布的影響。

圖5 不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)顆粒物排放粒徑分布的影響

由圖5可見，30 ℃水溫時(shí)，兩種噴射模式的顆粒物粒徑分布均呈現(xiàn)核膜態(tài)較多的單峰分布；隨著水溫的上升，核膜態(tài)峰值降低幅度大于集聚態(tài)，呈現(xiàn)出雙峰分布。從圖5可以看出，噴射模式和水溫不改變核膜態(tài)峰值和集聚態(tài)峰值出現(xiàn)的位置。通常認(rèn)為核態(tài)顆粒物是發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程中生成的初級(jí)碳顆粒、硫酸鹽以及碳?xì)浠衔锏戎虚g產(chǎn)物經(jīng)過成核現(xiàn)象形成的，而集聚態(tài)顆粒物是發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程中上述中間產(chǎn)物通過團(tuán)聚并吸附碳?xì)?、金屬灰燼和硫酸鹽等物質(zhì)而成。水溫和噴射模式主要影響蒸發(fā)混合過程以及燃燒持續(xù)期，對(duì)于燃燒的化學(xué)反應(yīng)過程并無影響，因此核膜態(tài)和集聚態(tài)的粒徑分布不受其影響。

圖6示出不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)顆粒物數(shù)量和模態(tài)比例的影響。由于水溫影響燃料油膜的蒸發(fā)過程，從而影響燃燒過程中生成中間產(chǎn)物的數(shù)量，受水溫和噴射模式同時(shí)影響的燃燒持續(xù)期則會(huì)影響中間產(chǎn)物向集聚態(tài)的轉(zhuǎn)變過程。因此，從圖6可以看出，無論是不同模態(tài)的峰值還是顆粒物總數(shù)，均隨水溫的上升而降低。同樣，在低水溫條件下雙噴模式相比直噴模式可以有效提高油膜蒸發(fā)質(zhì)量并減少燃燒持續(xù)期，因此雙噴模式可以大幅減少顆粒物總數(shù)以及各模態(tài)下的峰值。燃燒持續(xù)期直接影響中間產(chǎn)物向集聚態(tài)變化的進(jìn)程，因此不同噴射模式下模態(tài)比例隨著水溫的變化趨勢(shì)與其燃燒持續(xù)期的變化趨勢(shì)保持一致。

圖6 不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)顆粒物數(shù)量和模態(tài)比例的影響

從圖7可以看出，集聚態(tài)顆粒物體積相比而言更大，顆粒物平均直徑(GMD)的變化趨勢(shì)與集聚態(tài)比例保持一致。顆粒物質(zhì)量(PM)的變化趨勢(shì)與顆粒物數(shù)量(PN)變化趨勢(shì)一致，可見模態(tài)比例在宏觀上并不影響PM。

圖7 不同直噴比例下冷卻水溫對(duì)顆粒物平均直徑和顆粒物質(zhì)量的影響

2.3 不同直噴比例下不同冷卻水溫所生成顆粒物熱重分析

本研究選取基于Arrhenius模型推導(dǎo)非等溫氧化模式下的顆粒物氧化活化能的方法，該方法是國(guó)際熱分析及量熱學(xué)協(xié)會(huì)(ICTAC)推薦的多種氧化活性測(cè)試方法中常用方法之一[28]。根據(jù)Arrhenius方程可以得到如下方程：

(1)

式中：m是樣品質(zhì)量；t是反應(yīng)時(shí)間；pO2是氧氣分壓；A是指前因子；Ea表示活化能；R和T分別是理想氣體常數(shù)和溫度；n和r分別是顆粒樣品和氧氣的反應(yīng)級(jí)數(shù)，顆粒的氧化過程中氣體在顆粒表面的解吸附速率遠(yuǎn)高于吸附速率，因此可以得到這兩個(gè)反應(yīng)級(jí)數(shù)都取1的一階反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方程。對(duì)等號(hào)兩邊分別取對(duì)數(shù)，可以得到方程：

(2)

圖8 非等溫氧化速率與溫度倒數(shù)的線性回歸曲線

表4 顆粒物氧化活性參數(shù)

3 結(jié)論

a) 低水溫使缸內(nèi)燃燒壓力降低，雙噴模式相比于直噴模式缸內(nèi)燃燒壓力略高;較低的水溫會(huì)大幅度增加直噴模式下的燃燒持續(xù)期，而雙噴模式下燃燒持續(xù)期隨水溫變化的趨勢(shì)與直噴模式不同;

b) 模態(tài)峰值所出現(xiàn)的位置不隨水溫和噴射模式變化,低水溫時(shí)呈現(xiàn)雙峰分布，高水溫時(shí)呈現(xiàn)單峰分布;雙噴模式以及升高水溫均能使顆粒物數(shù)量(PN)大幅度降低;顆粒物平均直徑(GMD)與集聚態(tài)比例的變化規(guī)律一致，顆粒物質(zhì)量(PM)與顆粒物數(shù)量(PN)的變化規(guī)律一致;

c) 使用雙噴模式以及水溫升高均能降低顆粒物的氧化活化能，噴射模式配合水溫進(jìn)行優(yōu)化控制后有助于后處理裝置高效去除顆粒物;

d) 經(jīng)過優(yōu)化后的噴射模式可以使發(fā)動(dòng)機(jī)在不同水溫下均處于低顆粒物排放狀態(tài)，并使生成的顆粒物更易于氧化去除。