夏淳，趙廷鈺，方俊華，朱磊，黃震

(上海交通大學動力機械與工程教育部重點實驗室，上海 200240)

近幾年來，國六排放標準在中國市場逐步實施，直噴式汽油機因為顆粒物排放難以達標而備受沖擊[1-3]。目前，GPF作為應對國六排放的主要技術手段而被廣泛應用,但是GPF的再生過程導致其標定和使用的成本和難度都非常大[4-6]。大量試驗證明，直噴式汽油機冷起動階段所產生的顆粒物總數(shù)占測試循環(huán)所產生顆粒物總數(shù)的50%甚至更多，因此研究汽油機在冷起動階段顆粒物的生成機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)化噴射時刻能夠降低缸內直噴汽油機顆粒物排放，但遠不能達到排放法規(guī)的要求。付海超等[9]研究發(fā)現(xiàn)，缸內直噴與進氣道噴射相比，所產生的顆粒物排放將高出70%。劉光儀等[10]研究發(fā)現(xiàn)，缸內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，但因為噴油嘴技術性能的限制而無法應用到較低負荷下。為了克服缸內直噴發(fā)動機在顆粒物排放上的劣勢，結合進氣道噴射的雙噴射技術是近些年逐漸興起并得到應用的一項技術手段[11]。陳文浩等[12-14]研究發(fā)現(xiàn)，雙噴射技術在穩(wěn)態(tài)工況下能大幅度減少顆粒物排放，同時不影響燃油經濟性。X. CHEN 等[15]研究發(fā)現(xiàn)，雙噴射技術的應用使發(fā)動機在不同轉速和負荷的冷起動工況下獲得遠低于單純直噴或者進氣道噴射的顆粒物排放。T. JIE等[16]基于冷起動中對點火時刻的特殊性要求，對低水溫條件下不同點火時刻對顆粒物的影響進行了研究。本研究在前期研究的基礎上，研究分析了冷起動過程中顆粒物的生成機理以及相應的優(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 試驗臺架

1.1 試驗發(fā)動機及測試設備

試驗使用的發(fā)動機是一臺2.0 L增壓4缸汽油發(fā)動機，發(fā)動機參數(shù)見表1。原機自帶一套直噴系統(tǒng)，為了實現(xiàn)雙噴射系統(tǒng)，在原機進氣歧管的基礎上，每缸增加一個進氣道噴油嘴。進氣道噴油嘴布置的位置是根據(jù)所噴射的油束方向進行優(yōu)化，以便油束能對準進氣閥。進氣道噴射系統(tǒng)使用的是帶隔膜調壓閥的低壓油軌，可以根據(jù)進氣歧管內壓力的變動維持進氣道噴油嘴前后端的壓力差。試驗前，對進氣道噴油嘴和直噴噴油嘴進行標定，以確保噴射比例的準確性。顆粒物排放測試使用DMS500快速顆粒物測量儀，缸內燃燒數(shù)據(jù)通過奇石樂燃燒分析儀采集并分析。試驗臺架組成見圖1。

表1 試驗發(fā)動機參數(shù)

圖1 測試試驗臺架組成

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)國六排放標準中對顆粒物采樣的規(guī)定，結合David B. Kittelson 等[17-20]對于稀釋通道的研究，設計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。氣動真空閥(Air Operated Vacuum Generator)抽取發(fā)動機排氣并稀釋，經過穩(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)國六排放標準中對于濾膜表面氣流流速的規(guī)定來確定的。試驗采用Horiba MEXA-7500EGR對實時采樣系統(tǒng)前后的CO2進行測量，以驗證顆粒物采樣稀釋通道的有效性及穩(wěn)定性。試驗結果表明，在不同工況下，稀釋通道均能穩(wěn)定運行在5∶1的稀釋比之下。

圖2 顆粒物采樣系統(tǒng)

1.3 試驗工況設置

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

表2 測試工況

1.4 顆粒物氧化升溫程序

使用Perkin Elmer Pyris 1熱重分析儀對所采集到的顆粒物進行熱重分析，熱重分析中所用到的升溫程序見表3。升溫程序的設定參考了發(fā)動機顆粒物熱重試驗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 試驗結果與分析

2.1 不同直噴比例下冷卻水溫對燃燒的影響

圖3示出不同直噴比例下冷卻水溫對缸內燃燒壓力和放熱率的影響。對于直噴模式而言，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缸內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燃燒相位和燃燒持續(xù)期的影響。本研究將燃燒終點(CA90)與燃燒起點(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，無論是燃燒持續(xù)期還是燃燒相位均非常接近。對于低負荷的直噴而言，燃料噴射進入氣缸后，會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)氣門開度導致進氣滾流較弱，直噴油束會削弱滾流進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，對滾流的削弱幅度降低，更加有利于缸內油膜的蒸發(fā)。燃油通過進氣道噴嘴噴射入進氣歧管后，會在氣道壁及進氣閥座上形成油膜。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)期會逐漸縮短。水溫達到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。對于雙噴模式而言，水溫較低時缸內油膜蒸發(fā)速度比歧管內慢，歧管內有較多的均勻混合氣參與燃燒。隨著水溫的升高，缸內的油膜蒸發(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顆粒物排放粒徑分布的影響

由圖5可見，30 ℃水溫時，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。通常認為核態(tài)顆粒物是發(fā)動機燃燒過程中生成的初級碳顆粒、硫酸鹽以及碳氫化合物等中間產物經過成核現(xiàn)象形成的，而集聚態(tài)顆粒物是發(fā)動機燃燒過程中上述中間產物通過團聚并吸附碳氫、金屬灰燼和硫酸鹽等物質而成。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，對于燃燒的化學反應過程并無影響，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物的數(shù)量，受水溫和噴射模式同時影響的燃燒持續(xù)期則會影響中間產物向集聚態(tài)的轉變過程。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)期直接影響中間產物向集聚態(tài)變化的進程，因此不同噴射模式下模態(tài)比例隨著水溫的變化趨勢與其燃燒持續(xù)期的變化趨勢保持一致。

圖6 不同直噴比例下冷卻水溫對顆粒物數(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)的變化趨勢與集聚態(tài)比例保持一致。顆粒物質量(PM)的變化趨勢與顆粒物數(shù)量(PN)變化趨勢一致，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顆粒物平均直徑和顆粒物質量的影響

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，該方法是國際熱分析及量熱學協(xié)會(ICTAC)推薦的多種氧化活性測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是樣品質量；t是反應時間；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級數(shù)，顆粒的氧化過程中氣體在顆粒表面的解吸附速率遠高于吸附速率，因此可以得到這兩個反應級數(shù)都取1的一階反應動力學方程。對等號兩邊分別取對數(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 結論

a) 低水溫使缸內燃燒壓力降低，雙噴模式相比于直噴模式缸內燃燒壓力略高;較低的水溫會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,低水溫時呈現(xiàn)雙峰分布，高水溫時呈現(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行優(yōu)化控制后有助于后處理裝置高效去除顆粒物;

d) 經過優(yōu)化后的噴射模式可以使發(fā)動機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。