班智博，官 維, ，趙 華，林鐵堅(jiān)，潘明章

(1. 廣西玉柴機(jī)器股份有限公司，廣西 南寧 530004；2. 布魯內(nèi)爾大學(xué) 工程設(shè)計(jì)和物理科學(xué)學(xué)院，英國(guó) 倫敦 UB8 3PH；3. 廣西大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧 530004)

近年來(lái)，為了應(yīng)對(duì)越來(lái)越嚴(yán)重的空氣污染，排放法規(guī)不斷加嚴(yán)，迫使發(fā)動(dòng)機(jī)研究者和制造商在發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)的各個(gè)領(lǐng)域進(jìn)一步優(yōu)化燃燒系統(tǒng)．在現(xiàn)代柴油機(jī)的燃燒系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，為了提高燃料的轉(zhuǎn)換效率并降低發(fā)動(dòng)機(jī)的排放，需要對(duì)活塞的幾何結(jié)構(gòu)、缸內(nèi)的空氣流動(dòng)、噴油策略和噴油器噴嘴的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化[1]．為了在發(fā)動(dòng)機(jī)效率和排放之間尋求最佳平衡，將噴油器與活塞進(jìn)行良好的匹配．由于噴孔直徑、噴孔數(shù)、噴孔布置和噴霧錐角等參數(shù)直接影響燃油的霧化、蒸發(fā)，進(jìn)而影響空氣與燃油的混合過(guò)程[2]．為了減小噴霧液滴的尺寸，噴嘴孔徑趨于減?。辉谳^高的噴射壓力下，使用較小的噴孔直徑可減小燃油貫穿距，從而避免液體燃油撞擊氣缸壁．使用較小的噴孔直徑還能增強(qiáng)燃油霧化和增加空氣夾帶等，這些都有助于提高空氣與燃油的混合，從而形成更均勻的混合氣，最終降低碳煙排放和燃油消耗，但同時(shí)會(huì)增加氮氧化物的排放．然而，較小的噴孔直徑會(huì)增加噴油持續(xù)時(shí)間，且難以獲取足夠高的噴油速率并導(dǎo)致燃燒效率降低，因而必須通過(guò)增加噴射壓力來(lái)提高噴油速率．增加噴孔的數(shù)量會(huì)使噴射的油束重疊，顆粒排放增加．有研究顯示，直徑較小的噴孔對(duì)應(yīng)的噴孔數(shù)量越多，會(huì)造成噴射的穿透性下降，影響空氣與燃油的混合質(zhì)量，從而不利于提升重載柴油機(jī)的指示熱效率．

噴孔截面面積是噴嘴結(jié)構(gòu)的一個(gè)重要特征，因?yàn)樗鼘?duì)噴嘴內(nèi)部流場(chǎng)特性以及噴嘴上的空化現(xiàn)象和湍流的演變具有重要影響[3]．與圓柱孔形狀相比，K形噴孔(錐形噴孔)具有噴射角小、穿透力強(qiáng)、噴射速度高和噴射特性穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)．Benajes等[4]研究了兩種不同噴嘴孔形狀(圓柱形和錐形)的流動(dòng)特性表明，錐形噴嘴比圓柱形噴嘴具有更高的流量系數(shù)．研究還發(fā)現(xiàn)，由于空化現(xiàn)象的出現(xiàn)，高噴射壓力下的流動(dòng)潰滅(flow collapsing)只發(fā)生在圓柱形噴嘴處．Desantes等[5]分析了噴嘴錐度對(duì)空化形成的影響表明，增大K因子值(K系數(shù))可以有效降低空化出現(xiàn)的可能性．研究還表明，錐形噴嘴在減少點(diǎn)火延遲的同時(shí)，由于霧化增強(qiáng)和更好的空燃混合，在減少碳煙排放方面具有潛力．但由于擴(kuò)散燃燒水平較高，其產(chǎn)生了較高的氮氧化物排放量[6]．Kong等[7]對(duì)K形噴孔進(jìn)行了升級(jí)，即在K形噴孔基礎(chǔ)上對(duì)噴孔入口加工了一個(gè)相對(duì)較大的圓形邊緣，形成Ks噴孔，其優(yōu)點(diǎn)是在進(jìn)口段可以更高效地將燃油壓力轉(zhuǎn)化為噴霧速度，并可以減少油束在噴孔下游的流動(dòng)分離．

許多研究還表明，燃燒室、渦流比和噴油器之間存在一個(gè)最佳組合，可以最大限度地提高燃油效率并降低發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣排放．因此，有必要對(duì)噴孔的幾何形狀進(jìn)行研究，使噴孔與燃燒室達(dá)到最佳匹配．筆者在裝有高壓共軌系統(tǒng)的單缸重載柴油機(jī)上進(jìn)行了試驗(yàn)，分析噴孔直徑、噴孔形狀和噴霧錐角等幾何參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒、排放和效率的影響，并根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)NOx排放量和歐Ⅵ法規(guī)NOx限值估算了選擇性催化還原(SCR)系統(tǒng)中尿素消耗量，進(jìn)行了發(fā)動(dòng)機(jī)總體效率分析，以確定總液體消耗最低的噴油嘴幾何結(jié)構(gòu)．

1 試驗(yàn)建立

1.1 臺(tái)架及發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

在單缸重載柴油機(jī)試驗(yàn)臺(tái)上開(kāi)展了試驗(yàn)，測(cè)試臺(tái)架如圖1所示．壓縮空氣由帶有閉環(huán)控制的AVL 515滑片壓縮機(jī)組供應(yīng)，該機(jī)組與電機(jī)相連．用熱式質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量進(jìn)氣質(zhì)量流量．在進(jìn)氣和排氣系統(tǒng)中安裝了兩個(gè)大的緩沖罐，以抑制由于發(fā)動(dòng)機(jī)的氣體交換引起的進(jìn)氣和排氣歧管中的壓力波動(dòng)．同時(shí)還安裝了兩個(gè)壓力傳感器來(lái)測(cè)量進(jìn)氣和排氣口的瞬時(shí)壓力．進(jìn)氣歧管壓力由進(jìn)氣節(jié)流閥微調(diào)，而排氣背壓則通過(guò)位于排氣緩沖罐下游的蝶閥獨(dú)立控制．燃油質(zhì)量流量則是通過(guò)兩個(gè)Coriolis流量計(jì)分別測(cè)量燃油系統(tǒng)供應(yīng)的總?cè)加土髁亢蛷母邏河捅眉皣娪推骰亓骰貋?lái)的燃油流量，最終發(fā)動(dòng)機(jī)消耗的燃油流量為這兩個(gè)燃油質(zhì)量流量計(jì)測(cè)得的流量之差．

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意Fig.1 Schematic diagram of test bench

從圖1中還可知，瞬時(shí)缸內(nèi)壓力通過(guò)采樣間隔最小為0.25°CA的壓電式壓力傳感器測(cè)量．采集的200個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)的缸壓數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)電荷放大器記錄和進(jìn)行平均，然后用于放熱率(HRR)計(jì)算，即

式中：γ為發(fā)動(dòng)機(jī)比熱比，研究中默認(rèn)為常量，取值為1.33；p和V分別為發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力和容積；θ為發(fā)動(dòng)機(jī)的曲軸轉(zhuǎn)角．

排放測(cè)試使用Horiba排放分析儀測(cè)量廢氣(NOx、HC、CO2和CO)．為了進(jìn)行高壓取樣并避免冷凝，在排氣取樣點(diǎn)和排放分析儀之間使用了高壓取樣模塊和加熱管．使用AVL 415SE煙度計(jì)在排氣背壓閥下游測(cè)量煙度，然后根據(jù)文獻(xiàn)[8]將測(cè)得的煙度數(shù)FSN轉(zhuǎn)化為以mg/m3表示．最后根據(jù)文獻(xiàn)[9]將所有測(cè)得的排放轉(zhuǎn)化為以凈指示氣體排放表示．

研究用發(fā)動(dòng)機(jī)是根據(jù)玉柴K系列柴油機(jī)改裝的單缸柴油機(jī)，其中燃燒室形狀為縮口ω型，進(jìn)氣方式采用基于螺旋氣道的強(qiáng)渦流氣流運(yùn)動(dòng)形式．其基本參數(shù)如表1所示．

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of engines

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案說(shuō)明

表2為5個(gè)噴油器基本參數(shù)，開(kāi)展了試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案(design of experiment，DOE)研究分析，它們具有不同的燃油質(zhì)量流量、噴嘴孔結(jié)構(gòu)布置和噴霧錐角．其中噴嘴孔結(jié)構(gòu)布置如圖2所示．圖2a為圓柱形狀的噴孔；圖2b為帶倒角的K噴孔；圖2c為錐形噴孔，在K噴孔基礎(chǔ)上加大倒角幅度．

表2 噴油器基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of injectors

圖2 不同噴油器噴孔形狀對(duì)比Fig.2 Comparison of different nozzle hole-shapes

選擇圓柱形和Ks噴孔進(jìn)行試驗(yàn)對(duì)比．其中Ks噴孔的錐度大小定義為K因子，如公式(2)所示．

式中：Din為噴孔內(nèi)孔直徑；Dout為噴孔外孔直徑；L為噴孔的長(zhǎng)度．

試驗(yàn)工況從歐洲穩(wěn)態(tài)循環(huán)(ESC)中選擇6個(gè)工況點(diǎn)進(jìn)行，如表3所示．通過(guò)比較5個(gè)不同噴嘴幾何結(jié)構(gòu)噴油器的測(cè)試結(jié)果，從發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放方面找出最佳的噴油器．

表3 發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況Tab.3 Operation conditions of engines

在表3中的每個(gè)工況點(diǎn)，進(jìn)行兩種不同的噴射壓力下的單次噴射，噴油壓力pinj分別為130MPa和170MPa；在最大缸內(nèi)壓力限值180MPa的范圍內(nèi)，通過(guò)噴油正時(shí)(SOI)掃點(diǎn)的方式進(jìn)行試驗(yàn)尋優(yōu)，獲得最低燃油消耗率，同時(shí)分析噴油器在不同工況和不同噴油策略下對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性和排放的影響．

2 結(jié)果分析

2.1 噴嘴形狀的影響

通過(guò)對(duì)燃燒相關(guān)指標(biāo)分析表2的圓柱噴孔(噴油器5)和Ks噴孔(噴油器3)的差異，圖3顯示了所有測(cè)試點(diǎn)的著火延遲，其中著火延遲定義為噴油時(shí)刻至燃燒放熱量累積5%這段期間對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角．從圖3中可以看出，Ks孔噴油器的著火延遲比圓柱孔噴油器的著火延遲要短．這是由于Ks孔的流量系數(shù)較高，空化的可能性較小[10]，從而增強(qiáng)了噴射燃料的霧化穩(wěn)定性，使燃油霧化質(zhì)量提升，從而改善缸內(nèi)空氣與燃油的混合效果，放熱始點(diǎn)提前．

圖3 著火延遲對(duì)比Fig.3 Comparison of ignition delay

圖4 為發(fā)動(dòng)機(jī)在相同噴油正時(shí)下改變?nèi)加蛧娚鋲毫r(shí)兩個(gè)不同噴孔形狀的噴油器在1147r/min、50%負(fù)荷工況下的缸內(nèi)壓力和放熱率對(duì)比．Ks孔噴油器導(dǎo)致較短的著火滯燃期使燃燒始點(diǎn)提前，從而增加壓力升高率．但由于預(yù)混燃燒程度較低，導(dǎo)致放熱速率的峰值較低．另外，噴射壓力增加能改善空燃混合，帶來(lái)更高的放熱率峰值．

圖4 兩種噴油器在50%負(fù)荷和1147r/min時(shí)燃燒特征分析Fig.4 Combustion characteristic analysis for the two injectors with 50% load and 1147r/min

圖5顯示了在1147r/min、50%負(fù)荷下兩種噴油器在不同SOI下的發(fā)動(dòng)機(jī)性能．與圓柱孔相比，Ks孔在恒定SOI和噴射壓力下指示燃油消耗率(ISFC)較佳．這主要是因?yàn)楫?dāng)燃料轉(zhuǎn)換效率提高時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)維持相同的功率輸出所需的燃油噴射量減少，從而過(guò)量空氣系數(shù)較高．同時(shí)還可以看到較高的過(guò)量空氣系數(shù)和較早的燃燒有助于降低排氣溫度．因此，Ks孔噴油器中更快速的燃燒導(dǎo)致更高效的燃油轉(zhuǎn)化和更低的傳熱損失，最終Ks孔噴油器比圓柱孔噴油器的指示熱效率平均提高了1.6%．此外，提前噴油結(jié)合高噴射壓力有助于提高指示熱效率，從而降低燃油消耗率，這是由于改善了混合氣的質(zhì)量和提高了預(yù)混燃燒的程度．但是噴射壓力對(duì)兩種噴油器在燃油消耗率上的影響基本相似．

圖5 兩種噴油器在50%負(fù)荷和1147r/min時(shí)性能指標(biāo)Fig.5 Performance index for the two injectors with 50%load and 1147r/min

圖6 為兩種噴油器在不同噴射壓力和噴油提前角下的廢氣(NOx、soot和HC和CO)排放．所有的方案均顯示，提前噴油和提高噴射壓力均能降低soot排放，但NOx排放會(huì)顯著增加．與圓柱孔相比，Ks孔形狀噴油器的碳煙排放較低，且對(duì)噴油正時(shí)和噴射壓力的敏感性也較低．這是因?yàn)镵s孔能增強(qiáng)空氣燃料混合和具有更高的過(guò)量空氣系數(shù)．在給定的噴油正時(shí)下，Ks孔的NOx排放量略低于圓柱孔噴油器，這是由于預(yù)混燃燒程度相對(duì)較低導(dǎo)致燃燒溫度峰值較低所致．噴油正時(shí)和噴射壓力的變化對(duì)HC的排放影響不大；但與圓柱孔噴油器相比，Ks孔噴油器增加了HC排放．這可能是因?yàn)楫?dāng)量比較低、火焰淬火風(fēng)險(xiǎn)較高以及廢氣溫度降低，這使得HC在后期燃燒過(guò)程中氧化程度降低[8]．

圖7為6個(gè)測(cè)試點(diǎn)采用相同的噴油正時(shí)和噴射壓力下Ks孔噴油器和圓柱孔噴油器在燃油消耗率和排放方面所取得的效益．整體來(lái)看，兩種噴油器的NOx排放差別不大．Ks孔噴油器在較低的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下，NOx排放略有降低，而在較高的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下，NOx排放有所增加．但在所有工況下，使用Ks孔噴油器均可顯著降低碳煙排放．這主要是由于Ks孔噴油器具有更好的燃油霧化和更高的過(guò)量空氣系數(shù)[9]．Ks孔噴油器在大多數(shù)測(cè)試點(diǎn)對(duì)應(yīng)的燃油消耗率都有所降低，這是因?yàn)榇钆銴s孔噴油器的發(fā)動(dòng)機(jī)混合氣質(zhì)量提升，燃燒過(guò)程加快，燃燒溫度和廢氣溫度降低，從而改善了燃燒質(zhì)量和降低了傳熱損失．因此，確定了Ks孔形狀的噴油器為最佳噴油器，在后續(xù)研究中將進(jìn)一步優(yōu)化其各項(xiàng)參數(shù)．

圖7 排放與燃油消耗率對(duì)比Fig.7 Comparison of emission and fuel consumption

2.2 噴孔直徑的影響

排放污染物與燃油噴射特性，特別是瞬時(shí)燃油流量、噴霧的演變及其與燃燒室內(nèi)與新鮮空氣的相互作用有著密切的關(guān)系[11]．對(duì)具有不同噴油器流量(即不同孔徑)的兩個(gè)Ks孔噴油器(即表2中噴油器1和3)進(jìn)行了比較．噴油器流量越高，表明噴嘴孔直徑越大．

圖8顯示了兩個(gè)不同燃油流量的噴油器在1147 r/min和50%負(fù)荷時(shí)缸內(nèi)壓力和放熱率變化情況．噴油器流量減小(孔徑減小)時(shí)，燃燒提前，這是因?yàn)檩^小孔徑噴射的液滴較小，其霧化、蒸發(fā)和混合速度更快，形成可燃混合物所需的時(shí)間較短．結(jié)果表明：油、氣混合速度加快，預(yù)混燃燒比例減少，放熱率峰值越低；而更早的放熱導(dǎo)致缸內(nèi)壓力峰值更高．

圖8 不同燃油流量在50%負(fù)荷和1147r/min時(shí)缸內(nèi)壓力和放熱率Fig.8 Cylinder pressure and heat release rate of the injector with 50% load and 1147r/min atdifferent fuel flow rates

圖9顯示不同噴射壓力和提前角下噴油器流量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響．相對(duì)較大流量噴油器的燃油消耗率更低，指示效率更高，排溫更低，過(guò)量空氣系數(shù)更大．這是因?yàn)檩^大的噴孔會(huì)產(chǎn)生較長(zhǎng)的燃油貫穿距和較短的噴射持續(xù)時(shí)間，燃油噴射持續(xù)期的縮短能在一定程度上延長(zhǎng)燃油與空氣的混合時(shí)間，從而使燃油與空氣混合更加充分．另外，噴油持續(xù)期短能減短燃燒持續(xù)期，較大的過(guò)量空氣系數(shù)使缸內(nèi)平均燃燒溫度較低，從而降低氣缸壁的熱損失，也會(huì)進(jìn)一步改善燃油消耗率[12]．

圖9 不同燃油流量在50%負(fù)荷和1147r/min時(shí)性能對(duì)比Fig.9 Performance comparison of the engine with 50% load and 1147r/min at different fuel flow rates

圖10 顯示了在不同噴射壓力和噴油正時(shí)下不同方案的排放對(duì)比．小流量噴油器的NOx排放較低，主要是噴油持續(xù)期延長(zhǎng)導(dǎo)致燃燒持續(xù)期更長(zhǎng)，燃燒重心靠后，燃燒溫度降低．而小流量噴油器的噴霧粒徑更小，同時(shí)小流量噴油器更小的噴霧貫穿距有利于減小燃油撞壁風(fēng)險(xiǎn)，這些因素都有利于減少碳煙生成．另外，小流量噴油器的HC排放顯著降低，是因?yàn)樾×髁繃娍棕灤┚嚯x段，噴霧顆粒小，霧化效果好，因而點(diǎn)火延遲短；并且可以減少局部過(guò)稀的混合氣，這是產(chǎn)生未燃HC排放的主要來(lái)源．

圖10 不同燃油流量在50%負(fù)荷和1147r/min時(shí)排放對(duì)比Fig.10 Emission comparison of the injector with 50% load and 1147r/min at different fuel flow rates

圖11為兩種噴油器研究的6個(gè)工況下的性能及排放對(duì)比．大流量噴油器在燃油消耗率方面占優(yōu)，在排放上的表現(xiàn)整體不如小流量噴油器．

圖11 兩種噴油器的NOx和soot排放及ISFC比較Fig.11 Comparison of NOx，soot，and ISFC for the two injetors

2.3 噴孔噴霧錐角影響

噴油器凸出高度可以通過(guò)安裝在噴油器和氣缸蓋之間的墊圈進(jìn)行調(diào)整，墊圈越厚噴油器伸出量越?。治隽藝婌F錐角與墊圈厚度對(duì)性能及排放的影響，探索各噴油器的最佳墊圈厚度，以使其與燃燒室和所采用的噴射策略相匹配．

為了更好地確定每個(gè)噴油器的最佳墊圈厚度，繪制了3個(gè)噴油器(即表2中噴油器2～4)的發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率廢氣排放隨墊圈厚度的變化，如圖12所示．結(jié)果表明，噴射錐角越大，結(jié)合使用較薄的墊圈厚度來(lái)提高噴射器的突出高度，獲得更好的發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率和更低的廢氣排放，反之亦然．

圖12 不同墊圈厚度下的排放及性能對(duì)比Fig.12 Comparison of emission and performance of the engine under different washer thicknesses

2.4 發(fā)動(dòng)機(jī)總效率分析

重型柴油機(jī)SCR系統(tǒng)中尿素水溶液的消耗必須作為用戶使用成本進(jìn)行考慮，需將燃油消耗量與尿素消耗量終合考慮，即得到發(fā)動(dòng)機(jī)總效率指標(biāo)．在噴油器幾何形狀的研究中，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)總體效率進(jìn)行分析，以確定獲得最低總液體消耗的最佳噴油器配置．

根據(jù)文獻(xiàn)[13—15]，SCR系統(tǒng)中的尿素消耗量murea可估算為每g/(kW·h)氮氧化物還原所需的柴油當(dāng)量燃料流量 mdiesel的1%，以滿足歐Ⅵ對(duì)NOx排放的限值NOxⅥ(0.4g/(kW·h))，即

式中：N Oxout為發(fā)動(dòng)機(jī)NOx排放．

由于不同國(guó)家和地區(qū)的柴油和尿素的相對(duì)價(jià)格不同，假定尿素的價(jià)格與柴油相同．將柴油燃油消耗率加上尿素的估算使用量murea，即可計(jì)算出總的液體消耗量mtotal．

通過(guò)公式(5)可算出總的熱效率NIEcorr．

式中：Pi為凈功率；柴油低熱值LHVdiesel＝42.9MJ/kg．

圖13全面評(píng)估了3個(gè)搭配不同噴霧錐角的噴油器分別在50%和100%負(fù)荷下對(duì)總液體消耗量和總效率的影響．工況點(diǎn)為50%負(fù)荷時(shí)總液體消耗量明顯偏低，而工況點(diǎn)為100%負(fù)荷時(shí)總液體消耗量明顯偏高．這是因?yàn)殡S著負(fù)荷的增大，柴油消耗量增多同時(shí)原排NOx生成增加，最終導(dǎo)致尿素消耗量增大，因而總液體消耗量在100%負(fù)荷時(shí)明顯比50%負(fù)荷大．噴霧錐角為146°和153°的噴油器可降低總液體消耗，并提高總效率．這是由于最小噴霧錐角噴油器的NOx排放較低．當(dāng)在發(fā)動(dòng)機(jī)滿負(fù)荷下進(jìn)行比較時(shí)，最小噴霧錐角的噴油器在降低NOx排放和總?cè)加拖穆史矫姹憩F(xiàn)出更大的潛力，從而導(dǎo)致NIEcorr的增加．

圖13 50%和100%負(fù)荷下的總液體消耗量和總效率分析Fig.13 Analyses of total fluid consumption and overall efficiency at 50% and 100% loads

在合適的噴油器墊圈厚度下，優(yōu)化噴霧錐角有可能改善NIEcorr以及總的液體消耗量，降低發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行成本．根據(jù)研究結(jié)果確定了噴霧錐角為146°結(jié)合墊圈厚度為2.0mm時(shí)的噴油器為實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)和后處理NOx排放控制最佳平衡的最優(yōu)噴油器結(jié)構(gòu)．

3 結(jié)論

(1) 相對(duì)于圓柱孔噴嘴，由于Ks孔噴嘴的燃油霧化效果更佳，且具有更高的流量系數(shù)及更長(zhǎng)的貫穿距，導(dǎo)致燃油與空氣混合更加充分，從而使得燃油消耗量和顆粒排放更低，但NOx排放略高．

(2) 與小流量噴油器(小孔徑)相比，更高流量(較大孔徑)噴油器能達(dá)到更低的燃油消耗率，這是因?yàn)榭s短了噴油持續(xù)期，并具有更大的貫穿距；但同時(shí)燃油液滴增大，霧化效果變差；更長(zhǎng)的噴射距離生成更強(qiáng)的液滴霧化沖擊以及較差的空氣利用，導(dǎo)致大流量噴嘴產(chǎn)生較高的碳煙排放．

(3) 噴嘴凸出高度顯著影響噴射燃油與燃燒室的相互作用，從NOx-soot和NOx-ISFC角度考慮，大噴霧錐角需要匹配更大的凸出高度，小噴霧錐角則需要小的凸出高度．

(4) 在噴孔幾何結(jié)構(gòu)優(yōu)化時(shí)，發(fā)現(xiàn)噴油正時(shí)和噴射壓力影響顯著，噴油正時(shí)可以改變噴油時(shí)刻活塞在缸內(nèi)的位置，而噴射壓力對(duì)噴油油束的穿透力有很大影響．

(5) 發(fā)動(dòng)機(jī)整體效率分析表明，最小噴射角為146°且墊圈厚度為2.0mm，結(jié)合Ks孔布局和1.7L/min流量的噴油器，可實(shí)現(xiàn)較低的氮氧化物排放，從而達(dá)到最低的總液體消耗量和較高的總效率，有助于最大限度地降低發(fā)動(dòng)機(jī)的總運(yùn)行成本．