基于柴油機排氣熱管理的噴油策略控制試驗研究

王建，曹政，張多軍，劉勝吉

(1.江蘇大學汽車與交通工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.無錫偉博汽車科技有限公司，江蘇 無錫 214000)

當前，大氣中的顆粒物污染問題日益嚴峻，柴油機的PM排放問題突出，面對排放法規(guī)的日趨嚴格，顆粒捕集器(DPF)被認為是解決柴油機PM排放最有效的手段[1-3]。但DPF的再生一直是制約其發(fā)展的關(guān)鍵因素[4-5]，再生方法及其控制策略的研究是DPF技術(shù)研究的主要方向。目前，DPF再生系統(tǒng)主要有主動再生系統(tǒng)和被動再生系統(tǒng)，各系統(tǒng)又對應不同的再生技術(shù)[6]，主動再生由于其再生的完全性和安全性已成為DPF再生方法的主流。

輕型柴油車由于受安裝空間及設備成本的限制，主要采用DOC輔助DPF的主動再生方法，通過空氣管理和多次燃油噴射的協(xié)調(diào)控制將DPF入口溫度提升至600 ℃左右，從而實現(xiàn)DPF的安全有效再生[7-8]。而輕型車NEDC(new European driving cycle)排放測試循環(huán)中，中、低速以及中、小負荷工況的排放所占權(quán)重較大，是排放控制重點區(qū)域之一。此外該區(qū)域排氣溫度普遍較低，無法滿足DPF再生溫度的要求，因此需要對排氣熱量管理主動控制策略進行研究，在保證DPF安全高效的再生溫度需求的同時，也要確保發(fā)動機動力性、經(jīng)濟性和排放性能的高效統(tǒng)一。

本研究以某輕型車用柴油機為研究對象，選取部分中小負荷工況重點研究噴油規(guī)律對柴油機排氣熱狀態(tài)、燃油消耗率、燃燒及排放過程的影響規(guī)律，并探討基于排氣熱管理的噴油控制策略。

1 試驗裝置及試驗方案

1.1 試驗裝置

試驗樣機是1臺高壓共軌直噴四缸車用柴油機，其基本參數(shù)見表1。樣機中燃油系統(tǒng)具備預噴、主噴和后噴的多次噴射能力，樣機在正常模式下(DPF非再生狀態(tài))主要采用“預噴+主噴”的噴油組合策略。試驗的后處理系統(tǒng)及臺架試驗整體布置見圖1。

表1 試驗樣機基本參數(shù)

圖1 臺架試驗結(jié)構(gòu)布置示意

試驗中采用KISLER 6127B傳感器測量氣缸壓力，數(shù)據(jù)采集則采用AVL INDCAM燃燒分析儀，采用HORIBA MEXA-7100FX測量排放氣體，煙度的測量采用AVL 415S煙度計，測功機采用HORIBA Dynas3電力測功機。

1.2 試驗方案

本研究針對低轉(zhuǎn)速中小負荷的排放控制區(qū)選取2個典型穩(wěn)態(tài)工況(轉(zhuǎn)速1 250 r/min，負荷率為25%和40%，分別記為工況1和工況2)作為研究對象，探索分析主噴正時、近后噴油量、主-近后噴間隔角(近后噴始點與主噴射終點之間的間隔角)及次后噴油量對發(fā)動機排氣熱狀態(tài)、燃燒及排放性能的影響規(guī)律，并探討基于排氣熱管理的噴油控制策略。為使試驗結(jié)果具有對比性及可操作性，研究過程中保持每循環(huán)總噴油量、預噴油量及預噴提前角、軌壓、增壓壓力等參數(shù)不變，試驗方案見表2。

表2 試驗方案

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 主噴提前角的影響

對于高壓共軌柴油機，主噴提前角作為主要調(diào)整參數(shù)，其對柴油機燃燒及排放性能均有很大影響[9]。試驗在工況1和工況2均保持循環(huán)供油量(17.5 mg/cycle和22.5 mg/cycle)不變的條件下，單獨對主噴提前角進行研究。圖2示出不同主噴提前角下燃燒特性的對比(樣機原定主噴提前角為-3° ATDC)。以工況1為例，由圖2可知，隨著主噴提前角的推遲，氣缸壓力及缸內(nèi)平均溫度均逐漸減小且燃燒重心后移，燃燒持續(xù)時間延長，并且預混合及擴散燃燒階段的瞬時放熱率峰值逐漸減小，其中當主噴定時推遲至3° ATDC時，燃燒壓力及最高燃燒溫度分別降低至4.05 MPa，1 573 K，降幅達18%，8.2%。其原因是：噴油推遲使得滯燃期縮短，滯燃期內(nèi)噴入燃燒室內(nèi)的油量較少，形成的可燃混合氣和前期氧化物的數(shù)量也較少[10]，致使混合氣燃燒時放熱量降低。此外，噴油的推遲使得柴油機燃燒過程更遠離上止點，燃燒溫度下降(見圖2c),這有助于降低NOx排放，但不利于炭煙后期氧化。同時從圖2d看出，隨著噴油的推遲，滯燃期縮短，預混燃燒比例減少，擴散燃燒比例增加，燃燒持續(xù)期不斷延長。

圖2 工況1主噴提前角對缸內(nèi)燃燒過程的影響

圖3示出不同主噴提前角下DOC及DPF入口溫度的變化規(guī)律。由圖3可知，隨著噴油定時的后移，DOC及DPF入口溫度均逐漸升高，其中工況1 DOC入口溫度由275 ℃提高到315 ℃，工況2 DOC入口溫度由300 ℃提高至330 ℃，這兩個工況點均實現(xiàn)了約10%的提升幅度；而DPF入口溫度均略低于DOC入口溫度。其原因是：DOC前HC排放量較少使得DOC內(nèi)部放熱量不足且DOC與DPF之間存在一定距離(見圖1)，散熱損失較大。

圖3 主噴提前角對DOC入口及DPF入口溫度的影響

圖4示出主噴提前角對燃油消耗率的影響。隨著噴油時刻的推遲，燃油消耗率逐漸增加，但其增加量相對較少，當主噴提前角推遲至3° ATDC時，工況1燃油消耗率增量最大為13 g/(kW·h)，增幅4.8%，而工況2燃油消耗率增量最大為9 g/(kW·h)，增幅3.7%。這是因為：推遲主噴使得噴入氣缸內(nèi)的燃油不能在上止點附近迅速燃燒，導致后燃期增加，有效熱效率下降，燃油消耗率增加。

圖5示出主噴提前角對發(fā)動機污染物生成的影響規(guī)律(排放測點在DOC上游)。由圖5可知，隨著噴油定時的推遲，HC和NOx排放量逐漸減少，而煙度逐漸增加。以工況1為例，當主噴提前角推遲至3°ATDC時，HC和NOx排放量分別降至78×10-6和250×10-6，降幅為32.7%和20.4%，而煙度增加至0.425 FSN，增幅為1.36倍。其原因是：推遲主噴使得缸內(nèi)最高燃燒溫度及燃燒壓力下降，燃燒變得柔和，因此NOx生成量減少。此外，推遲主噴使得滯燃期縮短，減少了預混燃燒的燃油量，提高了擴散燃燒的比例，有效促進了后燃，提高了缸內(nèi)局部混合氣區(qū)域的溫度，減少壁面淬熄的概率，有利于燃燒后期未燃HC進一步氧化，因此HC生成量減少。炭煙排放增加是因為噴油遲后使得燃油噴注在燃燒室貫穿過程中對空氣的卷吸作用減弱，導致各混合區(qū)的混合氣非均勻程度增大，增大了炭煙的生成速率，炭煙排放增加。

圖4 主噴提前角對燃油消耗率的影響

圖5 主噴提前角對排放的影響

2.2 近后噴參數(shù)的影響

試驗中保持循環(huán)總噴油量不變，僅把主噴后期的燃油挪出一部分用作近后噴射，其他參數(shù)保持不變。在主-近后噴間隔角為18°情況下，近后噴油量對缸內(nèi)壓力、瞬時放熱率及燃燒溫度的影響見圖6(工況2)。從圖6看出，示功圖中壓縮段及預噴燃燒段的曲線基本不變，由于引入近后噴會導致主噴油量減少，因此主燃燒段壓力有所下降，相應地主燃燒區(qū)的放熱率峰值減小，主燃燒持續(xù)期縮短，缸內(nèi)最高溫度不斷降低，并且該下降趨勢隨近后噴油量的增大而更加明顯。其中當近后噴油量增大至6 mg/cycle時，缸內(nèi)燃燒壓力及預混燃燒放熱率峰值分別降至5.57 MPa，63 J/(°)，降幅為10%，26.7%。此外，近后噴油量的增大使得放熱率第2峰值逐漸增大而且遲后，整個后燃期不斷增加，同時后噴油量的增加也使第3燃燒階段溫度增加越趨明顯，具體表現(xiàn)為當近后噴油量由2 mg增加至6 mg時，瞬時放熱率第3峰值增加至37.6 J/(°)，增幅為52.8%，相應地后燃期內(nèi)缸內(nèi)溫度由1 550 K增加至1 638 K，增幅為5.7%。

圖6 工況2近后噴油量對缸內(nèi)燃燒過程的影響

圖7示出近后噴油量及正時對DOC及DPF入口溫度的影響。以工況2為例，DOC及DPF入口溫度均隨著近后噴的推遲和近后噴油量的增加而逐漸升高。其中，當主-近后噴間隔角低于33°時，DOC入口溫度隨近后噴油量的增加提升并不明顯，增幅僅為3%～6%，當主-近后噴間隔角為48°時，DOC入口溫度提升效果最為顯著，增幅高達19.3%，達到358 ℃；而當主-近后噴間隔角進一步增大至55°時，隨著近后噴油量的增大DOC入口溫度增幅降低至10%，僅為330 ℃。其原因是：當主-近后噴間隔角過大時，后噴的燃油霧化效果變差，燃燒條件惡化，后噴的燃油不能及時氧化燃燒，生成未燃HC進入排氣管[11]，最終導致DOC入口溫度提升幅度降低。另一方面，由于近后噴噴油過遲，生成的未燃HC濃度并不高，因此DOC的升溫效果并不明顯，DPF入口溫度較低。

圖7 近后噴油量及正時對DOC及DPF入口溫度的影響

圖8示出工況2下近后噴油量及正時對燃油消耗率的影響(試驗樣機兩次噴射(預噴+主噴)時燃油消耗率為240 g/(kW·h))。由圖可知，隨著近后噴的推遲和近后噴油量的增加，燃油消耗率均呈增長的趨勢。當近后噴油量較少或主-近后噴間隔角較小時，近后噴的引入不會顯著增加燃油消耗率；而當近后噴油量進一步增大并且近后噴推遲時，燃油消耗率顯著增加，增加值最高可達43 g/(kW·h)，增幅為18%。這主要是由兩方面造成：1) 燃油消耗率主要取決于燃燒持續(xù)期[12-13]，

圖8 近后噴油量及正時對燃油消耗率的影響

隨著主-近后噴間隔角的增大，燃燒過程結(jié)束時刻也相應推遲，這就造成燃油消耗率的增加；2) 在一定的近后噴角下，近后噴油量的增加使得主噴油量減少，導致發(fā)動機功率輸出減小，因此燃油消耗率逐漸增加。

圖9示出工況2近后噴油量及正時對發(fā)動機排放污染物的影響。從圖9中看出，當近后噴油量增加及近后噴時刻推遲時，NOx排放量均呈下降趨勢。這是因為引入近后噴策略后，主噴燃油一部分作為后噴燃油燃燒，使得缸內(nèi)平均溫度降低(見圖6c)，因此NOx生成量減少，其中當近后噴油量為6 mg，主-近后噴間隔角為55°時，NOx排放量最低降至342×10-6，降幅為18.2%。炭煙排放量隨近后噴的變化情況較為復雜，隨著近后噴油量的增大及近后噴噴油時刻的推遲，炭煙排放先減少后增大。其原因是：近后噴的引入使主噴油量減少，使得燃燒前期炭煙生成減少，更主要的是后噴燃油進入缸內(nèi)增強了混合氣的擾動效果，促使氧氣進入燃燒產(chǎn)物區(qū)域，加速soot氧化，同時新噴入的燃油燃燒時使缸內(nèi)溫度升高，因此上述綜合作用使得炭煙排放量開始減少。但當近后噴油量過大時，后噴燃燒持續(xù)期變長，后噴燃油在壁面附近的高溫缺氧區(qū)域內(nèi)形成較多的混合蒸氣，從而導致炭煙生成量升高。相應地當近后噴噴油時刻過遲時，后噴擾動效果減弱，后噴燃料燃燒推遲，燃燒效率下降，燃燒產(chǎn)物區(qū)域內(nèi)的溫度降低，此時生成的炭煙無法再次氧化[14]，因此炭煙排放量也會升高。同時圖9c的結(jié)果表明，隨著近后噴油量的增加及后噴時刻的推遲，HC排放量逐漸增加。其中當主-近后噴間隔角低于33°時，HC排放量最大增幅僅為12%，而當主-近后噴間隔角增大至55°時，HC排放量最高可達110×10-6，增幅為69%。其原因是：當主-后噴間隔過大時，后噴燃油和空氣的混合變差，同時缸內(nèi)溫度及壓力較低，不利于混合氣的燃燒，因此未燃HC排放量增加。

圖9 工況2近后噴油量及正時對排放的影響

2.3 缸內(nèi)次后噴參數(shù)的影響

由于燃油次后噴是在排氣門開啟之后噴油(樣機排氣門開啟時刻為140° ATDC)，因此試驗中只分析次后噴油量對DOC升溫性能及發(fā)動機燃油經(jīng)濟性的影響。

圖10示出次后噴油量對DOC升溫特性的影響。以工況2為例，次后噴油量為0 mg時，DPF入口溫度略低于DOC入口溫度，隨著次后噴油量的增加，DOC入口溫度基本不變，而DPF入口溫度顯著增加，當次后噴油量增至3 mg/cycle時，兩者溫差達210 ℃，增幅為70%。其原因是：次后噴噴油過遲，缸內(nèi)壓力及溫度較低，因此次后噴噴入的燃油基本未燃，成為HC排放源并隨排氣排出供DOC氧化放熱提升DPF入口溫度；次后噴油量越大，生成未燃HC量越多，DPF入口溫度提升也就越明顯。

圖10 次后噴油量對DPF入口溫度的影響

圖11示出次后噴油量對HC逃逸量的影響。由圖可知，無次后噴時，工況1和工況2下DOC入口的HC濃度較低，HC逃逸量也較低，當次后噴油量逐漸增大時，DOC前端HC排放量顯著增加，HC逃逸量呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢，但工況2 HC逃逸量始終低于工況1。其原因是:當次后噴油量較小時，DOC入口HC濃度較低，HC與DOC內(nèi)部催化涂覆的有效接觸面積較小，氧化反應不均勻，HC逃逸量較大；當次后噴油量繼續(xù)增大時，一方面，未燃HC與DOC內(nèi)部催化涂覆的有效接觸面積增加提高了氧化反應速率，另一方面，前期氧化的一部分未燃HC氧化放熱提高DOC內(nèi)部溫度從而加快了氧化還原反應，因此HC逃逸量略有減小。工況1發(fā)動機排氣溫度較低，其DOC入口溫度低于280 ℃，因此DOC中催化劑活性較低，HC轉(zhuǎn)化效率下降，最終導致HC逃逸量略高于工況2。

圖11 次后噴油量對HC逃逸量的影響

圖12示出次后噴油量對燃油消耗率的影響。由圖12可知，隨著次后噴油量的增加，燃油消耗率逐漸增加，以工況1為例，當次后噴油量為3 mg時，燃油消耗率最大增值為40 g/(kW·h)，增幅為14.6%。其原因是次后噴噴油時刻過遲，缸內(nèi)壓力及溫度較低，大部分燃油在缸內(nèi)基本未燃，僅小部分燃油氧化放熱，但其熱量并沒有轉(zhuǎn)化為發(fā)動機的有效功，而是被發(fā)動機排氣帶走，因此燃油消耗率逐漸增加。此外，缸內(nèi)次后噴燃油蒸發(fā)效率降低，使得更多燃油粘附在氣缸壁，極大地降低了次后噴燃油利用效率，因此燃油消耗率也會增加，同時未汽化的次后噴燃油沿缸壁進入油底殼，額外增大了機油稀釋的風險[15]。

圖12 次后噴油量對燃油消耗率的影響

3 全工況區(qū)域內(nèi)噴油控制策略

最終根據(jù)試驗樣機全工況區(qū)域內(nèi)排氣溫度分布狀態(tài)(見圖13)提出各區(qū)域內(nèi)升溫的噴油控制策略(見圖14)：在對升溫要求較高的低溫區(qū)采用“近后噴+次后噴”的噴油組合，并且采用較大噴油量；在中等負荷區(qū)域依然采用“近后噴+次后噴”的噴油組合，但適當減小噴油量；在大負荷區(qū)域采用“主噴+次后噴”的噴油組合，同時推遲主噴并繼續(xù)減少次后噴油量；而在接近外特性的高溫區(qū)則采用“主噴+次后噴”的噴油組合，減少次后噴油量的同時考慮動力性需將主噴提前。此外，在后續(xù)試驗研究中還應考慮到與進氣節(jié)流策略的耦合優(yōu)化，最終達到DPF再生溫度目標與柴油機各項性能的協(xié)調(diào)統(tǒng)一。

圖13 全工況區(qū)域排氣溫度分布

圖14 全工況區(qū)域噴油策略組合

4 結(jié)論

a) 推遲主噴提前角使得滯燃期縮短，缸內(nèi)燃燒壓力、最高燃燒溫度下降，燃燒重心后移，NOx及HC排放量降低，煙度、燃油消耗率增加，DOC及DPF入口溫度增幅較小;

b) 增加近后噴油量使得主燃燒段壓力及放熱率峰值下降，放熱率第2峰峰值增大且遲后，后燃期增加；增大近后噴油量及主-近后噴間隔角能顯著提升DOC入口溫度，同時能有效改善煙度及NOx排放;

c) 增加次后噴油量能顯著提升DPF入口溫度，最高增幅達70%，同時燃油消耗率及HC逃逸量增加;

d) 依據(jù)樣機全工況排溫分布狀態(tài)得出各區(qū)域滿足DPF主動再生溫度需求的噴油控制策略：低溫低負荷區(qū)域采用“近后噴+次后噴”的噴油組合，并且采用較大噴油量；中大負荷區(qū)域逐漸減少近后噴，直至無近后噴，同時將主噴適當提前。

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