王建，曹政，張多軍，劉勝吉

(1.江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.無(wú)錫偉博汽車科技有限公司，江蘇 無(wú)錫 214000)

當(dāng)前，大氣中的顆粒物污染問題日益嚴(yán)峻，柴油機(jī)的PM排放問題突出，面對(duì)排放法規(guī)的日趨嚴(yán)格，顆粒捕集器(DPF)被認(rèn)為是解決柴油機(jī)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(dòng)再生系統(tǒng)和被動(dòng)再生系統(tǒng)，各系統(tǒng)又對(duì)應(yīng)不同的再生技術(shù)[6]，主動(dòng)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(shè)備成本的限制，主要采用DOC輔助DPF的主動(dòng)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(shí)現(xiàn)DPF的安全有效再生[7-8]。而輕型車NEDC(new European driving cycle)排放測(cè)試循環(huán)中，中、低速以及中、小負(fù)荷工況的排放所占權(quán)重較大，是排放控制重點(diǎn)區(qū)域之一。此外該區(qū)域排氣溫度普遍較低，無(wú)法滿足DPF再生溫度的要求，因此需要對(duì)排氣熱量管理主動(dòng)控制策略進(jìn)行研究，在保證DPF安全高效的再生溫度需求的同時(shí)，也要確保發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性能的高效統(tǒng)一。

本研究以某輕型車用柴油機(jī)為研究對(duì)象，選取部分中小負(fù)荷工況重點(diǎn)研究噴油規(guī)律對(duì)柴油機(jī)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(yàn)裝置及試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)裝置

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

表1 試驗(yàn)樣機(jī)基本參數(shù)

圖1 臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)構(gòu)布置示意

試驗(yàn)中采用KISLER 6127B傳感器測(cè)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(cè)量排放氣體，煙度的測(cè)量采用AVL 415S煙度計(jì)，測(cè)功機(jī)采用HORIBA Dynas3電力測(cè)功機(jī)。

1.2 試驗(yàn)方案

本研究針對(duì)低轉(zhuǎn)速中小負(fù)荷的排放控制區(qū)選取2個(gè)典型穩(wěn)態(tài)工況(轉(zhuǎn)速1 250 r/min，負(fù)荷率為25%和40%，分別記為工況1和工況2)作為研究對(duì)象，探索分析主噴正時(shí)、近后噴油量、主-近后噴間隔角(近后噴始點(diǎn)與主噴射終點(diǎn)之間的間隔角)及次后噴油量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)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(yàn)結(jié)果具有對(duì)比性及可操作性，研究過程中保持每循環(huán)總噴油量、預(yù)噴油量及預(yù)噴提前角、軌壓、增壓壓力等參數(shù)不變，試驗(yàn)方案見表2。

表2 試驗(yàn)方案

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 主噴提前角的影響

對(duì)于高壓共軌柴油機(jī)，主噴提前角作為主要調(diào)整參數(shù)，其對(duì)柴油機(jī)燃燒及排放性能均有很大影響[9]。試驗(yàn)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(dú)對(duì)主噴提前角進(jìn)行研究。圖2示出不同主噴提前角下燃燒特性的對(duì)比(樣機(jī)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(shí)間延長(zhǎng)，并且預(yù)混合及擴(kuò)散燃燒階段的瞬時(shí)放熱率峰值逐漸減小，其中當(dāng)主噴定時(shí)推遲至3° ATDC時(shí)，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(dá)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(shí)放熱量降低。此外，噴油的推遲使得柴油機(jī)燃燒過程更遠(yuǎn)離上止點(diǎn)，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(shí)從圖2d看出，隨著噴油的推遲，滯燃期縮短，預(yù)混燃燒比例減少，擴(kuò)散燃燒比例增加，燃燒持續(xù)期不斷延長(zhǎng)。

圖2 工況1主噴提前角對(duì)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(shí)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(gè)工況點(diǎn)均實(shí)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(duì)DOC入口及DPF入口溫度的影響

圖4示出主噴提前角對(duì)燃油消耗率的影響。隨著噴油時(shí)刻的推遲，燃油消耗率逐漸增加，但其增加量相對(duì)較少，當(dāng)主噴提前角推遲至3° ATDC時(shí)，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?yàn)椋和七t主噴使得噴入氣缸內(nèi)的燃油不能在上止點(diǎn)附近迅速燃燒，導(dǎo)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)污染物生成的影響規(guī)律(排放測(cè)點(diǎn)在DOC上游)。由圖5可知，隨著噴油定時(shí)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(dāng)主噴提前角推遲至3°ATDC時(shí)，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(yù)混燃燒的燃油量，提高了擴(kuò)散燃燒的比例，有效促進(jìn)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(jìn)一步氧化，因此HC生成量減少。炭煙排放增加是因?yàn)閲娪瓦t后使得燃油噴注在燃燒室貫穿過程中對(duì)空氣的卷吸作用減弱，導(dǎo)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(duì)燃油消耗率的影響

圖5 主噴提前角對(duì)排放的影響

2.2 近后噴參數(shù)的影響

試驗(yàn)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(duì)缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)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(yù)噴燃燒段的曲線基本不變，由于引入近后噴會(huì)導(dǎo)致主噴油量減少，因此主燃燒段壓力有所下降，相應(yīng)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(shì)隨近后噴油量的增大而更加明顯。其中當(dāng)近后噴油量增大至6 mg/cycle時(shí)，缸內(nèi)燃燒壓力及預(yù)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(gè)后燃期不斷增加，同時(shí)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(dāng)近后噴油量由2 mg增加至6 mg時(shí)，瞬時(shí)放熱率第3峰值增加至37.6 J/(°)，增幅為52.8%，相應(yīng)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(duì)缸內(nèi)燃燒過程的影響

圖7示出近后噴油量及正時(shí)對(duì)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(dāng)主-近后噴間隔角低于33°時(shí)，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(dāng)主-近后噴間隔角為48°時(shí)，DOC入口溫度提升效果最為顯著，增幅高達(dá)19.3%，達(dá)到358 ℃；而當(dāng)主-近后噴間隔角進(jìn)一步增大至55°時(shí)，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(dāng)主-近后噴間隔角過大時(shí)，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(shí)氧化燃燒，生成未燃HC進(jìn)入排氣管[11]，最終導(dǎo)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(shí)對(duì)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(shí)對(duì)燃油消耗率的影響(試驗(yàn)樣機(jī)兩次噴射(預(yù)噴+主噴)時(shí)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(zhǎng)的趨勢(shì)。當(dāng)近后噴油量較少或主-近后噴間隔角較小時(shí)，近后噴的引入不會(huì)顯著增加燃油消耗率；而當(dāng)近后噴油量進(jìn)一步增大并且近后噴推遲時(shí)，燃油消耗率顯著增加，增加值最高可達(dá)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(shí)對(duì)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(shí)刻也相應(yīng)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(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)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(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放污染物的影響。從圖9中看出，當(dāng)近后噴油量增加及近后噴時(shí)刻推遲時(shí)，NOx排放量均呈下降趨勢(shì)。這是因?yàn)橐虢髧姴呗院?，主噴燃油一部分作為后噴燃油燃燒，使得缸?nèi)平均溫度降低(見圖6c)，因此NOx生成量減少，其中當(dāng)近后噴油量為6 mg，主-近后噴間隔角為55°時(shí)，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(fù)雜，隨著近后噴油量的增大及近后噴噴油時(shí)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(jìn)入缸內(nèi)增強(qiáng)了混合氣的擾動(dòng)效果，促使氧氣進(jìn)入燃燒產(chǎn)物區(qū)域，加速soot氧化，同時(shí)新噴入的燃油燃燒時(shí)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(dāng)近后噴油量過大時(shí)，后噴燃燒持續(xù)期變長(zhǎng)，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(dǎo)致炭煙生成量升高。相應(yīng)地當(dāng)近后噴噴油時(shí)刻過遲時(shí)，后噴擾動(dòng)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(shí)生成的炭煙無(wú)法再次氧化[14]，因此炭煙排放量也會(huì)升高。同時(shí)圖9c的結(jié)果表明，隨著近后噴油量的增加及后噴時(shí)刻的推遲，HC排放量逐漸增加。其中當(dāng)主-近后噴間隔角低于33°時(shí)，HC排放量最大增幅僅為12%，而當(dāng)主-近后噴間隔角增大至55°時(shí)，HC排放量最高可達(dá)110×10-6，增幅為69%。其原因是：當(dāng)主-后噴間隔過大時(shí)，后噴燃油和空氣的混合變差，同時(shí)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(shí)對(duì)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(jī)排氣門開啟時(shí)刻為140° ATDC)，因此試驗(yàn)中只分析次后噴油量對(duì)DOC升溫性能及發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響。

圖10示出次后噴油量對(duì)DOC升溫特性的影響。以工況2為例，次后噴油量為0 mg時(shí)，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(dāng)次后噴油量增至3 mg/cycle時(shí)，兩者溫差達(dá)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(duì)DPF入口溫度的影響

圖11示出次后噴油量對(duì)HC逃逸量的影響。由圖可知，無(wú)次后噴時(shí)，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(dāng)次后噴油量逐漸增大時(shí)，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(shì)，但工況2 HC逃逸量始終低于工況1。其原因是:當(dāng)次后噴油量較小時(shí)，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(yīng)不均勻，HC逃逸量較大；當(dāng)次后噴油量繼續(xù)增大時(shí)，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(yīng)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(yīng)，因此HC逃逸量略有減小。工況1發(fā)動(dòng)機(jī)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(dǎo)致HC逃逸量略高于工況2。

圖11 次后噴油量對(duì)HC逃逸量的影響

圖12示出次后噴油量對(duì)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(dāng)次后噴油量為3 mg時(shí)，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(shí)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(dòng)機(jī)的有效功，而是被發(fā)動(dòng)機(jī)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(huì)增加，同時(shí)未汽化的次后噴燃油沿缸壁進(jìn)入油底殼，額外增大了機(jī)油稀釋的風(fēng)險(xiǎn)[15]。

圖12 次后噴油量對(duì)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(yàn)樣機(jī)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(duì)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(fù)荷區(qū)域依然采用“近后噴+次后噴”的噴油組合，但適當(dāng)減小噴油量；在大負(fù)荷區(qū)域采用“主噴+次后噴”的噴油組合，同時(shí)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(shí)考慮動(dòng)力性需將主噴提前。此外，在后續(xù)試驗(yàn)研究中還應(yīng)考慮到與進(jìn)氣節(jié)流策略的耦合優(yōu)化，最終達(dá)到DPF再生溫度目標(biāo)與柴油機(jī)各項(xiàng)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(shí)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(dá)70%，同時(shí)燃油消耗率及HC逃逸量增加;

d) 依據(jù)樣機(jī)全工況排溫分布狀態(tài)得出各區(qū)域滿足DPF主動(dòng)再生溫度需求的噴油控制策略：低溫低負(fù)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(fù)荷區(qū)域逐漸減少近后噴，直至無(wú)近后噴，同時(shí)將主噴適當(dāng)提前。

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