侯政良，曹杰，陳京瑞，石磊，李靜

(1.海軍裝備部，山西 大同 037000；2.中國北方發(fā)動機研究所(天津)，天津 300400；3.上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240；4.北京城區(qū)供電開發(fā)有限公司，北京 100000)

柴油機被廣泛應用在車輛、輪船等領域，已經(jīng)成為了工業(yè)社會和生產(chǎn)活動中不可缺少的重要部分。但是嚴重的尾氣污染對環(huán)境造成了巨大的威脅，隨著國家排放法規(guī)的進一步嚴格，開發(fā)出低排放兼顧高效率的內燃機成為了研究者不斷追求的目標。

內燃機低溫燃燒技術(LTC)作為一種高效的清潔燃燒技術，是近年來國際上的研究熱點，均質混合氣壓燃技術(HCCI)、預混燃燒(PCCI)和反應可控壓縮著火技術(RCCI)等先進的燃燒方式都具有低溫燃燒的一些特點，也被認為是能夠滿足未來更加嚴格排放要求的技術之一[1-3]。但是低溫燃燒的控制比較困難，而且可運行的范圍比傳統(tǒng)燃燒要窄[4]，只能應用在發(fā)動機的部分負荷工況下[5]。為了覆蓋柴油機的全部工況，必須采用低溫燃燒和傳統(tǒng)燃燒雙燃燒模式[6]，即在一定的工況下實現(xiàn)低溫燃燒的低排放，又能夠保證發(fā)動機大負荷下的動力需求。但是，車用發(fā)動機瞬態(tài)工況要求發(fā)動機負荷大幅變化，需要發(fā)動機穿越低溫燃燒和傳統(tǒng)燃燒的適用負荷范圍。因此，雙燃燒模式發(fā)動機的一個不可避免的問題就是如何高效率地在傳統(tǒng)燃燒和低溫燃燒兩種燃燒模式下進行相互轉換。

在燃燒模式轉換過程中，傳統(tǒng)燃燒和低溫燃燒存在巨大的差異，基于早噴和大EGR率的低溫燃燒模式需要高達50%～70%的EGR率來增加滯燃期，使混合氣充分混合并控制燃燒速度[7-8]，而傳統(tǒng)燃燒的EGR率比較低，一般在40%以下，這就導致在燃燒模式的轉換過程中存在EGR率的大跨度階躍。但是，低溫燃燒對進氣條件非常敏感[9-10]，尤其是在模式切換這樣的瞬態(tài)過程中，EGR率的大跨度變化導致進氣、缸內熱氛圍瞬間變化，容易造成燃燒不穩(wěn)定甚至失火等問題。Burton教授在一臺4缸柴油機上對發(fā)動機燃燒模式轉換進行了研究，發(fā)現(xiàn)從低溫燃燒到傳統(tǒng)燃燒的轉換容易引起NOx排放尖峰，而從傳統(tǒng)燃燒到低溫燃燒的轉換則引起HC 排放尖峰[11]；Chang等研究發(fā)現(xiàn)，燃燒模式切換過程的穩(wěn)定時間過長造成了瞬態(tài)過程中燃燒相位隨之改變，使部分循環(huán)的熱效率降低[12]；孫祐成的研究表明，燃燒模式轉換過程出現(xiàn)的燃燒不穩(wěn)定甚至失火以及 HC 排放出現(xiàn)尖峰等問題主要是因為不同負荷轉換過程對進氣溫度和EGR率要求不同造成的[13]。

由上可知，低溫燃燒模式轉換過程進氣參數(shù)的響應滯后是造成模式轉換過程中燃燒不穩(wěn)定的根本原因。對于EGR，由于存在進氣系統(tǒng)管路的容積效應和燃燒狀態(tài)的變化，快速直接地切換EGR達到模式切換的目的較難實現(xiàn)[14]。因此，需要針對模式切換過程中存在的問題，采用一種過渡模式來控制EGR等進氣條件分工況小范圍階躍，使得燃燒狀態(tài)條件不脫離穩(wěn)定燃燒所需要的條件，排放特性不偏離預定的路線和范圍?？梢圆捎梅植紼GR過渡策略，在多次且小范圍內進行EGR階躍，這樣EGR的瞬態(tài)響應變動更快[15]，對發(fā)動機運行工況的影響也可以最小，從而達到穩(wěn)定切換的目的[16-17]。作為分步EGR階躍控制的基礎，研究了低溫燃燒下EGR率對燃燒和排放的影響，并在不同轉速和負荷條件下探究了EGR率的作用規(guī)律，為過渡切換模式過程中利用EGR來控制燃燒參數(shù)和穩(wěn)定排放奠定了先期的基礎；同時，設定了燃燒和排放參數(shù)的基準線，根據(jù)低溫燃燒的不同負荷條件，提出了基于負荷的全工況下EGR的優(yōu)化控制策略，進一步為模式切換過程EGR控制策略打下基礎。

1 試驗臺架

本試驗所用的發(fā)動機為一臺135單缸水冷四沖程柴油機，采用了高壓共軌系統(tǒng)，具備多段噴油能力，發(fā)動機基本參數(shù)見表1。試驗臺架的組成見圖1。采用背壓閥來控制大EGR率的實現(xiàn)，采用冷熱雙回路EGR管路以實現(xiàn)EGR率和進氣溫度的解耦控制。

表1 試驗發(fā)動機主要參數(shù)

圖1 發(fā)動機試驗臺架示意

為了測得精確的EGR率，試驗中使用了Cambustion NDIR500瞬態(tài)碳氧分析儀來對進排氣的CO2濃度進行測量。NDIR500是基于非分散紅外線技術的快速CO和CO2分析儀，它根據(jù)不同氣體對紅外輻射的吸收能力不同，通過測量氣體對紅外線的吸收強度得到CO2的體積分數(shù)。基于測量裝置結構的優(yōu)化和快速的信號處理能力，此碳氧分析儀測量的響應時間低至7 ms。

圖2示出EGR率測量系統(tǒng)的示意。如圖2所示，試驗中使用兩個測量探頭分別對進排氣口外的CO2濃度進行測量。兩個測量通道將測得的進排氣CO2體積分數(shù)通過串口通信傳入工控PC，即能夠在PC機上實時顯示EGR率。

圖2 EGR測量系統(tǒng)簡圖

試驗中EGR率的計算方法如下：

(1)

式中：φCO2 air，φCO2 in和φCO2 out分別為大氣、進氣和排氣中的CO2體積分數(shù)。

此EGR率測量系統(tǒng)可以對EGR率進行實時測量和顯示，為EGR率的精確控制提供條件。

2 試驗方案

本試驗固定進氣溫度和燃油噴射條件，在不同工況下研究了EGR率對燃燒和排放的影響。試驗參數(shù)見表 2。如表2所示，在每個轉速下分別設置5個不同的循環(huán)噴油量，即5個不同的負荷，在20個不同工況下(不同的轉速和負荷)，根據(jù)EGR率對燃燒和排放的影響，研究不同工況條件下的最佳EGR率，并提出發(fā)動機全工況下的EGR率控制策略。

表2 EGR試驗控制參數(shù)設置

3 試驗數(shù)據(jù)分析

3.1 不同轉速下EGR率對燃燒和排放的影響

發(fā)動機轉速的改變會對低溫燃燒造成影響，造成缸內熱氛圍的改變，進而影響到EGR率對燃燒的作用規(guī)律。轉速對低溫燃燒的影響主要表現(xiàn)在以下幾個方面：

1) 隨著轉速的提高，發(fā)動機缸內空氣流動加快，帶來更大的湍流和混合作用，有利于形成均質混合氣，缸內燃空當量比提高，反應速率加快，燃燒滯燃期將會縮短，最終導致燃燒提前；

2) 隨著發(fā)動機轉速的提高，若燃燒基于時間的滯燃期不變，則此滯燃期對應更多曲軸轉角，基于曲軸轉角的燃燒相位被推遲，每個循環(huán)對應的絕對時間變短，不利于燃燒反應的充分進行；

3) 隨著轉速的提高，氣缸傳熱損失減少，缸內溫度升高，燃燒相位有提前的趨勢。

3.1.1不同轉速下EGR率對燃燒的影響

為了研究在不同轉速下燃燒對EGR的敏感度，本研究在每個負荷(每循環(huán)噴油量分別為50，60，70，80，90 mg)下均進行了4個轉速的EGR敏感性研究試驗。以每循環(huán)噴油量70 mg為例，分別控制發(fā)動機轉速為800，1 000，1 200，1 400 r/min，并在每個轉速下改變EGR率，同時控制進氣溫度為(25±5) ℃。

圖3示出在不同轉速下，EGR率對燃燒始點的影響。從圖3可以看出，除去1 400 r/min大EGR率工況下的兩個點，其余工況的變化規(guī)律基本類似。隨著EGR率增大，各轉速下的燃燒始點均推遲。且轉速越大，燃燒始點越靠前。在1 400 r/min的工況下，在小EGR率的范圍內，隨著EGR率升高，燃燒始點緩慢推遲，但是在EGR率超過40%之后，燃燒始點隨EGR率增大而迅速推遲，并在EGR率達到53%時燃燒始點推遲到20°ATDC，此時已經(jīng)出現(xiàn)了劇烈的失火。在中低轉速下(800 r/min，1 000 r/min和1 200 r/min)，試驗中可以使EGR率達到80%而保證燃燒穩(wěn)定。但是在高轉速(1 400 r/min)條件下，燃燒放熱率已經(jīng)相較于低轉速時降低，過大的EGR率進一步抑制了燃燒，以至于出現(xiàn)失火。

圖3 不同轉速下EGR率對燃燒始點的影響

圖4示出不同轉速下EGR率對燃燒持續(xù)期的影響。從圖4可以看出，除了失火點之外，其余工況下的燃燒持續(xù)期均隨著EGR率增加而逐漸下降的變化規(guī)律基本一致，這是因為EGR率的增加導致進氣氧濃度減小，從而抑制了缸內的燃燒狀態(tài)，從而導致燃燒持續(xù)期縮短；另一方面，滯燃期延長也導致滯燃期內混合氣的準備更加充分，使得燃燒進行較快，縮短了持續(xù)期。

圖4 不同轉速下EGR率對燃燒持續(xù)期的影響

從圖5中可以看出，同一個EGR率下，隨著轉速的提高，燃燒終點略微提前了1°～2°。800 r/min，1 000 r/min和1 200 r/min轉速下的燃燒終點都穩(wěn)定在了62°ATDC左右，且隨EGR率變化的變動幅度不大，沒有明顯的變化規(guī)律。在1 400 r/min轉速時，隨著EGR率的增大，燃燒終點隨著EGR率的增大而推遲，直至出現(xiàn)了失火。

圖5 不同轉速下EGR率對燃燒終點的影響

如圖6所示，不同轉速下的指示平均有效壓力(pmi)隨著EGR率的增大波動比較小，EGR在不同轉速下對燃燒性能的影響規(guī)律基本相同，需要注意的是，在大轉速工況下，過大的EGR率將會導致失火，將劇烈地降低指示平均有效壓力和指示效率(ηi)。

圖6 不同轉速下EGR率對燃燒性能的影響

3.1.2不同轉速下EGR率對排放的影響

圖7、圖8和圖9分別示出不同轉速下EGR率對NOx，CO和HC排放的影響。4個轉速下，除去失火點和與其臨近的點，EGR率對NOx，CO和HC排放的影響規(guī)律基本一致：NOx均隨著EGR率的增大而迅速降低，CO排放隨著EGR率的增大有小幅提高，HC排放隨著EGR率的增大而增加。對于失火工況點，則由于其燃燒惡化而生成了大量的CO和HC。

相同EGR率下NOx排放隨著轉速改變差異比較小，轉速改變對CO排放幾乎沒有影響，HC排放隨著轉速的提高而稍微減小。主要原因是轉速的提高帶來了更加強烈的進氣卷流，導致混合氣燃燒得更加充分，從而減少了HC排放。

圖7 不同轉速下EGR率對NOx排放的影響(70 mg)

圖8 不同轉速下EGR率對CO排放的影響(70 mg)

圖9 不同轉速下EGR率對HC排放的影響(70 mg)

3.2 不同負荷下EGR率對燃燒和排放的影響

3.2.1不同負荷下EGR率對燃燒的影響

為了研究發(fā)動機在不同負荷下燃燒對EGR的敏感度，在每個發(fā)動機轉速(800 r/min，1 000 r/min，1 200 r/min和1 400 r/min)下均進行了5個負荷的EGR敏感性研究試驗，下文以轉速800 r/min為例進行分析，控制進氣溫度為(25±5) ℃。

圖10示出在不同的負荷下，EGR率對燃燒放熱始點的影響，其中由循環(huán)噴油量表述負荷。從圖10可以看出，在EGR率為0%時，隨著負荷的增大，燃燒放熱始點逐步提前。隨著EGR率的增大，低負荷(循環(huán)噴油量50 mg和60 mg)下，燃燒放熱始點的變化很小，隨EGR率的增大而略微推遲。而在中負荷和大負荷(循環(huán)油量70 mg，80 mg和90 mg)下，燃燒放熱始點隨EGR率的增大而迅速推遲，并且負荷越大，燃燒始點的變化越劇烈。70 mg，80 mg和90 mg工況下， EGR率從0%增大到75%左右時，燃燒始點分別推遲了5°，10°和17°。從圖10可以看出，隨著EGR率的增大，不同負荷的燃燒始點曲線“收斂”到了同一個區(qū)域。

圖10 不同負荷下EGR率對燃燒放熱始點的影響

圖11示出不同負荷下，EGR率對燃燒持續(xù)期的影響。從圖11可以看出，EGR率對燃燒持續(xù)期的影響規(guī)律與其對燃燒放熱始點的影響規(guī)律相似，均為大負荷工況受到的影響更大、對EGR率更敏感。在EGR率為0%時，隨著負荷的增大，燃燒持續(xù)期增加，這是因為更多的燃油燃燒需要更長的時間。

隨著EGR率增加，不同工況下的燃燒持續(xù)期的變化規(guī)律明顯不同。對于50 mg和60 mg循環(huán)油量對應的小負荷工況，燃燒持續(xù)期隨著EGR率增大變化不明顯，變化幅度在4°以內。對于70 mg，80 mg和90 mg的中負荷和大負荷工況，燃燒持續(xù)期隨著EGR率的增大而減小，這是由于EGR率增大造成燃燒滯燃期增加，使燃油集中燃燒，燃燒持續(xù)期縮短。而對于低負荷工況，一方面由于其滯燃期原本就比較長，EGR率的增大對其影響比較小，另一方面是低負荷時過量空氣系數(shù)較大，缸內的新鮮空氣比較多，EGR率的增大對燃燒的影響減小。

圖12示出不同負荷下，EGR率對燃燒終點的影響。從圖12可以看出，發(fā)動機不同負荷下燃燒終點受EGR率的影響均不大，穩(wěn)定在60°ATDC左右。結合上文中對燃燒始點和燃燒持續(xù)期的變化規(guī)律分析，可以發(fā)現(xiàn)EGR率對基于兩段噴射的低溫燃燒的影響主要作用在燃燒過程的前段。由于放熱終點基本不變，隨著EGR率的增大，燃燒滯燃期增加，燃燒放熱始點被推遲，從而整個燃燒過程縮短。

圖11 不同負荷下EGR率對燃燒持續(xù)期的影響

圖12 不同負荷下EGR率對燃燒終點的影響

圖13示出不同負荷下EGR率對指示平均有效壓力的影響。從圖13可以看出，在不同負荷下，EGR率對指示平均有效壓力的影響有相似的規(guī)律。每個負荷下，指示平均有效壓力都是隨著EGR率的增大呈現(xiàn)先升高后降低的變化趨勢，在每個負荷下都有一個使指示平均有效壓力達到最大值的EGR率。在50 mg，60，mg，70 mg，80 mg，90 mg循環(huán)噴油量下，最大指示平均有效壓力對應的EGR率分別為10%，24%，31%，34%和49%?？梢钥闯?，隨著負荷的增大，基于指示平均有效壓力的最優(yōu)EGR率也增大。

圖13 不同負荷下EGR率對指示平均有效壓力的影響

3.2.2不同負荷下EGR率對排放的影響

圖14示出不同負荷下EGR率對NOx排放的影響。從圖14可以看出，在低負荷工況下，由于NOx排放本來就比較低，所以隨著EGR率的增加，NOx排放的變化不大，一直保持著很低的排放水平。隨著發(fā)動機負荷的增加，NOx排放迅速增大。這是因為發(fā)動機負荷提高會使缸內燃燒溫度提高。從圖14可以看出，發(fā)動機負荷越大，EGR率增大對NOx排放的抑制作用越明顯。若使發(fā)動機NOx排放體積分數(shù)維持在100×10-6以下，則隨著發(fā)動機負荷的增大需要逐步提高EGR率。在90 mg循環(huán)噴油量的大負荷工況下，需要采用大于40%的EGR率來抑制NOx的生成。

圖14 不同負荷下EGR率對NOx排放的影響

圖15示出不同負荷下EGR率對CO排放的影響。如圖15所示，在發(fā)動機低負荷和中負荷的條件下，CO排放隨著EGR率的增大而略微增加，變化幅度很小。對于90 mg循環(huán)噴油量的大負荷工況，CO排放隨著EGR率增加的變化幅度明顯增大，在大負荷時，EGR率的增加會使CO排放迅速惡化。這是因為隨著發(fā)動機循環(huán)油量增大，缸內的過量空氣系數(shù)降低，不利于CO被氧化成為CO2，而且此時隨著EGR率的增大，進入缸內的新鮮空氣量減少，燃燒溫度降低，低溫缺氧的條件有利于CO的形成。

圖15 不同負荷下EGR率對CO排放的影響

圖16示出不同負荷下EGR率對HC排放的影響。從圖16可以看出，隨著負荷的增大，循環(huán)噴油量增加，HC排放也增大。這是由于缸內燃油增多導致油氣混合物濃度加大，氣缸壁附近的邊界層里包含的HC增多，此部分HC隨排氣一起進入排氣管，使得HC排放增加。而隨著EGR率增大，不同負荷下的HC排放變化規(guī)律不同。低負荷工況下，由于過量空氣系數(shù)較大，此時EGR率的增加對燃燒的影響不大，因此HC排放隨EGR率增大而基本上不變。在中高負荷下，隨著EGR率提高，HC排放逐步增大。隨著負荷率的增大，HC排放對EGR率的敏感度在逐漸提高。對于90 mg循環(huán)油量的大負荷工況，此時燃空比當量比較大，HC排放隨著EGR率的提高而迅速增大，在大EGR率區(qū)域內迅速惡化，在EGR率為60%左右，HC排放達到峰值。這是因為EGR率的提高使缸內燃燒溫度降低，導致氣缸壁邊界層的厚度增加，排入排氣管的未燃HC增多。

圖16 不同負荷下EGR率對HC排放的影響

3.3 全工況最優(yōu)EGR率控制策略

根據(jù)上文的研究內容，提出了全工況EGR控制策略，包括對EGR率和進氣溫度的控制。EGR控制策略的優(yōu)化需要綜合考慮EGR對燃燒和排放的影響，而在不同的運行工況下，控制策略考慮的側重點也有所不同?；谇拔牡姆治?，在不同負荷下，EGR率對燃燒和排放的影響規(guī)律變化很大，而不同轉速下EGR率的影響規(guī)律則變化不大。因此，在制訂全工況EGR控制策略時，主要基于負荷來制訂控制策略。

對于基于兩段噴射的低溫燃燒，本研究提出將其全工況運行范圍劃分為3個區(qū)域：大負荷區(qū)域、中等負荷區(qū)域和小負荷區(qū)域(見圖17)。

圖17 基于兩段噴射的低溫燃燒運行工況劃分

在不同的區(qū)域內，采取不同的EGR優(yōu)化控制策略：

1) 在大負荷區(qū)域，指示平均有效壓力在0.53 MPa與0.60 MPa之間，此時燃燒靠近負荷上限，NOx排放增多，因而此工況下EGR優(yōu)化策略的主要控制目標是NOx排放。通過調整EGR率，把NOx排放控制在100×10-6以下，同時要避免過大的EGR率導致HC和CO排放惡化。在此基礎上，選取指示平均有效壓力最大值對應的EGR率和進氣溫度作為最優(yōu)點。以800 r/min時為例，此工況內最優(yōu)EGR率為49%，最優(yōu)進氣溫度為35 ℃。

2) 在中等負荷區(qū)域，指示平均有效壓力在0.37 MPa與0.53 MPa之間，此工況下EGR的控制策略為優(yōu)化動力輸出，提高指示平均有效壓力，同時保證NOx排放體積分數(shù)不超過100×10-6。根據(jù)上文分析，在中等負荷區(qū)域，隨著負荷的提高，每個負荷下最高指示平均有效壓力對應的EGR率升高。以800 r/min時為例，此時指示平均有效壓力在0.37 MPa，0.44 MPa和0.53 MPa時對應的最優(yōu)EGR率分別為24%，31%和34%。在此EGR率下，NOx排放均低于100×10-6。隨著負荷的上升，進氣溫度提高對燃燒的負面作用開始顯現(xiàn)，因此要逐漸降低進氣溫度。

3) 在小負荷區(qū)域，指示平均有效壓力在0.3 MPa與0.37 MPa之間，此時燃燒靠近負荷下限，燃燒趨于不穩(wěn)定。在此工況下，EGR優(yōu)化控制目標為將循環(huán)變動率控制在3%以內。在保證燃燒穩(wěn)定的前提下，尋求最佳的EGR率和進氣溫度使指示平均有效壓力達到最高。以800 r/min時為例，此時最優(yōu)EGR率為25%，最優(yōu)進氣溫度為60 ℃。此時燃燒循環(huán)變動率為2%，且指示平均有效壓力達到最高。

根據(jù)不同轉速和負荷下EGR試驗數(shù)據(jù)，制訂全工況EGR優(yōu)化控制策略(見圖18)。從圖18可以看出，EGR控制策略的改變主要受到負荷變化的影響：一方面，隨著負荷的提高，EGR率逐漸提高，在不同的轉速下略有變化；另一方面，隨著負荷的提高，進氣溫度逐漸降低，即通過冷EGR回路的廢氣比例增加。

圖18 全工況EGR控制策略

圖19示出全工況下EGR優(yōu)化控制的結果。如圖所示，通過對EGR率的控制，全工況內NOx排放被控制在100×10-6以下，循環(huán)變動率被控制在3%以下，滿足了負荷上下限的控制目標。同時在中等負荷區(qū)域內采用基于優(yōu)化指示平均有效壓力的EGR控制策略，使指示效率在中等負荷域內達到最大。

圖19 全工況EGR優(yōu)化控制結果

4 結論

a) 不同負荷下，EGR率對燃燒和排放的影響程度不同：在低負荷時，由于氣缸內空燃比比較高，EGR率的變化對燃燒相位的影響有限；隨著負荷提高，缸內空燃比降低，EGR率對燃燒相位的控制作用開始增強；

b) 不同的轉速下，EGR對燃燒和排放的影響基本相同，但是在1 400 r/min轉速的大負荷工況下，過高的EGR率會導致失火的發(fā)生；

c) 對于基于兩段噴射的低溫燃燒，隨著負荷提高，燃燒放熱率增大，燃燒相位有提前的趨勢，需要采用更大的EGR率來控制燃燒相位，進而提高指示平均有效壓力；隨著負荷提高，每個負荷下最高指示平均有效壓力對應的EGR率增大。