王作峰，仲昆，賈帥，孫婷

(1.內燃機可靠性國家重點實驗室，山東 濰坊 261061；2.濰柴動力股份有限公司，山東 濰坊 261061)

傳統(tǒng)柴油機排放分配的重點目標是限制NOx和PM排放，其生成條件為在非均質壓燃的擴散燃燒過程中缸內當量比和溫度不可避免同時穿過炭煙和氮氧化合物生成區(qū)域[5-7]，產生機理分別為缸內存在高溫富氧區(qū)域和燃油過濃的高溫缺氧區(qū)域，因此可采用廢氣再循環(huán)技術(Exhaust Gas Recirculation,EGR)，在提高EGR率的同時降低缸內最高燃燒溫度，從而可有效改善NOx排放[8-9]。另外，目前國六和歐六針對NOx瞬態(tài)測試的排放限值為0.46 g/(kW·h)[10]，美國EPA2021將NOx排放限值設定為0.27 g/(kW·h)，而討論中的未來超低NOx排放限值有可能在此基礎上繼續(xù)下降90%，即實現近零排放的水平[11]。未來排放法規(guī)會對NOx排放限值繼續(xù)加嚴并對排放分配提出極為苛刻的要求，因此研究超低NOx排放的技術路線勢在必行。但目前催化劑和催化技術難以在短時間內實現重大突破和創(chuàng)新，僅依賴目前后處理技術無法滿足未來超低排放限值要求[12]。因此，廢氣再循環(huán)技術聯(lián)合高效SCR的技術路線是被認為滿足未來超低NOx排放比較可行的方案策略。

目前高壓EGR技術路線高度依賴于硬件配置，尤其是增壓器的匹配選型，可在部分負荷區(qū)域實現較高的EGR率， NOx排放達到較低的水平，但在中低轉速排氣歧管壓力較低，存在排氣與進氣歧管壓力為負向壓差的狀態(tài)，高壓EGR的驅動能力不足，難以在全工況范圍內實現較高的EGR率[13-14]。采取有效措施優(yōu)化EGR系統(tǒng)和提高EGR循環(huán)能力，以實現較高EGR率的全工況覆蓋，具有一定的研究意義。本研究通過在一臺兩級增壓系統(tǒng)的柴油機上增加一套低壓EGR系統(tǒng)，以提高全工況的EGR驅動能力并實現較高的EGR率，從而改善柴油機排放性能。重點研究高低壓EGR對兩級增壓系統(tǒng)、進排氣系統(tǒng)和排放特性的影響機理，為優(yōu)化EGR系統(tǒng)提供技術指導，為實現超低NOx排放和清潔、高效燃燒提供理論支持和工程指導。

1 試驗設備與研究方法

試驗發(fā)動機為電控高壓共軌重型柴油機，主要應用于道路牽引車，發(fā)動機的主要技術參數見表1。發(fā)動機原排中的NOx，CO，CO2等排放參數的監(jiān)控由廢氣分析儀完成，同時原排中煙度值由AVL煙度儀進行監(jiān)控，試驗中采用的主要測量儀器見表2。

表1 柴油機主要參數

表2 試驗儀器設備

發(fā)動機進排氣系統(tǒng)采用兩級渦輪增壓耦合高、低壓EGR的技術方案，具體的臺架測點布置、整機布置見圖1。

圖1 柴油發(fā)動機臺架示意

在試驗過程中采用廢氣分析儀采集高低壓EGR混合后的CO2濃度并計算高壓EGR混合后的EGR率(稱為總EGR率)和低壓EGR混合后的EGR率(稱為相對低壓EGR率)。但利用相對低壓EGR率和總EGR率不能直接推算出流經高、低壓EGR的流量，因此需要進行一定的轉化，具體公式如下：

(1)

(2)

高低壓EGR率的推算公式如下：

(3)

REGRlp=REGR-REGRhp

(4)

式中：CCO2_TurbLp，CCO2_Cooler，CCO2_Intk和CCO2_Air分別為低壓級渦輪后、中間冷卻器后、進氣歧管和大氣中的CO2濃度；REGR，REGRhp，REGRlp和RRelative_EGRlp分別為總EGR率、高壓EGR率、低壓EGR率和相對低壓EGR率。

高低壓EGR的質量流量推算公式如下：

如耳鼻咽喉科檢查，如果檢查者技能不熟練，在檢查過程中可能會對標準化病人造成傷害，因此在OSCE中一般不設置耳鼻咽喉科檢查項目。另外，標準化病人一般不能找未成年人，因此兒科項目檢查也較難設置。

(5)

(6)

式中：mEGRlp和mEGRhp為低壓EGR質量流量和高壓EGR質量流量；新鮮進氣質量流量mAir是由進氣質量流量計測得。

結合FTP瞬態(tài)測試循環(huán)點的分布和原機排放分布情況確定研究工況點，具體見表3。

表3 工況點設置

2 試驗結果與分析

2.1 高低壓EGR對發(fā)動機重要參數的影響

圖2示出B和D工況EGR分配策略對兩級增壓系統(tǒng)中高低壓級壓氣機效率的影響對比。圖例中：B_HP_EGR_0表示為B工況點，固定高壓EGR閥開度為0，改變低壓EGR閥開度以實現EGR率的變化，其余圖例均采用同一表達方式。

從圖2可知，在僅開低壓EGR時，不同工況點隨著循環(huán)廢氣的引入(低壓EGR閥逐漸開啟、EGR率逐漸升高)，狀態(tài)點基本不變。結合圖3a可知，低壓EGR對總進氣量基本無影響，但新鮮進氣量和低壓EGR的流量分配會發(fā)生變化，該結論和陳貴升等[14]相關研究基本吻合。但高壓EGR的聯(lián)合運行線表現出不同的規(guī)律特征：隨著高壓EGR率的增加，流經高低壓級壓氣機的流量逐漸衰減，如圖3b中的新鮮進氣量，進而均表現為折合流量發(fā)生明顯衰減的現象。對于增壓比而言，由于流經高低壓級渦輪的廢氣能量不足，嚴重影響渦輪做功能力，進而導致低壓級壓氣機出口側壓力出現下降，低壓級壓氣機的增壓比明顯下降。但高壓級壓氣機兩側的壓力均在下降，綜合表現為增壓比呈現略微下降趨勢。從壓氣機的效率角度出發(fā)，可發(fā)現高速低負荷點運用高壓EGR時，低壓級壓氣機運行效率會下降，但高壓級壓氣機運行效率則出現增大的趨勢。但中速高負荷點運用低壓EGR可實現較高的壓氣機效率，這在很大程度上改善了由于循環(huán)廢氣引入對兩級渦輪增壓系統(tǒng)做功能力所產生的不利影響。

圖2 HP_EGR和LP_EGR的增壓器效率對比

圖3 不同EGR實現方式對流量的影響

圖4示出4個工況點在僅開高低壓EGR時增加循環(huán)廢氣量對進排氣參數和空燃比的影響。在僅開低壓EGR時，由于流經兩級渦輪增壓器的流量相同(如圖3a)，同時壓氣機效率基本不變(如圖2)，從而表現出進排氣參數基本無變化。由于空燃比隨低壓EGR的增加呈現明顯下降趨勢(如圖4d)，導致缸內氧密度下降，造成缸內燃燒輕微惡化，具體表現為缸內最高燃燒壓力出現略微下降趨勢(如圖5)。

圖4 進排氣參數與空燃比隨EGR率的變化規(guī)律

圖5 缸內最高燃燒壓力隨EGR率的變化規(guī)律

而僅開高壓EGR時，隨著EGR率的增加，更多的循環(huán)廢氣經冷卻混合后進入發(fā)動機，導致排氣歧管壓力線性下降。隨著EGR率的增加，進氣歧管壓力下降的幅值明顯小于排氣歧管。這是因為進氣歧管壓力受到以下兩點影響：第一點為高壓EGR閥的開啟，導致廢氣經高壓EGR系統(tǒng)進入進氣歧管而引起壓力升高；第二點為流經高低壓級渦輪的廢氣能量下降，導致壓氣機的增壓能力衰減，從而導致進氣歧管的壓力下降。高速高負荷點由于廢氣能量相對充足，隨著高壓EGR閥的開啟，流經高壓級渦輪的廢氣能量仍可維持原有的做功能力，所以相對其他工況點而言，該工況點的進氣歧管壓力、空燃比和缸內最高燃燒壓力(如圖5)的降低幅值較小，但中速高負荷點則呈現相反的趨勢。

從圖4c可知，在高速點僅用高壓EGR時可有效減小泵氣損失，改善燃油經濟性；中低速區(qū)域由于排氣和進氣壓差較小，高壓EGR驅動能力難以實現較高的EGR率，在該區(qū)域會選用不同的高低壓EGR分配策略，來滿足超低NOx排放需求。

2.2 高低壓EGR分配策略對排放特性的影響

圖6示出B工況點不同高低壓EGR分配策略對總EGR率、低壓EGR率、新鮮進氣量、缸內最高燃燒壓力以及NOx與燃油消耗率和NOx與煙度的Trade_off關系的影響規(guī)律。

從圖6a中可知，僅用低壓EGR可實現較高的EGR率18.8%，而僅用高壓EGR僅可實現EGR率13.3%。這主要是因為在B工況點,高壓EGR的廢氣能量不足、驅動壓差小(如圖4c所示)，難以實現較高的循環(huán)廢氣流量。從圖6a中也可發(fā)現，隨著高壓EGR閥的開啟，低壓EGR率呈現下降趨勢，這可以說明當高低壓EGR閥均分配時，高壓EGR閥對總進氣流量的影響要小于對低壓EGR流量的影響。

圖6 B工況點不同EGR分配策略對性能影響規(guī)律

從圖6b中可知，隨著高壓EGR減小，燃油消耗率和煙度有明顯降低趨勢，同時NOx-燃油消耗率和NOx-煙度的Trade-off關系得到改善。對于燃油消耗率，在將NOx降低到同一水平6 g/(kW·h)時，相較于其他分配策略，僅開低壓EGR擁有較高的燃油經濟性優(yōu)勢，最大可降低2.8 g/(kW·h)，降幅為1.5%。這是因為僅開低壓EGR時可擁有較高的新鮮進氣量(如圖6c)，提高了缸內氧濃度，燃燒反應速率加快，減小后期燃燒的比重并縮短燃燒持續(xù)期，同時等容加熱比重增加，具體表現為缸內最高燃燒壓力比其他分配策略下的最高燃燒壓力要大(如圖6d)，從而表現出較好的燃油經濟性。對于高壓EGR參與的分配策略，燃油經濟性普遍較差。一方面由于高壓EGR的參與使排氣壓力呈現下降趨勢，同時泵氣損失減小，有益于燃油經濟性，但另一方面由于廢氣能量損失嚴重，壓氣機效率下降導致新鮮進氣量出現大幅度衰減，使得缸內燃燒惡化，循環(huán)熱效率下降明顯，以上正負效果的疊加使得燃油經濟性明顯惡化。僅用低壓EGR對于降低煙度具有優(yōu)勢，在NOx降低到6 g/(kW·h)時，煙度可降低5.2 mg/m3。這主要是因為較大的空燃比有助于增加燃油與空氣的混合接觸時間，局部高溫過濃區(qū)域減少，炭煙生成速度降低。

圖7示出A工況點NOx與煙度的關系。從圖7可發(fā)現，不同EGR分配策略下NOx與煙度的變化趨勢和B工況點較為接近，同時其他排放參數和運行狀態(tài)參數均相似，因此不再贅述。通過以上分析可知，在中速中高負荷點應以低壓EGR為主。當低壓EGR可滿足NOx排放目標時，應僅用低壓EGR，如若不能，應以高壓EGR為輔降低原排，從而保證擁有較低NOx排放的同時，擁有較優(yōu)的燃油經濟性和煙度。

圖7 A工況點NOx比排放與煙度的關系

圖8示出C工況點下不同高低壓EGR分配策略對總EGR率、排氣與進氣壓差、NOx與燃油消耗率和煙度Trade_off關系的影響規(guī)律。從圖8a可知，在高速高負荷點，高壓EGR驅動壓差均在60～100 kPa范圍內，所以在小開度下也可擁有較大的EGR率。隨著高壓EGR閥的開啟，渦前排溫升高，但高壓EGR冷卻器的冷卻能力和冷卻效率有限，導致冷卻器后溫度超過單向閥的限值溫度(180 ℃)，因此在一定程度上限制了高壓EGR的應用。從圖8b可知，不同EGR分配策略對NOx與煙度的Trade_off影響規(guī)律基本一致，結合圖9進行分析，不同分配策略下相同EGR率對應的過量空氣系數相同，可以說明進氣歧管的氣體組分保持一致，從而使缸內燃燒狀態(tài)保持一致，進而表現為Trade_off曲線基本重合，對燃油消耗率影響的差異較為明顯。在僅用高壓EGR時，隨著NOx比排放的降低，燃油消耗率在逐漸下降，但下降到一定程度呈現上升趨勢。這是因為在高速高負荷點擁有較大的泵氣損失，隨著高壓EGR閥開啟，泵氣損失迅速下降，燃油消耗率明顯改善，但同時由于循環(huán)廢氣量的逐漸增加，導致過量空氣系數下降，缸內燃燒惡化程度逐漸加劇，因此最終會產生兩者的平衡點M，在M點之后泵氣損失的影響占主導地位，在M點之前缸內燃燒的影響占主導地位。如實現NOx比排放為4 g/(kW·h)，應采用以高壓EGR為主，低壓EGR為輔的分配策略，同時相較于其他分配策略，燃油消耗率最大可降低1.9%。

圖8 C工況點不同EGR分配策略對性能的影響規(guī)律

圖9 D和C工況點過量空氣系數

圖10示出D工況點在不同高低壓EGR分配策略下NOx與燃油消耗率和NOx與煙度的Trade_off關系。從圖中可發(fā)現，在僅用高壓EGR的策略下，隨著高壓EGR閥的開啟，燃油消耗率有明顯的下降趨勢，最大可降低9.3%。這是由于泵氣損失下降帶來的油耗優(yōu)勢大于循環(huán)廢氣的引入帶來燃燒惡化的劣勢，但并未出現類似于C工況點的平衡點M，這主要是因為D工況點在不同的EGR分配策略下?lián)碛休^大過量空氣系數(如圖9)，在實現相同EGR率(5%)情況下，D工況點的過量空氣系數為2.8，而C工況點的過量空氣系數僅為1.8，因此在該點雖然大量廢氣引入氣缸降低缸內氧密度，但缸內氧含量遠高于燃油理論需求的氧含量，不足以引起缸內燃燒狀態(tài)大幅度惡化。由NOx與煙度的Trade-off關系可知，采用低壓EGR參與的分配策略可實現一定排放優(yōu)勢，但優(yōu)勢表現并不明顯。

圖10 D工況點不同EGR分配策略對排放性能的影響

在高速低負荷點實現NOx比排放量為4 g/(kW·h)時，僅用高壓EGR的分配策略，燃油消耗率最大可降低8%。因此，在高速高負荷點采用以高壓EGR為主的分配策略較為理想。

3 結論

a) 低壓EGR在不同工況點對高低壓級壓氣機效率、進排氣參數等基本不產生影響；高壓EGR對高低壓增壓器、進排氣參數和燃燒特性產生較大影響；

b) 在中速中高負荷點，運用低壓EGR可提供較大的空燃比，提高燃燒反應速率，縮短燃燒持續(xù)期，同時局部高溫過濃區(qū)域減少，從而能明顯改善NOx與燃油消耗率和NOx與煙度的Trade_off關系；在高速高負荷點，在僅用高壓EGR分配策略下，會出現泵氣損失下降帶來油耗優(yōu)勢與缸內燃燒惡化帶來的油耗劣化的平衡點，但在高速低負荷點由于擁有較高的過量空氣系數，缸內燃燒惡化帶來的劣勢并未呈現出來，但均明顯改善NOx與燃油消耗率的此消彼長的關系；

c) 在高低壓EGR分配策略布局方面，中速中高負荷點應采用以低壓EGR為主的分配策略，高速高負荷點采用以高壓EGR為主、低壓EGR為輔的聯(lián)合分配策略，高速低負荷點采用以高壓EGR為主的分配策略，以實現較低的NOx比排放的同時擁有較好的燃油經濟性和較低的煙度，從而保證排放和油耗保持相對合理水平。