陳 剛 彭宇明 李大勇

（1-西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 四川 成都 610031 2-成都威特電噴有限公司）

引言

柴油機(jī)工作過程中會產(chǎn)生微粒物（PM）、碳?xì)浠衔铮℉C）、氮氧化物（NOx）和一氧化碳（CO）。其中微粒物與NOx為主要污染物[1]。微粒捕集器（DPF）是滿足柴油機(jī)嚴(yán)苛排放法規(guī)的重要技術(shù)，在DPF捕集過程中，隨著微粒沉積量增加，發(fā)動機(jī)排氣背壓上升，燃燒惡化，需要定期清除碳煙顆粒，即DPF再生；DPF再生技術(shù)分為主動再生與被動再生，主動再生通過外加能源進(jìn)行再生，優(yōu)勢是有較高的再生效率，不足在于成本高昂，再生裝置結(jié)構(gòu)復(fù)雜，安裝成本高。被動再生利用催化劑或者燃油添加劑降低碳煙顆粒的著火溫度，保證顆粒在柴油機(jī)大多數(shù)工況的排氣溫度下能夠燃燒。主動再生方案中的噴油助燃再生運(yùn)用最普遍的方式是機(jī)內(nèi)DPF再生[2]。

機(jī)內(nèi)DPF再生控制策略，通過在DPF前安裝氧化催化轉(zhuǎn)化器（DOC），當(dāng)DOC入口達(dá)到250℃及以上時，DOC通過氧化柴油機(jī)尾氣中的HC使DPF入口溫度達(dá)到500～600℃，滿足PM的燃燒條件。所以，DOC的入口、出口溫度的控制，是機(jī)內(nèi)DPF再生控制策略的關(guān)鍵環(huán)節(jié)；但影響DOC出入口溫度影響因素眾多，普通依賴經(jīng)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)標(biāo)定實(shí)現(xiàn)困難而且費(fèi)時費(fèi)力，詳細(xì)研究噴油參數(shù)和EGR率對DOC溫度的影響，總結(jié)出溫升規(guī)律，對制定相應(yīng)的溫升控制策略，進(jìn)而快速有效地實(shí)現(xiàn)機(jī)內(nèi)DPF再生MAP的標(biāo)定有較大的意義[3]。

1 建立DOC模型

2 DOC模型的校核

以某4缸高壓共軌柴油機(jī)連接DOC裝置為原型（主要參數(shù)見表1），在GT-POWER仿真軟件中輸入柴油機(jī)、DOC結(jié)構(gòu)參數(shù)，建立柴油機(jī)與DOC相連接為整體的仿真模型（如圖1所示）。

實(shí)驗(yàn)中柴油機(jī)與DOC相連接，將6個工況的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果作校核，驗(yàn)證結(jié)果如表2所示。

圖1 DOC模型圖

表1 發(fā)動機(jī)與DOC主要參數(shù)

表2 模型校核表

DOC模型的難點(diǎn)和重點(diǎn)在于較為精確地構(gòu)建渦輪機(jī)和增壓器的參數(shù)模型，完整精確地構(gòu)建增壓器參數(shù)模型是比較困難的，而增壓器對柴油機(jī)燃燒性能影響巨大，因此我們根據(jù)壓氣機(jī)流量特性圖，通過大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來擬合可匹配性的渦輪MAP，并經(jīng)過不斷調(diào)校來校準(zhǔn)，得到較為精確的模型。仿真結(jié)果顯示柴油機(jī)性能與DOC溫升數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相差在5%以內(nèi)，說明DOC模型具有較高的可靠性。

3 溫升參數(shù)仿真分析

采用 1 900 r/min，100 N·m 和 2 750 r/min，80 N·m工況為例，來分析機(jī)內(nèi)控制策略的相關(guān)參數(shù)對DOC溫升特性影響規(guī)律；兩工況實(shí)驗(yàn)標(biāo)定參數(shù)的數(shù)值如 表3所示。

表3 工況實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表

3.1 預(yù)噴參數(shù)

預(yù)噴在主噴之前某時刻往缸內(nèi)噴入少量柴油，升高氣缸內(nèi)溫度，促進(jìn)主噴燃油的蒸發(fā)與混合，縮短主噴滯燃期，減小預(yù)混合燃燒量，降低缸內(nèi)初期放熱率與壓力升高率[4]。

表4為預(yù)噴參數(shù)工況設(shè)置，圖2為預(yù)噴參數(shù)對DOC溫度影響。

預(yù)噴正時延后過程中，兩工況DOC入口溫度先上升而后下降，溫度變化值分別為24℃和23℃；DOC出口溫度先下降而后上升，變化值分別為16℃和6℃。原因是預(yù)噴正時延后，即預(yù)噴-主噴正時間隔縮小，主噴燃油滯燃期縮短，主噴燃油燃燒點(diǎn)提前，缸內(nèi)燃油燃燒充分，未燃HC含量下降，DOC入口溫度上升而出口溫度下降。隨著預(yù)噴正時進(jìn)一步延遲，預(yù)噴燃油還未燃燒時或未充分燃燒時，主噴已噴入，主噴滯燃期增加，過度延遲的主噴正時致使燃燒惡化，DOC入口溫度下降，大量未燃燒HC在DOC中氧化還原反應(yīng)釋放大量熱，DOC出口溫度上升。因此預(yù)噴正時的變化直接改變預(yù)噴-主噴間隔，通過影響主噴滯燃期改變DOC溫度。

表4 預(yù)噴參數(shù)工況設(shè)置（其他參數(shù)均保持表3標(biāo)定參數(shù)不變）

圖2 預(yù)噴參數(shù)對DOC溫度影響

預(yù)噴油量增加，兩工況DOC入口溫度在0.3～1.5 mg范圍內(nèi)上升，而后溫度趨于不變，總的溫度變化范圍分別為21℃和15℃；DOC出口溫度持續(xù)下降，下降幅值分別為14℃與10℃。因?yàn)殡S著預(yù)噴油量增加，主噴時刻的缸內(nèi)溫度更高，缸內(nèi)的最高燃燒溫度上升，燃油燃燒充分，未燃HC含量減小，因此DOC入口溫度上升而出口溫度下降。預(yù)噴油量主要通過影響主噴時刻的缸內(nèi)溫度和燃燒過程中缸內(nèi)最高溫度改變DOC溫度。

3.2 主噴參數(shù)

主噴參數(shù)設(shè)置工況如表5所示，主噴參數(shù)對DOC溫度影響如圖3所示。

表5 主噴參數(shù)設(shè)置工況（其他參數(shù)均保持表3標(biāo)定參數(shù)不變）

圖3 主噴參數(shù)對DOC溫度影響

在主噴正時變化范圍內(nèi)，DOC入口溫度先升高而后降低，溫度范圍分別為48℃和63℃，DOC出口溫度前期分別在 3°CA～7°CA 與 1.3°CA～5.3°CA 正時范圍緩慢升高而后期劇烈攀升，溫升幅值為357℃和189℃。因?yàn)橹鲊娬龝r影響主噴燃油著火時刻，主噴延遲則缸內(nèi)最高燃燒溫度時刻靠后，DOC入口溫度上升。主噴正時太過推遲則會使燃燒惡化，HC含量上升，導(dǎo)致DOC入口溫度下降而出口溫度上升。主噴正時通過影響主噴燃油的著火時刻影響DOC溫度。

DOC入口出口溫度均隨主噴油量增加而上升，DOC入口溫升分別為109℃和97℃，DOC出口溫升幅值分別為36℃和71℃。因?yàn)橹鲊娪土吭黾邮谷紵艧崃可仙?，高溫氣體隨排氣閥開啟而排出，DOC入口溫度升高；因?yàn)橹鲊娬龝r不變，HC生成量隨著主噴油量增加而增加，此時DOC出口溫度上升。主噴油量通過影響燃燒放熱量與HC生成量改變DOC溫度。

表6 近后噴參數(shù)設(shè)置工況（其他參數(shù)均保持表3標(biāo)定參數(shù)不變）

3.3 近后噴

近后噴緊跟在主噴之后，進(jìn)一步利用缸內(nèi)氧氣，對后期產(chǎn)生的微粒進(jìn)行氧化燃燒作用，同時也是排氣溫度提升的重要措施。近后噴參數(shù)設(shè)置工況如表6所示，近后噴參數(shù)對DOC溫度影響如圖4所示。

因?yàn)閮晒r的DOC入口溫度分別為374℃和387℃，滿足HC在DOC中起燃條件。因此原實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中并不包含近后噴參數(shù)，但本文為研究近后噴對DOC溫度影響規(guī)律，添加1 900 r/min，33 N·m工況近后噴正時29.1°CA和2 mg近后噴油量，研究其DOC溫升規(guī)律。當(dāng)研究其他參數(shù)溫升規(guī)律時，近后噴參數(shù)將與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)一致，不參與仿真運(yùn)算。

隨著近后噴正時增加，DOC溫度變化微弱。因?yàn)榻髧娬龝r在此變化范圍內(nèi)僅僅改變近后噴正時的燃燒時刻而已。因此近后噴正時對DOC溫度影響不明顯。

近后噴油量增加，DOC入口溫度上升緩慢，升高幅值分別是30℃和18℃，出口溫升幅值分別是60℃和77℃。因?yàn)榻髧姷娜加腿紵艧崽嵘薉OC入口溫度，而近后噴油量過多時，隨著活塞下行，氣缸容積增加，部分燃油未能充分燃燒，分解為HC隨排氣進(jìn)入DOC氧化放熱，DOC出口溫度上升。因此近后噴油量主要通過影響做功行程末期的缸內(nèi)溫度與HC生成量改變DOC溫度。

圖4 近后噴參數(shù)對DOC溫度影響

表7 遠(yuǎn)后噴參數(shù)設(shè)置工況（其他參數(shù)均保持表3標(biāo)定參數(shù)不變）

圖5 遠(yuǎn)后噴參數(shù)對DOC溫度影響

3.4 遠(yuǎn)后噴

遠(yuǎn)后噴主要用于提升DOC出口溫度，與近后噴主要區(qū)別在于，噴射時刻離上止點(diǎn)較遠(yuǎn)，噴射燃油幾乎不燃燒而分解成HC，供DOC氧化使用。表7為遠(yuǎn)后噴參數(shù)設(shè)置工況，圖5為遠(yuǎn)后噴參數(shù)對DOC溫度影響。

隨著遠(yuǎn)后噴正時增加，DOC入口出口溫度影響較??；因?yàn)樵谶m當(dāng)?shù)闹鲊?遠(yuǎn)后噴間隔范圍內(nèi)，遠(yuǎn)后噴正時僅影響柴油的分解時刻而已。因此遠(yuǎn)后噴正時對DOC溫度影響不明顯。

遠(yuǎn)后噴油量增加，DOC入口溫度緩慢上升而出口溫度驟然升高，DOC入口出口溫升幅值分別為29℃、32℃和86℃、162℃。原因在于遠(yuǎn)后噴油量僅有較少部分燃燒，大部分燃油熱分解為HC隨尾氣進(jìn)入DOC中，被氧化放熱；圖中可見DOC出口溫度的溫升幅值遠(yuǎn)大于DOC入口溫度溫升幅值。因此遠(yuǎn)后噴油量主要改變HC含量從而影響DOC溫度。

3.5 共軌壓力

高壓共軌的軌壓主要表現(xiàn)為燃油噴射壓力，影響噴射油滴的貫穿、破碎、霧化，提升柴油與缸內(nèi)空氣的混合度，改善柴油的燃燒，從而影響動力性和排氣溫度[5]。表8為軌壓設(shè)置表，圖6為軌壓對DOC溫度的影響。

表8 軌壓設(shè)置表（其他參數(shù)均保持表3標(biāo)定參數(shù)不變）

圖6 軌壓對DOC溫度的影響

隨著軌壓升高，兩工況DOC入口溫度緩慢上升，出口溫度下降迅速，二者溫度變化幅值分別是30℃、41℃和169℃、173℃。因?yàn)檐墘旱奶嵘黾硬裼拓灤┚嚯x，改善油滴霧化效果，柴油燃燒充分，缸內(nèi)溫度上升，未燃HC含量下降，所以DOC入口溫度下降，出口溫度上升。但隨著軌壓進(jìn)一步提升，燃油霧化效果并不能同步持續(xù)提升，因此DOC溫度變化趨勢隨著軌壓增加而變緩。因此軌壓對DOC溫度的影響在于提升燃油霧化程度改善燃燒。

3.6EGR率

表9為EGR率參數(shù)設(shè)置工況，圖7為EGR率對DOC溫度的影響。

表9 EGR率參數(shù)設(shè)置工況（其他參數(shù)均保持表3標(biāo)定參數(shù)不變）

圖7 EGR率對DOC溫度的影響

增加EGR率，DOC出口溫度變化較小，溫度變化幅度分別在11℃、4℃，而DOC入口溫度上升，溫升幅值為31℃和9℃；因?yàn)镋GR減緩了火焰?zhèn)鞑ニ俣龋娱L燃燒持續(xù)期[6]，最高燃燒溫度后移，排氣溫度增加；同時排氣中的氧氣含量下降，HC轉(zhuǎn)換率降低，DOC出口溫度在1 900 r/min工況略微下降，而2 750 r/min的DOC出口溫度因?yàn)檫M(jìn)氣質(zhì)量流量高受EGR率影響較弱。

因此EGR率通過改變缸內(nèi)氧氣含量影響DOC溫度。在中小負(fù)荷工況中，應(yīng)該綜合考慮DOC入口與出口溫度，選取合適的EGR率值。

4 結(jié)論

通過對參數(shù)的詳細(xì)分析，總結(jié)各參數(shù)的主要規(guī)律性，可以看出主噴參數(shù)、后噴油量、軌壓對溫升規(guī)律影響最為顯著：

1）預(yù)噴正時通過影響預(yù)噴-主噴間隔和主噴時刻的缸內(nèi)溫度來影響DOC溫度，但是變化不顯著。

2）主噴參數(shù)通過影響著火時刻和燃燒放熱量，從而改變缸內(nèi)的燃燒充分程度及HC含量。對DOC溫升影響顯著。

3）近、遠(yuǎn)后噴正時對溫升影響小，但近、遠(yuǎn)后噴油量對DOC出口溫度影響劇烈，是主要的機(jī)內(nèi)溫升控制因素之一。

4）軌壓由于改善了燃燒，對DOC入口出口溫度都有較大影響。

5）低負(fù)荷工況下EGR對DOC入口溫度有影響，能較好地改善NOx排放，對出口溫度影響較小。

6）由于影響因素眾多，可以通過設(shè)立參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化模型來對各工況機(jī)內(nèi)參數(shù)進(jìn)行預(yù)估，有利于評估和改進(jìn)、加快DPF再生標(biāo)定工作。

1 張德滿.DOC輔助DPF再生方法研究[D].南京：南京航空航天大學(xué)，2011

2 曹明柱，王曉鵬，王云鵬，等.柴油機(jī)缸內(nèi)后噴對DOC溫度的試驗(yàn)分析[J].內(nèi)燃機(jī)，2015（4）：52-54

3 馬義.柴油機(jī)微粒捕集器再生仿真[D].武漢：武漢理工大學(xué)，2011

4 閆明亮.柴油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)多次噴射策略的仿真模擬[D].長春：吉林大學(xué)，2007

5 楊林，卓斌，肖文雍，等.高壓共軌電控柴油機(jī)燃油預(yù)噴射控制研究[J].柴油機(jī)，2004（3）：1-4，24

6 溫永姜.EGR率對柴油機(jī)燃燒排放性能影響仿真分析[D].重慶：重慶交通大學(xué)，2012