基于柴油机排气热管理的喷油策略控制试验研究

王建，曹政，张多军，刘胜吉

(1.江苏大学汽车与交通工程学院，江苏 镇江 212013；2.无锡伟博汽车科技有限公司，江苏 无锡 214000)

当前，大气中的颗粒物污染问题日益严峻，柴油机的PM排放问题突出，面对排放法规的日趋严格，颗粒捕集器(DPF)被认为是解决柴油机PM排放最有效的手段[1-3]。但DPF的再生一直是制约其发展的关键因素[4-5]，再生方法及其控制策略的研究是DPF技术研究的主要方向。目前，DPF再生系统主要有主动再生系统和被动再生系统，各系统又对应不同的再生技术[6]，主动再生由于其再生的完全性和安全性已成为DPF再生方法的主流。

轻型柴油车由于受安装空间及设备成本的限制，主要采用DOC辅助DPF的主动再生方法，通过空气管理和多次燃油喷射的协调控制将DPF入口温度提升至600 ℃左右，从而实现DPF的安全有效再生[7-8]。而轻型车NEDC(new European driving cycle)排放测试循环中，中、低速以及中、小负荷工况的排放所占权重较大，是排放控制重点区域之一。此外该区域排气温度普遍较低，无法满足DPF再生温度的要求，因此需要对排气热量管理主动控制策略进行研究，在保证DPF安全高效的再生温度需求的同时，也要确保发动机动力性、经济性和排放性能的高效统一。

本研究以某轻型车用柴油机为研究对象，选取部分中小负荷工况重点研究喷油规律对柴油机排气热状态、燃油消耗率、燃烧及排放过程的影响规律，并探讨基于排气热管理的喷油控制策略。

1 试验装置及试验方案

1.1 试验装置

试验样机是1台高压共轨直喷四缸车用柴油机，其基本参数见表1。样机中燃油系统具备预喷、主喷和后喷的多次喷射能力，样机在正常模式下(DPF非再生状态)主要采用“预喷+主喷”的喷油组合策略。试验的后处理系统及台架试验整体布置见图1。

表1 试验样机基本参数

图1 台架试验结构布置示意

试验中采用KISLER 6127B传感器测量气缸压力，数据采集则采用AVL INDCAM燃烧分析仪，采用HORIBA MEXA-7100FX测量排放气体，烟度的测量采用AVL 415S烟度计，测功机采用HORIBA Dynas3电力测功机。

1.2 试验方案

本研究针对低转速中小负荷的排放控制区选取2个典型稳态工况(转速1 250 r/min，负荷率为25%和40%，分别记为工况1和工况2)作为研究对象，探索分析主喷正时、近后喷油量、主-近后喷间隔角(近后喷始点与主喷射终点之间的间隔角)及次后喷油量对发动机排气热状态、燃烧及排放性能的影响规律，并探讨基于排气热管理的喷油控制策略。为使试验结果具有对比性及可操作性，研究过程中保持每循环总喷油量、预喷油量及预喷提前角、轨压、增压压力等参数不变，试验方案见表2。

表2 试验方案

2 试验结果及分析

2.1 主喷提前角的影响

对于高压共轨柴油机，主喷提前角作为主要调整参数，其对柴油机燃烧及排放性能均有很大影响[9]。试验在工况1和工况2均保持循环供油量(17.5 mg/cycle和22.5 mg/cycle)不变的条件下，单独对主喷提前角进行研究。图2示出不同主喷提前角下燃烧特性的对比(样机原定主喷提前角为-3° ATDC)。以工况1为例，由图2可知，随着主喷提前角的推迟，气缸压力及缸内平均温度均逐渐减小且燃烧重心后移，燃烧持续时间延长，并且预混合及扩散燃烧阶段的瞬时放热率峰值逐渐减小，其中当主喷定时推迟至3° ATDC时，燃烧压力及最高燃烧温度分别降低至4.05 MPa，1 573 K，降幅达18%，8.2%。其原因是：喷油推迟使得滞燃期缩短，滞燃期内喷入燃烧室内的油量较少，形成的可燃混合气和前期氧化物的数量也较少[10]，致使混合气燃烧时放热量降低。此外，喷油的推迟使得柴油机燃烧过程更远离上止点，燃烧温度下降(见图2c),这有助于降低NOx排放，但不利于炭烟后期氧化。同时从图2d看出，随着喷油的推迟，滞燃期缩短，预混燃烧比例减少，扩散燃烧比例增加，燃烧持续期不断延长。

图2 工况1主喷提前角对缸内燃烧过程的影响

图3示出不同主喷提前角下DOC及DPF入口温度的变化规律。由图3可知，随着喷油定时的后移，DOC及DPF入口温度均逐渐升高，其中工况1 DOC入口温度由275 ℃提高到315 ℃，工况2 DOC入口温度由300 ℃提高至330 ℃，这两个工况点均实现了约10%的提升幅度；而DPF入口温度均略低于DOC入口温度。其原因是：DOC前HC排放量较少使得DOC内部放热量不足且DOC与DPF之间存在一定距离(见图1)，散热损失较大。

图3 主喷提前角对DOC入口及DPF入口温度的影响

图4示出主喷提前角对燃油消耗率的影响。随着喷油时刻的推迟，燃油消耗率逐渐增加，但其增加量相对较少，当主喷提前角推迟至3° ATDC时，工况1燃油消耗率增量最大为13 g/(kW·h)，增幅4.8%，而工况2燃油消耗率增量最大为9 g/(kW·h)，增幅3.7%。这是因为：推迟主喷使得喷入气缸内的燃油不能在上止点附近迅速燃烧，导致后燃期增加，有效热效率下降，燃油消耗率增加。

图5示出主喷提前角对发动机污染物生成的影响规律(排放测点在DOC上游)。由图5可知，随着喷油定时的推迟，HC和NOx排放量逐渐减少，而烟度逐渐增加。以工况1为例，当主喷提前角推迟至3°ATDC时，HC和NOx排放量分别降至78×10-6和250×10-6，降幅为32.7%和20.4%，而烟度增加至0.425 FSN，增幅为1.36倍。其原因是：推迟主喷使得缸内最高燃烧温度及燃烧压力下降，燃烧变得柔和，因此NOx生成量减少。此外，推迟主喷使得滞燃期缩短，减少了预混燃烧的燃油量，提高了扩散燃烧的比例，有效促进了后燃，提高了缸内局部混合气区域的温度，减少壁面淬熄的概率，有利于燃烧后期未燃HC进一步氧化，因此HC生成量减少。炭烟排放增加是因为喷油迟后使得燃油喷注在燃烧室贯穿过程中对空气的卷吸作用减弱，导致各混合区的混合气非均匀程度增大，增大了炭烟的生成速率，炭烟排放增加。

图4 主喷提前角对燃油消耗率的影响

图5 主喷提前角对排放的影响

2.2 近后喷参数的影响

试验中保持循环总喷油量不变，仅把主喷后期的燃油挪出一部分用作近后喷射，其他参数保持不变。在主-近后喷间隔角为18°情况下，近后喷油量对缸内压力、瞬时放热率及燃烧温度的影响见图6(工况2)。从图6看出，示功图中压缩段及预喷燃烧段的曲线基本不变，由于引入近后喷会导致主喷油量减少，因此主燃烧段压力有所下降，相应地主燃烧区的放热率峰值减小，主燃烧持续期缩短，缸内最高温度不断降低，并且该下降趋势随近后喷油量的增大而更加明显。其中当近后喷油量增大至6 mg/cycle时，缸内燃烧压力及预混燃烧放热率峰值分别降至5.57 MPa，63 J/(°)，降幅为10%，26.7%。此外，近后喷油量的增大使得放热率第2峰值逐渐增大而且迟后，整个后燃期不断增加，同时后喷油量的增加也使第3燃烧阶段温度增加越趋明显，具体表现为当近后喷油量由2 mg增加至6 mg时，瞬时放热率第3峰值增加至37.6 J/(°)，增幅为52.8%，相应地后燃期内缸内温度由1 550 K增加至1 638 K，增幅为5.7%。

图6 工况2近后喷油量对缸内燃烧过程的影响

图7示出近后喷油量及正时对DOC及DPF入口温度的影响。以工况2为例，DOC及DPF入口温度均随着近后喷的推迟和近后喷油量的增加而逐渐升高。其中，当主-近后喷间隔角低于33°时，DOC入口温度随近后喷油量的增加提升并不明显，增幅仅为3%～6%，当主-近后喷间隔角为48°时，DOC入口温度提升效果最为显著，增幅高达19.3%，达到358 ℃；而当主-近后喷间隔角进一步增大至55°时，随着近后喷油量的增大DOC入口温度增幅降低至10%，仅为330 ℃。其原因是：当主-近后喷间隔角过大时，后喷的燃油雾化效果变差，燃烧条件恶化，后喷的燃油不能及时氧化燃烧，生成未燃HC进入排气管[11]，最终导致DOC入口温度提升幅度降低。另一方面，由于近后喷喷油过迟，生成的未燃HC浓度并不高，因此DOC的升温效果并不明显，DPF入口温度较低。

图7 近后喷油量及正时对DOC及DPF入口温度的影响

图8示出工况2下近后喷油量及正时对燃油消耗率的影响(试验样机两次喷射(预喷+主喷)时燃油消耗率为240 g/(kW·h))。由图可知，随着近后喷的推迟和近后喷油量的增加，燃油消耗率均呈增长的趋势。当近后喷油量较少或主-近后喷间隔角较小时，近后喷的引入不会显著增加燃油消耗率；而当近后喷油量进一步增大并且近后喷推迟时，燃油消耗率显著增加，增加值最高可达43 g/(kW·h)，增幅为18%。这主要是由两方面造成：1) 燃油消耗率主要取决于燃烧持续期[12-13]，

图8 近后喷油量及正时对燃油消耗率的影响

随着主-近后喷间隔角的增大，燃烧过程结束时刻也相应推迟，这就造成燃油消耗率的增加；2) 在一定的近后喷角下，近后喷油量的增加使得主喷油量减少，导致发动机功率输出减小，因此燃油消耗率逐渐增加。

图9示出工况2近后喷油量及正时对发动机排放污染物的影响。从图9中看出，当近后喷油量增加及近后喷时刻推迟时，NOx排放量均呈下降趋势。这是因为引入近后喷策略后，主喷燃油一部分作为后喷燃油燃烧，使得缸内平均温度降低(见图6c)，因此NOx生成量减少，其中当近后喷油量为6 mg，主-近后喷间隔角为55°时，NOx排放量最低降至342×10-6，降幅为18.2%。炭烟排放量随近后喷的变化情况较为复杂，随着近后喷油量的增大及近后喷喷油时刻的推迟，炭烟排放先减少后增大。其原因是：近后喷的引入使主喷油量减少，使得燃烧前期炭烟生成减少，更主要的是后喷燃油进入缸内增强了混合气的扰动效果，促使氧气进入燃烧产物区域，加速soot氧化，同时新喷入的燃油燃烧时使缸内温度升高，因此上述综合作用使得炭烟排放量开始减少。但当近后喷油量过大时，后喷燃烧持续期变长，后喷燃油在壁面附近的高温缺氧区域内形成较多的混合蒸气，从而导致炭烟生成量升高。相应地当近后喷喷油时刻过迟时，后喷扰动效果减弱，后喷燃料燃烧推迟，燃烧效率下降，燃烧产物区域内的温度降低，此时生成的炭烟无法再次氧化[14]，因此炭烟排放量也会升高。同时图9c的结果表明，随着近后喷油量的增加及后喷时刻的推迟，HC排放量逐渐增加。其中当主-近后喷间隔角低于33°时，HC排放量最大增幅仅为12%，而当主-近后喷间隔角增大至55°时，HC排放量最高可达110×10-6，增幅为69%。其原因是：当主-后喷间隔过大时，后喷燃油和空气的混合变差，同时缸内温度及压力较低，不利于混合气的燃烧，因此未燃HC排放量增加。

图9 工况2近后喷油量及正时对排放的影响

2.3 缸内次后喷参数的影响

由于燃油次后喷是在排气门开启之后喷油(样机排气门开启时刻为140° ATDC)，因此试验中只分析次后喷油量对DOC升温性能及发动机燃油经济性的影响。

图10示出次后喷油量对DOC升温特性的影响。以工况2为例，次后喷油量为0 mg时，DPF入口温度略低于DOC入口温度，随着次后喷油量的增加，DOC入口温度基本不变，而DPF入口温度显著增加，当次后喷油量增至3 mg/cycle时，两者温差达210 ℃，增幅为70%。其原因是：次后喷喷油过迟，缸内压力及温度较低，因此次后喷喷入的燃油基本未燃，成为HC排放源并随排气排出供DOC氧化放热提升DPF入口温度；次后喷油量越大，生成未燃HC量越多，DPF入口温度提升也就越明显。

图10 次后喷油量对DPF入口温度的影响

图11示出次后喷油量对HC逃逸量的影响。由图可知，无次后喷时，工况1和工况2下DOC入口的HC浓度较低，HC逃逸量也较低，当次后喷油量逐渐增大时，DOC前端HC排放量显著增加，HC逃逸量呈现先增加后降低的趋势，但工况2 HC逃逸量始终低于工况1。其原因是:当次后喷油量较小时，DOC入口HC浓度较低，HC与DOC内部催化涂覆的有效接触面积较小，氧化反应不均匀，HC逃逸量较大；当次后喷油量继续增大时，一方面，未燃HC与DOC内部催化涂覆的有效接触面积增加提高了氧化反应速率，另一方面，前期氧化的一部分未燃HC氧化放热提高DOC内部温度从而加快了氧化还原反应，因此HC逃逸量略有减小。工况1发动机排气温度较低，其DOC入口温度低于280 ℃，因此DOC中催化剂活性较低，HC转化效率下降，最终导致HC逃逸量略高于工况2。

图11 次后喷油量对HC逃逸量的影响

图12示出次后喷油量对燃油消耗率的影响。由图12可知，随着次后喷油量的增加，燃油消耗率逐渐增加，以工况1为例，当次后喷油量为3 mg时，燃油消耗率最大增值为40 g/(kW·h)，增幅为14.6%。其原因是次后喷喷油时刻过迟，缸内压力及温度较低，大部分燃油在缸内基本未燃，仅小部分燃油氧化放热，但其热量并没有转化为发动机的有效功，而是被发动机排气带走，因此燃油消耗率逐渐增加。此外，缸内次后喷燃油蒸发效率降低，使得更多燃油粘附在气缸壁，极大地降低了次后喷燃油利用效率，因此燃油消耗率也会增加，同时未汽化的次后喷燃油沿缸壁进入油底壳，额外增大了机油稀释的风险[15]。

图12 次后喷油量对燃油消耗率的影响

3 全工况区域内喷油控制策略

最终根据试验样机全工况区域内排气温度分布状态(见图13)提出各区域内升温的喷油控制策略(见图14)：在对升温要求较高的低温区采用“近后喷+次后喷”的喷油组合，并且采用较大喷油量；在中等负荷区域依然采用“近后喷+次后喷”的喷油组合，但适当减小喷油量；在大负荷区域采用“主喷+次后喷”的喷油组合，同时推迟主喷并继续减少次后喷油量；而在接近外特性的高温区则采用“主喷+次后喷”的喷油组合，减少次后喷油量的同时考虑动力性需将主喷提前。此外，在后续试验研究中还应考虑到与进气节流策略的耦合优化，最终达到DPF再生温度目标与柴油机各项性能的协调统一。

图13 全工况区域排气温度分布

图14 全工况区域喷油策略组合

4 结论

a) 推迟主喷提前角使得滞燃期缩短，缸内燃烧压力、最高燃烧温度下降，燃烧重心后移，NOx及HC排放量降低，烟度、燃油消耗率增加，DOC及DPF入口温度增幅较小;

b) 增加近后喷油量使得主燃烧段压力及放热率峰值下降，放热率第2峰峰值增大且迟后，后燃期增加；增大近后喷油量及主-近后喷间隔角能显著提升DOC入口温度，同时能有效改善烟度及NOx排放;

c) 增加次后喷油量能显著提升DPF入口温度，最高增幅达70%，同时燃油消耗率及HC逃逸量增加;

d) 依据样机全工况排温分布状态得出各区域满足DPF主动再生温度需求的喷油控制策略：低温低负荷区域采用“近后喷+次后喷”的喷油组合，并且采用较大喷油量；中大负荷区域逐渐减少近后喷，直至无近后喷，同时将主喷适当提前。

参考文献：

[1] 宁智，资新运，张春润，等.汽车柴油机排气微粒后处理系统的开发及研究[J].内燃机工程，2000，22(1):25-29.

[2] Khair M K.A Review of Diesel Particulate Filter Technologies[C].SAE Paper 2003-01-2303.

[3] Zelenka P,Telford C,Pye D，et al.Development of a Full-Flow Burner DPF System for Heavy-Duty Diesel Engines[C].SAE Paper 2002-01-2787.

[4] 谭丕强，胡志远，楼狄明，等.微粒捕集器再生技术的研究动态和发展趋势[J].车用发动机，2005(5)：6-9.

[5] Suresh A,Yezerets A,Currier N,et al.Diesel Particulate Filter System-Effect of Critical Variables on the Regeneration Strategy Development and Optimization[C].SAE Paper 2008-01-0329.

[6] Park D S,Kim J U,Kim E S.A burner type trap for particulate matter from a diesel engine[J].Combustion and Flame,1998,114(3/4):585-590.

[7] Mayer A,Lutz T,Lammle C,et al.Engine intake throttling for active regeneration of diesel engine[C].SAE Paper 2003-01-0381.

[8] 张德满，汪正清，马士虎，等.怠速工况下氧化型催化转换器辅助DPF再生方法[J].农业机械学报，2013，44(3):24-27.

[9] 商海昆，董长龙，何剑丰，等.二级增压柴油机压缩比和喷油提前角优化研究[J].兵工学报，2017，38(1)：20-26.

[10] 马志豪，王鑫，张小玉，等.喷油定时对燃用生物柴油发动机经济性及排放的影响[J].农业工程学报，2011，27(2)：151-155.

[11] 田径，程义琳，刘忠长，等.柴油机微粒捕集器降怠速再生过程载体温度的控制[J].内燃机学报，2013，31(2)：6-9.

[12] 石秀勇.喷油规律对柴油机性能与排放的影响研究[D].济南:山东大学，2009.

[13] Desantes J M,Arregle J,Molina S,et al.Influence of the EGR Rate, Oxygen Concentration and Equivalent Fuel/Air Ratio on the Combustion Behaviour and Pollutant Emissions of a Heavy-Duty Diesel Engine[J].Nihon Jibiinkoka Gakkai Kaiho,2000,80(3):237-240.

[14] 尹必峰，何建光.后喷对轻型柴油机燃烧过程及排放性能的影响[J].江苏大学学报，2011，32(5):507-510.

[15] 李进普，沈国华，任向飞，等.高压共轨柴油机后喷对机油稀释影响的试验研究[J].柴油机，2015，37(4)：11-13.