基于DPF主動再生溫度需求的柴油機進氣節流控制策略

王 建，曹 政，張多軍，劉勝吉

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基于DPF主動再生溫度需求的柴油機進氣節流控制策略

王 建1，曹 政1，張多軍2，劉勝吉1

（1. 江蘇大學汽車與交通工程學院，鎮江 212013； 2. 無錫偉博汽車科技有限公司，無錫 214000）

為得到DPF主動再生溫度控制的全工況區域內進氣節流控制策略，選取大、中、小負荷下的3種典型工況研究進氣節流閥開度對柴油機泵氣損失、排氣熱狀態、缸內燃燒及排放特性的影響規律。臺架穩態試驗結果表明：隨著節流閥開度的減小，節流作用增強，各工況下進氣量逐漸降低，過量空氣系數減小，最大燃燒壓力下降，比油耗、CO、NOX及煙度排放升高；但進氣量的減少使得燃燒始點推遲，滯燃期延長，缸內燃燒溫度及排氣溫度升高，抑制了HC的生成。當進氣節流閥開度減小至20%時，低速小負荷工況進氣流量減少率較大，排氣溫度提升更為顯著，增幅可達62.7%，而高負荷工況排溫略有升高，但泵氣損失較大，增幅高達19.2%，嚴重惡化了發動機的經濟性。因此該文綜合3種代表工況下的排溫提升潛力及主要性能變化規律，將A、B、C工況進氣節流閥開度分別控制在35%～45%，50%～60%和70%～80%范圍內，并依據排溫分布特點得出發動機全工況范圍內進氣節流控制策略，即小負荷工況采用較小的節流閥開度，隨負荷增大節流閥開度增大直至全開。

柴油機；燃燒；排放控制；DPF主動再生；進氣節流；排氣溫度；控制策略

0 引 言

當前，隨著大氣中顆粒物污染問題日益嚴峻和排放法規的日趨嚴格，顆粒捕集器（diesel particulate filter，DPF）被認為是解決柴油機PM排放問題最有效的手段[1-8]，但DPF的再生一直是制約其發展的關鍵因素[9-10]。目前，DPF再生系統主要有主動再生系統和被動再生系統，各系統又對應不同的再生技術[11-13]。主動再生由于再生徹底性已成為DPF再生方法的主流，而DPF再生溫度的精確控制是其再生徹底性、安全性的關鍵。柴油機由于運行工況寬廣，尤其是中低負荷工況，其排氣溫度較低無法滿足DPF再生溫度的要求。因此根據柴油機運行工況，需要對DPF主動再生溫度控制策略進行研究，保證柴油機良好的動力性、經濟性和排放性能的同時也能使DPF安全高效的主動再生。

輕型柴油車由于受安裝空間及成本的限制，多采用DOC輔助DPF的主動再生方法，即通過噴油策略和空氣管理的協調控制提升排氣溫度，同時提供未燃HC供DOC氧化放熱將DPF入口溫度提升至600℃左右，最終實現DPF的安全有效再生[14-18]。空氣管理主要通過改變進氣節流閥開度來控制進氣量，進而控制排溫，是匹配和改善后處理系統低溫性能的重要手段，但進氣量的改變必然會影響發動機的性能，需對其控制策略進行深入研究。

本文以某輕型車用柴油機為研究對象，選取小、中、大負荷下的3種典型工況，研究進氣節流閥開度對泵氣損失、排氣熱狀態、燃油經濟性、缸內燃燒過程及排放性能的影響規律，結果可為DPF主動再生空氣系統管理提供試驗依據，也為后續與噴油策略的協同控制提供理論支持。

1 試驗設備及試驗方案

1.1 試驗設備

試驗樣機為某型四缸高壓共軌渦輪增壓中冷柴油機，其基本參數見表1。柴油機整機性能試驗臺架如圖1所示，試驗中氣缸壓力的測量采用KISLER公司的6127B傳感器，數據采集采用AVL公司的INDCAM燃燒分析儀，采用HORIBA公司的MEXA-7100FX測量排放氣體成分，煙度的測量采用AVL公司415S煙度計，測功機為HORIBA公司的Dynas3電力測功機，空氣流量計為BOSCH公司的EH-56921型測量儀。

表1 樣機基本參數

注：TBDOC，TBDPF分別為DOC、DPF上游的溫度。

1.2 試驗方案

試驗選取柴油機小、中、大負荷下的3種典型穩態工況（1 250 r/min 25%負荷、2 000 r/min 40%負荷、3 000 r/min 70%負荷，分別記為A、B、C工況）進行研究，其噴油參數及排溫詳見表2，主噴正時及預噴定時正值表示上止點后，負值表示上止點前。進氣量通過節流閥開度來調節，其中進氣流量與節流閥有效面積的對應關系見式（1），式（2）。（文中定義進氣節流閥開度0為全閉，100%為全開狀態，樣機正常模式下進氣節流閥為全開狀態）。試驗過程中保持轉速和扭矩不變，分別選取20%、40%、60%和80%的節流閥開度，研究進氣量變化對發動機泵氣損失、排溫、缸內燃燒及排放性能的影響。

表2 噴油參數及排溫

注：A，B，C工況分別為1 250 r·min-125%負荷，2 000 r·min-140%負荷，3 000 r·min-170%負荷。下同。

Note: A, B, C conditions were 1 250 r·min-125% load, 2 000 r·min-140% load, 3 000 r·min-170% load, respectively.

式中eff為進氣節流閥有效截面積，m2；為通過進氣節流閥的空氣質量，kg；us，us，ds分別為節流閥進氣壓力（kPa）、溫度（℃）及節流閥排氣壓力（kPa）；為流函數；為轉換系數；為絕熱指數；π為進氣前后壓力比值；πcrit為臨界壓力比。

2 試驗結果及分析

2.1 進氣節流閥開度對過量空氣系數的影響

圖2a為進氣節流閥開度對進氣流量的影響。由圖2a可知，進氣節流閥開度減小使得有效進氣截面減小，造成進氣量下降。其中當進氣節流閥開度高于60%時，各工況下進氣流量變化較為平緩，而當節流閥開度低于60%時，A、B、C工況進氣流量開始明顯下降，當節流閥開度進一步減小至20%狀態時，進氣流量分別低至60，167和275 kg/h，降幅分別為60%，45%和40%。這是因為當節流閥開度低于60%時，節流閥上下游壓力比值較大，使得節流閥有效截面急劇減少，造成進氣阻力急劇升高，因此進氣流量下降的更為明顯。圖2b為不同工況下進氣節流閥開度對過量空氣系數的影響。由圖2b可知，過量空氣系數隨節流閥開度的變化趨勢與進氣流量的變化規律保持一致，在20%節流閥開度下，A、B、C工況過量空氣系數分別降至1.54、1.75和2.03，降幅分別為33.1%、32.4%和24.3%。

圖2 進氣節流閥開度對進氣流量及過量空氣系數的影響

2.2 進氣節流閥開度對泵氣損失及熱效率的影響

從氣體流動角度分析，柴油機的泵氣過程需要克服進、排換氣過程中的各種流動阻力損失。根據進、排氣系統的特點其主要以局部損失為主，包括節流閥的節流損失及渦后壓力損失，泵氣損失約占總機械損失的10%～15%。本文研究中，泵氣過程的功率損失可根據經驗公式計算[19]，見式（3），式（4）。圖3即為不同工況下節流閥開度對泵氣過程扭矩損失的影響。由圖3可知，隨著節流閥開度的減小，節流作用加強，導致進氣及渦前壓力逐漸減小，進排氣壓差上升，因此泵氣過程扭矩損失逐漸增大，而不同工況下扭矩損失幅度并不相同，具體表現在：當進氣節流閥開度由100%減少至20%時，高速大負荷工況（C工況）泵氣扭矩損失增加40 N·m，增幅高達21.6%；而低速小負荷（A工況）泵氣過程扭矩損失增加11 N·m，增幅為16.8%。

式中pump，pump分別為泵氣過程功率、扭矩；Δ為進排氣壓力差；，分別為發動機排量和轉速。

圖3 進氣節流閥開度對泵氣損失的影響

圖4a為3種工況下柴油機比油耗隨進氣節流閥開度的變化規律。由上述圖2、圖3可知，節流閥開度的減小使得柴油機進氣量減小，過量空氣系數降低，燃燒質量下降；此外節流閥開度的減小也使得泵氣過程扭矩損失增加，熱效率下降[20-23]，因此綜合作用使得圖4a中柴油機比油耗呈不斷增加趨勢。

圖4 進氣節流閥開度對比油耗及有效熱效率的影響

但不同工況下比油耗增量隨節流閥開度的減小卻不一致，具體表現為：低速小負荷（A工況）時的比油耗遠比高速大負荷（C工況）時增加得多，60%節流閥開度下，比油耗增值分別為12和4 g/(kW·h)，增幅為4.2%和1.6%；而20%節流閥開度下，比油耗增值分別為90和35 g/(kW·h)，增幅為31.5%和14%。小負荷工況比油耗增加更為明顯的原因主要是：低速小負荷工況下，壓縮終了缸內溫度較低，燃油霧化蒸發不良，燃燒穩定性較差，大幅減少進氣量會使缸內局部過濃區域進一步增加，造成燃燒惡化，燃燒效率急劇下降，而為保持柴油機動力性，需增加循環供油量，因此比油耗增幅明顯。另一方面，由燃油消耗量計算得出不同節流閥開度下有效熱效率的變化，如圖4b所示。與比油耗在低速小負荷下有明顯的增加對應，隨節流閥開度的減小，有效熱效率在低速小負荷下有明顯的降低，降幅高達30%。

2.3 進氣節流閥開度對缸內燃燒過程及排氣溫度的影響

圖5為選取的B工況柴油機進氣節流閥開度變化對缸內燃燒過程的影響規律。由圖5可知，缸壓曲線為雙峰，第1峰值為壓縮上止點的壓縮壓力、第2峰值為燃燒階段的最大燃燒壓力。隨著進氣節流閥開度的減小，進氣流量減少，柴油機缸內壓力在整個循環過程中都有明顯的下降。其中，當節流閥開度從100%減小至60%時，氣缸燃燒壓力下降了0.38 MPa，降幅4.8%，而節流閥開度從60%減小至20%時，氣缸燃燒壓力減小了0.84 MPa，降幅11.2%，且對應的相位角后移1°CA。造成較小進氣節流閥開度下最大燃燒壓力降幅顯著的原因是：較小節流閥開度時，進氣流量下降率更高（見圖2a），導致缸內過濃混合氣區域顯著增加，燃燒質量嚴重惡化，最終造成最大燃燒壓力急劇下降。

圖5 進氣節流閥開度對氣缸壓力及瞬時放熱率的影響(B工況)

此外，圖5所示結果表明在不同進氣節流閥開度下瞬時放熱率變化與缸壓變化規律并不一致。具體表現為：隨著節流閥開度的減小，瞬時放熱率的“第1峰”峰值逐漸增大，且上升段存在一定的后移，而“第2峰”峰值卻隨著節流度的減小而逐漸減小。其原因是：節流閥開度的減小使得進氣量減少，燃燒始點推遲，滯燃期延長，這就導致預混燃燒階段可燃混合氣的量增多，造成“第1峰”峰值上升；相應的在擴散燃燒階段由于可參與燃燒的可燃混合氣的量逐漸減小，因此瞬時放熱率的“第2峰”峰值呈下降趨勢。

圖6為進氣節流閥開度對缸內燃燒過程及排溫的影響。由圖6a、圖6b所示，隨著進氣節流閥開度的減小，缸內最大燃燒壓力逐漸減小而缸內平均燃燒溫度逐漸增大。以A工況為例，節流閥開度從100%減少至20%時，其最大燃燒壓力下降了1.67 MPa，降幅27.7%，而最高燃燒溫度增加了288 ℃，增幅33.5%。這主要是因為進氣量的減少，使得缸內混合氣變濃，燃燒惡化，最大爆發壓力下降；此外進氣量的降低使得滯燃期延長，預混燃燒的比例增加，更多燃料在預混燃燒階段氧化放熱，循環熱效率增加；另外進氣量的減少也會降低缸內工質吸收熱量的傳熱損失，兩者綜合使得缸內的最高燃燒溫度升高。

圖6c為各工況燃燒始點隨進氣節流閥開度的變化特性。其中，燃燒始點的定義為累積放熱率達到5%時所對應的曲軸轉角[24-25]。由圖6c可知，隨著進氣節流閥開度的減小，進氣量減少，燃燒始點（上止點后）逐漸推遲。這是因為進氣流量的減少使得上止點附近缸內壓力、溫度以及氧含量的降低，進一步減緩了反應物之間的碰撞概率和反應概率，使得滯燃期逐漸增加，最終造成燃燒始點有所推遲。以低速小負荷工況為例(A工況)，節流閥開度從100%減少至60%時，燃燒始點平均推遲0.5°CA，從60%減少至20%時，燃燒始點平均推遲1.5°CA。

圖6d、圖6e為進氣節流閥開度對燃燒噪聲及排氣溫度的影響。由圖6d可知，隨著節流閥開度的減小，燃燒噪聲逐漸減小。以A工況為例，節流閥開度從100%減少至20%時，燃燒噪聲最大降幅為1.45 dB。其原因主要是：進氣節流增加，使得進氣量減少，燃燒始點推遲，壓力升高率降低，因此燃燒噪聲下降。另一方面由圖6e可知，隨著進氣節流閥開度的減小，排氣溫度出現了不同幅度的增加，其中，低速小負荷（A工況）增幅最大，高速大負荷（C工況）增幅最小，具體表現為：節流閥開度從100%減少至20%時，A工況排溫增加了160 ℃，達到415 ℃，增幅為62.7%；而C工況排溫增加了70 ℃，達到435 ℃，增幅為19.2%。這主要由兩方面造成：1）節流閥開度的減小，使得節流作用增強，造成缸內最高燃燒壓力下降，燃燒持續期延長，導致柴油機熱轉化效率降低，因此各工況下的排氣溫度升高；2）當節流閥開度小于60%時，低速小負荷工況下進氣阻力對柴油機進氣流量的影響比高速工況顯著，換言之在節流閥同樣開度下，低轉速下進氣流量減小率越大，這就造成缸內燃燒空燃比過小，可燃混合氣變濃，發動機排溫升高越明顯。

圖6 進氣節流閥開度對缸內燃燒過程及排溫的影響

2.4 進氣節流閥開度對柴油機排放性能的影響

圖7a為不同進氣節流閥開度下柴油機煙度的變化特性。由圖7a可知，煙度隨節流閥開度的減小而增加，當節流閥開度小于60%時，煙度會迅速增加，負荷越小其增加速率越快。具體表現為：進氣節流閥開度由100%減少至60%時，A、B、C工況煙度增加量分別為0.23，0.11和0.09 FSN，增幅為153%，22.5%和6.4%；當節流閥開度繼續減小至20%狀態時，A、B、C工況煙度增加量分別為0.77、0.65和0.35 FSN，增幅為202.6%，122.6%和17.4%。造成此現象原因是：1）進氣節流閥開度的減小使得缸內氧含量減少，缸內最高燃燒溫度升高，導致擴散燃燒時高溫裂解生成的soot增加，此外滯燃期的延長也使得整個燃燒持續期縮短[26-27]，加之缸內氧含量減少，亦使soot的氧化過程受阻；2）高速大負荷工況下，節流閥開度的減小使得進氣量下降率較小，使得缸內局部當量比下降，減少了soot的生成。兩方面效果疊加，最終導致低速小負荷工況下煙度隨進氣量的減少而快速增加。

圖7b為柴油機HC排放隨進氣節流閥開度的變化情況。由圖7b可知，隨著進氣節流閥開度的減小，不同工況下HC排放均呈下降趨勢。HC排放主要來自燃油噴注外緣存在的過稀混合區域，進氣節流閥開度的減小，減少了進氣量，使得滯燃期延長，油氣混合時間加長，有助于減少缸內過稀混合氣的量，此外缸內平均溫度的升高降低了缸內部分區域失火的概率，減少了燃油不完全燃燒的風險，故而造成HC生成量隨進氣量的降低而減少。

圖7c為不同節流閥開度下CO排放的變化情況。由圖7c可知，CO排放隨進氣節流閥開度的減小在低速小負荷工況時升高更為明顯。具體表現為：節流閥開度從100%減少至20%時，A工況CO排放增加了139×10-6，增幅達40%，而B、C工況增幅僅為22%和26%。其原因主要是：當節流閥開度減少至20%時，A工況過量空氣系數最低（見圖2b），因此缸內濃混合氣區域增加，由缺氧造成的不完全燃燒的機率增大；此外，相對于B、C工況，A工況熱負荷小，燃燒室內低溫區域較多，因此綜合效果使得小負荷工況（A工況）CO排放增幅更為明顯。

圖7 進氣節流閥開度對排放的影響

圖7d為NOX排放隨進氣節流閥開度的變化情況。3種工況下NOX排放隨進氣節流閥開度的減小均有增加的趨勢。這是因為柴油機的NOX排放一般由燃燒溫度、氧濃度以及高溫持續時間三者共同決定[28-30]，進氣節流閥開度的減小，進氣量降低，使得缸內平均溫度升高，并且此時缸內高溫環境對NOX生成的促進作用強于氧含量減少對NOX生成的抑制作用，因此綜合作用導致NOX排放有所增加。

3 全工況區域內進氣節流控制策略

為定性分析大、中、小負荷下進氣量變化對發動機各性能的影響規律，并為DPF主動再生溫度控制的進氣節流策略提供依據，本文將不同進氣節流閥開度下發動機部分性能指標參數變化率的試驗結果繪制成表格，見表3。由表3可知，低速小負荷工況（A工況）降低進氣量，能顯著提升排氣溫度，但過大的進氣節流會使比油耗、煙度、NOX及CO排放急劇惡化，當節流閥開度降至40%左右時，排溫增幅與比油耗及煙度的惡化程度基本達到平衡，排溫提升35%，推薦采用的節流閥開度為35%～45%；而中高轉速中大負荷工況，進氣量的減少能適當提高排氣溫度，但過大的進氣節流會降低發動機的機械效率，影響發動機動力輸出，NOX及CO排放惡化，其中B工況在40%進氣節流閥開度下，排溫增幅20%，達到378 ℃，但泵氣損失、煙度及NOX排放惡化嚴重，考慮到柴油機中等負荷工況的排放性能，宜采用較小的節流度，B工況推薦采用的節流閥開度為50%~60%；而C工況在60%進氣節流閥開度下，排溫增幅不明顯，僅為7%，但泵氣損失及NOX增幅分別達到7.5%和62%，考慮到大負荷工況（C工況）的動力性及排放性，宜采用較弱的節流度，因此推薦采用的節流閥開度為70%~80%。綜上所述，低速小負荷工況進氣節流具有較大的升溫潛力，可將進氣節流作為該區域提升排溫的主要控制策略；隨轉速和負荷的增大，進氣節流的排溫提升潛力下降，而性能惡化嚴重，應采用較小的進氣節流。

表3 不同進氣節流閥開度下柴油機主要性能變化率

根據上述典型工況研究方法和結論，依據試驗樣機全工況區域內排氣溫度分布特征（見圖8）得出不同工況區域在性能惡化可接受的前提下進氣節流提升排溫的控制策略。此外，本文研究中單一采用進氣節流閥開度提升排氣溫度無法實現DPF再生所需的溫度目標值（600±30）℃，因此在后續研究中還應考慮進氣節流策略與噴油策略的耦合控制，最終達到排溫與各項性能的協調統一。

注：區域①：排氣溫度150～260℃；區域②：排氣溫度260～340 ℃；區域③：排氣溫度340～420 ℃；區域④：排氣溫度420～555 ℃

4 結 論

1）進氣節流閥開度減小時，過量空氣系數降低，泵氣扭矩損失增大，柴油機有效熱效率降低，比油耗增加，20%節流閥開度下，低速小負荷比油耗增加率較大可達31.5%；高速大負荷比油耗增加率較小為14%。

2）進氣節流閥開度減小時，缸內最大爆發壓力降低；燃燒始點推遲，滯燃期延長，預混燃燒比例增加，缸內平均溫度升高，柴油機排氣溫度升高，20%節流閥開度下低速小負荷排溫增加幅度大，可達62.7%；高速大負荷排溫增加幅度小，為19.2%。

3）進氣節流閥開度減小時，煙度、NOX及CO排放明顯惡化，HC排放得到改善。

4）依據文中典型工況的研究結論及樣機全工況下的排溫分布特征，得出提升排溫的進氣節流控制策略：小負荷區域采用較小進氣節流閥開度35%～45%；中等負荷區域增大進氣節流閥開度至50%～60%；大負荷及全負荷區域節流閥開度增大至70%～80%直至全開。

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Intake throttling control strategy based on DPF active regeneration temperature for diesel

Wang Jan1, Cao Zheng1, Zhang Duojun2, Liu Shengji1

(1.212013,; 2.214000,)

Diesel engines are widely applied in the field of transportation and manufacturing because of its better power and fuel economic performances. However, diesel engine emits huge quantities of particulate matter (PM) which pose a great threat to the human health and environment. As emission regulations are becoming gradually stricter, it is imperative to stringently control diesel PM emission with a feasible after-treatment technic. Diesel particulate filter (DPF) is considered as the most effective mean to reduce diesel PM emission. The core of DPF regeneration is the control of upstream temperature of DPF. DPF regeneration is mainly divided into active and passive regeneration, the regeneration temperature is mainly controlled by the air management and injection strategy for the active regeneration. Air management is mainly by changing the intake throttle valve to control the intake air flow, and then controlling the exhaust temperature, which is important to match and improve the low temperature performance of the after treatment system, but the change of intake air flow will inevitably affect performances of the engine. So the control strategy of air management needs to be studied in depth. In order to obtain the intake throttling control strategy based on DPF active regeneration temperature under the whole working area of diesel engine, three typical working conditions were designed, including low-speed light load (working condition A:1 250 r/min 25% load), middle-speed medium load (working condition B: 2 000 r/min 40% load) and high-speed heavy load (working condition C: 3 000 r/min 70% load), and the effects of intake throttle opening on pumping loss, exhaust thermal condition, in-cylinder combustion and emission characteristics of diesel engine were studied. The experimental results showed that the throttle effect was enhanced, the air intake flow gradually reduced under the different working conditions with the increasing of the throttle valve opening, which lead to the deterioration of combustion in cylinder, the decrease of the maximum combustion pressure, the increase of the BSFC, CO, NOXand smoke emissions. However, the decrease of the intake air flow delayed the start timing of combustion, prolonged the ignition delay period and increased the combustion temperature as well as the exhaust temperature, which inhibited the generation of HC effectively. When the intake throttle valve opening was reduced to 20%, the reduction rate of air intake flow was greater under the low-speed light load condition, the increase rate of exhaust temperature was more significant as much as 63%, while under the heavy load conditions, the exhaust temperature was slightly increased, but the pumping loss was increased by up to 19.2%, which seriously deteriorate the fuel economic performance. Based on the experimental results, the intake throttle valve opening was set respectively 35%-45%, 50%-60% and 70%-80% range according to the increasing potential for the exhaust temperature and performance deterioration under working conditions A, B, C in this paper. Moreover, the intake throttling strategy was given within the scope of all working conditions based on exhaust temperature distribution of the engine that light loads adopted the larger intake throttle valve opening, with the increasing of load, the throttle valve opening was gradually increased to the full open state.

diesel engines; combustion; emission control; DPF active regeneration; intake throttle; exhaust temperature; control strategy

10.11975/j.issn.1002-6819.2018.02.005

TK421

A

1002-6819(2018)-02-0032-08

2017-09-05

2017-12-26

江蘇省高校優勢學科建設工程資助項目（蘇證辦發[2015]）；江蘇重點研發計劃項目（BE201518）

王 建，副教授，主要研究方向為中小功率內燃機工作過程研究與性能優化。Email：wangjian@mail.ujs.edu.cn

王 建，曹 政，張多軍，劉勝吉. 基于DPF主動再生溫度需求的柴油機進氣節流控制策略[J]. 農業工程學報，2018，34(2)：32－39. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.02.005 http://www.tcsae.org

Wang Jan, Cao Zheng, Zhang Duojun, Liu Shengji. Intake throttling control strategy based on DPF active regeneration temperature for diesel[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2018, 34(2): 32－39. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.02.005 http://www.tcsae.org