重型柴油機冷EGR與VGT耦合優化試驗研究

樓狄明，李響，郭石磊,2，譚丕強，胡志遠

(1.同濟大學汽車學院，上海 201804；2.聯合汽車電子有限公司，上海 201206)

柴油機具有燃油消耗低、輸出扭矩大、可靠性好等優點，因而廣泛應用于交通運輸、工程機械等領域[1]。NOx是柴油機主要排放物之一，如何有效控制NOx排放是目前柴油機排放控制的研究重點[2-3]。

廢氣再循環技術(Exhaust Gas Recycling，EGR)是降低柴油機NOx排放的有效方法之一[4-5]。但采用EGR技術會引起其他問題：燃燒過程變緩，HC排放升高；空燃比降低，PM排放和煙度升高[6-7]。且在部分工況下，增壓柴油機的增壓壓力高于排氣壓力，不能有效進行廢氣再循環。可變截面渦輪增壓器(Variable Geometry Turbocharger,VGT)可提高渦輪增壓柴油機的瞬態響應性，并改善EGR的上述不足[8-10]。VGT/EGR系統擴大了EGR的適用范圍，附加成本低；通過VGT/EGR系統的優化與匹配，可在保證柴油機動力性和經濟性的同時，滿足日趨嚴格的排放限值[11-12]。

鑒于上述分析，基于臺架試驗結果，通過建立數學模型和評價標準，對各個工況點下的VGT閥門開度和EGR閥門開度進行綜合優化，為EGR與VGT的耦合優化提供參考。

1 試驗設計

試驗樣機為配備VGT與EGR的某高壓共軌重型柴油機，其主要參數見表1。試驗所用燃料為國Ⅴ柴油，其具體理化指標如表2所示。

表1 柴油機主要參數

表2 燃料主要理化指標

試驗研究所使用的試驗設備主要包括AVL PUMA發動機試驗臺架、AVL APA4F4電渦流測功機、AVL-735動態油耗儀、AVL-i60氣體測試儀、AVL-PEUS多組分排放儀以及ETAS INCA標定系統等。發動機臺架裝置示意見圖1。

圖1 發動機臺架裝置示意

選取ESC循環十三工況的3個代表轉速A，B，C，分別在25%，50%，75%和100%負荷，進行柴油機的性能與排放試驗。通過ETAS標定系統調整VGT和EGR閥門開度，EGR閥門開度分別為0，25%，50%，75%和100%，VGT閥門開度分別為40%，50%和65%。VGT閥門開度定義噴嘴環葉片轉過角度最小，渦輪有效流通截面最大為0開度；噴嘴環葉片轉過角度最大，渦輪有效流通截面最小為100%開度。

2 數學模型和評價標準

鑒于VGT/EGR系統對柴油機排放特性的綜合影響，在進行ESC十三工況的穩態正交試驗后，通過建立一定的評價標準，在各個工況下進行VGT閥門開度和EGR閥門開度的選取和優化。

引入變量i，j，k，xk(i,j)，ak，并定義如下：

1)i為工況點序號，i=1，2，…11，12；

2)j為不同EGR和VGT閥門開度組合對應的試驗點，j=1，2，…14，15；

3)k為評價參數，k=1，2，3，4，分別對應于NOx體積分數、燃油消耗率、煙度和CO體積分數；

4)xk(i,j)為第i個工況、第j個EGR和VGT閥門開度組合對應的評價參數k的值；

5)ak為評價參數k的權值，∑ak=1。

考慮到各評價參數之間單位或量級的不同，建立如下數學模型：

1) 計算在第i個工況，不同評價參數k在各個EGR和VGT閥門開度組合下的最大值yk(i)，即

yk(i)=Max(xk(i,j))。

2) 在第i個工況，對各個EGR和VGT閥門開度組合下的評價參數值xk(i,j)與yk(i)的比值進行加權求和，即

3) 計算z(i,j)的最小值，最小值對應的j即為工況i下所要選擇的EGR和VGT閥門開度組合。

在基于柴油機經濟性和排放對各個工況點的EGR閥門開度和VGT閥門開度進行選取時，鑒于需求不同，評價標準也不是唯一的。基于以上數學模型，共建立3種評價標準：

1) 由于柴油機排放中NOx與顆粒物存在著顯著的trade-off關系，故選擇NOx排放和煙度作為評價指標。

2) 由于在試驗過程中發動機未加裝后處理裝置，各個工況下煙度值較高。考慮到顆粒物排放可以通過機外凈化手段進行降低，同時柴油機引入EGR后燃油消耗率升高，故選擇NOx排放和燃油消耗率作為評價指標。

3) 柴油機由于富氧燃燒，排放中的CO和HC較低，但仍為主要排放污染物之一，為綜合考慮發動機的經濟性和排放性能，選擇NOx和CO排放、煙度以及燃油消耗率作為評價指標。

各評價標準選取的評價指標及評價指標權值如表3所示。

表3 3種評價標準

基于以上制定的評價標準，將各工況點、各EGR和VGT閥門開度組合下的試驗數據導入數學模型中，得到各工況點選取的EGR閥門開度、VGT閥門開度及min(z(i,j))(見表4)。

表4 各工況點選取的EGR和VGT閥門開度

續表

為了方便對各個評價標準下的優化結果進行分析比較，將NOx體積分數、燃油消耗率、煙度和CO體積分數作為3種評價標準的比較參數。以各工況點下，NOx體積分數、燃油消耗率、煙度和CO體積分數的最大值為基準，對各評價標準下選取的EGR和VGT閥門開度組合對應的評價參數進行分析比較。

下文中所涉及的符號釋義如下：

aNOx為NOx排放在其基準值中的占比；a煙度為煙度在其基準值中的占比；a油耗率為油耗率在其基準值中的占比；aCO為CO排放在其基準值中的占比。

3 試驗結果與分析

各評價標準下優化結果的評價參數對比如圖2所示。從圖中可見：

1) 在NOx排放方面，3種評價標準的優化結果中，標準三的aNOx在各個工況點都處于較高水平，在A25，A50，…C100各工況點下，aNOx分別為26.2%，60.2%，48.5%，52.1%，94.7%，62.7%，37.1%，24.0%，54.4%，57.2%，31.1%和29.5%；而標準二的aNOx在各工況點均處于較低水平，aNOx分別為24.7%，31.6%，21.0%，22.6%，38.9%，22.7%，8.9%，7.5%，27.7%，14.0%，14.1%和14.8%；標準一的aNOx在標準二和標準三之間。

2) 在煙度方面，標準二由于未考慮煙度，其優化結果的a煙度明顯高于其他兩種評價標準，部分工況選取的EGR和VGT閥門開度對應的煙度值為該工況下的最大值，在A25，A50，…C100各工況點下，a煙度分別為55.1%，100%，100%，100%，100%，100%，100%，100%，86.2%，100%，81.0%和88.1%；標準一和標準三的a煙度明顯低于標準二，且標準三的a煙度更低。

3) 在燃油消耗率方面，3種評價標準的優化結果中a油耗率相差不大，均在74.8%以上，其中標準二的a油耗率略高于其他兩種評價標準。

4) 在CO排放方面，大部分工況下標準二的aCO明顯高于其他兩種評價標準的優化結果，在A25，A50，…C100各工況點下，aCO分別為100%，88.7%，66.7%，25.3%，97.3%，100%，100%，100%，78.4%，100%，83.9%和86.6%；標準三的aCO處于較低水平，分別為74.3%，36.7%，14.0%，12.6%，41.2%，10.5%，10.7%，8.5%，44.6%，11.5%，30.8%和18.6%；標準一的aCO在標準二和標準三之間。

從上述分析可知，由于各評價標準的優化目標不同，各工況點選取的EGR和VGT閥門開度及其對應的NOx體積分數、煙度、燃油消耗率和CO體積分數均不相同。以折中NOx排放和煙度為目標的評價標準一，其NOx體積分數、煙度、燃油消耗率和CO體積分數均處于中等水平；以優化NOx排放和燃油消耗率為目標的評價標準二，其NOx體積分數處于較低水平，燃油消耗率與其他兩種評價標準相當，而煙度和CO體積分數則明顯高于其他兩種評價標準；綜合考慮NOx排放、煙度、燃油消耗率和CO體積分數的評價標準三，其NOx體積分數明顯高于標準一和標準二，CO體積分數較低，煙度和燃油消耗率與其他兩種評價標準相當。試驗研究所用發動機并未加裝后處理裝置，考慮到標準一的優化結果中各評價參數均處于中等水平，且EGR降低柴油機NOx排放后，可通過加裝SCR使NOx排放進一步降低，還可以通過加裝DOC，DPF等后處理裝置使CO排放和煙度顯著降低，故基于評價標準一對EGR和VGT閥門開度組合進行優化。

全試驗工況下，優選的EGR和VGT閥門開度如圖3所示。從圖中可見，隨著轉速的升高，EGR閥門開度逐漸減小，且相同轉速下，EGR閥門開度先增大后減小；中等負荷下，VGT閥門開度較小，隨著轉速的升高，閥門開度逐漸增大。

圖2 各評價標準下的優化結果

圖3 優選的EGR和VGT閥門開度

全試驗工況下，優化后的NOx排放、煙度、燃油消耗率和CO排放如圖4所示。從圖中可見，NOx排放整體較低，但大負荷及高轉速工況下，NOx排放顯著升高；中等負荷下，尾氣煙度極低，但低速大負荷工況下煙度迅速升高；燃油消耗率整體較低，高速小負荷工況下油耗率顯著提高；中高轉速下，CO排放較低，低速大負荷工況下CO尾氣排放嚴重。

圖4 優化后的評價參數

4 結論

a) 標準一相比于其他方案，各評價參數均處于中等水平；標準二的NOx排放處于較低水平，而煙度和CO排放較高；標準三NOx排放較高，而CO排放較低；

b) 基于標準一對EGR和VGT閥門開度進行優化，結果表明：相同轉速下，隨著負荷的增大，EGR閥門開度先增大后減小；中等負荷下，VGT閥門開度較小，轉速較高時，閥門開度增大；

c) 標準一的優化結果整體較優，但大負荷和高轉速工況的NOx排放及低速大負荷工況的CO排放問題嚴重，且在低速大負荷工況下煙度急劇升高。為緩解以上問題，需通過調節噴油正時對柴油機的性能作進一步優化。