陳海娥 段加全 馮海濤 徐寧寧 閆朝亮

（1.中國(guó)第一汽車股份有限公司研發(fā)總院，長(zhǎng)春 130013；2.汽車振動(dòng)噪聲與安全控制綜合技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)春 130013）

主題詞：三元催化器 載體 機(jī)油稀釋 掃氣 排氣溫度

1 前言

國(guó)家第六階段機(jī)動(dòng)車污染物排放標(biāo)準(zhǔn)對(duì)顆粒物排放量的限值加嚴(yán)，部分車型需要加裝汽油機(jī)顆粒捕集器（GPF），以滿足排放法規(guī)要求。

某車型搭載的3.0 L缸內(nèi)直噴機(jī)械增壓發(fā)動(dòng)機(jī)的噴射壓力只有20 MPa，因此在三元催化器的后方配置了GPF。該車型在傳動(dòng)系耐久、綜合耐久等劇烈的交變工況試驗(yàn)中多次出現(xiàn)三元催化器載體碎裂問題。三元催化器載體出現(xiàn)開裂后，如果繼續(xù)進(jìn)行試驗(yàn)，通常會(huì)形成貫穿性裂紋，一段時(shí)間后發(fā)生碎裂，碎片進(jìn)入GPF 中會(huì)造成其堵塞，使發(fā)動(dòng)機(jī)排氣阻力大幅增加，造成發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力下降甚至失火。

本文通過數(shù)據(jù)分析和系列驗(yàn)證試驗(yàn)尋找載體碎裂的主要原因，在硬件不變的條件下，通過對(duì)噴油提前角進(jìn)行最大限度的優(yōu)化和減小掃氣區(qū)氣門重疊角等措施降低溫升幅度，并針對(duì)特定工況，加強(qiáng)和加快混合氣加濃，通過激進(jìn)的混合氣加濃和斷油抑制限制排氣溫度，從而解決三元催化器載體碎裂問題。

2 三元催化器載體碎裂原因分析

2.1 現(xiàn)象分析

三元催化器載體碎裂的主要原因是載體內(nèi)溫度過高，但在該車型整車路試及動(dòng)力總成臺(tái)架試驗(yàn)中均未發(fā)現(xiàn)三元催化器載體溫度超過1 050 ℃的情況，在傳動(dòng)系耐久試驗(yàn)中三元催化器的溫度大多在950 ℃以下，僅在非常短的時(shí)間內(nèi)出現(xiàn)了1 010 ℃的高溫，根據(jù)以往經(jīng)驗(yàn)，該溫度不會(huì)造成載體碎裂[1-3]。

對(duì)開裂后的載體進(jìn)行電鏡檢查，結(jié)果如圖1 所示，發(fā)現(xiàn)載體裂紋處微觀結(jié)構(gòu)存在坍塌現(xiàn)象，催化劑涂層被高溫熔化，由此可以確認(rèn)三元催化器載體經(jīng)歷過1 100～1 200°C的高溫[4-5]。

圖1 開裂后三元催化器載體的電鏡檢查結(jié)果

2.2 原因分析

在動(dòng)力總成臺(tái)架上模擬傳動(dòng)系耐久試驗(yàn)中易出現(xiàn)高溫的急加速、急減速工況，如圖2所示，前35 s為加速工況，之后為減速斷油工況，加速時(shí)會(huì)在距離三元催化器入口1/3處產(chǎn)生溫度峰值，減速時(shí)會(huì)在距離三元催化器入口2/3處產(chǎn)生另一個(gè)溫度峰值，該位置溫度上升幅度更高，且持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)，但最高溫度也均在950°C以內(nèi)。

減速斷油后，除曲軸箱通風(fēng)氣體中含有少量機(jī)油和燃油外，理論上排氣中主要為空氣。在動(dòng)力總成臺(tái)架上模擬斷開曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)前、后三元催化器中的溫度變化情況，結(jié)果如圖3所示。由圖3可知，曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)開啟和關(guān)閉條件下，催化器各處溫度變化高度一致，排氣溫度的差值僅為7 ℃左右，斷開曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)后，減速斷油期間仍有溫度升高現(xiàn)象。

圖2 傳動(dòng)系耐久試驗(yàn)中易出現(xiàn)高溫的典型工況模擬

圖3 曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)開啟和關(guān)閉條件下催化器各處溫度

造成三元催化器溫度升高的主要排放物是THC和CO，在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上模擬加、減速工況，經(jīng)過1 h試驗(yàn)后，測(cè)量THC 和CO，排放濃度?？梢钥闯?，減速時(shí)CO 排放量為0，但THC排放濃度極高。圖4所示為3.0 L發(fā)動(dòng)機(jī)與其他發(fā)動(dòng)機(jī)排放物濃度對(duì)比結(jié)果，由圖4可知，本文發(fā)動(dòng)機(jī)THC排放濃度明顯高于各對(duì)標(biāo)樣機(jī)。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，該濃度的THC 會(huì)造成150 ℃以上的溫升。THC 排放濃度過高說明機(jī)油中融入了未燃燒的汽油，發(fā)生了嚴(yán)重的機(jī)油稀釋現(xiàn)象。分析該發(fā)動(dòng)機(jī)額定功率點(diǎn)噴油情況發(fā)現(xiàn)，由于混合氣加濃嚴(yán)重，最低空燃比在0.65左右，瞬時(shí)低壓供油能力不足，導(dǎo)致噴油持續(xù)期過長(zhǎng)，從而導(dǎo)致噴油結(jié)束角過晚，超出對(duì)標(biāo)噴油數(shù)據(jù)庫(kù)的范圍。圖5所示為直噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油起始角和結(jié)束角的對(duì)標(biāo)數(shù)據(jù)庫(kù)，并給出了本文3.0 L發(fā)動(dòng)機(jī)功率點(diǎn)噴油位置。圖6所示為功率點(diǎn)混合氣加濃后噴油過程與進(jìn)、排氣過程的關(guān)系（其中噴油標(biāo)志位1和0分別表示噴油器開啟和關(guān)閉），可見噴油時(shí)間甚至長(zhǎng)于進(jìn)氣時(shí)間。過長(zhǎng)的噴油持續(xù)期導(dǎo)致噴霧碰撞缸筒的幾率增大，且混合效果差，導(dǎo)致機(jī)油稀釋及顆粒物排放濃度高。

圖4 斷油過程中THC及CO排放物濃度對(duì)比

2.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證前文的分析結(jié)論，設(shè)計(jì)了發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)方案如下：全速大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)1 h后，曲軸箱通風(fēng)正常連接狀態(tài)下測(cè)試，全速大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)1 h后，曲軸箱通風(fēng)斷開狀態(tài)下測(cè)試，換新機(jī)油，曲軸箱通風(fēng)正常狀態(tài)下測(cè)試，對(duì)比以上狀態(tài)下減速斷油時(shí)THC排放濃度和溫升情況，結(jié)果如圖7所示。與新機(jī)油相比，高轉(zhuǎn)速大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)1 h后，減速斷油期間均排出了大量THC，一部分隨曲軸箱通風(fēng)進(jìn)入，更大一部分由于減速斷油期間缸內(nèi)負(fù)壓，融入機(jī)油的汽油從油底殼中直接析出進(jìn)入排氣系統(tǒng)中，再次驗(yàn)證了機(jī)油稀釋的結(jié)論。與新機(jī)油相比，高轉(zhuǎn)速大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)1 h后減速斷油時(shí)的溫升高達(dá)170 ℃。如果采用新機(jī)油，減速斷油時(shí)三元催化器中的溫度比入口溫度低。

在動(dòng)力總成臺(tái)架上進(jìn)行溫度測(cè)量時(shí)通常只進(jìn)行幾個(gè)加、減速循環(huán)的試驗(yàn)，大負(fù)荷運(yùn)行時(shí)間短，沒有造成嚴(yán)重的機(jī)油稀釋，因此，試驗(yàn)中斷開曲軸箱通風(fēng)沒有影響。在后期進(jìn)行長(zhǎng)時(shí)間連續(xù)試驗(yàn)后也發(fā)現(xiàn)了與發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)中類似的現(xiàn)象，即大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)間越長(zhǎng)，減速斷油時(shí)THC 排放濃度越大，三元催化器內(nèi)的溫升越高。圖8所示為動(dòng)力總成臺(tái)架0.5 h減速斷油的試驗(yàn)結(jié)果，可以看出，在長(zhǎng)時(shí)間減速斷油過程中，THC排放濃度明顯增大，催化器中心反應(yīng)放熱量上升，導(dǎo)致溫度顯著升高，尤其是距離三元催化器載體入口2/3處。

圖8 動(dòng)力總成臺(tái)架多個(gè)循環(huán)減速斷油試驗(yàn)結(jié)果

加速過程導(dǎo)致三元催化器載體溫度升高的原因?yàn)椋?/p>

a.發(fā)動(dòng)機(jī)從低轉(zhuǎn)速小負(fù)荷到高轉(zhuǎn)速大負(fù)荷帶來排氣溫度的升高，目前發(fā)動(dòng)機(jī)最高排氣溫度均控制在硬件能承受的溫度范圍內(nèi)。

b.加速過程發(fā)動(dòng)機(jī)的排放物THC和CO會(huì)在三元催化器中反應(yīng)帶來溫度升高。本文比較了不同空燃比下三元催化器中排氣溫度的變化情況，在其他控制參數(shù)不變的條件下，空燃比從0.8降低到0.7時(shí)，污染物排放導(dǎo)致的三元催化器中心溫度提高達(dá)到100 ℃左右。

c.進(jìn)、排氣掃氣使得氧氣進(jìn)入三元催化器中。由于該發(fā)動(dòng)機(jī)是機(jī)械增壓發(fā)動(dòng)機(jī)，排氣背壓低，其掃氣區(qū)域較渦輪增壓發(fā)動(dòng)機(jī)大很多。在掃氣區(qū)域會(huì)有氧氣進(jìn)入排氣中，從而加速三元催化器和GPF中的反應(yīng)。圖9所示為傳動(dòng)系耐久試驗(yàn)循環(huán)在發(fā)動(dòng)機(jī)MAP圖上的運(yùn)行情況，可見加速過程既經(jīng)過掃氣區(qū)又經(jīng)過加濃區(qū)。

綜上所述，高轉(zhuǎn)速大負(fù)荷的混合氣加濃和掃氣區(qū)重疊角過大是導(dǎo)致加速過程溫度大幅升高的主要原因。整車道路試驗(yàn)和動(dòng)力總成臺(tái)架試驗(yàn)中均未發(fā)現(xiàn)高溫與三元催化器中排氣溫度測(cè)量方法及傳感器的響應(yīng)時(shí)間有關(guān)。以往試驗(yàn)中采用的熱電偶直徑均為3 mm，這是平衡了測(cè)量結(jié)果的準(zhǔn)確度及測(cè)試成本后的選擇[6-7]，對(duì)于結(jié)構(gòu)實(shí)體來說，其溫度變化速度通常不會(huì)很快，但發(fā)動(dòng)機(jī)工況變化時(shí)排氣溫度的變化非?？臁榱朔治霾煌睆綗犭娕紝?duì)瞬態(tài)工況的影響，分別采用直徑1 mm、1.5 mm和3 mm的熱電偶進(jìn)行對(duì)比測(cè)試，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在瞬態(tài)工況下，直徑1 mm 和1.5 mm 的熱電偶由于響應(yīng)較快，其測(cè)得的溫度比直徑3 mm的熱電偶高50～75°C，如圖10 所示。由此可知，在某些工況下確實(shí)存在三元催化器載體溫度超過1 050°C的現(xiàn)象。

圖9 傳動(dòng)系耐久試驗(yàn)循環(huán)在發(fā)動(dòng)機(jī)MAP圖上的運(yùn)行示意

圖10 三元載體中不同直徑熱電偶對(duì)比測(cè)試結(jié)果

3 優(yōu)化措施

3.1 降低減速斷油溫升

減速斷油溫升的根本原因是混合氣加濃過多、噴油持續(xù)期過長(zhǎng)。通過改善整車?yán)鋮s措施，可以有效降低混合氣加濃，從而減少噴油量；或加大噴油器流量，提升高壓油泵、低壓油泵能力來縮短噴油持續(xù)期。但這些調(diào)整都存在硬件改動(dòng)，短期內(nèi)無法實(shí)施。

本文提出一種在硬件不變的條件下，通過控制參數(shù)及控制策略優(yōu)化降低污染物排放量、機(jī)油稀釋和溫升幅度的方法：

a.首先基于混合氣加濃后的噴油量，重新優(yōu)化噴油參數(shù)。在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上開展試驗(yàn)，研究噴油角度與機(jī)油稀釋度及THC濃度和顆粒物排放量的關(guān)系，5 000 r/min全負(fù)荷工況下的試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。由表1可以看出，高轉(zhuǎn)速大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)1 h后機(jī)油稀釋度、排氣溫升、THC濃度和顆粒物排放量均大幅降低。

表1 5 000 r/min全負(fù)荷工況下噴油提前角優(yōu)化試驗(yàn)結(jié)果

b.降低減速斷油工況下THC 排放濃度的另一個(gè)方法是適當(dāng)提升該過程的負(fù)荷，負(fù)荷稍大時(shí)缸內(nèi)負(fù)壓不會(huì)過低，融入機(jī)油中的THC 不會(huì)析出，就不會(huì)導(dǎo)致減速斷油期間的溫升。圖11 所示為控制減速斷油過程不同負(fù)荷下的THC 排放濃度及溫升情況的試驗(yàn)結(jié)果，負(fù)荷由5%提高到20%后，THC 濃度峰值下降50%，催化器中心溫度下降200°C，斷油后溫升現(xiàn)象消失。

圖11 控制減速斷油過程不同負(fù)荷下的THC濃度及溫升情況

c.降低減速斷油工況下整車THC 濃度的有效方法還有減速期間不斷油，繼續(xù)噴油燃燒時(shí)，也會(huì)排出THC，體積濃度為2.0×10-3左右，約為減速斷油期間THC體積濃度的20%，同時(shí)溫度較低的排氣能夠帶來冷卻效果，所以不會(huì)造成三元催化器中較大的溫升。由圖12可以看出，在長(zhǎng)時(shí)間減速時(shí)三元催化器中1/3 和2/3 處均未出現(xiàn)溫度升高現(xiàn)象。

圖12 減速期間不斷油時(shí)尾氣THC排放及三元催化器中溫度變化情況

3.2 降低加速段溫升

為了不明顯影響模型精度及不對(duì)NEDC 工況油耗產(chǎn)生影響，只減小了圖9中掃氣區(qū)上半部分的目標(biāo)氣門重疊角（進(jìn)、排氣配氣相位各減小2°）。氣門重疊角減小4°后觸媒中心溫度平均可降低15 ℃左右，掃氣最大區(qū)域可降低30～40 ℃，如圖13所示。

圖13 減小重疊角4°對(duì)排氣溫度降低的貢獻(xiàn)

目前現(xiàn)生產(chǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)初始機(jī)械相位裝配精度是±3°，該發(fā)動(dòng)機(jī)左、右兩側(cè)最大的相位差異會(huì)達(dá)到6°。運(yùn)行里程很長(zhǎng)后發(fā)動(dòng)機(jī)兩側(cè)的相位差異更大，由此導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)兩側(cè)排氣溫度差異達(dá)50 ℃左右。所以，如果能更準(zhǔn)確地控制裝配相位，也能較為有效地控制三元催化器排氣溫度。在目前的相位裝配精度條件下，需要減小重疊角，并將掃氣區(qū)三元催化器入口排氣溫度限定在800°C左右，給生產(chǎn)一致性留出更大裕度。

3.3 降低排氣溫度的綜合措施

為了控制三元催化器排氣溫度及抑制排氣溫度異常升高，采取多項(xiàng)措施控制整車排氣溫度，如針對(duì)傳動(dòng)系耐久工況加強(qiáng)和加快混合氣加濃，以及針對(duì)動(dòng)態(tài)加、減速工況的頻繁斷油/清氧功能，通過激進(jìn)的混合氣加濃和激進(jìn)的斷油抑制來限制排氣溫度等。通過控制參數(shù)和控制策略的調(diào)整和優(yōu)化，三元催化器中的溫度如圖14 所示。由圖14 可知，優(yōu)化后三元催化器溫度均控制在950 ℃以內(nèi)，解決了三元催化器載體碎裂的問題。

圖14 優(yōu)化前、后三元催化器溫度比較

4 結(jié)束語

本文通過分析和排查，確定三元催化器載體碎裂的主要原因是其載體溫度過高，而混合氣加濃過多、噴油持續(xù)期長(zhǎng)、掃氣區(qū)重疊角大是溫度過高的主要原因。

在不改動(dòng)硬件的前提下，本文通過優(yōu)化噴油提前角、減小掃氣區(qū)氣門重疊角降低了排氣溫升幅度，針對(duì)特定工況加強(qiáng)和加快混合氣加濃，并通過激進(jìn)的混合氣加濃和斷油抑制限制排氣溫度。結(jié)果表明，通過整車、發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)和控制策略的調(diào)整和優(yōu)化，三元催化器溫度均控制在950 ℃以內(nèi)，解決了三元催化器載體碎裂的問題。