某增壓汽油發動機催化器結構設計

盛宏業 李志廣 黃昌瑞

（華晨汽車工程研究院動力總成設計處）

三元催化器是目前為解決點燃式發動機排放問題而被廣泛應用的一項后處理技術。隨著排放法規的日趨嚴格，以及歐Ⅳ測試循環相對于歐Ⅲ測試循環的改變，不但要求催化器有高的轉化效率，而且要求冷啟動時三元催化器的起燃時間要盡量縮短。進入20世紀90年代以后，隨著計算機技術和計算流體力學的快速發展，用CFD軟件對催化器內部流動的仿真日趨活躍，人們可以采用數值模擬的方法來研究催化器的溫度場、濃度場及速度場分布，從而為催化器與發動機的匹配以及催化器的設計提供指導。文章針對某公司1.5 L渦輪增壓發動機的催化器設計展開討論。

1 發動機相關參數

發動機為直列4缸汽油機，配備廢氣渦輪增壓器，排量為1.5 L，最大功率為110 kW，最大功率轉速為5 500 r/min，最大扭矩195 N·m，最大扭矩轉速為1 800～4 500 r/min，配備 5MT/4AT變速箱。

2 三元催化器設計

為了達到歐Ⅳ排放指標，自然吸氣的汽油機一般采用排氣歧管與三元催化器一體的緊耦合結構，這樣前級催化器與發動機燃燒室間的路徑短，催化器的溫度起燃特性好。但對于廢氣渦輪增壓發動機，因渦輪增壓器的存在，啟動初期會吸收大量熱量，導致在ECE循環排放測試過程中，冷啟動后較長時間催化劑入口溫度處于較低水平，催化劑開始起作用的時間、起燃時間以及達到最佳工作溫度的時間較自然吸氣的晚一些。特別是歧管預混式，冷啟動時混合氣偏濃加之增壓器吸熱，HC的處理是主要問題點。因此，對于渦輪增壓的汽油機而言，THC排放是主要問題，特別是AT車型THC更多一些。

針對歐Ⅳ的排放要求，主要從2個方面對三元催化器進行研究。1）最大限度地進行催化器緊耦合設計，采用2節催化器設計，選用大小合適的高目數薄壁厚載體，此外還要保證涂層金屬的熱穩定性，要求金屬涂層具有高耐久性能。2）對發動機進行更激進的冷啟動控制，優化動態過程中的空燃比控制和催化器暖機控制。這樣的設計能同時降低新老催化器的HC和NOx排放，使催化器在40 s左右就達到起燃溫度[1]。

2.1 載體設計

2.1.1 載體尺寸

對于增壓汽油機而言，由于一部分廢氣的熱量被增壓器吸收，催化器的起燃特性會受影響。為有效提高催化器性能，采用2級載體設計方式。一方面，前級催化器變小，可以有效提高催化器的溫度，提高低溫時的轉化效率；另一方面，載體總尺寸不變，可以保證高速段催化器有足夠的轉化能力。經過理論分析和試驗研究，前級催化器采用0.5 L容積，后級催化器采用1 L容積，能夠達到比較理想的效果。因此前級采用“φ93×75，600 cpsi/4 mil，0.5 L”，后級采用“φ101.6×123.3，400 cpsi/6 mil，1.0 L”進行布置。

2.1.2 載體材料

目前催化器使用的載體有陶瓷載體和金屬載體。要求三元催化器載體具有高的幾何表面積、強度和氧化阻抗等，低的熱容量、壓力降和熱膨脹系數，以及有效的廢氣熱轉換，且易于涂覆。圖1示出陶瓷載體和金屬載體的起燃溫度比較圖。從圖1可以看出，陶瓷載體具有較好的起燃特性，排放控制效果也較好[2]。

2.1.3 載體結構

陶瓷載體采用高目數及薄壁結構能取得較好的凈化效果。圖2示出載體有效催化面積與目數的關系。載體目數增加對發動機的輸出功率有一些影響，設計目標是盡量減少其對功率的影響，并達到排放要求。通過理論分析和試驗研究，選用600 cpsi/4 mil結構，能夠達到理想的效果。

2.1.4 載體封裝

設計方案的選擇主要從發動機艙空間大小、底盤空間布置、排放要求及成本控制進行考慮。在載體的選擇上應盡量考慮采用圓形的載體，因為其氣流分布的均勻性、催化劑的利用率、背壓及封裝工藝性都是最好的，但有時由于空間位置的關系還必須采用橢圓形或者跑道形載體。現有的載體封裝方式分為蚌殼式、壓入式和捆綁式，如圖3所示。不同封裝方式的底座平均壓力也不相同，如圖4所示。因增壓器存在，催化器布置較為困難，催化器的布置較靠后，同時受空間限制，前級載體較小，前級背壓可能會較高，很多情況下前級采用金屬載體。金屬載體背壓與熱容小，無需封裝，可以直接焊端錐，相同催化器空間可獲得更大的載體體積[3]。

2.2 貴金屬涂層和涂覆工藝

2.2.1 貴金屬涂層

貴金屬的配比和用量對排放有較大影響。一般貴金屬量越大，排放效果越好。手動及自動擋的載體涂層配比，如表1所示。

表1 催化器尺寸及載體涂層配比

2.2.2 涂覆工藝

除了基本的設計外，還需借助隔離涂層技術，控制涂層成分的布置，保持催化器活性和耐久性。對于貴金屬，特別是Rh，要避免因與氧化物（氧化鈰）發生有害反應而生成低性能合金（如Pd-Rh），從而避免固態失活物（如鋁酸鹽）的形成，改善堿土的促進作用。采用特別的隔離涂層工藝，不僅使原子級的催化劑工程技術得以實現，使貴金屬以原子態散布在特殊基層金屬氧化物載體上，而且對貴金屬功能有特別促進作用，可避免形成低性能合金，避免貴金屬與基層金屬氧化物生成化合物[4]。

3 催化器模態分析

對該機型催化器前級進行模態振動分析。圖5示出本機型催化器前級各危險點分布，表2示出前級中各危險點的分析數值。根據催化器前級在發動機上的實際安裝狀態，對其安裝點進行約束及載荷加載，其約束位置，如圖5中紅圈部分所示。

表2 催化器前級各危險點分析數值

確定催化器約束點后對催化器進行模態分析，主要為了保證計算后的催化器模態高于發動機基礎模態（大約在240 Hz），避免與發動機產生共振而造成催化器損壞。同時為了觀察前級催化器殼體在工作中的變化，一般對前6階模態進行計算，如圖6所示，用于殼體設計的參考。

經過分析，在工作狀態下其頻率在2 600 Hz以上，主要表現為空腔部分的徑向呼吸模態。

4 排氣系統CFD分析

4.1 物理邊界的確定

圖7示出催化器原始三維幾何模型。通過抽取流體外殼及拉伸進出口邊界，確定其物理邊界。

4.2 CFD物理模型及網格劃分

圖8示出對排氣系統建立的物理模型。各部件的內部結構完全按照實際結構進行構建，外部結構在不影響計算結果的情況下進行了適當簡化。

采用切割體網格對排氣系統進行網格劃分，主要由六面體網格構成，在保證計算精度的同時節約計算時間。

4.3 初始參數及條件

計算工況：排氣管的流量為0.13 kg/s，排氣入口溫度1 173 K（900℃）。

4.4 邊界條件設置

1）入口邊界：溫度為1 173 K，將入口氣流設定為均勻分布且沿入口軸線方向流動，介質為空氣（因無確定的尾氣物性數據，用空氣近似代替），氣體流量為估算值0.13 kg/s；

2）出口邊界：經過前期的模擬試算表明，在較低壓力狀況下，出口壓力的設置對排氣系統的壓力損失沒有影響，對流出出口區域采用壓力邊界的形式，壓力設置為500 Pa；

3）多孔介質：尾氣在催化劑載體內是沿其孔道徑向流動，因此，催化劑載體按各向異性多孔介質處理，即流體流經載體時只有沿軸向的速度和壓力損失[5]。

表3示出排氣系統背壓計算結果。由表3可以看出，連接管段壓力損失約占一半，對背壓的貢獻最大，是需要改進的主要地方。

表3 催化器排氣背壓計算結果

圖9示出排氣系統背壓分布圖，如圖9紅框所示，這部分彎管是管段壓力損失的主要來源，也是優化的主要目標區域。

圖10示出排氣系統背壓局部圖。圖10中紅框部分為壓力損失較大的區域：前級催化器收縮端接口部分。

4.5 流動不均勻性指數

氣流在載體截面上的流動均勻性影響到氣體在催化劑載體中的停留時間，對催化劑的催化效率有很大影響。同時，流動均勻能有效減少壓力損失。圖11示出載體端面氣流分布圖。

在這里，用催化劑載體截面上流體速度不均勻度指數D來評價在催化器截面上流動的均勻程度，定義為[6]：

式中：Uavg——截面平均速度，m/s；

U——某點速度，m/s；A0——截面面積，mm2。

D越小，表示流動越均勻，D越大，流動分布越不均勻。取催化劑載體入口端1 cm處計算，得出：前后級催化載體不均勻指數分別為：0.252，0.431。

4.6 優化方案

結合優化工作，進行綜合改進，改變進口段實現平滑過渡，增加管徑，將后端催化器擴張管和收縮管改為錐形，如圖12所示。

4.7 改進結果

圖13示出催化器優化后排氣背壓分布圖，其計算結果，如表4所示。經計算，改進后排氣背壓降低28.9-22.9=6 kPa，前后級載體流動不均勻性指數分別為：0.385，0.266。可以看出，改進后前載體內流動不均勻性略有升高，后載體不均勻性下降。圖14示出優化后載體端面氣流分布圖。從圖14可以看出，通過優化，載體端面流場分布明顯改善。

表4 催化器優化后排氣背壓計算結果

5 結論

文章通過某公司1.5T發動機催化器的設計簡單介紹了催化器系統的設計及簡易的分析計算和性能優化，根據這些結果有效地建立了催化器系統的設計流程，在設計驗證階段確立了催化器的結構、材料及工藝方法等相關參數，模擬分析了初步結果并對其中存在的問題進行了設計優化，保證了在試驗階段催化器系統能夠滿足發動機的需求。

面對未來日益嚴格的環保要求，目前的催化器產品將無法滿足排放要求，需要在載體的選擇以及貴金屬涂層等方面進行進一步研究。