柴油機多次噴射干擾的噴油脈寬評估方法及抑制策略

王正江，申立中，姚國仲，黃粉蓮，萬明定

（昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機重點實驗室，昆明 650500）

0 引 言

節(jié)能減排是柴油機技術(shù)發(fā)展的方向和要求。世界各國相應(yīng)發(fā)布了更加苛刻的排放法規(guī)來規(guī)范柴油機產(chǎn)品的排放，中國將于2020 年7 月1 日正式實施國六輕型車排放標(biāo)準[1]。高壓共軌燃油多次噴射技術(shù)是柴油機滿足日益嚴格的排放法規(guī)和改善燃油消耗的關(guān)鍵機內(nèi)凈化技術(shù)之一，被廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代柴油機中。

大量的研究結(jié)果表明，通過實現(xiàn)多次噴射，能夠有效降低NOx 和PM 排放[2-7]，并降低柴油機噪聲[8-11]，通過后噴能夠?qū)崿F(xiàn)排氣溫度控制，為柴油機DPF 再生提供條件[12-14]。隨著計算機技術(shù)的發(fā)展，計算機數(shù)值模擬方法被廣泛應(yīng)用到多次噴射對缸內(nèi)燃燒以及柴油機性能的影響研究中[15-19]。柴油機控制系統(tǒng)越來越復(fù)雜，控制參數(shù)的標(biāo)定量呈指數(shù)增長[20-21]。多次噴射的不同組合更是增加了柴油機控制參數(shù)優(yōu)化匹配的難度和工作量。因此國內(nèi)外研究者對多次噴射的參數(shù)優(yōu)化與匹配做了大量研究，一些先進的優(yōu)化方法和技術(shù)被應(yīng)用到多次噴射控制參數(shù)優(yōu)化中并取得了較好的效果[21-26]。

多次噴射技術(shù)能夠?qū)Σ裼蜋C噴油實現(xiàn)靈活精確的控制，從而優(yōu)化柴油機的各項性能。國外在高壓共軌燃油噴射技術(shù)方面具有成熟的技術(shù)儲備和產(chǎn)品，如德國博世、美國德爾福、日本電裝等，但關(guān)于控制策略的研究報道較少。國內(nèi)在柴油機電控技術(shù)方面起步較晚，對多次噴射的協(xié)調(diào)控制策略方面的研究較少，主要是對噴射次數(shù)協(xié)調(diào)控制及整體控制架構(gòu)的研究。徐勁松等[27]對多次噴射軌壓波動油量修策略進行了研究，通過對噴油量脈寬進行預(yù)修正以提高噴油執(zhí)行精度。祝軻卿等[28]基于GD-1高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)，研究了多次噴射中各部分噴油對柴油機性能和排放的影響，分析和設(shè)計了預(yù)噴使能、后噴使能和總控制字等幾方面的多次噴射控制策略。韋雄等[29]基于GD-1 電控柴油機高壓油泵設(shè)計了適應(yīng)于多次噴射的高壓油泵策略控制策略，通過高壓油泵允許的最大噴油次數(shù)協(xié)調(diào)多次噴射發(fā)生的總次數(shù)。王本亮等[30]提出了針對預(yù)噴、主噴和后噴的多次噴射協(xié)調(diào)控制策略，對最大噴射次數(shù)進行了優(yōu)先級管理，對噴油角度進行了限值協(xié)調(diào)。

本文以某型高壓共軌柴油機為研究對象，在不同工況點研究了預(yù)噴與主噴以不同程度重疊時對噴油器驅(qū)動電流及柴油機性能的影響，并針對多次噴射控制狀態(tài)字中的噴油角度釋放條件狀態(tài)位，提出了基于噴油脈寬評估方法的噴油角度干擾抑制策略。通過Simulink 搭建控制策略及生成代碼，并基于自主開發(fā)的ECU 完成了干擾抑制策略的試驗驗證?；趪娪兔}寬評估的角度協(xié)調(diào)策略能夠保證預(yù)噴在合理的角度范圍內(nèi)噴射，可為柴油機多次噴射的噴油角度協(xié)調(diào)控制提供理論依據(jù)。

1 試驗設(shè)備與試驗方案

1.1 試驗設(shè)備

試驗臺架如圖1 所示。柴油機為某型號四缸高壓共軌中冷柴油機，基本參數(shù)見表1。噴油器為博世CRI1-18，提升電流為17.5～18.5 A，保持電流為11.5～12.5 A。ECU為自主開發(fā)的帶ED 芯片的高壓共軌柴油機電子控制單元。通過美國英特佩斯公司的ValueCAN3 建立標(biāo)定軟件INCA 與ECU 的數(shù)據(jù)交換，并通過INCA 進行控制參數(shù)在線修改。測功機為奕科EIM0301 水渦流測功機，其他儀器包括AVL AMA i60 氣體排放分析儀、AVL 622 燃燒分析儀、RCCS31 瞬態(tài)油耗儀等。

圖1 試驗臺架布局圖 Fig.1 Schematic diagram of bench test

表1 發(fā)動機基本參數(shù) Table 1 Basic parameters of engine

1.2 試驗方案

為了研究預(yù)噴與主噴不同程度重疊在不同工況下對柴油機性能的影響，選取不同轉(zhuǎn)速和不同負荷的3 種工況（1 200 r/min、 25%負荷；2 000 r/min、50%負荷和 2 800 r/min、75%負荷，分別記為工況A、B、C）進行試驗，試驗中沒有對EGR 進行控制，EGR 閥處于關(guān)閉狀態(tài)。預(yù)噴與主噴重疊程度的定義如圖2 所示。重疊程度用-100%～100%表示。-100%表示預(yù)噴結(jié)束與主噴開始之間的間隔為預(yù)噴噴油脈寬對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角；-50%表示預(yù)噴結(jié)束與主噴開始之間的間隔為預(yù)噴噴油脈寬對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角的50%；0 表示預(yù)噴與主噴開始重疊；50%表示預(yù)噴與主噴的重疊角度為預(yù)噴的噴油脈寬對應(yīng)角度值的50%；100%表示預(yù)噴與主噴的噴油提前角相同，此時完全重疊。

圖2 重疊程度定義示意圖 Fig.2 Schematic diagram of overlapping percentage definition

預(yù)噴脈寬和預(yù)噴最小時間間隔通過式（1）轉(zhuǎn)換為對應(yīng)轉(zhuǎn)速下的曲軸轉(zhuǎn)角，并根據(jù)重疊程度的定義及預(yù)噴脈寬，計算得到各試驗工況下的預(yù)噴噴油提前角。試驗工況及噴油參數(shù)見表2。預(yù)噴與主噴的噴油提前角是相對于上止點的絕對角度值，負值表示上止點前，正值表示上止點后。具體的試驗方案是：在各工況下，將噴油壓力、主噴提前角、預(yù)噴噴油量設(shè)為對應(yīng)工況下的原始值并保持不變。通過INCA 標(biāo)定軟件修改預(yù)噴的噴油提前角，使其分別在每種工況下以-100%、-50%、0、50%和100%與主噴發(fā)生重疊，分析不同程度重疊對噴油器驅(qū)動電流和柴油機燃燒、經(jīng)濟性及排放性能的影響。

式中φ 為預(yù)噴脈寬或預(yù)噴最小時間間隔對應(yīng)的角度值，°CA；T 為預(yù)噴脈寬或預(yù)噴最小時間間隔，us；n為發(fā)動機轉(zhuǎn)速，r/min。

表2 試驗工況及控制參數(shù) Table 2 Working condition and control parameters

2 結(jié)果與分析

2.1 預(yù)噴與主噴重疊對噴油器驅(qū)動電流的影響

圖3 為3 種工況下預(yù)噴與主噴不同程度重疊時，噴油器驅(qū)動的提升電流。試驗結(jié)果表明，噴油重疊對噴油器驅(qū)動電流的影響主要與重疊程度有關(guān)，而與工況無關(guān)。0 和50%重疊時噴油器的驅(qū)動電流峰值約為噴油器規(guī)定電流的2 倍。

圖3 不同重疊程度下的最大驅(qū)動電流 Fig.3 Maximum current under different overlapping percentage

圖4 為A 工況下，預(yù)噴與主噴不同程度重疊時噴油器驅(qū)動電流的偏移圖。當(dāng)重疊度為-100%和-50%時，預(yù)噴與主噴沒有發(fā)生重疊，對驅(qū)動電流影響不明顯。當(dāng)重疊度為0 和50%時，噴油器驅(qū)動電流分別被抬升至38.4 和39.2 A 左右。原因是預(yù)噴驅(qū)動電流還沒有降低時，主噴驅(qū)動進一步抬升驅(qū)動電流，使驅(qū)動電流增加。重疊時的驅(qū)動電流遠大于噴油器規(guī)定電流，因此極有可能對噴油器或ECU 造成損壞。驅(qū)動電流的維持使得噴油器一直處于打開狀態(tài)，因此2 次噴油合并為1 次噴油。然而，噴油控制策略仍以“預(yù)噴+主噴”的方式進行控制，相應(yīng)的控制參數(shù)并不適合單次噴射的情況，因此需要從控制策略上避免2 次噴射的重疊。

圖4 A 工況下不同重疊程度下噴油器的驅(qū)動電流 Fig.4 Injector current under different overlapping percentage under working condition A

2.2 預(yù)噴與主噴重疊對缸內(nèi)燃燒過程的影響

圖5 為A、B、C 工況的缸壓及瞬時放熱率曲線。由于A 工況的提前角比較小，燃燒發(fā)生在上止點之后，缸壓曲線為雙峰曲線，第1 峰為止點壓縮壓力，第2 峰為燃燒階段的最大燃燒壓力。B 工況下，當(dāng)重疊度為100%時，缸壓曲線也為雙峰曲線，一方面噴油提前角減小，另一方面，2 次噴射重疊，滯燃期延長，因此重疊度為100%時，燃燒在上止點附近發(fā)生。由于C 工況的噴油提前角較大，因此缸壓曲線為單峰曲線。當(dāng)2 次噴射重疊后，預(yù)噴效果消失，滯燃期內(nèi)參與燃燒的油量增加，瞬時放熱率增加，缸內(nèi)爆發(fā)壓力增高。而A 工況下2 次噴射重疊后，隨著預(yù)噴提前角推遲，燃燒往后移動，發(fā)生在活塞下行階段，缸內(nèi)最高燃燒壓力及瞬時放熱率呈下降趨勢。

圖5 不同重疊程度下柴油機缸壓及瞬時放熱率 Fig.5 Cylinder pressure and instantaneous heat release under different overlapping percentage

圖6 為預(yù)噴與主噴不同程度重疊時的著火延遲角。著火延遲角定義為主噴提前角與燃燒分析儀測得的燃燒始點的差值。當(dāng)重疊程度為0、50%和100%時，由于預(yù)噴與主噴合并為1 次噴射，著火延遲角根據(jù)預(yù)噴噴油提前角與燃燒始點的差值計算。重疊程度0 與-50%相比，3個工況點的著火延遲角度分別增加4.1、4.8 和5.2 °CA，增幅分別為86.7%、115%和99%。

圖6 不同重疊程度對著火延遲角的影響 Fig.6 Effects of different overlapping percentage on ignition delay angle

圖7 為預(yù)噴與主噴不同程度重疊對柴油機燃燒的影響。由圖7a 和7b 可知，當(dāng)預(yù)噴與主噴重疊后，缸內(nèi)最大燃燒壓力和最高燃燒溫度均有增加，重疊程度0 與-50%相比，3 種工況的缸內(nèi)最大燃燒壓力的增量分別為0.865、0.971 和1.5 MPa，增幅分別為15%、10%和12%；最高燃燒溫度的增量分別為319、31 和40 ℃。增幅為25%、2%和2%。原因是預(yù)噴與主噴重疊后，滯燃期增加，預(yù)混燃燒的油量增加，缸內(nèi)爆發(fā)壓力增大，缸內(nèi)燃燒溫度增加。圖7c 為預(yù)噴與主噴不同程度重疊時燃燒始點的變化。燃燒始點在燃燒分析儀中定義為累積放熱率大于0 時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。一方面，隨著預(yù)噴噴油提前角減小，燃燒始點也逐漸推遲，整個燃燒過程往后移動。另一方面，預(yù)噴與主噴重疊后，燃燒滯燃期增加，燃燒始點后移。圖7d 為預(yù)噴與主噴不同程度重疊時燃燒噪聲的變化。預(yù)噴與主噴重疊時燃燒噪聲增加明顯，重疊度0 與-50%相比，燃燒噪聲增量分別為6.65、11.1 和5.4 dB，增幅分別為7%、12%和6%。原因是2 次噴射重疊以后，燃燒滯燃期變長，預(yù)混燃燒增加，缸內(nèi)最大燃燒壓力及壓力增高率增加，使得燃燒噪聲增加。而在A 工況中，隨著預(yù)噴提前角的減小，燃燒始點進一步后移，燃燒處于活塞下行階段，最高燃燒壓力與壓力增高率也隨之減小，燃燒噪聲隨之減小。

圖7 不同程度重疊對缸內(nèi)燃燒過程的影響 Fig.7 Effects of different overlapping percentage on combustion in cylinder

2.3 預(yù)噴與主噴重疊對柴油機燃油經(jīng)濟性的影響

圖8 為預(yù)噴與主噴不同程度重疊時對柴油機燃油經(jīng)濟性的影響。在B、C 工況下，燃燒基本發(fā)生在上止點之前，預(yù)噴提前角減小以及預(yù)噴與主噴重疊對燃油的燃燒做功影響較小，因此B、C 工況下預(yù)噴與主噴不同程度重疊對柴油機燃油經(jīng)濟性的影響較小。在A 工況下，隨著預(yù)噴與主噴接近和重疊，比油耗成增加趨勢，重疊程度0 與-50%相比，比油耗增加量為4.1 g/(kW·h)，增幅為1.3%。原因是隨著預(yù)噴的噴油提前角減小，燃燒始點后移，當(dāng)預(yù)噴與主噴重疊后，缸內(nèi)燃燒滯燃期延長，燃料在活塞下行階段燃燒放熱，膨脹比較低，釋放的熱量不能被有效利用，柴油機燃油經(jīng)濟性下降，但總體來說，預(yù)噴與主噴的重疊對燃油經(jīng)濟性影響不大。

2.4 預(yù)噴與主噴重疊對柴油機排放的影響

圖9 為預(yù)噴與主噴不同程度重疊對柴油機排放性能的影響。由圖9a、圖9b 可知，在B、C 工況下，預(yù)噴與主噴不同程度重疊對CO 和HC 排放的影響不大。在A 工況下，隨著預(yù)噴與主噴越來越近，CO 和HC 排放急劇增加， 重疊程度0 與-50%相比，CO 的增加量為150×10-6，增幅為79%，HC 的增加量為16.2×10-6，增幅為30%。原因是低速低負荷工況下擴散燃燒占比較大，局部燃料與空氣混合不均勻，濃度較高的混合氣因為缺氧不能完全氧化。另外，A 工況的整體燃燒位于上止點后方，預(yù)噴噴油提前角減小，使得燃燒進一步往上止點后方移動，燃油得不到足夠的反應(yīng)時間，CO 和HC 排放增加。圖9c 為預(yù)噴與主噴重疊對NOx的影響。隨著預(yù)噴與主噴不同程度重疊，NOx排放明顯增加，重疊程度0 與-50%時相比，增加量分別為386.7×10-6、49×10-6和173×10-6，增幅分別為87%、7.5%和22.7%。主要原因是預(yù)噴與主噴重疊后，滯燃期延長，使預(yù)混燃燒的可燃混合氣增加，可燃混合氣幾乎同時燃燒使得急燃期燃燒速率加快，導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒壓力和燃燒溫度升高，從而導(dǎo)致NOx排放增加。圖9d 為不同重疊程度對碳煙排放的影響，當(dāng)預(yù)噴與主噴重疊時，急燃期燃燒速率加快促進后續(xù)進入氣缸的燃油蒸發(fā)，有利于燃油與空氣的均勻混合，使得燃燒更加充分，碳煙排放降低。但隨著噴油的推遲，碳煙生成量又成上升趨勢。

圖8 不同程度重疊對比油耗的影響 Fig.8 Effects of different overlapping percentage on BSFC (bracke specific fuel consump tion)

圖9 不同程度重疊對排放的影響 Fig.9 Effects of different over lapping percentage on emissions

3 多次噴射干擾抑制策略

3.1 多次噴射協(xié)調(diào)控制

高壓共軌柴油機在當(dāng)前工作循環(huán)能夠發(fā)生的噴油總次數(shù)和噴油組合由一個總控制狀態(tài)字表示。如圖10 所示，總控制狀態(tài)字的不同位分別代表了不同預(yù)噴、不同后噴和主噴，以及各次噴射發(fā)生的先后順序（高位優(yōu)先）。預(yù)噴射的釋放條件分別由1 個8 位控制狀態(tài)字表示，控制狀態(tài)字的物理含義見表3。其中控制狀態(tài)字的第4 位為角度釋放條件位。當(dāng)預(yù)噴不能在合理的角度范圍內(nèi)噴射時，可通過設(shè)置角度釋放條件位為0，以關(guān)閉對應(yīng)的預(yù)噴射。

圖10 多次噴射控制狀態(tài)字關(guān)系 Fig.10 Relationship of state word of multiple injection

表3 預(yù)噴狀態(tài)字的含義 Table 3 Meaning of pilot injection state character

3.2 多次噴射干擾抑制策略設(shè)計

預(yù)噴干擾抑制流程如圖11 所示。策略根據(jù)預(yù)噴的噴油脈寬對預(yù)噴實際噴油提前角進行協(xié)調(diào)控制，保證預(yù)噴不與主噴產(chǎn)生干擾或重疊。

多次噴射干擾抑制策略通過式（2）根據(jù)預(yù)噴噴油脈寬、最大預(yù)噴提前角、主噴提前角和最小噴油間隔監(jiān)測預(yù)噴是否會與主噴發(fā)生干擾。根據(jù)不同判定情況計算預(yù)噴實際噴油角度。當(dāng)無法通過抑制策略協(xié)調(diào)預(yù)噴在合理角度范圍內(nèi)進行噴油時，通過控制狀態(tài)字中的第4 位關(guān)閉預(yù)噴。

式中φ(PiI1_Set)為根據(jù)MAP 得到的預(yù)噴提前角設(shè)定值，°CA；φ(PiI1_Act)為經(jīng)過協(xié)調(diào)策略計算后的預(yù)噴噴油提前角，預(yù)噴最終使用該角度進行噴油，°CA；φ(PiI_Max)為所有預(yù)噴允許的最大噴油提前角，°CA；φ(PiI1_Et)為預(yù)噴預(yù)估脈寬對應(yīng)的曲軸角度，°CA；φ(PiI_Pse)為預(yù)噴最小間隔對應(yīng)的角度值，°CA；φ(MI)為主噴提前角，°CA。

圖11 預(yù)噴噴油角度協(xié)調(diào)流程 Fig.11 Coordination process of pilot injection 1 advance angle

3.3 多次噴射干擾抑制策略驗證

為了驗證策略的正確性，編寫了提前角自動設(shè)定程序，并在B 工況下進行干擾抑制策略的驗證。為了使預(yù)噴能夠達到不滿足預(yù)噴最大噴油提前角的條件，在INCA軟件中將允許的最大預(yù)噴提前角設(shè)為18 °CA，并通過軟件開關(guān)觸發(fā)驗證試驗。驗證結(jié)果如圖12。在1 階段，由MAP 計算得到的預(yù)噴噴油提前角設(shè)定值大于最大允許的預(yù)噴提前角，策略對預(yù)噴以最大預(yù)噴提前角噴油進行評估，由于該階段預(yù)噴以最大預(yù)噴提前角進行噴油不與主噴發(fā)生干擾，因此最終預(yù)噴以最大預(yù)噴角度進行噴油。試驗開始后2 s，程序自動設(shè)定預(yù)噴的提前角設(shè)定值，使其斜坡減小。進入2 階段，由于預(yù)噴提前角設(shè)定值小于等于最大值，且抑制策略檢測到預(yù)噴結(jié)束時不與主噴噴發(fā)生干擾，因此預(yù)噴實際噴油提前角就為MAP 計算得到的噴油提前角設(shè)定值。進入3 階段后，預(yù)噴提前角設(shè)定值減小使得預(yù)噴結(jié)束與主噴發(fā)生干擾，抑制策略根據(jù)主噴提前角推算預(yù)噴的實際噴油提前角。因此，隨著預(yù)噴提前角設(shè)定值進一步減小，預(yù)噴也不會與主噴發(fā)生干擾。預(yù)噴提前角設(shè)定值達到最小值，3 s 后程序自動設(shè)定主噴實際噴油提前角，使其斜坡上升。進入4 階段，由于預(yù)噴噴油結(jié)束角度小于主噴提前角，預(yù)噴與主噴產(chǎn)生干擾，預(yù)噴實際噴油提前角由抑制策略根據(jù)主噴提前角進行推算。隨著主噴提前角變大，預(yù)噴的實際噴油提前角也隨之增大，保證2 次噴射不發(fā)生干擾。進入5 階段，由主噴推算的預(yù)噴實際噴油角度超過了允許的最大預(yù)噴角度，預(yù)噴不能發(fā)生在合理范圍內(nèi)，此時預(yù)噴角度釋放條件位被置為0，并且噴油總控制狀態(tài)字中預(yù)噴的激活位被設(shè)為0，控制狀態(tài)字的值由24 變?yōu)?。預(yù)噴不發(fā)生時，噴油提前角及噴油脈寬均被設(shè)為0。同理，在1 階段，如果預(yù)噴噴油結(jié)束角度小于主噴提前角，那么預(yù)噴也會被關(guān)閉。

圖12 預(yù)噴干擾抑制策略試驗驗證結(jié)果 Fig.12 Results of injection interference inhibition strategy of pilot injection

4 結(jié) 論

1）預(yù)噴與主噴重疊時，預(yù)噴驅(qū)動電流還沒有降低，主噴驅(qū)動進一步抬升驅(qū)動電流，使驅(qū)動電流增加。0 重疊程度下，驅(qū)動電流最高被抬升至39 A 左右，約為噴油器規(guī)定電流的2 倍。因此，多次噴射重疊時極有可能對噴油器和控制器造成損害。

2）預(yù)噴與主噴重疊時，噴油器處于連續(xù)開啟狀態(tài)，2 次噴射合并為1 次噴射，預(yù)噴的效果消失。重疊程度0與-50%相比，3 種工況下著火延遲角度分別增加4.1、4.8和5.2 °CA，增幅分別為86.7%、115%和99%。缸內(nèi)最大燃燒壓力分別增加0.865、0.971 和1.5 MPa，增幅分別為15%、10%和12%。最高燃燒溫度分別增加319、31 和40 ℃，增幅為25%、2%和2%。燃燒噪聲分別增加6.65、11.1 和5.4 dB，增幅分別為7%、12%和6%。柴油機的油耗及各項排放性能也受到不同程度的影響。

3）對干擾抑制策略進行了試驗驗證。抑制策略監(jiān)測到預(yù)噴與主噴會產(chǎn)生干擾或重疊時，能夠協(xié)調(diào)控制預(yù)噴發(fā)生在合理的角度范圍內(nèi)進行噴油，防止了與主噴發(fā)生重疊。當(dāng)預(yù)噴不能滿足角度釋放條件時，抑制策略能夠通過預(yù)噴的控制狀態(tài)字關(guān)閉預(yù)噴。預(yù)噴與主噴的干擾抑制機制可以應(yīng)用到高壓共軌柴油機其他噴射的角度協(xié)調(diào)控制中，為高壓共軌柴油機多次噴射協(xié)調(diào)控制提供理論依據(jù)。