王正江，申立中，姚國仲，黃粉蓮，萬明定

（昆明理工大學云南省內(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發(fā)展的方向和要求。世界各國相應發(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準[1]。高壓共軌燃油多次噴射技術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鍵機內(nèi)凈化技術之一，被廣泛應用于現(xiàn)代柴油機中。

大量的研究結果表明，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]。隨著計算機技術的發(fā)展，計算機數(shù)值模擬方法被廣泛應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)越來越復雜，控制參數(shù)的標定量呈指數(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)化方法和技術被應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方面具有成熟的技術儲備和產(chǎn)品，如德國博世、美國德爾福、日本電裝等，但關于控制策略的研究報道較少。國內(nèi)在柴油機電控技術方面起步較晚，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，分析和設計了預噴使能、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計了適應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 試驗設備與試驗方案

1.1 試驗設備

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 閥處于關閉狀態(tài)。預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%表示預噴結束與主噴開始之間的間隔為預噴噴油脈寬對應的曲軸轉角；-50%表示預噴結束與主噴開始之間的間隔為預噴噴油脈寬對應的曲軸轉角的50%；0 表示預噴與主噴開始重疊；50%表示預噴與主噴的重疊角度為預噴的噴油脈寬對應角度值的50%；100%表示預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

預噴脈寬和預噴最小時間間隔通過式（1）轉換為對應轉速下的曲軸轉角，并根據(jù)重疊程度的定義及預噴脈寬，計算得到各試驗工況下的預噴噴油提前角。試驗工況及噴油參數(shù)見表2。預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、預噴噴油量設為對應工況下的原始值并保持不變。通過INCA 標定軟件修改預噴的噴油提前角，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 為預噴脈寬或預噴最小時間間隔對應的角度值，°CA；T 為預噴脈寬或預噴最小時間間隔，us；n為發(fā)動機轉速，r/min。

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

2 結果與分析

2.1 預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，而與工況無關。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，預噴與主噴不同程度重疊時噴油器驅(qū)動電流的偏移圖。當重疊度為-100%和-50%時，預噴與主噴沒有發(fā)生重疊，對驅(qū)動電流影響不明顯。當重疊度為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“預噴+主噴”的方式進行控制，相應的控制參數(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2 次噴射重疊后，預噴效果消失，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。當重疊程度為0、50%和100%時，由于預噴與主噴合并為1 次噴射，著火延遲角根據(jù)預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，當預噴與主噴重疊后，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%。原因是預噴與主噴重疊后，滯燃期增加，預混燃燒的油量增加，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 時所對應的曲軸轉角。一方面，隨著預噴噴油提前角減小，燃燒始點也逐漸推遲，整個燃燒過程往后移動。另一方面，預噴與主噴重疊后，燃燒滯燃期增加，燃燒始點后移。圖7d 為預噴與主噴不同程度重疊時燃燒噪聲的變化。預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 預噴與主噴重疊對柴油機燃油經(jīng)濟性的影響

圖8 為預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，預噴提前角減小以及預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%。原因是隨著預噴的噴油提前角減小，燃燒始點后移，當預噴與主噴重疊后，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，預噴與主噴的重疊對燃油經(jīng)濟性影響不大。

2.4 預噴與主噴重疊對柴油機排放的影響

圖9 為預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時間，CO 和HC 排放增加。圖9c 為預噴與主噴重疊對NOx的影響。隨著預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%。主要原因是預噴與主噴重疊后，滯燃期延長，使預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，導致缸內(nèi)燃燒壓力和燃燒溫度升高，從而導致NOx排放增加。圖9d 為不同重疊程度對碳煙排放的影響，當預噴與主噴重疊時，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。當預噴不能在合理的角度范圍內(nèi)噴射時，可通過設置角度釋放條件位為0，以關閉對應的預噴射。

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

表3 預噴狀態(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計

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

多次噴射干擾抑制策略通過式（2）根據(jù)預噴噴油脈寬、最大預噴提前角、主噴提前角和最小噴油間隔監(jiān)測預噴是否會與主噴發(fā)生干擾。根據(jù)不同判定情況計算預噴實際噴油角度。當無法通過抑制策略協(xié)調(diào)預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 位關閉預噴。

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

圖11 預噴噴油角度協(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定程序，并在B 工況下進行干擾抑制策略的驗證。為了使預噴能夠達到不滿足預噴最大噴油提前角的條件，在INCA軟件中將允許的最大預噴提前角設為18 °CA，并通過軟件開關觸發(fā)驗證試驗。驗證結果如圖12。在1 階段，由MAP 計算得到的預噴噴油提前角設定值大于最大允許的預噴提前角，策略對預噴以最大預噴提前角噴油進行評估，由于該階段預噴以最大預噴提前角進行噴油不與主噴發(fā)生干擾，因此最終預噴以最大預噴角度進行噴油。試驗開始后2 s，程序自動設定預噴的提前角設定值，使其斜坡減小。進入2 階段，由于預噴提前角設定值小于等于最大值，且抑制策略檢測到預噴結束時不與主噴噴發(fā)生干擾，因此預噴實際噴油提前角就為MAP 計算得到的噴油提前角設定值。進入3 階段后，預噴提前角設定值減小使得預噴結束與主噴發(fā)生干擾，抑制策略根據(jù)主噴提前角推算預噴的實際噴油提前角。因此，隨著預噴提前角設定值進一步減小，預噴也不會與主噴發(fā)生干擾。預噴提前角設定值達到最小值，3 s 后程序自動設定主噴實際噴油提前角，使其斜坡上升。進入4 階段，由于預噴噴油結束角度小于主噴提前角，預噴與主噴產(chǎn)生干擾，預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，由主噴推算的預噴實際噴油角度超過了允許的最大預噴角度，預噴不能發(fā)生在合理范圍內(nèi)，此時預噴角度釋放條件位被置為0，并且噴油總控制狀態(tài)字中預噴的激活位被設為0，控制狀態(tài)字的值由24 變?yōu)?。預噴不發(fā)生時，噴油提前角及噴油脈寬均被設為0。同理，在1 階段，如果預噴噴油結束角度小于主噴提前角，那么預噴也會被關閉。

圖12 預噴干擾抑制策略試驗驗證結果 Fig.12 Results of injection interference inhibition strategy of pilot injection

4 結 論

1）預噴與主噴重疊時，預噴驅(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)測到預噴與主噴會產(chǎn)生干擾或重疊時，能夠協(xié)調(diào)控制預噴發(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。當預噴不能滿足角度釋放條件時，抑制策略能夠通過預噴的控制狀態(tài)字關閉預噴。預噴與主噴的干擾抑制機制可以應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)。