【韓】　B. Rohani　S. Park　C. Bae

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燃油系統(tǒng)

噴油策略對柴油機低溫燃燒-傳統(tǒng)燃燒模式切換的影響

【韓】B. RohaniS. ParkC. Bae

低溫燃燒(LTC)通常只在低負荷范圍內(nèi)可行，因此在LTC的實際應用中，發(fā)動機工作模式應在低負荷的LTC模式與高負荷的傳統(tǒng)模式之間頻繁來回切換。在此研究了噴油策略對單缸重型柴油機模式切換的平穩(wěn)性和排放的影響。廢氣再循環(huán)(EGR)系統(tǒng)管路由1個可以在單次發(fā)動機循環(huán)內(nèi)開關EGR回路的伺服閥控制。擷取EGR閥關閉后的10次循環(huán)作為過渡期，其間多方改變噴油正時和噴油量(即噴油策略)，研究了對指示平均有效壓力(IMEP)穩(wěn)定性和排放的影響。系統(tǒng)研究了IMEP穩(wěn)定性，通過改變10次過渡循環(huán)中任一循環(huán)內(nèi)的噴油正時和噴油量，觀察哪些循環(huán)對IMEP穩(wěn)定性有顯著影響。采用快速火焰電離檢測器(FFID)測量碳氫濃度，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化，研究模式切換過程中循環(huán)之間EGR，以及排放的變化。結果表明，從LTC模式到傳統(tǒng)模式的切換過程中，噴油正時和噴油量平緩的非線性轉(zhuǎn)換是有益的，并且應優(yōu)先在噴油正時提前和EGR水平高時進行轉(zhuǎn)換。為了使模式切換平穩(wěn)，應在一些循環(huán)內(nèi)將噴油量減至低于起始水平值。最終獲得的噴油策略在穩(wěn)定性和排放方面有相當大的改善，與簡單粗放地轉(zhuǎn)換噴油正時和噴油量的案例相比，整個模式切換中的IMEP變化系數(shù)降低了8%，碳氫排放降低了41%。

低溫燃燒傳統(tǒng)燃燒模式切換噴油策略碳氫排放

0　前言

柴油機由于其高燃油效率和高輸出功率而廣泛用于道路和非道路領域。然而，傳統(tǒng)的柴油燃燒狀況受控于湍流擴散情況，不可避免地形成高溫區(qū)域，生成大量的氮氧化物(NOx)。由于噴霧內(nèi)局部富集和高溫并存，柴油機生成的碳煙量也很高[1]。為了降低這類排放，過去的幾十年內(nèi)柴油機低溫燃燒(LTC)燃燒概念得到廣泛研究[2-3]。LTC主要是指形成1種預混合稀薄混合物，避免產(chǎn)生會生成大量碳煙和NOx的局部富集和高溫區(qū)域。柴油機LTC概念可以通過較早的噴油正時和較高的廢氣再循環(huán)(EGR)率來實現(xiàn)。較早的噴油正時導致滯燃期較長，使得自燃之前燃料可以蒸發(fā)并預先與空氣混合。大量的EGR吸收燃燒熱量并保持較低的缸內(nèi)溫度。這種燃燒概念的特征是噴油正時較早，以及EGR量較高，通常稱作預混充量壓燃(PCCI)概念。雖然NOx和碳煙量減少，LTC概念受負荷所限只能在負荷較低時采用，因此在LTC的實際應用中，發(fā)動機工作模式應在低負荷LTC模式與高負荷傳統(tǒng)模式之間來回切換。

模式切換本質(zhì)上是發(fā)動機工況條件(包括噴油正時、噴油量、噴油壓力和EGR水平)的切換。由于在LTC與傳統(tǒng)模式中適用的空燃比和燃燒相位不同，成功的模式切換從根本上說是控制空燃比和燃燒相位，使發(fā)動機功率輸出波動最小，污染物排放量最低。在切換過程中，駕駛者會注意到指示平均有效壓力(IMEP)的任何波動，會對發(fā)動機的駕駛性能造成負面影響。因此，在模式切換中關注的主要問題是IMEP的穩(wěn)定性，繼而是排放水平。

多位研究者發(fā)布了各種可以獲得合格的柴油機模式切換的技術途徑。在第一種途徑中，研究人員嘗試通過外部手段補償IMEP模式切換中的波動和高排放，使用混合型布置的集成起動發(fā)電機動態(tài)施加補償扭矩以消除IMEP的波動[4]。而有研究人員則利用氣道噴水的冷卻效應來消除大量EGR帶來的缸內(nèi)高溫，在模式切換中獲得最佳燃燒相位[5]。

在第二種途徑中，焦點在于首先要提供適宜的空燃比，以使IMEP波動和排放最低。研究人員在1臺4缸柴油機上進行PCCI燃燒概念與調(diào)節(jié)動力學(MK)燃燒概念之間的模式切換[6]，表明空燃比取值不當是碳氫(HC)排放突然上升的關鍵誘因。供油系統(tǒng)能夠較快適應新的工況，而負責提供足量新鮮空氣和EGR廢氣的充氣系統(tǒng)表現(xiàn)落后，因為充氣系統(tǒng)的響應時間較長。研究了1臺增壓四缸柴油機的PCCI與傳統(tǒng)模式間的切換。傳統(tǒng)模式的噴油動作包括預噴和主噴，在1個循環(huán)內(nèi)切換到了LTC模式噴油，同時EGR閥為開啟狀態(tài)。結論顯示，模式切換中EGR在缸內(nèi)的積聚效應落后于供油系統(tǒng)的響應，所以觀察到1次排放峰值。繼而提出修改可變截面渦輪增壓器(VGT)，以即刻提高模式切換中的EGR壓力，促使EGR量積聚更快，跟上供油系統(tǒng)的節(jié)奏。最佳嘗試結果是模式切換后15次循環(huán)內(nèi)實現(xiàn)穩(wěn)定燃燒。如果2種模式的噴油壓力不同，供油系統(tǒng)在足夠快的時間內(nèi)升高到所需的噴油壓力將比較困難。

對1次模式轉(zhuǎn)換循環(huán)中實施多次噴射對過高壓力升高率(PRR)的影響做了數(shù)值研究[5]，由于分層的緣故，多次噴射會降低較高的PRR。模式切換中為了解決PRR較高的問題，在切換中的某些循環(huán)內(nèi)使用了預噴。在1臺五缸柴油機上做了LTC至傳統(tǒng)模式切換的研究。嘗試改變了8次循環(huán)內(nèi)的噴油正時和噴油量。噴油量必須從LTC時的值降到傳統(tǒng)模式時的值，噴油量在第2次循環(huán)內(nèi)升到了1個比LTC值還高的值，而在第6次循環(huán)內(nèi)降到了1個比傳統(tǒng)模式值還低的值。在另一項類似的工作中，在1臺單缸機上研究了噴油策略對傳統(tǒng)至LTC模式切換的影響。據(jù)報道稱，模式切換中某些循環(huán)內(nèi)的不完全燃燒會導致IMEP下降，所以建議在切換過程的某些特定循環(huán)內(nèi)提高噴油量。

在本研究中，在1臺燃用商業(yè)柴油的重型單缸柴油機上研究了PCCI燃燒概念(以較高的EGR稀釋量為特征)向傳統(tǒng)概念的切換。工作的重點主要是研究如何改變噴油策略才能改善模式切換的平順性和排放水平。

1　試驗裝置

本研究使用自然吸氣重型單缸柴油機。采用電動共軌噴油系統(tǒng)，可將燃油加壓至200MPa。燃用商業(yè)柴油，加壓至160MPa，后經(jīng)電磁噴油器直接噴入氣缸，由可編程發(fā)動機控制器(Zenobalti ZB-9013)控制，可提供多種逐次循環(huán)噴油模式。EGR裝置由1個伺服閥控制，伺服閥可通過1個與發(fā)動機控制器同步的可編程節(jié)流閥控制器(Zenobalti ZB-2200)在單個循環(huán)內(nèi)開啟和關閉。發(fā)動機與1臺定速模式運行的交流測功機耦合。缸內(nèi)壓力由1個壓電壓力傳感器(Kistler 6056A)測量，進氣壓力由1個分辨率為0.2 °CA的壓阻壓力傳感器(Kistler 4045A5)測量。發(fā)動機主要技術規(guī)格和試驗裝置見表1和圖1。

使用快速火焰電離檢測器(FFID)測量進氣管內(nèi)的EGR水平。FFID工作原理見圖2。采樣氣體吸入后通過氫氣火焰，以樣本內(nèi)的HC成分燃燒，產(chǎn)生的離子為高電壓離子收集器收集，電壓還原為輸出值。

應使用1種HC水平已知的標準氣體進行標定。FFID探針傳輸時間經(jīng)計算為75°CA(轉(zhuǎn)速1400r/min)，在此認為該讀數(shù)對應其所在的同次循環(huán)。

表1　發(fā)動機主要技術發(fā)動機規(guī)格

圖1　試驗裝置示意圖

圖2　FFID工作原理

2　試驗步驟

2.1模式轉(zhuǎn)換工況點的起止

為了找到LTC模式和傳統(tǒng)模式各自的起止工況點，發(fā)動機在LTC模式以60% EGR(轉(zhuǎn)速1400r/min)運行。開始選用25mg的噴油量，搜索確定噴油正時。各個噴油正時下的HC、NOx、IMEP值見圖3?？紤]到IMEP值和排放水平，噴油正時選用35°CA BTDC。然后逐步增加噴油量，重新監(jiān)測排放和IMEP值。30mg的噴油量出現(xiàn)在最高負荷處，此時LTC模式還未迎來較高的HC排放水平和較低的IMEP值。LTC模式下可獲得的IMEP最高值即為發(fā)生模式切換時的值。傳統(tǒng)模式方面，訂立了同樣的IMEP目標值，找到了最佳的噴油正時和噴油量。LTC和傳統(tǒng)工況條件總結見表2。

圖3　確定LTC工況點

項目參數(shù)工況模式LTC傳統(tǒng)噴油正時/°CABTDC3512噴油量/mg3024噴油間隔/μs509451噴油壓力/MPa160160EGR率/%600IMEP/MPa0.590.59發(fā)動機轉(zhuǎn)速/(r·min-1)14001400

為了確定噴油策略，需要考慮多少次循環(huán)，發(fā)動機在LTC模式運行時就關閉了EGR閥，觀察到IMEP值有所波動。閥關閉后IMEP值波動了大約10次循環(huán)后最終穩(wěn)定下來。作為起始點，EGR閥關閉后的前10次循環(huán)被選作模式切換循環(huán)，對其實施噴油策略。

EGR閥的突然關閉改變了廢氣路徑，導致切換最初的幾個循環(huán)內(nèi)出現(xiàn)背壓振蕩，可能會引起殘余氣體水平的波動，這反過來會影響著火延遲和相位。然而，將切換循環(huán)內(nèi)的排氣行程壓力平均后的結果表明，背壓的波動來得比噴油策略已“綁定”的循環(huán)晚，進一步表明對著火延遲沒有影響，可以忽略對殘余氣體水平的影響。進氣行程的平均進氣道壓力水平在EGR閥關閉后的最初12次循環(huán)內(nèi)也稍有下降(0.15kPa)，而這種水平的壓差被視為對發(fā)動機運行沒有影響。

2.2逐次循環(huán)測量EGR

過渡期循環(huán)內(nèi)的EGR變化是影響燃燒特性的重要參數(shù)，所以使用FFID逐次循環(huán)測量EGR的變化。為此，發(fā)動機在LTC模式下運行，F(xiàn)FID探針安裝在進氣管路內(nèi)，非?？拷鼩飧走M氣口(大約10cm)的位置1(圖1)。EGR閥關閉前，F(xiàn)FID輸出電壓對應穩(wěn)態(tài)LTC循環(huán)進氣充量的HC排放水平。EGR閥關閉后記錄FFID輸出壓降，確定HC排放水平是如何降低的。既然EGR氣體成分里的HC含量可以假設為固定值，HC水平的下降可認為是EGR率的下降。換言之，HC排放水平可視為EGR水平的指示。5次試驗的平均結果見圖4。

由圖4可見，EGR率從循環(huán)1～8逐次下降，僅循環(huán)1出現(xiàn)1個反趨勢的值。這可能是因為EGR閥關閉后，EGR閥和進氣管之間的EGR管路中氣壓瞬間降低的緣故[6]。

圖4　EGR閥關閉后(循環(huán)0)進氣管內(nèi)HC含量的下降，作為EGR消耗過程的指示

2.3噴油策略優(yōu)化

在試驗中實施了多種噴油策略，觀察了各種策略對IMEP波動的影響。通過分析50%累積放熱量燃燒相位(CA50)相位和缸內(nèi)最高壓力(pmax)，逐步修改噴油策略，直到獲得平穩(wěn)的模式切換。所有曲線圖均為3次試驗的平均結果，降低了隨機性的影響。

第一次試驗嘗試了策略1(圖5(a))，噴油正時和噴油量在先前發(fā)現(xiàn)的10次不穩(wěn)定循環(huán)內(nèi)以LTC值線性地轉(zhuǎn)變到傳統(tǒng)模式值。CA50指示的燃燒相位太過超前，導致產(chǎn)生較高的pmax值和IMEP值尖峰。中間循環(huán)的燃燒相位提前是噴油正時相對較早和EGR水平較低的結果，因此可以得出結論，燃燒相位需要更快地延遲。

第二次嘗試中，噴油正時和噴油量僅一次循環(huán)就切換到最終值。采用這個策略(策略2，圖5)時，IMEP有所下降，燃燒相位推遲過多，因此觀察到缸內(nèi)pmax降低。這種過度延遲背后的原因是噴油正時達到了傳統(tǒng)的正時值而EGR仍接近LTC水平?？紤]到策略1的相位提前和策略2的相位延遲，預計噴油正時的正解在策略1與策略2之間產(chǎn)生，即圖5(b)中點畫線所示的區(qū)域。在該區(qū)域內(nèi)試驗了許多不同的噴油正時途徑，而僅在1個循環(huán)內(nèi)改動了噴油量。研實結果表明，最有效的策略為策略3，見圖6(a)。這種正時途徑中的任何微小改變都會導致IMEP更加不穩(wěn)。由圖7可見，燃燒相位的變化沒有出現(xiàn)尖銳的峰谷，然而，IMEP仍然出現(xiàn)了陡峭的攀升。

圖5　策略1與策略2

由圖7可見，高IMEP循環(huán)中pmax接近最終值(圖7(c))，但燃燒相位仍滯后于最終值(圖7(b))很多，盡管此時噴油正時已達到最終值(12°CA BTDC)，此相位延遲可能是因為這些循環(huán)內(nèi)存在EGR。圖8(a)示出了高IMEP工況下LTC、傳統(tǒng)和過渡循環(huán)內(nèi)的壓力軌跡。值得注意是，循環(huán)6和7的有效功與傳統(tǒng)模式的最終值相當，但其負功由于延遲量小而較低，延遲量小由EGR殘余氣體引起，所以顯示出較高的IMEP。最終策略(圖6(b)中策略4)中減小了噴油持續(xù)期，以降低高IMEP工況下過渡循環(huán)中的pmax。如圖7策略4所示，pmax和CA50更加平穩(wěn)地向最終值移動，消除了IMEP的突發(fā)性升高。采用這種策略，模式切換中IMEP表現(xiàn)穩(wěn)定，模式轉(zhuǎn)變循環(huán)鄰近區(qū)域(20次循環(huán))內(nèi)的IMEP變化系數(shù)(COV)從策略1的13.8%降低到了5.8%，這在柴油機運行工況內(nèi)是合格的。

圖6　策略3和策略4

圖7　模式切換中不同策略對IMEP、CA50和pmax的影響

2.4模式切換時對污染物的測量

為了檢驗所選噴油策略對污染物的影響，將FFID探針置于圖1中排氣管路的位置2上，非?？拷鼩飧着艢饪?大約10cm)。測量了在不同策略下的HC排放水平。試驗重復了3次，并對每種策略的結果做了平均處理(圖9)。在模式切換中高HC排放幾乎持續(xù)了10次循環(huán)，表明模式切換中由于不完全燃燒導致缸內(nèi)存在一些未燃燃料，這是空燃比不匹配的結果。污染最重的情況發(fā)現(xiàn)是在策略2，曲線變化陡峭。觀察發(fā)現(xiàn)，有著所有策略中IMEP穩(wěn)定性最佳的策略4的排放最低。10次循環(huán)HC排放加總的結果表明，策略4比策略2的HC排放降低41%。策略4排放降低可能是空燃比升高的結果，緣于減少了燃油輸入量。

圖8　減小噴油量(策略4)對過渡循環(huán)壓力軌跡的影響

圖9　模式切換過程中HC排放逐次測量結果及其對噴油策略的影響

2.5敏感性分析

在噴油策略優(yōu)化試驗中，與晚期的過渡循環(huán)相比，早期的過渡循環(huán)中噴油正時或噴油持續(xù)期的變化對IMEP的失穩(wěn)作用較小。這是在嘗試了各種噴油策略后得到的認識，然而還需要1種系統(tǒng)化的方法來確認和量化這種特性。設計了1個試驗，旨在研究每一過渡循環(huán)IMEP的穩(wěn)定性，對噴油正時/噴油持續(xù)期變化的敏感性。換言之，其目的是要闡明在某些循環(huán)內(nèi)改變噴油正時/噴油持續(xù)期是否比在其他循環(huán)內(nèi)更有利。

為此，選用了最穩(wěn)定的策略4，在模式切換中的20次循環(huán)內(nèi)IMEP的COV值為5.8%。在1次循環(huán)中1次選用1個固定的噴油正時變化量，為整個噴油正時變化范圍的1/8，等于3°CA，而其他循環(huán)噴油正時仍保持策略4的值。記錄了模式切換中20次循環(huán)內(nèi)IMEP的COV新值，相應的循環(huán)如圖10所示。同樣的方法用于噴油持續(xù)期，變化量為7μs，等于整個噴油持續(xù)期變化范圍的1/8。由此可見，改變噴油正時在前三個循環(huán)內(nèi)對IMEP穩(wěn)定性的影響并不明顯，但在后繼循環(huán)內(nèi)漸漸明顯。這就可以解釋為什么成功的噴油策略總是在前3個循環(huán)內(nèi)正時就完全轉(zhuǎn)變到最終正時值的策略，因為這3個循環(huán)對IMEP穩(wěn)定性的影響最小。

為了理解在早期循環(huán)改變噴油正時的優(yōu)越性，應關注LTC概念的性質(zhì)。LTC概念中由于噴油正時較早而且EGR水平較高，燃燒始點受自燃支配。這意味著當缸內(nèi)溫度和壓力達到某一特定閾值時燃燒便即開始，直接受到噴油正時的影響較少。實際上在LTC概念中，噴油正時僅在混合氣準備階段影響燃燒起始點，這與傳統(tǒng)模式情況相比相對無關緊要。傳統(tǒng)壓燃模式的燃燒始點直接受噴油正時支配，因此，噴油正時的任何變化都會對燃燒相位產(chǎn)生更為明顯的影響。當噴油正時較早或EGR水平較高時，噴油正時的變化對IMEP不穩(wěn)定性的影響較小的原因。

如圖10所示，在循環(huán)0和循環(huán)1內(nèi)，IMEP穩(wěn)定性對噴油正時的敏感性較小，因為此時噴油正時仍很提前，接近LTC范圍。然而在循環(huán)2和3，噴油正時已經(jīng)達到傳統(tǒng)最終值(12°CA BTDC)，但敏感性仍低于其后的循環(huán)。這可歸因于循環(huán)2和3內(nèi)EGR水平較高，從而影響了燃燒起始點。隨著循環(huán)4的EGR水平降低(噴油正時已經(jīng)位于傳統(tǒng)范圍)，敏感性增加。

結果表明，為了在整個模式切換中獲得成功的噴油策略，可在EGR水平仍然很高或噴油正時仍然提前時，對噴油正時施加較大幅度的改變。隨著EGR水平降低，改變應漸趨于平緩，因為這對燃燒相位和IMEP的不穩(wěn)定性有更為直接的影響。

圖10　在模式切換期間不同循環(huán)中噴油正時/持續(xù)期的固定變化量導致的COV變化

3　結論

在1臺重型單缸柴油機上研究了從LTC模式到傳統(tǒng)模式的模式切換。將EGR管路突然關閉，重點研究噴油正時和噴油量轉(zhuǎn)換到新值的路徑(即噴油策略)，使IMEP保持穩(wěn)定并且排放最低。

改變噴油正時的最優(yōu)模式是在模式轉(zhuǎn)換早期的幾個循環(huán)內(nèi)做漸進的轉(zhuǎn)變，如策略3。如果噴油正時切換得過慢或過快，EGR率和噴油正時之間的失衡就會導致模式切換各個循環(huán)的燃燒相位提前或延遲，如策略1和2。IMEP穩(wěn)定性對噴油正時變化的敏感性分析表明，在模式切換的早期循環(huán)改變噴油正時較為有利，改變的步伐可以更大些。原因是早期循環(huán)內(nèi)由于EGR水平較高和噴油正時較早，燃燒受自燃支配，并且燃燒相位受噴油正時的直接影響較小。

雖然對LTC和傳統(tǒng)模式工況點做了穩(wěn)態(tài)運行優(yōu)化，與起始和結束工況點相比，模式切換中某些過渡循環(huán)仍具有較高的IMEP值。這是因為中間水平值的EGR和噴油正時的組合產(chǎn)生了一些IMEP較高的循環(huán)。IMEP的這種波動在策略4內(nèi)通過調(diào)整噴油持續(xù)期得到了控制。采用最終策略，模式切換期間，20次循環(huán)內(nèi)IMEP的 COV值達到5.8%，顯著降低了8%。與噴油正時和噴油量突然切換的情況相比，HC排放降低了41%。

研究結果表明，模式切換期間的噴油策略調(diào)整對于最大限度地減小IMEP不穩(wěn)定性和HC減排是有潛力的，可將其用作有效的控制節(jié)點，與其他策略一起使柴油機實現(xiàn)從LTC模式到傳統(tǒng)模式的無縫模式切換。

[1]Arcoumanis C. Kamimoto, flow and combustion in reciprocating engines[M]. Experimental Fluid Mechanics, Springer, 2009.

[2]Onishi S, Jo S, Shoda K, et al. Active thermo-atmosphere combustion (ATAC) - a new combustion process for internal combustion engines[C]. SAE Paper 790501.

[3]Yao M, Zheng Z, Liu H. Progress and recent trends in homogeneous charge compression ignition (HCCI) engines[J]. Energy and Combustion Science, 2009, 35(5):398-437.

[4]Cheng F, FY, Minggao O, et al. Combustion mode switching control in a HCCI diesel engine[J]. Applied Energy, 2013,110: 190-200.

[5]Banerjee S, Rutland C. Numerical investigation of high powered diesel mode transition using large eddy simulations[C]. SAE Paper 2012-01-0693.

[6]Burton J, Williams D, Glewen W, et al. Investigation of transient emissions and mixed mode combustion for a light duty diesel engine[C]. SAE Paper 2009-01-1347.

2016-03-03)