黃 丫，林學東，段春麗，于 蘭，王雙印

(1.長春工程學院能源動力工程學院，長春 130012； 2.吉林大學，汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130022)

柴油機具有動力大、燃油經濟性高、運行可靠和經久耐用等優(yōu)點，在國民經濟的各個領域內都得到了廣泛的應用。2017年起，隨著國V排放標準的實施，對于柴油機性能和排放污染物控制的要求越來越高。高壓共軌電控燃油噴射技術的引入，可實現(xiàn)對噴油壓力、噴油量、噴油定時和噴油規(guī)律的精確控制，進而實現(xiàn)對整個燃燒過程的控制，從而提高柴油機的動力性和經濟性，并降低排放污染[1－2]。

起動性能是衡量柴油機性能優(yōu)劣的重要指標之一，國內外對柴油機起動控制策略開展了大量的研究，以改進其起動過程。但由于高壓共軌柴油機起動控制策略中涉及的參數多，參數相關性強，控制自由度大，所以對高壓共軌柴油機起動控制策略中參數的匹配標定與優(yōu)化十分復雜[3]。

本文中基于2.0T高壓共軌柴油機，搭建了試驗臺架，利用Bosch提供的工具庫接口確定了發(fā)動機起動控制策略，并通過試驗，研究了起動控制策略中起動調整轉矩常數、噴油比例和噴射定時等參量對柴油機起動特性的影響規(guī)律，并通過正交試驗方法以較少的試驗次數得到了較高的試驗效率，根據因素水平的最優(yōu)組合進行參數優(yōu)化，切實地提高了該高壓共軌柴油機的起動性能。

1 試驗系統(tǒng)

試驗臺架和測試設備框圖如圖1所示。試驗中采用的發(fā)動機為本課題組與某企業(yè)合作開發(fā)的2.0T高壓共軌柴油機，該發(fā)動機具有真空閥控制VNT增壓器、縮口型燃燒室、高壓共軌噴射系統(tǒng)，其具體技術參數如表1所示。采用的Bosch第二代高壓共軌系統(tǒng)的主要參數如表2所示。

圖1 2.0T高壓共軌柴油機試驗系統(tǒng)

發(fā)動機與標定用ECU的一端相連，ECU的另一端通過ETK與接口模塊ES590相連，ES590再通過CAN總線與標定用計算機連接，從而實現(xiàn)在線實時觀察和采集數據并進行標定。發(fā)動機后端連接電渦流測功機CW260，用來測試轉矩、轉速等參數。為分析不同條件下起動過程中氣缸內燃燒狀況，在第1缸電熱塞處安裝Kistler5018型氣缸壓力傳感器，并將所測得的缸壓經電荷放大器處理后送至DS9100型燃燒分析儀。為了測取示功圖，在發(fā)動機曲軸前端安裝光電編碼器，以同步測量曲軸轉角和上止點信息。燃燒分析儀根據這些參數進行壓力升高率和放熱率等計算處理。同時，發(fā)動機還安裝了油耗儀、溫度、壓力等傳感器，以測量油耗、進排氣、水溫、機油溫度和壓力等參數。利用這些參數，可計算出燃燒熱效率和噴油軌壓等指標，作為衡量柴油機起動控制策略優(yōu)劣的依據。

表1 柴油機主要技術參數

表2 燃油噴射系統(tǒng)主要技術參數

2 起動控制策略

2.1 起動工作狀態(tài)轉換

高壓共軌柴油機的運行工況比較復雜，在制定總控制策略時須根據其運行狀態(tài)劃分不同工況，分別設計相應的子控制模塊[4－7]。本發(fā)動機的工作狀態(tài)分為運行準備狀態(tài)、起動狀態(tài)、運行狀態(tài)、運行完成狀態(tài)和停止狀態(tài)，各狀態(tài)間根據一定邏輯進行轉換。對于起動狀態(tài)，只有從運行準備狀態(tài)轉換為起動狀態(tài)這一種情況，其轉換策略如圖2所示。

圖2 起動工作狀態(tài)轉換策略

根據氣壓和發(fā)動機溫度，通過相關的起動門檻轉速MAP，查出轉入起動狀態(tài)的臨界轉速。如果發(fā)動機轉速超過該臨界轉速，且當前處于運行準備狀態(tài)時，發(fā)動機將進入起動狀態(tài)。策略中還設置了一個計時器，只當發(fā)動機轉速高于臨界轉速一定時間后上述判斷條件才起作用，防止了因發(fā)動機瞬時轉速波動而產生的工作狀態(tài)誤判。

2.2 起動噴油量計算

起動噴油量是保證柴油機順利完成起動過程的關鍵控制參數之一[8－10]，起動噴油量設定得過少不能順利完成起動過程，而過多則影響燃油經濟性和HC，CO和微粒等排放特性。本文中采用基于轉矩的噴油量計算方法，如圖3所示?；谶@種算法，首先要確定起動條件下所必要的假想的起動轉矩，它通過發(fā)動機轉速、發(fā)動機溫度和氣壓等參數算得；然后，根據油量和起動轉矩之間的轉換關系獲取起動噴油量。這種方法利于整車動力傳動系統(tǒng)的集成化控制，且可兼顧發(fā)動機動力性、經濟性和排放性能[11]。

圖3 起動噴油量計算策略

起動噴油量計算中所需起動轉矩參數的計算策略如圖4所示，當起動轉矩控制開關處于斷開狀態(tài)時起動轉矩等于零，否則起動轉矩等于起動基礎轉矩和起動轉矩限制常數中的較小值。起動基礎轉矩由基本轉矩、起動調整轉矩和起動矯正轉矩3部分組成。其中，基本轉矩可根據發(fā)動機轉速和發(fā)動機溫度查起動基礎轉矩MAP得到；如果把起動基礎轉矩定得過高，雖能保證冷起動的性能，但會產生過大的油耗和排放，反之如果將起動基礎轉矩定的過低，則會影響發(fā)動機起動的可靠性，因此，在起動策略中引入了起動調整轉矩，用來根據發(fā)動機轉速動態(tài)調整起動轉矩的大小，根據圖4中起動調整轉矩的計算策略可知，起動調整轉矩對起動轉矩的調整作用體現(xiàn)為一斜坡函數，當發(fā)動機轉速低時為起動轉矩提供較大的補償，隨著轉速的提高起動調整轉矩的補償作用逐漸減小。

圖4 起動轉矩計算策略

起動矯正轉矩是在起動基礎轉矩的計算中需要考慮的矯正量，其計算策略如圖5所示。起動矯正轉矩的大小主要取決于發(fā)動機轉速和發(fā)動機溫度兩個因素，利用這兩個參數查起動轉矩加性矯正MAP，再乘以由氣壓決定的矯正因子，即可得到起動矯正轉矩。

2.3 噴射方式

圖5 起動矯正轉矩計算策略

2.0 T高壓共軌柴油機燃油噴射系統(tǒng)的CRIN2噴油器每循環(huán)可支持5次噴射，包括2次預噴、1次主噴和2次后噴。2次預噴和1次主噴主要影響發(fā)動機的起動性能，2次后噴主要用來改善發(fā)動機的排放性能，提高燃燒后期燃燒溫度和缸內湍流動能，降低排氣中的碳氫化合物，并提高排氣溫度為后處理提供更好的工作條件。本文的目的是優(yōu)化發(fā)動機起動性能，因此重點研究預噴 2(PiI2)、預噴 1(PiI1)和主噴(MI)這3次噴射，具體噴射方式如圖6所示。圖中，tiPiI2為預噴2提前時間相對于基礎MAP的系數，tiPiI1為預噴1提前時間相對于基礎MAP的系數，phiMI為主噴提前角。2次預噴提前時間的基礎MAP如表3所示。

圖6 噴射方式

表3 兩次預噴提前時間的基礎MAP

3 起動控制策略參數優(yōu)化

3.1 起動調整轉矩常數的影響

由圖4所示的起動轉矩計算策略中的起動調整轉矩常數定義可知，其大小直接關系到斜坡函數的初始值。本文中在噴射次數、起噴轉速、預噴油量和預噴時間等參數不變的條件下，通過3組對比試驗研究了其對起動性能的影響。試驗環(huán)境為:室溫25.1℃、濕度40%、大氣壓力 993kPa、冷卻液溫度30.5℃。試驗結果如表4所示。

表4 起動調整轉矩常數對起動性能的影響

表中:T為起動時間；η1為首循環(huán)燃燒熱效率，其定義為發(fā)動機首循環(huán)有效功率的熱當量與消耗燃料所含熱量的比值；Φ1為首循環(huán)放熱率達最大值時的曲軸轉角；N為起動循環(huán)數(后續(xù)試驗中變量的定義同此)。由表4可知，隨著該常數的增大，起動時間縮短，起動循環(huán)數減少，但當其設定過高時首循環(huán)最高缸壓和燃燒效率都有明顯下降。這主要是由于隨起動調整轉矩常數的增大總起動噴油量增加。因此，其設定為15N·m時，主噴油量相對較小，燃燒放熱重心在上止點之前；當其設定為35N·m時，主噴油量相對較大，導致噴射重心后移，燃油霧化時吸收熱量，導致缸內溫度降低，著火延遲期延長，所以燃燒放熱重心出現(xiàn)在上止點后4.5°CA左右；當其設定為25N·m時，燃燒、放熱重心都在上止點附近，燃油燃燒充分。因此，在后續(xù)試驗中將起動調整轉矩常數的值均設定為25N·m。

3.2 不同噴油比例對起動性能的影響

在起動控制策略中其它參數不變的條件下，進行了3次噴油的比例對發(fā)動機起動性能影響的試驗研究。試驗中，針對2次預噴和1次主噴設計了15種噴油比例組合，并按照預噴 1(PiI1)、預噴 2(PiI2)、主噴(MI)3個參數所分配的比例由小到大排列的順序進行試驗，如表5所示。試驗環(huán)境為:室溫24.1℃、濕度30%、大氣壓力982kPa、冷卻液溫度31.6℃。

表中σ為起動循環(huán)最高缸壓均方差(后續(xù)試驗中變量的定義同此)。根據起動循環(huán)個數的多少，將上述試驗分成4組，其中起動循環(huán)次數等于7的分為I類；等于8的分為II類；等于9的分為III類；大于9的分為IV類。通過表5可明顯看出，當起動循環(huán)次數少時，起動時間也相應較短，I類試驗的起動時間均低于2.5s；II類試驗的起動時間在2.5～2.7s之間；III類試驗的起動時間在2.7～2.8s之間；而IV類試驗的起動時間均大于2.9s。

表5 不同噴油比例對起動性能的影響

起動過程是一個瞬態(tài)的過渡過程，為更全面地測試不同噴油比例對起動性能的影響，除起動時間外，還計算了每種噴油比例條件下起動循環(huán)最高缸壓波動的均方差σ，用來衡量每種情況下起動循環(huán)的穩(wěn)定性。由表5可知，在4類試驗中，起動循環(huán)最高缸壓波動的均方差σ最小的幾種噴油比例組合分別為r7，r5，r6和r10，說明上述噴油比例組合的起動過程分別在4類試驗中是最穩(wěn)定的。下面以這4種組合作為代表性的試驗方案，對發(fā)動機起動首循環(huán)和起動后期循環(huán)的燃燒規(guī)律進行比較分析，結果如圖7所示。

由圖7可知，噴油比例組合r5的起動性能在首循環(huán)和末循環(huán)示功圖中表現(xiàn)均比較突出，由于預噴量較大，預噴2的比例達到了50%，缸內氣體混合均勻，燃油在上止點前0.5°CA左右全部噴入缸內，霧化效果好，因此傳熱損失減少，柴油在燃燒室內提前達到自燃條件，直接實現(xiàn)預混燃燒，缸壓明顯高于其它幾種比例組合，且起動循環(huán)數較少，起動時間較短。組合方案r6，r7和r10的示功圖表現(xiàn)接近，它們的噴射結束點均在上止點前1°CA附近。方案r6和r10在首循環(huán)中燃燒重心更接近上止點，但燃燒性能隨循環(huán)數的增加逐漸下降，在末循環(huán)中這兩種噴油比例組合的缸壓下降明顯，且起動循環(huán)數多，起動時間很長。而方案r7的示功圖表現(xiàn)穩(wěn)定，起動循環(huán)最高缸壓波動的均方差σ為各方案中最小，起動運轉最為穩(wěn)定，且起動時間最短。綜上所述，噴油比例組合r5和r7的性能要高于其它方案。下面通過對比這兩種方案的放熱規(guī)律，來進行最后的優(yōu)選，如圖8所示。

圖7 4種比例組合起動首循環(huán)和末循環(huán)示功圖對比

由圖8可知，方案r5和r7的首循環(huán)放熱率曲線都呈單峰，r5的最大放熱率更高，而r7的放熱重心更接近上止點。在末循環(huán)放熱率曲線中，方案r7由于預噴油量小，前期噴射預混量較小，故其預混燃燒量小于擴散燃燒量，對應的放熱率曲線出現(xiàn)雙峰，且峰值先低后高；方案r5正相反。綜合比較兩種方案，r7的起動循環(huán)最高缸壓波動小，有利于提高車輛起動的舒適性；全過程運轉沒有出現(xiàn)失火現(xiàn)象；起動循環(huán)數少，起動時間短，且在中、后期循環(huán)中放熱率高、燃燒穩(wěn)定，因此，選取方案r7進行下一步起動噴射時間的正交試驗優(yōu)化。

3.3 起動噴射時間的正交試驗優(yōu)化

圖8 方案r5和r7起動首循環(huán)和末循環(huán)放熱率曲線對比

在起動策略中的噴油量計算關鍵參數和噴油比例確定后，本文中研究了3次噴油的噴射時間對起動性能的影響，優(yōu)化了兩次預噴提前時間和主噴提前角的參數設置。由于這3個參數間的相關性較強，故采用正交試驗法進行優(yōu)化，正交試驗法能夠在試驗點較少的情況下，獲得較全面的試驗信息和較高的試驗精度，抑制試驗干擾，獲得全面的優(yōu)化結果[12]。

首先，確定正交試驗中對應于上述3個參數的3個因素A，B和C，分別為預噴1提前時間相對于基礎MAP的系數tiPiI1、預噴2提前時間相對于基礎MAP的系數tiPiI2和主噴提前角phiMI；其次，考慮到發(fā)動機的實際硬件條件，確定了各因素的4個水平，如表6所示；最后，采用標準正態(tài)表L16(45)進行16組試驗，結果如表7所示，表中剩余的兩個因素D和E欄中的數值無實際意義。試驗環(huán)境為:室溫30.4℃、濕度 38%、大氣壓力 994kPa、冷卻液溫度33.5℃。

表6 各因素的水平

表7 16組正交試驗結果

采用極差分析法分析正交試驗的結果，利用各因素的極差可判斷它們對試驗結果的影響程度，并通過各因素均值的大小確定最優(yōu)的水平組合。試驗中用j代表因素，用i代表水平，則各因素極差Rj的分析結果如表8所示，各水平對3個因素的均值Kji的影響如圖9所示。

表8 各因素的極差Rj

圖9 各水平對3個因素試驗結果均值Kji的影響

試驗結果對應各因素的極差決定了該因素對該試驗結果的影響程度，因素對應的極差越大，該因素的影響力越強。因此，由表8可知:各種因素對起動時間影響程度的順序為tiPiI1＞phiMI＞tiPiI2；各種因素對起動循環(huán)最高缸壓均方差影響程度的順序為phiMI＞tiPiI1＞tiPiI2；各種因素對起動首循環(huán)指示熱效率影響程度的順序為tiPiI1＞phiMI＞tiPiI2。

根據各因素水平對各因素試驗結果均值的影響情況，可確定最優(yōu)的因素水平組合。從起動時間上看，起動時間越短發(fā)動機的起動過程越自然順暢，因此，由圖9(a)可知，對于起動時間來說各因素水平的最優(yōu)組合為A1，C4和B2；從起動循環(huán)最高缸壓均方差上看，σ越小發(fā)動機的起動過程越平穩(wěn)，由圖9(b)可知，對于起動循環(huán)最高缸壓均方差來說各因素水平的最優(yōu)組合為C3，A2和B1；從起動首循環(huán)指示熱效率上看，η越高燃油燃燒越充分，因此，由圖9(c)可知，對于起動首循環(huán)指示熱效率來說，各因素水平的最優(yōu)組合為A1，C3和B2。

綜合起動時間、起動循環(huán)最高缸壓均方差和起動首循環(huán)熱效率的正交試驗結果，最終確定的最優(yōu)因素水平組合為:預噴1提前時間相對于基礎MAP的系數tiPiI1等于1；預噴2提前時間相對于基礎map的系數 tiPiI2等于3；主噴提前角 phiMI等于2°CA。

4 結論

(1)針對2.0T高壓共軌柴油機，制定了起動控制策略，并對起動控制策略進行了參數優(yōu)化試驗研究。結果表明，通過起動策略優(yōu)化，縮短了發(fā)動機的起動時間，提高了最高缸壓的平穩(wěn)度，并改善了燃油的燃燒效率，從而大大提高了發(fā)動機的起動性能。

(2)起動調整轉矩常數設定過低會導致起動循環(huán)次數的增加，降低冷起動性能；起動調整轉矩常數設定過高雖會縮短起動時間，但也會大大降低首循環(huán)最高缸壓和燃燒效率。因此，要適當調整起動調整轉矩常數，使燃燒、放熱重心都在上止點附近，從而提高燃燒效率，并有效減少起動循環(huán)次數，縮短起動時間。在本起動策略中起動調整轉矩常數的最優(yōu)值為25N·m。

(3)3次噴油的比例對發(fā)動機起動性能的影響較大，總體趨勢上預噴1的噴油比例較低時起動循環(huán)次數少、起動時間較短；預噴2和主噴的比例主要影響起動循環(huán)最高缸壓均方差即起動的穩(wěn)定性。通過多種組合方案的對比分析，最終確定本起動策略的最優(yōu)噴油方案為:2次預噴和1次主噴的噴油比例為20%－20%－60%。由此可知，少量的預噴油量在壓縮行程中燃燒，能使主噴期氣缸內的壓力和溫度升高，主噴射噴油量燃燒的著火延遲期縮短，從而減少起動循環(huán)次數并有利于提高燃燒的穩(wěn)定性。

(4)針對相關性較強的3個噴油正時參數采用正交試驗方法進行優(yōu)化，在起動時間、起動循環(huán)最高缸壓均方差和起動首循環(huán)熱效率3個方面進行考量，最終確定的最優(yōu)因素水平組合為:預噴1提前時間相對于基礎MAP的系數tiPiI1等于1；預噴2提前時間相對于基礎MAP的系數tiPiI2等于3；主噴提前角phiMI等于2°CA。由此可知，適當增加預噴1與預噴2的時間間隔、減小主噴與預噴1的時間間隔、增大主噴提前角有利于加快起動速度，提高熱效率，但為保證起動的平順性，預噴1與預噴2的時間間隔不宜過大。試驗結果表明，正交試驗方法適用于高壓共軌發(fā)動機起動控制策略中高相關性參數的優(yōu)化，可通過較少的試驗次數，確定因素水平的最優(yōu)組合，還可看出因素對試驗結果的影響趨勢。

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