柴油机燃烧不稳定性及其控制策略1.docx
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柴油机燃烧不稳定性及其控制策略1
柴油机燃烧不稳定性及其控制策略
摘要
燃烧不稳定和白烟排放是柴油机冷起动过程中存在的严重问题,在这项研究中,一种基于自燃过程分析的模型被应用于预测失火现象。
对于在不同环境温度下，喷射正时在冷起动瞬态过程中对燃烧不稳定性的影响也做了研究。
在理论和实践的基础上，将展示可能出现失火的区域图生成出来。
实验工作用一种直喷重型柴油机在一个低温实验中展开，实验室的温度控制在－10到21℃，接着做连续循环的数据分析，并将结果绘制在上述已生成的图上，实验结果与模型的预测吻合得很好。
基于这些分析，一种新的减少冷起动过程中燃烧不稳定性和白烟排放的策略能够得到发展应用。
引言
柴油机冷起动受到许多设计和运转参数的影响，这些参数影响压缩冲程终了的燃气温度和压力，它们包括：
环境温度，曲轴转速，喷射参数和燃料特性特别是十六烷值和挥发性。
许多研究工作在柴油机冷起动过程上展开并聚焦在冷起动过程的时间长短上，但在发动机发火后工作性能方面的工作做的很少，在韦恩州立大学汽车研究中心开展的研究工作揭示：
在重新着火并达到稳定怠速以前，可能出现一次，两次或更多次失火现象。
这种运转状态被称为燃烧不稳定性。
燃烧不稳定导致发动机游车，工作粗暴和达到稳定怠速经历的时间长，甚至更严重的情况可能导致发电机无法起动。
在失火循环中积累下来的部分燃料在接下来的发火循环中被释放并形成白烟。
在冷起动过程中，柴油机燃烧不稳定性经证实是重复性的而不是随机的，也并不是针
对特定的机器或燃料，并且不稳定性随环境温度的下降而增加，其他研究者们得到相似的测试结果。
在这项研究中，实验和分析研究致力于开发一种新的冷起动策略来缩减或控制燃烧不稳定性和白烟排放。
柴油机自燃与着火延迟模型
常用着火延迟期表述的全程自然反应速率在柴油机燃烧中起着举足轻重的作用，长的着火延迟期持续到膨胀冲程末期，空气温度和压力的下降使反应减缓并可能导致完全失火，着火延迟期对气体温度和压力的依赖关系常可表述为：
其中：
：
着火延迟期
p：
压力
E
：
表面活化能
：
通用气体常数
T：
绝对温度
考虑空气温度和压力的变化，以下积分用于计算发动机着火延迟期：
其中：
t
：
喷射起始时间
：
着火延迟期
：
从方程
（1）中计算得到的着火延迟
最新研究显示：
在着火延迟期计算中方程
（2）不受活塞运动的影响。
着火延迟期计算误差随喷射时刻推迟迅速增加，这恰恰是冷起动中常出现的情形。
方程（3）被用来解释由活塞运动引起的气缸内容积变化：
其中：
X：
一个在着火延迟期终了达到一致的参数
P：
缸内压力（Bar）
T：
缸内温度（K）
V：
容积
t：
时间
方程（3）是一个一阶微分方程，其初始条件为X＝0，此时为燃料喷射起始时刻。
试验装置
一种重型，四冲程，四缸直喷，涡轮增压柴油机被应用于这项研究当中。
表1是一系列柴油机特性参数。
考虑到中冷器在在冷起动过程中对进气过程无明显影响，所以将之移除。
一种冷却装置被连接到发动机上用来保持冷却剂的温度在整个冷起动过程中与环境温度相一致，整个试验采用柴油燃料。
表1：
发动机特性
发火顺序1－3－2－4
压缩比15：
1
缸径130mm
活塞行程160mm
排量8.5L
发动机被安置在一个温度可控制在－40℃至32℃之间的冷室中，发动机被自身电子起动装置和十二伏蓄电池驱动。
蓄电池被置于冷室中并与室外的一种辅助机械并联以保证足够和持续的起动力矩。
实验前附带燃油箱的发动机以及蓄电池置于所需温度的冷室中至少八小时。
一种光学译码器被安置在曲轴上靠近飞轮的一侧，用来测量即时角速度并确定上止点位置，上止点中心信号与靠飞轮最近的第四缸上止点中心在一水平线上。
四缸中的每一缸都在相同位置安装了石英压力应变仪用来测量燃气压力。
在排气歧管端口附近安装一个高灵敏度的热电偶和一个标准规格的应变摇臂，用以测量喷油器的喷射起始和持续期。
应变片的变形量与作用在柱塞上的力成比例，并且设置一种特殊燃料喷射测试设备用来校准四个摇臂中每一个上面的应变片，并确定在不同转速和负载下每循环燃油喷射量。
这种使用应变片信号决定喷射事件方式的一种描述在附录中给出。
凸轮轴
应变片
图1单体喷油器摇臂上应变片的安装
试验结果与分析
测试被安排在五种不同的环境温度下展开：
21℃，5℃，0℃,－5℃和－10℃。
图2展示了环境温度为21℃时发动机冷起动瞬态即时转速轨迹。
需要提及的是：
上止点中心与第四缸在一条水平线上。
图3至5分别是第四缸缸内气体压力曲线，喷油器摇臂应变片信号曲线和排温曲线。
图2表明：
发动机在起动两个循环后，其中一缸着火，接下来其它各缸着火。
不同气缸的着火导致发动机加速并达到900rpm，在此之后，转速有几次波动，发动机最终稳定在怠速800rpm左右。
发动机在其它环境温度下的转速曲线分别列于图6，8，10和12。
从中可以看出：
在低温下，发动机经历了更多速度波动并用更长时间才达到稳定怠速。
这种情况是由在较低环境温度下失火循环数的增加导致的。
从图7，9，11和13中给出的第四缸缸内压力曲线可一目了然。
其它各缸的压力曲线在首个发火循环之后呈现同样的失火趋势，但在本文中未给出。
失火现象可以从动力学，热学或热力学的指示指标中看出，当一个循环失火，发动机排气冲程结束即时速度就低于进气冲程起始时刻。
在稳定状态下，这两速度值应该相同。
热学指标包括排气门开启之后的排温。
热力学指标包括缸内气压力或指示平均有效压力，和排气门开启后排气管端口压力波动的振幅。
发动机冷起动过程中不同类型循环测得的典型曲线列于图14至19。
图14是一个单点喷射发动机在室温21℃条件下冷起动的正常着火循环的情形，此循环发生于转速为250rpm的冷起动瞬态早期。
图15是配置起动喷射和主喷射的发动机在21℃时冷起动的一个失火循环。
起动喷射未能成功供给任何燃料，原因是起动喷射脉宽过小导致未能建立足够燃油压力并达到轴针开启压力（参见附录）。
由图可知：
此循环后发动机减速并且排温表明无着火迹象。
图16是一台配置预喷射和主喷射发动机在21℃时起动的失火情形。
图17是发动机在5℃时起动，减速条件下没有燃料喷射的一个循环。
图18是单点喷射发动机在5℃时起动的一个失火循环。
图19是单点喷射发动机在－10℃时起动的一个循环。
虽然燃烧在膨胀冲程末期开始，发动机毕竟着火了。
横坐标为发动机循环数，纵坐标为发动机转速（rpm）横坐标为发动机循环数，纵坐标为缸内压力（Bar）
图2发动机在21℃即时转速图321℃第四缸压力曲线
横坐标为发动机循环数，纵坐标为应变信号横坐标为发动机循环数，纵坐标为排温（℃）
图421℃时第四缸应变信号图521℃时第四缸排温
横坐标为发动机循环数，纵坐标为发动机转速（rpm）横坐标为发动机循环数，纵坐标为缸内压力（Bar）
图65℃时发动机即时转速图75℃时第四缸压力曲线
横坐标为发动机循环数，纵坐标为发动机转速（rpm）横坐标为发动机循环数，纵坐标为缸内压力（Bar）
图80℃时发动机即时转速图90℃时第四缸压力曲线
横坐标为发动机循环数，纵坐标为角速度（rpm）横坐标为发动机循环数，纵坐标为缸内压力（Bar）
图10－5℃时发动机即时转速图11－5℃第四缸压力曲线
横坐标为发动机循环数，纵坐标为角速度（rpm）横坐标为发动机循环数，纵坐标为缸内压力（Bar）
图12－10℃发动机即时转速图13－10℃时第四缸压力曲线
缸内压力（bar）
应变信号
排温（℃）
发动机转速（RPM）
曲轴转角曲轴转角
图14一个单喷射着火循环，图15一个预——主喷射失火循环，
从21℃试验取样从21℃试验取样
缸内压力（bar）
应变信号
排温（℃）
发动机转速（RPM）
图16一个预喷射着火循环，从21℃试验取样图17未喷射循环，从5℃循环取样
缸内压力（bar）
应变信号
排温（℃）
）
发动机转速（RPM）
图18一个单喷射失火循环，从－5℃实验取样图19一个迟燃烧循环，从－10℃实验取样
图20是在五种环境温度下发动机瞬态速度的合成曲线，直到－5℃起动循环的数目不因温度降低而有较大变动。
但当温度降至－10℃时，起动循环数几乎加倍。
这种起动循环数增长的原因目前还不清楚。
观察一下平均加速度，可以看到它随环境温度下降而下降。
平均来看，失火循环数随环境温度降低而上升，在暖机后变少。
这种类型的燃烧不稳定性在参考书（1和4）中有详细讨论。
当发动机经历多个失火循环积累下来的燃料在某一发火循环燃烧，压力升高率就比较大。
这些循环的燃料总量表明：
并不是所有积累下来的燃料都被烧掉了，并且白烟量随随失火循环增加而增多。
实验资料分析显示了喷射过程对于失火现象的重要影响。
两个喷射参数经过测试，第一个是喷射正时，第二个是预喷射，连续循环的喷射正时按照循环中发动机转速确定和划分。
每循环转速是在循环上止点附近的计算平均值。
正时的负值表示喷射开始于上止点之前。
对于燃烧室中的燃料供应，喷射正时是动态正时，将由每缸摇臂上的测量信号确定。
动态正时与名义正时或指令信号正时有所不同。
不同之处在于弹簧用来顶开气门的时间与建立燃油压力达到轴针开启压力的时间。
图21是发动机在室温21℃起动时的一幅转速——喷射正时图。
图中的箭头表示第四缸连续循环的顺序。
标记数字1的是起动过程第一循环。
图21显示喷射正时为上止点前5°，且此循环平均转速为160rpm，发动机加速继续六个循环至着火，而喷射正时增加到上止点前10.5°，转速达到860rpm。
第七循环的成功着火使发动机加速到925rpm。
在第八循环，正时延迟到上止点后2°并且发动机失火。
转速略有下降且第9，10两个循环发动机失火导致转速降至820rpm，在第十一循环正时增加到上止点前12.7°且发动机着火。
回想这是一台四缸发动机且发火顺序为1——3——2——4，分析其它三缸曲线可知失火现象发生于所以气缸。
例如，第三缸第一循环着火而第二循环失火。
如果我们考虑喷射活动则第二循环失火便可得到解释。
图22是第三缸摇臂测量信号的放大图。
由图可知第一循环主喷射开始于上止点之前，在接下来的循环当中，喷射由单一主喷射转变为预喷射加主喷射。
轴针在预喷射中未能开启是因为燃料压力没有达到轴针开启压力。
四缸的曲线分析表明：
失火发生于发动机加速后喷射由单一主喷射向主——预喷射转换的循环。
图23至26给出了在较低环境温度下发动机速度——喷射正时图。
这些图线表明：
在21℃时发动机转速超过800rpm时开始失火。
在较低环境温度下，失火开始于较低的转速并且失火循环数目有所增加。
纵坐标为发动机转速，横坐标为发动机循环数纵坐标为喷射正时（℃A）横坐标为发动机平均转速
图20发动机即时速度比较图21在环境温度21℃时发动机瞬时速度
——喷射正时图
纵坐标为应变信号，横坐标为曲轴转角（℃A）纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速
图22第三缸第1，2循环燃料喷射信号图235℃时的发动机瞬时速度——喷射正时图
纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速
图240℃发动机瞬时速度——喷射正时图图25－5℃发动机瞬时速度——喷射正时图
纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速纵坐标为着火延迟期，横坐标为喷射正时（℃A）
图26－10℃瞬时速度——喷射正时图图2721℃时喷射正时对着火延迟期（用曲轴转角表示）和失火区域的影响
纵坐标为着火延迟期，横坐标为喷射正时（℃A）纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速
图2821℃时喷射正时对着火延迟期图28着火/失火边界线关于发动机转速的
（以毫秒表示）和失火区域的影响函数
发动机失火预测模型
为确定不同发动机和燃料参数对于发动机失火的影响，方程（3）被用于计算着火延迟期，解释在着火延迟期中活塞运动的影响，计算中用的参数是所研究发动机的参数。
1、喷射正时的影响
不同喷射正时的着火延迟期用方程（3）计算得出，结果按不同转速，曲轴转角，着火延迟期按毫秒绘出图线连续列于图27和28，环境温度21℃。
很早的喷射正时导致着火延迟期变长，这是由于空气压力和温度都相当低。
当喷射延迟到上止点，便可取得较高的温度和压力以使着火延迟期缩短。
在上止点前几度着火延迟期会达到一个最小值。
继续延迟哪怕一点儿则导致着火延迟期增加。
如果部分着火延迟期发生于膨胀冲程，则着火延迟期以较大速率增加。
这一点从方程（3）可明显看出。
计算延伸至上止点后的喷射正时。
可以看到当喷射在膨胀冲程中发生较晚时，着火延迟期同样以一个较大的速率增加。
所以存在一个极限，超过这个极限着火不会发生导致失火。
2、发动机转速的影响
图27展示出在不同发动机转速下发火和失火区域的边界。
在边界线上的燃料喷射正时
会导致失火。
在较高的转速下，失火界限向较早喷射正时的方向变动。
当发动机转速降低时，失火界限首先达到最迟正时。
在较低转速下，喷射正时变化朝向早喷射正时方向。
由图30给予说明，但在本实验研究中未被涉及到。
最终，由于严重的气流运动和热量损失，曲线将结束在一个如何喷射正时下都无法着火的转速。
3、环境温度的影响：
图31和32展示了在环境温度10℃下不同转速的着火延迟期，对比21℃的图27和10
℃的图31，可以看出在10℃时着火延迟期对喷射正时变化有较高敏感性。
而且在10℃时着火的喷射正时范围变窄。
这种情况解释了为什么较多的失火发生于较低环境温度下。
图33对比了这两种环境温度下着火区域的界限，在10℃下失火区域向早喷射正时延伸。
如图34所绘在10℃至21℃之间的不同温度下和100rpm和1000rpm之间的不同转速下，着火与失火边界线在两种不同的条件下被计算出来。
在特定环境温度下，每条线上面的面积是失火区域。
环境温度对于着火——失火边界线的重要影响由此可见。
正如前文所说，在较低环境温度下着火区域变得越来越小，并且当发动机加速时，喷射正时必须提前。
举例来说：
应用于这项研究中的多缸机在－10℃时的起动瞬间。
参考图12来看瞬态过程的速度变化。
可知发动机在着火前已经起动了五个循环。
所以每缸至少有两次喷射正时积累在燃烧室中，发动机在第一个将着火气缸循环上止点转速是110rpm，并且由图26相应的喷射正时是上止点前5度。
一旦有一缸着火，发动机转速在下一个将着火气缸上止点加速到290rpm。
由于喷射被延迟到上止点前4度，这一缸失火。
但是由图34，第二个将着火气缸喷射正时应被提前。
下一缸失火是因为喷射被较大延迟导致发动机减速。
当发动机转速在上止点达到200rpm，其中一缸着火，这种转速波动持续一段时间。
可以看到当发动机暖机后，气缸着火的最小转速缓慢增长。
由于其它原因，喷射正时过早可导致发动机经历自燃失败。
在很低的空气压力和温度下将燃料过早喷入气缸可能导致液体燃料堆积在冷的气缸壁上并阻碍燃料蒸发和与空气混合。
纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速纵坐标为着火延迟期，横坐标为喷射正时（℃A）
图30在较大发动机转速范围内着火——图31在10℃时不同转速下喷射正时对着火
失火边界线的一般形状延迟期（以曲轴转角表示）的影响
纵坐标为着火延迟期，横坐标为喷射正时（℃A）纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速
图32在10℃时不同转速下喷射正时对着火图33在10℃和21℃时发动机转速对失火边
延迟期（以毫秒表示）的影响界的影响
纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机转速纵坐标为着火延迟期，横坐标为喷射正时（℃A）
图34不同环境温度下转速对失火边界的影响图35燃料十六烷值对着火延迟期的影响
纵坐标为着火延迟期，横坐标为喷射正时（℃A）纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速
图36低辛烷值燃料在不同发动机转速下喷射图37不同活化能的两种燃料发动机转速对失火
正时对着火延迟期（以曲轴转角表示）的影响边界的影响
4、十六烷值的影响
燃料的十六烷值对着火延迟期的影响由改变方程（3）中的表面活化能进行评价。
通常，较低的十六烷值燃料活化能较高。
图36所示为一种活化能比图27中燃料高5％的燃料的计算着火延迟期。
正如预料的那样，着火延迟期随燃料的十六烷值下降儿增加。
图37表明：
活化能增加5％导致失火边界线的显著变化。
这意味着为了避免失火现象的发生，的十六烷值燃料需要较早的喷射正时。
冷起动着火与失火区域
由以上讨论可得出结论：
一个循环是着火还是失火，依赖于它位于哪一个区域。
图29，33，34和36用单一线条描绘了发火与失火区域的计算边界。
在多缸机中由于气缸之间的相互作用，情况有所不同。
在冷起动瞬态过程中，各缸的喷射起始情况有所不同。
拿发动机转速在冷起动瞬时对每一缸压缩温度和压力的影响作为例子，当第一个气缸发火时的发动机转速是起动转速。
第二个着火气缸由于发动机转速的增加会比第一个着火气缸有更高的压缩压力和温度。
这意味着最后一个着火气缸压缩压力和温度会最高。
因此，在冷起动瞬间着火延迟期在各缸之间有所不同。
同理，在减速过程中，情况在各缸和各个循环之间都各不相同。
这种不同导致失火与发火区域之间的边界不是一条线而是呈现一种带状。
在－10℃时的失火边界被计算并添加到图36所示的发动机转速——喷射正时图上，形成图38。
这副图明晰地表示出失火边界线位于喷射正时和发动机转速形成的带状的中心。
发动机从发火区域向失火区域变动很多次。
失火循环大部分位于发动机高转速的计算失火区。
当由于失火发动机转速下降时，发动机重新着火，如此重复多次。
燃烧不稳定性和冷起动控制策略
许多因素促成燃烧不稳定性，其中最重要的是环境温度和喷射正时。
以上分析揭示冷起动过程中的燃烧不稳定不是一个随机的现象。
参考在不同温度和起动转速下的发动机转速——喷射正时图可以得到解释。
因此，如果采取恰当的措施，就可以缩减或排除燃烧不稳定。
基于方程（3）中的着火延迟期，冷起动过程中稳定燃烧不仅仅依赖于压缩空气的温度和压力，同样依赖于喷射正时。
一些多缸机的控制策略在冷起动瞬间或冷起动过程中最初几个循环对所有气缸保持相同喷射正时。
这可能是所需的避免燃烧不稳定性的最好办法。
审视图34可得到解释。
对于任何精确的喷射正时，存在一个极限转速，超过这个转速失火就会发生。
在多缸机的冷起动瞬时，每一个气缸在比前一个着火气缸更高的转速下开始着火。
假如喷射正时对所有气缸都保持相同，最后一个将着火气缸的失火几率就会更高。
同理，如果转速增加，正时不提前，失火就可能发生于曾着火的气缸中。
理论上，喷射正时应调整到每一个气缸的状况。
这需要迅速的喷射响应控制。
输入信号应是前一个发火气缸的膨胀冲程的转速加速度的指示值。
失火发生的速度下限在较低的环境温度下有所下降。
为提高这个转速限值，在低环境温度下喷射正时必须提前。
然而正如前文所说，喷射正时提前也有限制。
在这样低环境温度状态下，一种措施就是应用起动辅助装置。
在一些发动机中，采用的控制策略是一旦发动机加速超过一定速度限值，将单一喷射转变为预喷射加多次喷射，或转变为多次喷射。
相对单一主喷射，这需要不同的喷射正时。
在许多情况下发动机在冷起动瞬时可能超速短时超过速度限值。
如果喷射正时不准确适应这种高转速，失火就可能发生。
结论
1、柴油机冷起动过程中的燃烧不稳定性受许多因素的影响，其中最重要的是环境温度，喷射正时和循环中发动机即时转速。
一种着火延迟期的模型被建立起来并应用于建立发动机转速——喷射正时图来确定在不同温度、转速下的着火与失火区域，并用于解释燃料十六烷值的影响。
2、在不同环境温度下用一种重型柴油机所作出的实验结果与对于着火与失火区域的预测相一致。
当环境温度较低和燃料十六烷值较低时，着火区域变窄。
3、研究发现：
燃烧不稳定性随温度下降而增加。
连续循环的数据分析表明，失火循环的数目随环境温度下降而增加。
导致失火原因时在失火时，喷射参数与发动机即时转速不相匹配。
这种不匹配包括喷射正时和由主喷射向主——预喷射的转变。
4、如果快速喷射正时控制被建立起来，燃烧不稳定性可得到缩减。
理论上，喷射正时应调整到每一个气缸的状况。
这需要迅速的喷射响应控制。
输入信号应是前一个发火气缸的膨胀冲程的转速加速度的指示值。
纵坐标为喷射正时（℃A），横坐标为发动机平均转速纵坐标为应变信号，横坐标为曲轴转角
图38－10℃时瞬时正时——转速曲线附录图摇臂应变信号示意图
附录轴针开启压力确定
两种力使摇臂产生应变：
弹簧的压缩力和由燃料压力作用在柱塞上产生的力。
燃油压力在1点开始上升，由于节流作用，恰在气门彻底关闭以前，当燃油压力达到轴针开启压力，喷射在2点开始，当气门开启，喷射在3点结束。
如果2点和3点重合，将不会有燃料喷射。
相应的喷射指令脉宽称为最小脉宽。
最小脉宽被应用于在一个可观察到燃料供给起始的特殊喷射测试台上确定轴针开启压力。
轴针开启压力被确定如下：
H：
由弹簧压缩力和燃油压力导致的应变
dh当轴针开始开启时，由弹簧力导致的应变增加量
K
弹性系数
dCA以曲轴转角表示的压力变化周期
h由弹力引起的最大应变
Sp柱塞行程
F
对应峰值的力
或者
其中C
是校准系数，并且
对应轴针开启压力所需的力可被计算作F
：
如果设计柱塞速度是V
，由力平衡得到：
如果柱塞扫过的部分区域记做‘A
’，轴针开启压力会是：
轴针开启后燃料压力持续增长是不可能的，换句话说，H应该被准确确定。
这一点通过燃料喷射控制中尽量将燃料离开喷嘴点前的压力波动降低到最小来做到。
C
可通过方程
（1）计算于是轴针开启压力被确定。
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