高壓共軌柴油機(jī)起動(dòng)控制策略與參數(shù)優(yōu)化研究?

黃 丫，林學(xué)東，段春麗，于 蘭，王雙印

(1.長春工程學(xué)院能源動(dòng)力工程學(xué)院，長春 130012； 2.吉林大學(xué)，汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長春 130022)

柴油機(jī)具有動(dòng)力大、燃油經(jīng)濟(jì)性高、運(yùn)行可靠和經(jīng)久耐用等優(yōu)點(diǎn)，在國民經(jīng)濟(jì)的各個(gè)領(lǐng)域內(nèi)都得到了廣泛的應(yīng)用。2017年起，隨著國V排放標(biāo)準(zhǔn)的實(shí)施，對(duì)于柴油機(jī)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(shù)的引入，可實(shí)現(xiàn)對(duì)噴油壓力、噴油量、噴油定時(shí)和噴油規(guī)律的精確控制，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)整個(gè)燃燒過程的控制，從而提高柴油機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性，并降低排放污染[1－2]。

起動(dòng)性能是衡量柴油機(jī)性能優(yōu)劣的重要指標(biāo)之一，國內(nèi)外對(duì)柴油機(jī)起動(dòng)控制策略開展了大量的研究，以改進(jìn)其起動(dòng)過程。但由于高壓共軌柴油機(jī)起動(dòng)控制策略中涉及的參數(shù)多，參數(shù)相關(guān)性強(qiáng)，控制自由度大，所以對(duì)高壓共軌柴油機(jī)起動(dòng)控制策略中參數(shù)的匹配標(biāo)定與優(yōu)化十分復(fù)雜[3]。

本文中基于2.0T高壓共軌柴油機(jī)，搭建了試驗(yàn)臺(tái)架，利用Bosch提供的工具庫接口確定了發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)控制策略，并通過試驗(yàn)，研究了起動(dòng)控制策略中起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)、噴油比例和噴射定時(shí)等參量對(duì)柴油機(jī)起動(dòng)特性的影響規(guī)律，并通過正交試驗(yàn)方法以較少的試驗(yàn)次數(shù)得到了較高的試驗(yàn)效率，根據(jù)因素水平的最優(yōu)組合進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，切實(shí)地提高了該高壓共軌柴油機(jī)的起動(dòng)性能。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)臺(tái)架和測(cè)試設(shè)備框圖如圖1所示。試驗(yàn)中采用的發(fā)動(dòng)機(jī)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(jī)，該發(fā)動(dòng)機(jī)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(shù)參數(shù)如表1所示。采用的Bosch第二代高壓共軌系統(tǒng)的主要參數(shù)如表2所示。

圖1 2.0T高壓共軌柴油機(jī)試驗(yàn)系統(tǒng)

發(fā)動(dòng)機(jī)與標(biāo)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(biāo)定用計(jì)算機(jī)連接，從而實(shí)現(xiàn)在線實(shí)時(shí)觀察和采集數(shù)據(jù)并進(jìn)行標(biāo)定。發(fā)動(dòng)機(jī)后端連接電渦流測(cè)功機(jī)CW260，用來測(cè)試轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速等參數(shù)。為分析不同條件下起動(dòng)過程中氣缸內(nèi)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(cè)得的缸壓經(jīng)電荷放大器處理后送至DS9100型燃燒分析儀。為了測(cè)取示功圖，在發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸前端安裝光電編碼器，以同步測(cè)量曲軸轉(zhuǎn)角和上止點(diǎn)信息。燃燒分析儀根據(jù)這些參數(shù)進(jìn)行壓力升高率和放熱率等計(jì)算處理。同時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)還安裝了油耗儀、溫度、壓力等傳感器，以測(cè)量油耗、進(jìn)排氣、水溫、機(jī)油溫度和壓力等參數(shù)。利用這些參數(shù)，可計(jì)算出燃燒熱效率和噴油軌壓等指標(biāo)，作為衡量柴油機(jī)起動(dòng)控制策略優(yōu)劣的依據(jù)。

表1 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

表2 燃油噴射系統(tǒng)主要技術(shù)參數(shù)

2 起動(dòng)控制策略

2.1 起動(dòng)工作狀態(tài)轉(zhuǎn)換

高壓共軌柴油機(jī)的運(yùn)行工況比較復(fù)雜，在制定總控制策略時(shí)須根據(jù)其運(yùn)行狀態(tài)劃分不同工況，分別設(shè)計(jì)相應(yīng)的子控制模塊[4－7]。本發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀態(tài)分為運(yùn)行準(zhǔn)備狀態(tài)、起動(dòng)狀態(tài)、運(yùn)行狀態(tài)、運(yùn)行完成狀態(tài)和停止?fàn)顟B(tài)，各狀態(tài)間根據(jù)一定邏輯進(jìn)行轉(zhuǎn)換。對(duì)于起動(dòng)狀態(tài)，只有從運(yùn)行準(zhǔn)備狀態(tài)轉(zhuǎn)換為起動(dòng)狀態(tài)這一種情況，其轉(zhuǎn)換策略如圖2所示。

圖2 起動(dòng)工作狀態(tài)轉(zhuǎn)換策略

根據(jù)氣壓和發(fā)動(dòng)機(jī)溫度，通過相關(guān)的起動(dòng)門檻轉(zhuǎn)速M(fèi)AP，查出轉(zhuǎn)入起動(dòng)狀態(tài)的臨界轉(zhuǎn)速。如果發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速超過該臨界轉(zhuǎn)速，且當(dāng)前處于運(yùn)行準(zhǔn)備狀態(tài)時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)將進(jìn)入起動(dòng)狀態(tài)。策略中還設(shè)置了一個(gè)計(jì)時(shí)器，只當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速高于臨界轉(zhuǎn)速一定時(shí)間后上述判斷條件才起作用，防止了因發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)轉(zhuǎn)速波動(dòng)而產(chǎn)生的工作狀態(tài)誤判。

2.2 起動(dòng)噴油量計(jì)算

起動(dòng)噴油量是保證柴油機(jī)順利完成起動(dòng)過程的關(guān)鍵控制參數(shù)之一[8－10]，起動(dòng)噴油量設(shè)定得過少不能順利完成起動(dòng)過程，而過多則影響燃油經(jīng)濟(jì)性和HC，CO和微粒等排放特性。本文中采用基于轉(zhuǎn)矩的噴油量計(jì)算方法，如圖3所示?；谶@種算法，首先要確定起動(dòng)條件下所必要的假想的起動(dòng)轉(zhuǎn)矩，它通過發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、發(fā)動(dòng)機(jī)溫度和氣壓等參數(shù)算得；然后，根據(jù)油量和起動(dòng)轉(zhuǎn)矩之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系獲取起動(dòng)噴油量。這種方法利于整車動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)的集成化控制，且可兼顧發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性能[11]。

圖3 起動(dòng)噴油量計(jì)算策略

起動(dòng)噴油量計(jì)算中所需起動(dòng)轉(zhuǎn)矩參數(shù)的計(jì)算策略如圖4所示，當(dāng)起動(dòng)轉(zhuǎn)矩控制開關(guān)處于斷開狀態(tài)時(shí)起動(dòng)轉(zhuǎn)矩等于零，否則起動(dòng)轉(zhuǎn)矩等于起動(dòng)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)矩和起動(dòng)轉(zhuǎn)矩限制常數(shù)中的較小值。起動(dòng)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)矩由基本轉(zhuǎn)矩、起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩和起動(dòng)矯正轉(zhuǎn)矩3部分組成。其中，基本轉(zhuǎn)矩可根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和發(fā)動(dòng)機(jī)溫度查起動(dòng)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)矩MAP得到；如果把起動(dòng)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)矩定得過高，雖能保證冷起動(dòng)的性能，但會(huì)產(chǎn)生過大的油耗和排放，反之如果將起動(dòng)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)矩定的過低，則會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)的可靠性，因此，在起動(dòng)策略中引入了起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩，用來根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速動(dòng)態(tài)調(diào)整起動(dòng)轉(zhuǎn)矩的大小，根據(jù)圖4中起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩的計(jì)算策略可知，起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩對(duì)起動(dòng)轉(zhuǎn)矩的調(diào)整作用體現(xiàn)為一斜坡函數(shù)，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速低時(shí)為起動(dòng)轉(zhuǎn)矩提供較大的補(bǔ)償，隨著轉(zhuǎn)速的提高起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩的補(bǔ)償作用逐漸減小。

圖4 起動(dòng)轉(zhuǎn)矩計(jì)算策略

起動(dòng)矯正轉(zhuǎn)矩是在起動(dòng)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)矩的計(jì)算中需要考慮的矯正量，其計(jì)算策略如圖5所示。起動(dòng)矯正轉(zhuǎn)矩的大小主要取決于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和發(fā)動(dòng)機(jī)溫度兩個(gè)因素，利用這兩個(gè)參數(shù)查起動(dòng)轉(zhuǎn)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(dòng)矯正轉(zhuǎn)矩。

2.3 噴射方式

圖5 起動(dòng)矯正轉(zhuǎn)矩計(jì)算策略

2.0 T高壓共軌柴油機(jī)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(yù)噴、1次主噴和2次后噴。2次預(yù)噴和1次主噴主要影響發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)性能，2次后噴主要用來改善發(fā)動(dòng)機(jī)的排放性能，提高燃燒后期燃燒溫度和缸內(nèi)湍流動(dòng)能，降低排氣中的碳?xì)浠衔?，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(dòng)機(jī)起動(dòng)性能，因此重點(diǎn)研究預(yù)噴 2(PiI2)、預(yù)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(yù)噴2提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)MAP的系數(shù)，tiPiI1為預(yù)噴1提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)MAP的系數(shù)，phiMI為主噴提前角。2次預(yù)噴提前時(shí)間的基礎(chǔ)MAP如表3所示。

圖6 噴射方式

表3 兩次預(yù)噴提前時(shí)間的基礎(chǔ)MAP

3 起動(dòng)控制策略參數(shù)優(yōu)化

3.1 起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)的影響

由圖4所示的起動(dòng)轉(zhuǎn)矩計(jì)算策略中的起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)定義可知，其大小直接關(guān)系到斜坡函數(shù)的初始值。本文中在噴射次數(shù)、起噴轉(zhuǎn)速、預(yù)噴油量和預(yù)噴時(shí)間等參數(shù)不變的條件下，通過3組對(duì)比試驗(yàn)研究了其對(duì)起動(dòng)性能的影響。試驗(yàn)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(yàn)結(jié)果如表4所示。

表4 起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)對(duì)起動(dòng)性能的影響

表中:T為起動(dòng)時(shí)間；η1為首循環(huán)燃燒熱效率，其定義為發(fā)動(dòng)機(jī)首循環(huán)有效功率的熱當(dāng)量與消耗燃料所含熱量的比值；Φ1為首循環(huán)放熱率達(dá)最大值時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角；N為起動(dòng)循環(huán)數(shù)(后續(xù)試驗(yàn)中變量的定義同此)。由表4可知，隨著該常數(shù)的增大，起動(dòng)時(shí)間縮短，起動(dòng)循環(huán)數(shù)減少，但當(dāng)其設(shè)定過高時(shí)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(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)的增大總起動(dòng)噴油量增加。因此，其設(shè)定為15N·m時(shí)，主噴油量相對(duì)較小，燃燒放熱重心在上止點(diǎn)之前；當(dāng)其設(shè)定為35N·m時(shí)，主噴油量相對(duì)較大，導(dǎo)致噴射重心后移，燃油霧化時(shí)吸收熱量，導(dǎo)致缸內(nèi)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(diǎn)后4.5°CA左右；當(dāng)其設(shè)定為25N·m時(shí)，燃燒、放熱重心都在上止點(diǎn)附近，燃油燃燒充分。因此，在后續(xù)試驗(yàn)中將起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)的值均設(shè)定為25N·m。

3.2 不同噴油比例對(duì)起動(dòng)性能的影響

在起動(dòng)控制策略中其它參數(shù)不變的條件下，進(jìn)行了3次噴油的比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能影響的試驗(yàn)研究。試驗(yàn)中，針對(duì)2次預(yù)噴和1次主噴設(shè)計(jì)了15種噴油比例組合，并按照預(yù)噴 1(PiI1)、預(yù)噴 2(PiI2)、主噴(MI)3個(gè)參數(shù)所分配的比例由小到大排列的順序進(jìn)行試驗(yàn)，如表5所示。試驗(yàn)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(dòng)循環(huán)最高缸壓均方差(后續(xù)試驗(yàn)中變量的定義同此)。根據(jù)起動(dòng)循環(huán)個(gè)數(shù)的多少，將上述試驗(yàn)分成4組，其中起動(dòng)循環(huán)次數(shù)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(dāng)起動(dòng)循環(huán)次數(shù)少時(shí)，起動(dòng)時(shí)間也相應(yīng)較短，I類試驗(yàn)的起動(dòng)時(shí)間均低于2.5s；II類試驗(yàn)的起動(dòng)時(shí)間在2.5～2.7s之間；III類試驗(yàn)的起動(dòng)時(shí)間在2.7～2.8s之間；而IV類試驗(yàn)的起動(dòng)時(shí)間均大于2.9s。

表5 不同噴油比例對(duì)起動(dòng)性能的影響

起動(dòng)過程是一個(gè)瞬態(tài)的過渡過程，為更全面地測(cè)試不同噴油比例對(duì)起動(dòng)性能的影響，除起動(dòng)時(shí)間外，還計(jì)算了每種噴油比例條件下起動(dòng)循環(huán)最高缸壓波動(dòng)的均方差σ，用來衡量每種情況下起動(dòng)循環(huán)的穩(wěn)定性。由表5可知，在4類試驗(yàn)中，起動(dòng)循環(huán)最高缸壓波動(dòng)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(dòng)過程分別在4類試驗(yàn)中是最穩(wěn)定的。下面以這4種組合作為代表性的試驗(yàn)方案，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)首循環(huán)和起動(dòng)后期循環(huán)的燃燒規(guī)律進(jìn)行比較分析，結(jié)果如圖7所示。

由圖7可知，噴油比例組合r5的起動(dòng)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(yù)噴量較大，預(yù)噴2的比例達(dá)到了50%，缸內(nèi)氣體混合均勻，燃油在上止點(diǎn)前0.5°CA左右全部噴入缸內(nèi)，霧化效果好，因此傳熱損失減少，柴油在燃燒室內(nèi)提前達(dá)到自燃條件，直接實(shí)現(xiàn)預(yù)混燃燒，缸壓明顯高于其它幾種比例組合，且起動(dòng)循環(huán)數(shù)較少，起動(dòng)時(shí)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(jié)束點(diǎn)均在上止點(diǎn)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(diǎn)，但燃燒性能隨循環(huán)數(shù)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(dòng)循環(huán)數(shù)多，起動(dòng)時(shí)間很長。而方案r7的示功圖表現(xiàn)穩(wěn)定，起動(dòng)循環(huán)最高缸壓波動(dòng)的均方差σ為各方案中最小，起動(dòng)運(yùn)轉(zhuǎn)最為穩(wěn)定，且起動(dòng)時(shí)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(duì)比這兩種方案的放熱規(guī)律，來進(jìn)行最后的優(yōu)選，如圖8所示。

圖7 4種比例組合起動(dòng)首循環(huán)和末循環(huán)示功圖對(duì)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(diǎn)。在末循環(huán)放熱率曲線中，方案r7由于預(yù)噴油量小，前期噴射預(yù)混量較小，故其預(yù)混燃燒量小于擴(kuò)散燃燒量，對(duì)應(yīng)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(dòng)循環(huán)最高缸壓波動(dòng)小，有利于提高車輛起動(dòng)的舒適性；全過程運(yùn)轉(zhuǎn)沒有出現(xiàn)失火現(xiàn)象；起動(dòng)循環(huán)數(shù)少，起動(dòng)時(shí)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(jìn)行下一步起動(dòng)噴射時(shí)間的正交試驗(yàn)優(yōu)化。

3.3 起動(dòng)噴射時(shí)間的正交試驗(yàn)優(yōu)化

圖8 方案r5和r7起動(dòng)首循環(huán)和末循環(huán)放熱率曲線對(duì)比

在起動(dòng)策略中的噴油量計(jì)算關(guān)鍵參數(shù)和噴油比例確定后，本文中研究了3次噴油的噴射時(shí)間對(duì)起動(dòng)性能的影響，優(yōu)化了兩次預(yù)噴提前時(shí)間和主噴提前角的參數(shù)設(shè)置。由于這3個(gè)參數(shù)間的相關(guān)性較強(qiáng)，故采用正交試驗(yàn)法進(jìn)行優(yōu)化，正交試驗(yàn)法能夠在試驗(yàn)點(diǎn)較少的情況下，獲得較全面的試驗(yàn)信息和較高的試驗(yàn)精度，抑制試驗(yàn)干擾，獲得全面的優(yōu)化結(jié)果[12]。

首先，確定正交試驗(yàn)中對(duì)應(yīng)于上述3個(gè)參數(shù)的3個(gè)因素A，B和C，分別為預(yù)噴1提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)MAP的系數(shù)tiPiI1、預(yù)噴2提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)MAP的系數(shù)tiPiI2和主噴提前角phiMI；其次，考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際硬件條件，確定了各因素的4個(gè)水平，如表6所示；最后，采用標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)表L16(45)進(jìn)行16組試驗(yàn)，結(jié)果如表7所示，表中剩余的兩個(gè)因素D和E欄中的數(shù)值無實(shí)際意義。試驗(yàn)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(yàn)結(jié)果

采用極差分析法分析正交試驗(yàn)的結(jié)果，利用各因素的極差可判斷它們對(duì)試驗(yàn)結(jié)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(yàn)中用j代表因素，用i代表水平，則各因素極差Rj的分析結(jié)果如表8所示，各水平對(duì)3個(gè)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(duì)3個(gè)因素試驗(yàn)結(jié)果均值Kji的影響

試驗(yàn)結(jié)果對(duì)應(yīng)各因素的極差決定了該因素對(duì)該試驗(yàn)結(jié)果的影響程度，因素對(duì)應(yīng)的極差越大，該因素的影響力越強(qiáng)。因此，由表8可知:各種因素對(duì)起動(dòng)時(shí)間影響程度的順序?yàn)閠iPiI1＞phiMI＞tiPiI2；各種因素對(duì)起動(dòng)循環(huán)最高缸壓均方差影響程度的順序?yàn)閜hiMI＞tiPiI1＞tiPiI2；各種因素對(duì)起動(dòng)首循環(huán)指示熱效率影響程度的順序?yàn)閠iPiI1＞phiMI＞tiPiI2。

根據(jù)各因素水平對(duì)各因素試驗(yàn)結(jié)果均值的影響情況，可確定最優(yōu)的因素水平組合。從起動(dòng)時(shí)間上看，起動(dòng)時(shí)間越短發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)過程越自然順暢，因此，由圖9(a)可知，對(duì)于起動(dòng)時(shí)間來說各因素水平的最優(yōu)組合為A1，C4和B2；從起動(dòng)循環(huán)最高缸壓均方差上看，σ越小發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)過程越平穩(wěn)，由圖9(b)可知，對(duì)于起動(dòng)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(dòng)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(duì)于起動(dòng)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(dòng)時(shí)間、起動(dòng)循環(huán)最高缸壓均方差和起動(dòng)首循環(huán)熱效率的正交試驗(yàn)結(jié)果，最終確定的最優(yōu)因素水平組合為:預(yù)噴1提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)MAP的系數(shù)tiPiI1等于1；預(yù)噴2提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)map的系數(shù) tiPiI2等于3；主噴提前角 phiMI等于2°CA。

4 結(jié)論

(1)針對(duì)2.0T高壓共軌柴油機(jī)，制定了起動(dòng)控制策略，并對(duì)起動(dòng)控制策略進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)研究。結(jié)果表明，通過起動(dòng)策略優(yōu)化，縮短了發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)時(shí)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(dòng)機(jī)的起動(dòng)性能。

(2)起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)設(shè)定過低會(huì)導(dǎo)致起動(dòng)循環(huán)次數(shù)的增加，降低冷起動(dòng)性能；起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)設(shè)定過高雖會(huì)縮短起動(dòng)時(shí)間，但也會(huì)大大降低首循環(huán)最高缸壓和燃燒效率。因此，要適當(dāng)調(diào)整起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)，使燃燒、放熱重心都在上止點(diǎn)附近，從而提高燃燒效率，并有效減少起動(dòng)循環(huán)次數(shù)，縮短起動(dòng)時(shí)間。在本起動(dòng)策略中起動(dòng)調(diào)整轉(zhuǎn)矩常數(shù)的最優(yōu)值為25N·m。

(3)3次噴油的比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能的影響較大，總體趨勢(shì)上預(yù)噴1的噴油比例較低時(shí)起動(dòng)循環(huán)次數(shù)少、起動(dòng)時(shí)間較短；預(yù)噴2和主噴的比例主要影響起動(dòng)循環(huán)最高缸壓均方差即起動(dòng)的穩(wěn)定性。通過多種組合方案的對(duì)比分析，最終確定本起動(dòng)策略的最優(yōu)噴油方案為:2次預(yù)噴和1次主噴的噴油比例為20%－20%－60%。由此可知，少量的預(yù)噴油量在壓縮行程中燃燒，能使主噴期氣缸內(nèi)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(dòng)循環(huán)次數(shù)并有利于提高燃燒的穩(wěn)定性。

(4)針對(duì)相關(guān)性較強(qiáng)的3個(gè)噴油正時(shí)參數(shù)采用正交試驗(yàn)方法進(jìn)行優(yōu)化，在起動(dòng)時(shí)間、起動(dòng)循環(huán)最高缸壓均方差和起動(dòng)首循環(huán)熱效率3個(gè)方面進(jìn)行考量，最終確定的最優(yōu)因素水平組合為:預(yù)噴1提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)MAP的系數(shù)tiPiI1等于1；預(yù)噴2提前時(shí)間相對(duì)于基礎(chǔ)MAP的系數(shù)tiPiI2等于3；主噴提前角phiMI等于2°CA。由此可知，適當(dāng)增加預(yù)噴1與預(yù)噴2的時(shí)間間隔、減小主噴與預(yù)噴1的時(shí)間間隔、增大主噴提前角有利于加快起動(dòng)速度，提高熱效率，但為保證起動(dòng)的平順性，預(yù)噴1與預(yù)噴2的時(shí)間間隔不宜過大。試驗(yàn)結(jié)果表明，正交試驗(yàn)方法適用于高壓共軌發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)控制策略中高相關(guān)性參數(shù)的優(yōu)化，可通過較少的試驗(yàn)次數(shù)，確定因素水平的最優(yōu)組合，還可看出因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響趨勢(shì)。

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