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【韓】I.Jun等

【譯】王曉滕 曲栓

摘要

利用兩種閉環(huán)控制方法監(jiān)控和改善兩臺4缸柴油機(jī)的燃燒過程和燃燒噪聲，采用缸內(nèi)壓力和加速度傳感器監(jiān)控柴油機(jī)，以滿足越來越嚴(yán)格的排放法規(guī)和燃油耗法規(guī)。燃燒過程受到多種因素的影響，如發(fā)動機(jī)耐久性、行駛條件、環(huán)境影響，以及燃油品質(zhì)。這些因素可能會增加燃燒噪聲，并對車內(nèi)噪聲品質(zhì)產(chǎn)生不利影響。因此，有必要開發(fā)穩(wěn)定的燃燒過程和燃燒噪聲，為此開發(fā)了兩種閉環(huán)控制方法。首先，開發(fā)一種利用缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)的方法來監(jiān)控和改善１臺1.7Ｌ發(fā)動機(jī)的燃燒噪聲，并提出了新的指數(shù)，該指數(shù)采用依據(jù)氣缸壓力計(jì)算出的參數(shù)。通過采用噴射參數(shù)，基于新指數(shù)的閉環(huán)控制產(chǎn)生理想燃燒噪聲。其次，通過分析發(fā)動機(jī)缸體振動信號，開發(fā)了一種方法來預(yù)測1臺1.7Ｌ發(fā)動機(jī)燃燒過程?；谀苓_(dá)到理想燃燒過程的燃燒因數(shù)，通過閉環(huán)控制產(chǎn)生理想的燃燒過程。

為了遵守全球越來越嚴(yán)格的排放和燃油耗法規(guī)，柴油機(jī)技術(shù)正得到進(jìn)一步發(fā)展。然而，由于燃燒噪聲和排放存在折中關(guān)系，很難在不影響排放的前提下抑制柴油機(jī)燃燒噪聲（圖1）。

圖１廢氣排放和發(fā)動機(jī)噪聲

之間的折中關(guān)系

一般來說，燃燒噪聲對柴油機(jī)轎車內(nèi)部的噪聲品質(zhì)有極大影響，多種因素將導(dǎo)致噪聲的增加，如發(fā)動機(jī)老化、行駛條件和劣質(zhì)的油品。然而，很難采取積極措施來應(yīng)對這些因素的改變，這是由于大多數(shù)轎車采用電子控制單元（ECU）開環(huán)邏輯的發(fā)動機(jī)噴射參數(shù)進(jìn)行控制。對于這些因素，有必要開發(fā)穩(wěn)定的燃燒過程和燃燒噪聲。為了實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)，本文提出了兩種閉環(huán)控制方法。這些反饋控制方法需要分析柴油機(jī)的燃燒過程。這種分析基于采用缸內(nèi)壓力和加速度傳感器。非接觸測量的巨大優(yōu)勢在于具有較高的耐久性和可以采用比缸內(nèi)壓力傳感器更加低廉的傳感器。

首先，在采用缸壓傳感器的閉環(huán)控制情況下，提出了新的指數(shù)，該指數(shù)采用的數(shù)值由1臺1.7Ｌ發(fā)動機(jī)的壓力數(shù)據(jù)計(jì)算得出。新指數(shù)為3倍頻帶水平1.00～3.15 kHz 范圍的總和。相比于最大壓力升高率（MPRR）數(shù)值，這一指數(shù)與發(fā)動機(jī)燃燒噪聲具有很好的一致性，基于新指數(shù)的閉環(huán)控制可以產(chǎn)生理想的燃燒噪聲。其次，在采用加速度傳感器的閉環(huán)控制情況下，通過分析發(fā)動機(jī)缸體振動信號，評價了1臺1.6Ｌ發(fā)動機(jī)的燃燒過程?？刂迫紵蛩氐念l率范圍由600～900Hz頻段決定，然后選擇最大放熱率（MROHR）作為燃燒因素進(jìn)行燃燒過程和燃燒噪聲的閉環(huán)控制。最后選擇主噴射正時控制的MROHR位置。這種控制將產(chǎn)生理想的燃燒行為。這兩種方法分別在兩輛柴油乘用車上進(jìn)行驗(yàn)證。

1采用燃燒噪聲指數(shù)的閉環(huán)控制

1.1試驗(yàn)設(shè)備

在半消聲室中用1臺歐5量產(chǎn)發(fā)動機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)。表1為測試發(fā)動機(jī)的技術(shù)參數(shù)。

1.2最大壓力升高率和發(fā)動機(jī)噪聲之間的關(guān)系

在預(yù)混合燃燒階段的燃料燃燒過程中，缸內(nèi)壓力快速升高。預(yù)混合燃燒階段的壓力升高率取決于點(diǎn)火延遲和噴油率（圖2）。從圖3的形狀中可以看出，隨著壓力升高率越來越陡峭，柴油機(jī)燃燒噪聲快速增加。

圖２確定不同柴油燃燒過程的典型

直噴發(fā)動機(jī)放熱率圖表

圖３氣缸壓力曲線

在發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速1 500 r/min，制動平均有效壓力（BMEP）0.6 MPa工況下測量的發(fā)動機(jī)噪聲和氣缸壓力的最大壓力升高率（圖4）。主噴射正時延遲2°CA的結(jié)果在圖中表示為“E”線?！癋”線代表了軌壓降低了10 MPa的結(jié)果。從圖4可見，盡管“E”線和“F”線的MPRR相等，在大于1.00 kHz的3倍頻帶頻率范圍內(nèi)，“E”線的發(fā)動機(jī)噪聲比“F”線大。由圖４中的結(jié)果表明：發(fā)動機(jī)噪聲和MPRR之間的相關(guān)性較低。為此，采用快速傅里葉變換（FFT）將缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)從時域轉(zhuǎn)換到頻域，用FFT表達(dá)氣缸壓力水平。

圖4 在轉(zhuǎn)速1 500r/min，

BMEP為0.6 MPa的條件下，

改變噴射參數(shù)后的結(jié)果

圖5顯示了發(fā)動機(jī)噪聲和氣缸壓力水平。“I”線的主噴正時相對于基準(zhǔn)數(shù)據(jù)推遲3°CA，“J”線的主噴正時提前3°CA。從圖中能夠看出，在第3倍頻帶1.00～3.15 kHz的頻率范圍內(nèi)，兩條線與發(fā)動機(jī)噪聲具有良好的相關(guān)性。因此，決定開發(fā)1個用于氣缸壓力水平的新指數(shù)，從而控制發(fā)動機(jī)燃燒噪聲。這個新指數(shù)被稱為燃燒噪聲指數(shù)（CNI）。CNI是3倍頻帶水平1.00～3.15 kHz范圍的總和。式（1）為CNI指數(shù)的計(jì)算公式：

圖5 在轉(zhuǎn)速1 500r/min，

BMEP為0.4 MPa的條件下的

氣缸壓力水平和發(fā)動機(jī)噪聲

圖6顯示了發(fā)動機(jī)燃燒噪聲和CNI之間的對比。在轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下，相對于基準(zhǔn)數(shù)據(jù)，改變4個不同的噴射參數(shù)獲得該結(jié)果。從圖6中能夠觀察到燃燒噪聲和CNI之間的趨勢具有良好相關(guān)性。當(dāng)燃燒噪聲升高，CNI也隨之升高。同樣地，當(dāng)燃燒噪聲降低，CNI同樣降低。表2為試驗(yàn)發(fā)動機(jī)的相關(guān)值。相對于MPRR值，CNI與燃燒噪聲具有很強(qiáng)的相關(guān)性。圖7為轉(zhuǎn)速1 500r/min，BMEP為0.6 MPa條件下的相關(guān)值。

圖6 在轉(zhuǎn)速1 500r/min，

BMEP為0.4 MPa的

條件下的燃燒噪聲和CNI

圖7 在轉(zhuǎn)速1 500r/min，

BMEP為0.4 MPa的

條件下的相關(guān)性

通過對噴射參數(shù)的敏感性試驗(yàn)，如軌壓、預(yù)噴量、主噴射正時和預(yù)噴主噴間隔，選擇部分參數(shù)控制目標(biāo)CNI。圖8為采用CNI的柴油乘用車閉環(huán)控制結(jié)果。在采用閉環(huán)控制后，通過改變參數(shù)（如軌壓、預(yù)噴量和主噴射正時）滿足CNI目標(biāo)值（見圖8中CNI目標(biāo)值），可以很好地將計(jì)算CNI（見圖8中CNI當(dāng)前值）控制到CNI目標(biāo)值。如果發(fā)動機(jī)耐久性引起柴油機(jī)燃燒噪聲惡化，可以通過閉環(huán)控制改善惡化狀態(tài)。為了檢查這種狀態(tài)，人為增加發(fā)動機(jī)燃燒噪聲（見圖9中“無控制”）。基于閉環(huán)控制（見圖9中“帶有控制”），CNI指數(shù)改善了6 dB，在1.00～2.00 kHz頻率范圍內(nèi)部噪聲降低了4 dB。

圖８應(yīng)用閉環(huán)控制的結(jié)果

2采用發(fā)動機(jī)振動信號的閉環(huán)控制

分析缸體振動信號和采用缸內(nèi)壓力傳感器測量的燃燒特性之間關(guān)系的研究正在進(jìn)行中。本文基于1臺柴油機(jī)獲得的振動信號開發(fā)用于控制燃燒過程和燃燒噪聲的閉環(huán)控制。對于閉環(huán)控制，需要在振動信號和缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)之間建立一種可靠關(guān)系。為了采用發(fā)動機(jī)振動評估發(fā)動機(jī)燃燒行為，在發(fā)動機(jī)機(jī)體上連接1個加速度計(jì)。

定義表明了影響發(fā)動機(jī)燃燒過程的部分燃燒因素。開發(fā)了通過分析獲取的振動數(shù)據(jù)來評估這些燃燒因素的方法，進(jìn)行敏感性分析，從而確定1個噴射參數(shù)的適當(dāng)控制。通過設(shè)定噴射參數(shù)實(shí)現(xiàn)閉環(huán)控制，通過比較評估值和理想值實(shí)現(xiàn)目標(biāo)值。其中理想值設(shè)定涉及到燃燒因素。理想值控制意味著根據(jù)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷工況，把燃燒行為控制在期望的曲軸轉(zhuǎn)角位置，從而很好地控制燃燒噪聲。最后，在柴油乘用車上驗(yàn)證這些結(jié)果，評估應(yīng)用閉環(huán)控制對燃燒噪聲和油耗的影響。

圖9帶有/不帶閉環(huán)控制條件下

CNI水平和內(nèi)部燃燒噪聲的結(jié)果

2.1試驗(yàn)設(shè)備

在1臺裝有共軌噴射系統(tǒng)的柴油機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)。表3為發(fā)動機(jī)的技術(shù)參數(shù)。圖10顯示了發(fā)動機(jī)燃燒過程的部分燃燒因素。這些因素包括最大氣缸壓力、MROHR、燃燒50%質(zhì)量分?jǐn)?shù)（MFB50）和燃燒始點(diǎn)（SOC）。MFB50是發(fā)動機(jī)燃燒質(zhì)量診斷的重要參數(shù)。MFB50顯示了缸內(nèi)燃燒如何隨曲軸轉(zhuǎn)角變化，以及MFB50如何影響發(fā)動機(jī)熱效率、峰值循環(huán)溫度，以及壓力和廢氣排放。

圖10燃燒因素

在早期階段，從發(fā)動機(jī)機(jī)體獲得的振動信號振幅水平很難與燃燒因素水平直接聯(lián)系。因此，在發(fā)動機(jī)噪聲和燃燒因素出現(xiàn)位置之間進(jìn)行相關(guān)性分析。圖11給出了在轉(zhuǎn)速1 500r/min，BMEP為0.5 MPa條件下發(fā)動機(jī)燃燒噪聲（ECN）水平（x軸）和燃燒因素出現(xiàn)位置（y軸）的關(guān)系。ECN水平是在發(fā)動機(jī)4個方向（左側(cè)、右側(cè)、前部、頂部）距離發(fā)動機(jī)1 ｍ處測得的平均噪聲水平。圖中，最大氣缸壓力的相關(guān)性系數(shù)R2值是最低的。因此，3個燃燒因素不包括所選的最大氣缸壓力(MCP)。

圖11相關(guān)性分析

最終決定通過定義1個因素控制發(fā)動機(jī)燃燒過程，這是為了在車輛瞬時行駛條件時遵循穩(wěn)態(tài)工況定義燃燒過程。為此，對主噴射正時進(jìn)行擺動試驗(yàn)。提前主噴射正時（相對于基準(zhǔn)數(shù)據(jù)，把主噴射正時提前3°CA），如圖12所示，從而找到預(yù)測MROHR位置的相關(guān)頻帶。

圖12頻帶和MROHR

位置之間存在的關(guān)系

從圖12可見，振動信號在1 000～3 000 Hz的頻率范圍內(nèi)是非常明顯的。然而，由3°CA 正時提前導(dǎo)致的MROHR位置的改變，相應(yīng)的頻率范圍低于1 000 Hz。

圖13顯示從發(fā)動機(jī)振動信號中預(yù)測燃燒因素位置的具體過程。首先，將原始振動信號①轉(zhuǎn)化為小波②。其次，在低于900 Hz的頻帶對振動水平進(jìn)行濾波。最后，把頻帶水平添加成與曲軸轉(zhuǎn)角相對應(yīng)。然后繪制出過濾的振動曲線③。

圖13發(fā)動機(jī)振動信號的處理步驟

圖14顯示了在過濾振動曲線中預(yù)測燃燒因素位置的方法。應(yīng)該比較曲線中局部峰值之間的水平差異。與峰值①和峰值②、峰值②和峰值③、峰值③和峰值④的水平差異相比，峰值②和峰值③之間的水平差異最大。將峰值③定義為峰值位置，其與燃燒因素位置有很好的相關(guān)性。因此，評估了燃燒因素（如MROHR、MFB50和SOC）位置。

圖14預(yù)測燃燒因素位置的分析方法

圖15顯示了加速度計(jì)預(yù)估的MROHR位置（y軸）和缸內(nèi)壓力傳感器分析的MROHR位置（x 軸）之間的相關(guān)性，相應(yīng)的過濾頻率范圍為0.3～0.9 kHz、1.0 ～2.0 kHz 和2.0～3.0 kHz，如圖13所示。從中能夠看出過濾頻率范圍0.3～1.0 kHz的MROHR位置具有良好的相關(guān)性。

圖15相應(yīng)過濾頻率范圍的相關(guān)性

然而，該范圍是根據(jù)發(fā)動機(jī)試驗(yàn)室中試驗(yàn)定義的。因此，需要額外分析測試臺架發(fā)動機(jī)機(jī)體的振動特性是否與車輛不同道路行駛試驗(yàn)中相同。在圖16中，相對于發(fā)動機(jī)測試臺架，頻帶低于600 Hz時出現(xiàn)另一種現(xiàn)象。因此，將控制燃燒因素的頻率范圍定義為600～900 Hz頻帶。隨后的試驗(yàn)進(jìn)行了燃燒數(shù)據(jù)測量的燃燒因素位置（x軸）和過濾振動曲線預(yù)測的峰值位置之間的相關(guān)性分析（y軸）。圖17顯示出在轉(zhuǎn)速1 250～2 000r/min，BMEP為0.4～0.8 MPa 穩(wěn)態(tài)條件下的測量結(jié)果。

圖16 車輛行駛試驗(yàn)測量的

發(fā)動機(jī)機(jī)體振動

圖17燃燒因素位置和

曲線峰值位置之間的相關(guān)性

圖中，相對于MFB50和SOC的R 2值，MROHR的R 2 值最大。這個結(jié)果標(biāo)志著采用曲線中定義的峰值位置可以預(yù)測相應(yīng)MROHR位置。因此，選擇MROHR位置作為燃燒因素進(jìn)行燃燒過程和燃燒噪聲的閉環(huán)控制。

3加速度計(jì)的最佳位置

為了預(yù)測MROHR位置，需要確定1個最佳位置安裝加速度計(jì)。圖18給出了所研究的5個發(fā)動機(jī)機(jī)體附著點(diǎn)。

圖18選擇最佳位置的試驗(yàn)點(diǎn)

通過計(jì)算CAD誤差確定最佳位置，誤差等于振動信號預(yù)估MROHR位置減去壓力數(shù)據(jù)分析的MROHR位置。表4給出轉(zhuǎn)速為1 250 r/min，噴油量為20 mg的穩(wěn)態(tài)條件下獲得的試驗(yàn)結(jié)果。

表4中，位置5的誤差比其他幾點(diǎn)的誤差更低。該結(jié)果滿足研究目標(biāo)，即±1°CA。這意味著所選位置對燃燒行為敏感。因此，該位置適用于閉環(huán)控制。

4控制MROHR位置的噴射參數(shù)

采用敏感性分析選擇控制MROHR位置的噴射參數(shù)，如圖19所示。圖19顯示在轉(zhuǎn)速1 500 r/min和轉(zhuǎn)速1 750 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下，4個噴射參數(shù)（主噴射正時、預(yù)噴射量、預(yù)噴正時和軌壓）的擺動試驗(yàn)結(jié)果。

圖19敏感性分析

這個試驗(yàn)的目的是檢驗(yàn)MROHR位置是否對每個噴射參數(shù)敏感。從圖19可見，MROHR位置對主噴射正時的變化高度敏感。在閉環(huán)控制中，由于其他參數(shù)的不敏感性毫無作用，因此選擇有效的主噴射正時。

圖20顯示在瞬態(tài)行駛條件下應(yīng)用閉環(huán)控制的情況。圖中，“壓力傳感器”（藍(lán)線）是指壓力數(shù)據(jù)分析的MROHR位置。“加速度計(jì)”（紅線）是指從濾波振動曲線中預(yù)估的MROHR位置?！澳繕?biāo)”（綠線）是指根據(jù)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和發(fā)動機(jī)噴油量，在穩(wěn)態(tài)條件下壓力數(shù)據(jù)分析的MROHR位置的理想值。也就是說，該目標(biāo)需要通過將MROHR位置作為燃燒因素控制燃燒過程?？刂崎_始后，通過主噴射正時提前實(shí)現(xiàn)目標(biāo)。預(yù)估值很好地控制在目標(biāo)值±1°CA的范圍內(nèi)。

圖20應(yīng)用閉環(huán)控制的情況

此外，當(dāng)閉環(huán)控制應(yīng)用于柴油機(jī)乘用車，檢查了其對內(nèi)部噪聲和油耗的影響。在圖21中，在頻帶1 000～4 000 Hz范圍內(nèi)，燃燒噪聲平均水平降低了1.5 dB。在新歐洲行駛循環(huán)（NEDC）工況模式下第一階段范圍的燃油消耗降低了1％（閉環(huán)控制應(yīng)用于第一階段范圍）。

圖21乘用車內(nèi)部噪聲

5結(jié)論

本文的目的是關(guān)注因柴油機(jī)燃燒行為導(dǎo)致的燃燒激勵所生成的燃燒噪聲。很多因素可以引起這種噪聲的增加，如發(fā)動機(jī)老化、行駛條件和燃油品質(zhì)。為了克服這種情況，本文提出了兩種閉環(huán)控制方法。這些反饋控制方法采用缸內(nèi)壓力和非侵入式測量監(jiān)測，以改善燃燒過程和燃燒噪聲。

首先，使用壓力數(shù)據(jù)的反饋控制采用CNI。該指數(shù)與燃燒噪聲具有很強(qiáng)的相關(guān)性，是基于1.7Ｌ發(fā)動機(jī)壓力數(shù)據(jù)FFT過程計(jì)算的氣缸壓力水平，在3倍頻帶1.00～3.15 kHz范圍內(nèi)開發(fā)的。其次，利用從1.6 L發(fā)動機(jī)機(jī)體上安裝的加速度計(jì)獲取振動信號進(jìn)行反饋控制。在獲得振動信號之后，在600～900 Hz范圍內(nèi)采用帶通濾波器繪制出濾波后振動曲線，從而從振動信號中提取MROHR位置。這兩種反饋控制都能夠很好地控制兩輛柴油乘用車的噪聲目標(biāo)值。

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