通過缸內(nèi)壓力進行柴油機燃燒控制參數(shù)優(yōu)化的研究

【韓】 B.Shin I.Jung S.Pyo Y.Chi

0 前言

燃油經(jīng)濟性、低排放和低振動噪聲是柴油機開發(fā)的主要目標。目前，已有大量技術改善柴油機燃燒時的燃油轉化效率、排放和噪聲。最近取得的進展中有可變技術及其最優(yōu)控制。共軌噴油可實現(xiàn)高度靈活的控制。噴油時刻、噴油壓力和多次噴油可在共軌系統(tǒng)中進行調(diào)整。在進氣系統(tǒng)中，可借助于可變幾何截面渦輪增壓器來控制增壓壓力。廢氣再循環(huán)（EGR）可通過電子裝置進行精確調(diào)節(jié)。最近，雙回路EGR也已經(jīng)開始應用。在不久的將來，更多的新技術將應用于柴油機［1-3］。

柔性配置具有巨大的潛力，但由于更加復雜，要求發(fā)動機進行更多的優(yōu)化。發(fā)動機燃燒參數(shù)改變時常出現(xiàn)排放物、燃油耗與燃燒噪聲之間的折中關系。因此，采用柴油機燃燒的優(yōu)化技術。在優(yōu)化燃燒控制參數(shù)時，通常要制作1個數(shù)學模型，表示輸入和輸出之間關系的數(shù)學函數(shù)［4］。為了生成這個模型，要測量并量化相關的輸入和輸出值［5］。隨著試驗設備的開發(fā)，大多數(shù)發(fā)動機控制輸入?yún)?shù)和輸出目標已能被測量。然而，如果沒有消聲室這類的專門部件，燃燒噪聲便不易測得。

作為一種簡化方法，研究缸內(nèi)壓力信號以量化燃燒噪聲。Priede指出，汽油機中的正常和非正常燃燒有不同的氣缸壓力譜，后者導致尖銳的噪聲［6］。Flotho和Spessert介紹了一種鑒別柴油機燃燒噪聲的方法，以便通過缸內(nèi)壓力優(yōu)化全負荷條件下的燃油耗和噪聲。特性值為最大缸內(nèi)壓力和最大壓力上升率［7］。Russell和Haworth通過改變?nèi)加褪橹颠M行了缸內(nèi)壓力的頻率分析［8］。通過分析發(fā)動機排放噪聲，發(fā)現(xiàn)其取決于發(fā)動機轉速和負荷。試用聲調(diào)強度來表征均質(zhì)充量壓燃發(fā)動機中壓力波的特征。隨著發(fā)動機燃燒系統(tǒng)變得更為復雜，主要聚焦燃燒噪聲的量化與分析。

本文進行了一系列發(fā)動機試驗來對比來自缸內(nèi)壓力的2種燃燒噪聲表征值的性能。一種是最大缸內(nèi)壓力升高率，另一種是Jung等人提出的燃燒噪聲級（CNI）方法。在一臺1.6L柴油機中研究，燃燒噪聲指標是如何影響發(fā)動機開發(fā)目標的優(yōu)化。

1 柴油機燃燒及其控制參數(shù)

柴油機燃燒分為幾個階段。在壓縮行程的末尾，燃油由高壓噴射系統(tǒng)噴入燃燒室。目前，噴油壓力可以升至200MPa以上。噴入的燃油蒸發(fā)，并與熱空氣混合。當混合氣成分和氣體溫度等滿足化學反應條件時，燃燒開始。在燃燒期間，釋放出熱能。

柴油機燃燒可以通過發(fā)動機控制參數(shù)進行調(diào)節(jié)。延遲噴油可有效減少氮氧化物（NOx）和碳煙排放物，并可延長滯燃期，促進空氣和燃油的混合。充分混合的燃氣抑制了NOx和碳煙排放物的形成，但燃油效率可能變差。EGR是最重要的降NOx排放技術之一。隨著燃氣比熱容和稀釋效應的變化，EGR可降低燃氣的溫度。較低的燃氣溫度減少NOx排放。盡管如此，在特別高的EGR率情況下，燃油效率可能惡化。燃燒噪聲受到預噴油的抑制，預噴油削弱缸內(nèi)壓力的突增。當前期燃燒與預噴油一起發(fā)生時，后面主噴射的燃油蒸發(fā)會受到熱氣體的促進，壓力上升被抑制。由于預噴油通常在上止點之前噴入，額外的噴油并不會完全用于做功。由于預噴射燃燒引起燃油被噴入氧濃度較低的部分反應氣體的緣故，煙度排放可能增加。

這些現(xiàn)象表明，柴油機燃燒可以通過不同的裝置加以控制，但在許多情況下存在折中關系。隨著發(fā)動機控制能力增加，燃燒相關的參數(shù)變得更加復雜，其優(yōu)化對于達到均衡的發(fā)動機燃油經(jīng)濟性、廢氣排放和燃燒噪聲開發(fā)目標變得非常重要。

2 試驗設備和試驗發(fā)動機

缸內(nèi)壓力用KISTLER 6053A傳感器測量。發(fā)動機試驗數(shù)據(jù)通過AVL IndiCom和Puma系統(tǒng)獲取。用AVL 415S測量排氣煙度，用Horiba MEXA氣體分析儀檢測氣態(tài)排放物。研究采用1臺1.6L的乘用車柴油機，作為試驗設計和優(yōu)化工具，AVL Cameo2013被用于開發(fā)數(shù)學模型，尋求最優(yōu)的燃燒控制參數(shù)。技術規(guī)格如表1所列。試驗選擇了8個發(fā)動機運行點（1 500r／min、平均有效壓力（BMEP）0.2MPa，1 500r／min、BMEP 0.4MPa，1 500 r／min、BMEP 0.6MPa，1 500r／min、BMEP 0.8 MPa，1 750r／min、BMEP 0.2MPa，1 750r／min、BMEP 0.4MPa，1 750r／min、BMEP0.6MPa，1 750 r／min BMEP 0.8MPa），這種選擇是基于關于燃燒噪聲在低轉速和低負荷條件下較顯著的報告作出的。

表1 試驗發(fā)動機技術規(guī)格

3 燃燒噪聲指標

作為燃燒噪聲的測量值，對比2個指標來評價其性能。一個是最大缸內(nèi)壓力升高率，另一個是Jung等人提出的CNI方法。最大缸內(nèi)壓力升高率作為一種簡單的燃燒噪聲指標已被應用了很長時間。燃燒壓力級是從1.00KHz到3.15KHz的1／3倍頻程值的對數(shù)和。1／3倍頻程值源于缸內(nèi)壓力的快速傅里葉變換。選擇這一頻帶是因為人們對這些范圍內(nèi)的燃燒噪聲較敏感。計算過程的細節(jié)如圖1所示。

在進行快速傅里葉變換之前，對被測氣缸取100次循環(huán)的平均值。在頻率分析之后，氣缸壓力用1／3倍頻帶值表示。然后估算出燃燒壓力水平。此后，這個值稱為CPL。

為了對比2個燃燒噪聲指標的性能，改變發(fā)動機燃燒控制參數(shù)，例如主噴油時刻、預噴油量及預噴油時刻、油軌壓力、空氣流量（包括EGR流量）和增壓壓力，在消聲室中測量麥克風燃燒噪聲和燃燒噪聲指標。在圖2中，對比表示麥克風燃燒噪聲與燃燒噪聲指標。麥克風燃燒噪聲從69.7dB到82.5dB不等。最大缸內(nèi)壓力升高率從0.12MPa／CA增加到0.62MPa／CA。CPL數(shù)據(jù)帶分布在161.1dB和173.3dB之間。在相同的麥克風燃燒噪聲范圍內(nèi)，最大缸內(nèi)壓力升高率的數(shù)據(jù)分布比CPL的要寬得多。雖然每個指標的數(shù)據(jù)帶大為不同，但關聯(lián)性并不明顯。因此，根據(jù)公式（1）計算出被測數(shù)據(jù)的關聯(lián)因子。因為關聯(lián)因子接近1，可以假定2組數(shù)據(jù)之間有著很強的關聯(lián)性。

式中：x為燃燒噪聲指標，y為麥克風燃燒噪聲。

2種燃燒噪聲指標的關聯(lián)因子如圖3所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，除了1 750r／min BMEP 0.2MPa和0.4MPa 2個運行點以外，2個指標的關聯(lián)因子相似。與CPL相比，在不同的發(fā)動機運行點，最大缸內(nèi)壓力升高率的關聯(lián)因子并不均勻。最低的關聯(lián)因子值在1750 r／min BMEP 0.2MPa運行點。各種試驗情況下的燃燒控制參數(shù)如表2所列。在1 500r／min BMEP 0.2MPa時，2種燃燒噪聲指標的關聯(lián)因子都較高。然而，在1750r／min BMEP 0.2MPa時，最大壓力升高率表現(xiàn)出較差的關聯(lián)性。當在2個發(fā)動機運行點之間對比缸內(nèi)壓力時，比起1500r／min BMEP 0.2MPa時，1750r／min BMEP 0.2MPa時通過燃燒控制參數(shù)引起的缸內(nèi)壓力變化相對較小。對于放熱率也存在這一模式。1750r／min BMEP 0.2MPa時放熱率的變化小于1500r／min BMEP 0.2MPa時。極端情況如表3所列，雖然缸內(nèi)壓力最大升高率并未改變，但是麥克風燃燒噪聲卻大相徑庭。對比被測缸內(nèi)壓力的1／3倍頻程分析。在圖4中，缸內(nèi)壓力信號1／3倍頻程的振幅在很寬頻率范圍內(nèi)并不一致。在不考慮振幅隨頻率的變化時，燃燒噪聲指標的性能受到限制。這些結果表明，當缸內(nèi)壓力的變化不夠大時，最大壓力升高率與燃燒噪聲之間只能有微弱的聯(lián)系。

表2 各試驗工況下的燃燒控制參數(shù)

表3 1 750r／min BMEP 0.2MPa時工況1和工況3的燃燒噪聲

4 試驗設計模型中排放物、燃油耗、燃燒噪聲的敏感度

新開發(fā)的燃燒噪聲指標CPL在優(yōu)化1.6L柴油機的燃燒參數(shù)中被用作燃燒噪聲目標值。數(shù)學模型采用AVL CAMEO，由多項式構成。輸入和輸出如圖5所示。試驗變量的組合圖表由D-optimal法制成。在制作了數(shù)學功能模型后，各個目標一般都在約束條件下進行優(yōu)化。如果其中一個目標被優(yōu)化，由于燃燒控制參數(shù)的折中關系，約束條件通常為其他目標。當主噴油時刻提前時，燃油耗可改善，但NOx排放物和燃燒噪聲可能惡化。由于相互影響的關系，各個變量的量化非常重要。為了觀察這對目標優(yōu)化的影響，進行了燃燒噪聲指標的敏感度分析。將CPL增加0.5dB時，在試驗設計模型中估算燃油耗和排放物的變化。圖6和圖7顯示當CPL變化0.5dB時，燃油耗、NOx和煙度的敏感度。通過將其他目標值設定為邊界，計算各個目標的變化。當計算NOx變化時，煙度和燃油耗都保持恒定。在圖6和圖7中，各個目標的變化率足夠大，很容易識別。燃油耗在發(fā)動機各試驗點敏感度并不一致，從0.1%變?yōu)?.4%。在NOx排放相同的情況下，變化帶從1.3%變?yōu)?3.9%。煙度排放敏感度最高，從7.5%變化到60.2%。試驗表明，敏感度取決于發(fā)動機負荷。隨著發(fā)動機運行點的增加，敏感度值降低。這表明，隨著發(fā)動機負荷的增大，燃燒噪聲對燃油耗和排放物的影響減小。這一敏感度分析表明，在柴油機中，燃燒噪聲指標的精度對燃燒參數(shù)優(yōu)化的影響非常大。

有研究人員指出，通過延遲噴油正時，NOx排放和燃油耗會發(fā)生變化。但是，對燃燒噪聲的直接影響并不存在，并且在柴油機中，排放物、噪聲和燃油經(jīng)濟性之間存在折中關系，多次噴油技術改善了這種情況。

提前量化燃燒噪聲的另一個好處體現(xiàn)在平衡發(fā)動機開發(fā)目標中。如果模型預測得以擴展，可以獲得協(xié)調(diào)的發(fā)動機開發(fā)目標（圖8）。只有當之前結果的敏感度處于規(guī)定的邊界內(nèi)，假定通過增大燃燒噪聲可進一步改善燃油耗。然而，這一假定并非總是有效。改善的水平收斂于某一特定值。圖9給出了燃油耗優(yōu)勢受到改變?nèi)紵刂茀?shù)的限制線索。當CPL增大時，50%已燃質(zhì)量的曲軸轉角位置不會進一步接近上止點。

換言之，在一定的水平后，盡管燃燒噪聲惡化，燃燒速率也不再變化。如果在燃燒噪聲指標和燃油耗之間有1個寬范的模型，由于燃燒噪聲的準確量化，燃燒控制參數(shù)的極端優(yōu)化可以避免，以獲得平衡的開發(fā)目標。

5 驗證試驗

上述結果是由試驗設計數(shù)學模型導出的。為了證實預測的模型，進行了驗證試驗。在多次測量中采用了每種工況下的優(yōu)化燃燒控制參數(shù)。試驗結果如表4和圖10所示。試驗數(shù)據(jù)是各個發(fā)動機運行點的平均值。雖然在模型和測量值之間存在偏差，但其差值不大。

表4 模型預測和確認試驗之間的燃油耗、NOx和煙度變化比較（8個發(fā)動機試驗點的平均值）

6 結語

由于復雜的系統(tǒng)集成到發(fā)動機中，需要對變量進行越來越多的量化，以優(yōu)化發(fā)動機開發(fā)過程中的發(fā)動機燃燒控制參數(shù)。本文采用缸內(nèi)壓力對燃燒噪聲進行量化。對其噪聲性能與最大壓力升高率進行比較。通過燃燒噪聲指標的開發(fā)，進行了敏感度分析，并研究了其帶來的優(yōu)勢。新提出的燃燒噪聲指標比最大氣缸壓力升高率有更好的關聯(lián)性。特別是當缸內(nèi)壓力的變化較小時，可以清楚地觀察到關聯(lián)性差異。

敏感度分析表明，燃油耗、NOx和煙度大大受到燃燒噪聲指標變化0.5dB的影響。8個試驗點的平均值，燃油耗變化1.6%，NOx變化16.2%，煙度變化35.1%。此外還表明，模型預測的擴展有助于避免燃燒控制參數(shù)的極端優(yōu)化，使發(fā)動機的開發(fā)目標能以平衡的方式實現(xiàn)。

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