基于倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒始點(diǎn)實(shí)時(shí)檢測(cè)算法

徐文俊，方成

(1.東風(fēng)商用車技術(shù)中心，湖北 武漢 441001；2.常州易控汽車電子股份有限公司，江蘇 常州 213164)

均質(zhì)充量壓縮燃燒(HCCI,Homogeneous Charge Compression Ignition)是一種滿足越來(lái)越嚴(yán)苛排放法規(guī)的機(jī)內(nèi)凈化技術(shù)，但對(duì)于普通柴油，由于高沸點(diǎn)導(dǎo)致蒸發(fā)和混合時(shí)間長(zhǎng)，即使在進(jìn)氣沖程噴油，也很難形成均質(zhì)混合氣[1]。Kalghatgi[2]引入部分預(yù)混燃燒(PPC,Partially Premixed Combustion)技術(shù)，通過(guò)燃料早噴和高廢氣再循環(huán)(EGR,Exhaust Gas Recirculation)率，既能保持較高熱效率，又能同時(shí)降低氮氧化物和顆粒物排放。汽油-柴油混合燃料是一種可行的實(shí)現(xiàn)PPC燃燒的燃料[3]。

燃燒始點(diǎn)對(duì)燃燒放熱有直接影響，對(duì)燃燒噪聲和排放也有間接影響[4]。在燃燒實(shí)時(shí)控制和分析過(guò)程中，一般使用基于缸壓信號(hào)的方法得到燃燒始點(diǎn)： 1)實(shí)測(cè)缸壓相對(duì)于倒拖缸壓曲線的分離點(diǎn)[5-8]；2)缸壓二階導(dǎo)數(shù)的極大值點(diǎn)[9]；3)缸壓二階導(dǎo)數(shù)的過(guò)零點(diǎn)[10]；4)缸壓三階導(dǎo)數(shù)的極大值點(diǎn)[11]；5)燃燒放熱率的極小值點(diǎn)[12]；6)燃燒放熱率的過(guò)零點(diǎn)[13]；7)x%累計(jì)放熱點(diǎn)[14-15]。

一方面，缸壓信號(hào)在采樣過(guò)程中會(huì)引入噪聲，對(duì)缸壓求導(dǎo)操作將引入額外的噪聲[5]；另一方面，在實(shí)時(shí)計(jì)算燃燒放熱率的過(guò)程中，由于傳熱系數(shù)估計(jì)困難，一般都忽略熱損失的影響，這將導(dǎo)致燃燒始點(diǎn)的檢測(cè)誤差，這種誤差在低溫燃燒下是無(wú)法忽略的；最后，累計(jì)放熱點(diǎn)不僅滯后于燃燒始點(diǎn)，采樣噪聲對(duì)1%累計(jì)放熱點(diǎn)(MFB1，1% Mass Fraction Burned)和MFB5的影響也很明顯。所以，本研究把實(shí)測(cè)缸壓相對(duì)于倒拖缸壓曲線的分離點(diǎn)作為燃燒始點(diǎn)：通過(guò)算法預(yù)測(cè)倒拖缸壓曲線，并定義壓力閾值作為實(shí)測(cè)缸壓脫離倒拖缸壓曲線的判斷依據(jù)。

Chung[6]和Oh[7]在假設(shè)壓縮過(guò)程是絕熱過(guò)程的前提下，進(jìn)行了倒拖缸壓曲線的預(yù)測(cè)，但恒定的等熵指數(shù)限制了預(yù)測(cè)的精度。楊福源[8]提出了一種基于等效等熵指數(shù)的方法來(lái)提高預(yù)測(cè)精度，每10°預(yù)測(cè)一次倒拖缸壓曲線，同時(shí)，使用缸內(nèi)氣體平均溫度對(duì)等效等熵指數(shù)進(jìn)行修正，倒拖缸壓的最大預(yù)測(cè)誤差小于0.15 MPa。

本研究提出了一種新的基于等效等熵指數(shù)的倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)方法，提高了預(yù)測(cè)精度，并利用獲得的倒拖缸壓曲線進(jìn)行燃燒始點(diǎn)實(shí)時(shí)檢測(cè)。

1 試驗(yàn)環(huán)境

研究在一臺(tái)1.9 L高壓共軌柴油機(jī)上進(jìn)行。對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行改造，增加了低壓EGR系統(tǒng)。表1列出部分發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)。

發(fā)動(dòng)機(jī)各氣缸都安裝了一支壓阻式缸壓傳感器；基于NXP公司的MPC5745R多核單片機(jī)開(kāi)發(fā)了發(fā)動(dòng)機(jī)電控單元(ECU,Engine Control Unit)，能夠?qū)崟r(shí)采集缸壓信號(hào)，集成了燃燒分析、燃燒控制和發(fā)動(dòng)機(jī)控制等功能[16]。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

測(cè)試臺(tái)架配備Horiba HT250交流電力測(cè)功機(jī)和同圓CMF科里奧利瞬態(tài)油耗儀。對(duì)氣態(tài)污染物的測(cè)量，采用的是AVL DiGas4000氣體分析儀和Horiba MEXA-584L汽車排放分析儀，可以測(cè)量NOx濃度、THC濃度、CO濃度、O2濃度和過(guò)量空氣系數(shù)等參數(shù)。顆粒物的測(cè)量采用Cambustion DMS500顆粒物快速分析儀。

使用北京市市售92號(hào)汽油和0號(hào)柴油作為基礎(chǔ)燃料，通過(guò)兩種燃料的混合(70%體積分?jǐn)?shù)的汽油和30%體積分?jǐn)?shù)的柴油)得到研究用燃料?；A(chǔ)燃料的特性如表2所示。按照Morris提出的算法[17]，得到研究用燃料的研究法辛烷值(RON,Research Octane Number)為73.2。

表2 燃料特性

2 算法描述

在發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮沖程中，由于熱損失(缸壁傳熱、漏氣)的存在，缸內(nèi)氣體不是理想的等熵過(guò)程，缸內(nèi)壓力值可以按下式描述：

(1)

式中：p(i)為第i點(diǎn)的實(shí)測(cè)缸壓；V(i)為第i點(diǎn)的缸內(nèi)氣體體積；Δp(i)為第i點(diǎn)由于熱力損失導(dǎo)致的壓力損失；k為等熵指數(shù)。

通過(guò)定義等效等熵指數(shù)ke，把i-1點(diǎn)到i點(diǎn)的缸內(nèi)氣體狀態(tài)按照“等熵過(guò)程”描述：

(2)

按照下式計(jì)算等效等熵指數(shù)ke：

(3)

在實(shí)時(shí)計(jì)算過(guò)程中，由于采樣誤差和采樣噪聲，p(i)有可能小于或者等于p(i-1)，這將導(dǎo)致等效等熵指數(shù)出現(xiàn)奇異值?？梢酝ㄟ^(guò)設(shè)置參考點(diǎn)的方法來(lái)避免奇異值的出現(xiàn)：

(4)

通過(guò)對(duì)比，參考點(diǎn)選在遠(yuǎn)離壓縮上止點(diǎn)的位置，可以讓曲線更加平滑，且在整個(gè)計(jì)算過(guò)程中避免等效等熵指數(shù)出現(xiàn)奇異值。

在測(cè)得第j點(diǎn)缸壓后，按照式(4)得到該點(diǎn)等效等熵指數(shù)，然后預(yù)測(cè)后續(xù)u個(gè)點(diǎn)的等效等熵指數(shù)：

ke,p(i,m)=ke(j,m)+C(i,j,m)
i∈(j,j+u]。

(5)

式中：m用于表示第m個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)；C(i,j,m)為第m個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)時(shí)，在第j點(diǎn)預(yù)測(cè)第i點(diǎn)時(shí)的自適應(yīng)系數(shù)；ke(j,m)為根據(jù)實(shí)測(cè)缸壓得到的第m個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)中第j點(diǎn)的等效等熵指數(shù)。

在獲得了第i點(diǎn)的等效等熵指數(shù)預(yù)測(cè)值后，可以按照下式預(yù)測(cè)第i點(diǎn)的倒拖缸壓：

(6)

最后利用缸壓差法進(jìn)行燃燒始點(diǎn)的檢測(cè)：

p(i)-pmot(i)≥pthreshold。

(7)

式中：pthreshold為缸壓閾值，需要根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)工況和試驗(yàn)數(shù)據(jù)最終確定。在檢測(cè)到燃燒始點(diǎn)后，將停止等效等熵指數(shù)的預(yù)測(cè)，之后當(dāng)前循環(huán)的等效等熵指數(shù)將保持上一循環(huán)的數(shù)值。

另外，在第m+1個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)，進(jìn)行等效等熵指數(shù)預(yù)測(cè)需要的自適應(yīng)系數(shù)，如下計(jì)算得到：

C(i,j,m+1)=α(ke(i,m)-
ke,p(i,m))+(1-α)C(i,j,m)。

(8)

式中：α為修正系數(shù)，取值在0～1之間。

3 試驗(yàn)結(jié)果及討論

圖1示出轉(zhuǎn)速1 200 r/min無(wú)噴油工況的倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)結(jié)果。從圖1a中可以看出，倒拖缸壓曲線的預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值變化趨勢(shì)一致，在該工況下，倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的絕對(duì)誤差在±20 kPa內(nèi)；從圖1b中可以看出，預(yù)測(cè)的等效等熵指數(shù)曲線與實(shí)測(cè)的等效等熵指數(shù)曲線吻合，等效等熵指數(shù)預(yù)測(cè)的相對(duì)誤差小于0.25%。

圖1 1 200 r/min倒拖缸壓預(yù)測(cè)結(jié)果

圖2示出轉(zhuǎn)速1 600 r/min無(wú)噴油工況的倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)結(jié)果。從圖2a中可以看出，倒拖缸壓曲線的預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值變化趨勢(shì)一致，在該工況下，倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的誤差絕對(duì)值小于20 kPa；從圖2b中可以看出，預(yù)測(cè)的等效等熵指數(shù)曲線與實(shí)測(cè)的等效等熵指數(shù)曲線吻合，等效等熵指數(shù)預(yù)測(cè)的相對(duì)誤差也小于0.25%。

綜合圖1和圖2的試驗(yàn)結(jié)果可知，這種基于自適應(yīng)系數(shù)的預(yù)測(cè)方法能夠有效地預(yù)測(cè)等效等熵指數(shù)和倒拖缸壓曲線，等效等熵指數(shù)預(yù)測(cè)的相對(duì)誤差和倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的絕對(duì)誤差均較小。

基于等效等熵指數(shù)和倒拖缸壓曲線的預(yù)測(cè)，對(duì)比預(yù)測(cè)的倒拖缸壓曲線和實(shí)測(cè)缸壓曲線，利用式(7)進(jìn)行燃燒始點(diǎn)檢測(cè)。圖1和圖2中，倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的誤差絕對(duì)值小于20 kPa，再綜合其他轉(zhuǎn)速點(diǎn)無(wú)噴油工況的試驗(yàn)結(jié)果，設(shè)定燃燒始點(diǎn)的缸壓閾值pthreshold為50 kPa。在ECU中集成倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)算法和燃燒始點(diǎn)檢測(cè)算法后，實(shí)時(shí)采集缸壓曲線，在整個(gè)燃燒持續(xù)期內(nèi)，基于等效等熵指數(shù)進(jìn)行倒拖缸壓曲線的預(yù)測(cè)，然后掃描預(yù)測(cè)結(jié)果，與缸壓閾值對(duì)比，進(jìn)行燃燒始點(diǎn)的實(shí)時(shí)檢測(cè)。

圖2 1 600 r/min倒拖缸壓預(yù)測(cè)結(jié)果

在轉(zhuǎn)速1 800 r/min，主噴油量17 mg/循環(huán)，EGR率10%，軌壓60 MPa，增壓壓力140 kPa，主噴定時(shí)-4°ATDC的工況下，驗(yàn)證燃燒始點(diǎn)檢測(cè)算法，圖3示出試驗(yàn)結(jié)果。

圖3 -4°ATDC始點(diǎn)檢測(cè)結(jié)果

在該工況，由于主噴定時(shí)接近上止點(diǎn)，燃燒始點(diǎn)在上止點(diǎn)后。在圖3a中，在燃燒開(kāi)始前，預(yù)測(cè)的倒拖缸壓曲線與實(shí)測(cè)缸壓曲線吻合；而在燃燒開(kāi)始后，實(shí)測(cè)缸壓曲線開(kāi)始脫離預(yù)測(cè)的倒拖缸壓曲線，圖中的脫離點(diǎn)位置在9.0°ATDC。在圖3b中，在設(shè)定50 kPa的缸壓閾值后，基于缸壓差法檢測(cè)到的燃燒始點(diǎn)位于9.8°ATDC。利用基于倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的燃燒始點(diǎn)實(shí)時(shí)檢測(cè)算法，在該工況下檢測(cè)到的燃燒始點(diǎn)相位滯后0.8°。

在圖3工況，保持轉(zhuǎn)速、主噴油量、EGR率和軌壓等參數(shù)不變，修改主噴定時(shí)繼續(xù)驗(yàn)證燃燒始點(diǎn)實(shí)時(shí)檢測(cè)算法。圖4示出主噴定時(shí)為-11°ATDC時(shí)的檢測(cè)結(jié)果；圖5示出主噴定時(shí)為-20°ATDC時(shí)的檢測(cè)結(jié)果。

從圖4和圖5中可以看出：

1) 在兩種主噴定時(shí)下，在燃燒開(kāi)始前，預(yù)測(cè)的倒拖缸壓曲線與實(shí)測(cè)缸壓曲線都能吻合，實(shí)測(cè)的缸壓與預(yù)測(cè)的倒拖缸壓的差值小于50 kPa；在燃燒開(kāi)始后，缸壓差急劇增加。

2) 當(dāng)主噴定時(shí)為-11°ATDC時(shí)，燃燒開(kāi)始后，實(shí)測(cè)缸壓曲線脫離預(yù)測(cè)的倒拖缸壓曲線，脫離點(diǎn)位置在-2.5°ATDC；而基于缸壓差法實(shí)時(shí)檢測(cè)到的燃燒始點(diǎn)，位置在-2.0°ATDC?；诘雇细讐呵€預(yù)測(cè)的燃燒始點(diǎn)檢測(cè)方法得到的燃燒始點(diǎn)，相位滯后為0.5°。

圖4 -11°ATDC始點(diǎn)檢測(cè)結(jié)果

圖5 -20°ATDC始點(diǎn)檢測(cè)結(jié)果

3) 當(dāng)主噴定時(shí)為-20°ATDC時(shí)，燃燒開(kāi)始后，實(shí)測(cè)缸壓曲線脫離預(yù)測(cè)的倒拖缸壓曲線，脫離點(diǎn)位置在-7.5°ATDC；而基于缸壓差法實(shí)時(shí)檢測(cè)得到的燃燒始點(diǎn)，位置在-7.0°ATDC?；诘雇细讐呵€預(yù)測(cè)的燃燒始點(diǎn)檢測(cè)方法得到的燃燒始點(diǎn)，相位滯后為0.5°。

綜合圖3、圖4和圖5的試驗(yàn)結(jié)果可知，可以利用預(yù)測(cè)的倒拖缸壓曲線進(jìn)行燃燒始點(diǎn)的實(shí)時(shí)檢測(cè)；另外，當(dāng)主噴定時(shí)提早時(shí)，預(yù)混合比例越高，燃燒開(kāi)始后缸壓上升越劇烈，使用缸壓差法檢測(cè)到的燃燒始點(diǎn)，相位滯后越小。

4 結(jié)論

a) 利用自適應(yīng)系數(shù)的方法進(jìn)行等效等熵指數(shù)預(yù)測(cè)和倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)，在1 200 r/min和1 600 r/min無(wú)噴油工況下，等效等熵指數(shù)預(yù)測(cè)的相對(duì)誤差小于0.25%，倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的絕對(duì)誤差小于20 kPa；

b) 在轉(zhuǎn)速1 800 r/min，主噴油量17 mg/循環(huán)的工況下，主噴定時(shí)分別為-4°ATDC，-11°ATDC和-20°ATDC，設(shè)定缸壓閾值為50 kPa，基于倒拖缸壓曲線預(yù)測(cè)的燃燒始點(diǎn)實(shí)時(shí)檢測(cè)算法得到的燃燒始點(diǎn)，分別位于9.8°ATDC，-2.5°ATDC和-7.5°ATDC，相位滯后分別為0.8°，0.5°和0.5°。