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【韓】I.Jun等

【譯】王曉滕 曲栓

摘要

利用兩種閉環控制方法監控和改善兩臺4缸柴油機的燃燒過程和燃燒噪聲，采用缸內壓力和加速度傳感器監控柴油機，以滿足越來越嚴格的排放法規和燃油耗法規。燃燒過程受到多種因素的影響，如發動機耐久性、行駛條件、環境影響，以及燃油品質。這些因素可能會增加燃燒噪聲，并對車內噪聲品質產生不利影響。因此，有必要開發穩定的燃燒過程和燃燒噪聲，為此開發了兩種閉環控制方法。首先，開發一種利用缸內壓力數據的方法來監控和改善１臺1.7Ｌ發動機的燃燒噪聲，并提出了新的指數，該指數采用依據氣缸壓力計算出的參數。通過采用噴射參數，基于新指數的閉環控制產生理想燃燒噪聲。其次，通過分析發動機缸體振動信號，開發了一種方法來預測1臺1.7Ｌ發動機燃燒過程。基于能達到理想燃燒過程的燃燒因數，通過閉環控制產生理想的燃燒過程。

為了遵守全球越來越嚴格的排放和燃油耗法規，柴油機技術正得到進一步發展。然而，由于燃燒噪聲和排放存在折中關系，很難在不影響排放的前提下抑制柴油機燃燒噪聲（圖1）。

圖１廢氣排放和發動機噪聲

之間的折中關系

一般來說，燃燒噪聲對柴油機轎車內部的噪聲品質有極大影響，多種因素將導致噪聲的增加，如發動機老化、行駛條件和劣質的油品。然而，很難采取積極措施來應對這些因素的改變，這是由于大多數轎車采用電子控制單元（ECU）開環邏輯的發動機噴射參數進行控制。對于這些因素，有必要開發穩定的燃燒過程和燃燒噪聲。為了實現這一目標，本文提出了兩種閉環控制方法。這些反饋控制方法需要分析柴油機的燃燒過程。這種分析基于采用缸內壓力和加速度傳感器。非接觸測量的巨大優勢在于具有較高的耐久性和可以采用比缸內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控制情況下，提出了新的指數，該指數采用的數值由1臺1.7Ｌ發動機的壓力數據計算得出。新指數為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）數值，這一指數與發動機燃燒噪聲具有很好的一致性，基于新指數的閉環控制可以產生理想的燃燒噪聲。其次，在采用加速度傳感器的閉環控制情況下，通過分析發動機缸體振動信號，評價了1臺1.6Ｌ發動機的燃燒過程。控制燃燒因素的頻率范圍由600～900Hz頻段決定，然后選擇最大放熱率（MROHR）作為燃燒因素進行燃燒過程和燃燒噪聲的閉環控制。最后選擇主噴射正時控制的MROHR位置。這種控制將產生理想的燃燒行為。這兩種方法分別在兩輛柴油乘用車上進行驗證。

1采用燃燒噪聲指數的閉環控制

1.1試驗設備

在半消聲室中用1臺歐5量產發動機進行試驗。表1為測試發動機的技術參數。

1.2最大壓力升高率和發動機噪聲之間的關系

在預混合燃燒階段的燃料燃燒過程中，缸內壓力快速升高。預混合燃燒階段的壓力升高率取決于點火延遲和噴油率（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

直噴發動機放熱率圖表

圖３氣缸壓力曲線

在發動機轉速1 500 r/min，制動平均有效壓力（BMEP）0.6 MPa工況下測量的發動機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的結果在圖中表示為“E”線?！癋”線代表了軌壓降低了10 MPa的結果。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，“E”線的發動機噪聲比“F”線大。由圖４中的結果表明：發動機噪聲和MPRR之間的相關性較低。為此，采用快速傅里葉變換（FFT）將缸內壓力數據從時域轉換到頻域，用FFT表達氣缸壓力水平。

圖4 在轉速1 500r/min，

BMEP為0.6 MPa的條件下，

改變噴射參數后的結果

圖5顯示了發動機噪聲和氣缸壓力水平。“I”線的主噴正時相對于基準數據推遲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，兩條線與發動機噪聲具有良好的相關性。因此，決定開發1個用于氣缸壓力水平的新指數，從而控制發動機燃燒噪聲。這個新指數被稱為燃燒噪聲指數（CNI）。CNI是3倍頻帶水平1.00～3.15 kHz范圍的總和。式（1）為CNI指數的計算公式：

圖5 在轉速1 500r/min，

BMEP為0.4 MPa的條件下的

氣缸壓力水平和發動機噪聲

圖6顯示了發動機燃燒噪聲和CNI之間的對比。在轉速1 500 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下，相對于基準數據，改變4個不同的噴射參數獲得該結果。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性。當燃燒噪聲升高，CNI也隨之升高。同樣地，當燃燒噪聲降低，CNI同樣降低。表2為試驗發動機的相關值。相對于MPRR值，CNI與燃燒噪聲具有很強的相關性。圖7為轉速1 500r/min，BMEP為0.6 MPa條件下的相關值。

圖6 在轉速1 500r/min，

BMEP為0.4 MPa的

條件下的燃燒噪聲和CNI

圖7 在轉速1 500r/min，

BMEP為0.4 MPa的

條件下的相關性

通過對噴射參數的敏感性試驗，如軌壓、預噴量、主噴射正時和預噴主噴間隔，選擇部分參數控制目標CNI。圖8為采用CNI的柴油乘用車閉環控制結果。在采用閉環控制后，通過改變參數（如軌壓、預噴量和主噴射正時）滿足CNI目標值（見圖8中CNI目標值），可以很好地將計算CNI（見圖8中CNI當前值）控制到CNI目標值。如果發動機耐久性引起柴油機燃燒噪聲惡化，可以通過閉環控制改善惡化狀態。為了檢查這種狀態，人為增加發動機燃燒噪聲（見圖9中“無控制”）?；陂]環控制（見圖9中“帶有控制”），CNI指數改善了6 dB，在1.00～2.00 kHz頻率范圍內部噪聲降低了4 dB。

圖８應用閉環控制的結果

2采用發動機振動信號的閉環控制

分析缸體振動信號和采用缸內壓力傳感器測量的燃燒特性之間關系的研究正在進行中。本文基于1臺柴油機獲得的振動信號開發用于控制燃燒過程和燃燒噪聲的閉環控制。對于閉環控制，需要在振動信號和缸內壓力數據之間建立一種可靠關系。為了采用發動機振動評估發動機燃燒行為，在發動機機體上連接1個加速度計。

定義表明了影響發動機燃燒過程的部分燃燒因素。開發了通過分析獲取的振動數據來評估這些燃燒因素的方法，進行敏感性分析，從而確定1個噴射參數的適當控制。通過設定噴射參數實現閉環控制，通過比較評估值和理想值實現目標值。其中理想值設定涉及到燃燒因素。理想值控制意味著根據發動機轉速和負荷工況，把燃燒行為控制在期望的曲軸轉角位置，從而很好地控制燃燒噪聲。最后，在柴油乘用車上驗證這些結果，評估應用閉環控制對燃燒噪聲和油耗的影響。

圖9帶有/不帶閉環控制條件下

CNI水平和內部燃燒噪聲的結果

2.1試驗設備

在1臺裝有共軌噴射系統的柴油機上進行試驗。表3為發動機的技術參數。圖10顯示了發動機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%質量分數（MFB50）和燃燒始點（SOC）。MFB50是發動機燃燒質量診斷的重要參數。MFB50顯示了缸內燃燒如何隨曲軸轉角變化，以及MFB50如何影響發動機熱效率、峰值循環溫度，以及壓力和廢氣排放。

圖10燃燒因素

在早期階段，從發動機機體獲得的振動信號振幅水平很難與燃燒因素水平直接聯系。因此，在發動機噪聲和燃燒因素出現位置之間進行相關性分析。圖11給出了在轉速1 500r/min，BMEP為0.5 MPa條件下發動機燃燒噪聲（ECN）水平（x軸）和燃燒因素出現位置（y軸）的關系。ECN水平是在發動機4個方向（左側、右側、前部、頂部）距離發動機1 ｍ處測得的平均噪聲水平。圖中，最大氣缸壓力的相關性系數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相關性分析

最終決定通過定義1個因素控制發動機燃燒過程，這是為了在車輛瞬時行駛條件時遵循穩態工況定義燃燒過程。為此，對主噴射正時進行擺動試驗。提前主噴射正時（相對于基準數據，把主噴射正時提前3°CA），如圖12所示，從而找到預測MROHR位置的相關頻帶。

圖12頻帶和MROHR

位置之間存在的關系

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

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

圖13發動機振動信號的處理步驟

圖14顯示了在過濾振動曲線中預測燃燒因素位置的方法。應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性。因此，評估了燃燒因素（如MROHR、MFB50和SOC）位置。

圖14預測燃燒因素位置的分析方法

圖15顯示了加速度計預估的MROHR位置（y軸）和缸內壓力傳感器分析的MROHR位置（x 軸）之間的相關性，相應的過濾頻率范圍為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性。

圖15相應過濾頻率范圍的相關性

然而，該范圍是根據發動機試驗室中試驗定義的。因此，需要額外分析測試臺架發動機機體的振動特性是否與車輛不同道路行駛試驗中相同。在圖16中，相對于發動機測試臺架，頻帶低于600 Hz時出現另一種現象。因此，將控制燃燒因素的頻率范圍定義為600～900 Hz頻帶。隨后的試驗進行了燃燒數據測量的燃燒因素位置（x軸）和過濾振動曲線預測的峰值位置之間的相關性分析（y軸）。圖17顯示出在轉速1 250～2 000r/min，BMEP為0.4～0.8 MPa 穩態條件下的測量結果。

圖16 車輛行駛試驗測量的

發動機機體振動

圖17燃燒因素位置和

曲線峰值位置之間的相關性

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

3加速度計的最佳位置

為了預測MROHR位置，需要確定1個最佳位置安裝加速度計。圖18給出了所研究的5個發動機機體附著點。

圖18選擇最佳位置的試驗點

通過計算CAD誤差確定最佳位置，誤差等于振動信號預估MROHR位置減去壓力數據分析的MROHR位置。表4給出轉速為1 250 r/min，噴油量為20 mg的穩態條件下獲得的試驗結果。

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

4控制MROHR位置的噴射參數

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

圖19敏感性分析

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

圖20顯示在瞬態行駛條件下應用閉環控制的情況。圖中，“壓力傳感器”（藍線）是指壓力數據分析的MROHR位置?！凹铀俣扔嫛保t線）是指從濾波振動曲線中預估的MROHR位置。“目標”（綠線）是指根據發動機轉速和發動機噴油量，在穩態條件下壓力數據分析的MROHR位置的理想值。也就是說，該目標需要通過將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現目標。預估值很好地控制在目標值±1°CA的范圍內。

圖20應用閉環控制的情況

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

圖21乘用車內部噪聲

5結論

本文的目的是關注因柴油機燃燒行為導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，如發動機老化、行駛條件和燃油品質。為了克服這種情況，本文提出了兩種閉環控制方法。這些反饋控制方法采用缸內壓力和非侵入式測量監測，以改善燃燒過程和燃燒噪聲。

首先，使用壓力數據的反饋控制采用CNI。該指數與燃燒噪聲具有很強的相關性，是基于1.7Ｌ發動機壓力數據FFT過程計算的氣缸壓力水平，在3倍頻帶1.00～3.15 kHz范圍內開發的。其次，利用從1.6 L發動機機體上安裝的加速度計獲取振動信號進行反饋控制。在獲得振動信號之后，在600～900 Hz范圍內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值。

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