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0 引言

為了遵守全球越來越嚴(yán)格的排放和燃油耗法規(guī)，柴油機技術(shù)正得到進一步發(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燃燒噪聲(圖1)。

圖1 廢氣排放和發(fā)動機噪聲之間的折中關(guān)系

一般來說，燃燒噪聲對柴油機轎車內(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)動機噴射參數(shù)進行控制。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1.7 L發(fā)動機的壓力數(shù)據(jù)計算得出。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)動機缸體振動信號，評價了1臺1.6 L發(fā)動機的燃燒過程?？刂迫紵蛩氐念l率范圍由600～900 Hz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(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行驗證。

1 采用燃燒噪聲指數(shù)的閉環(huán)控制

1.1 試驗設(shè)備

在半消聲室中用1臺歐5量產(chǎn)發(fā)動機進行試驗。表1為測試發(fā)動機的技術(shù)參數(shù)。

1.2 最大壓力升高率和發(fā)動機噪聲之間的關(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火延遲和噴油率(圖2)[1]。

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

圖2 確定不同柴油燃燒過程的典型直噴發(fā)動機放熱率圖表[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[3]。

圖3 氣缸壓力曲線

在發(fā)動機轉(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)動機噪聲比“F”線大。由圖4中的結(jié)果表明：發(fā)動機噪聲和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表達氣缸壓力水平。

圖4 在轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下，改變噴射參數(shù)后的結(jié)果

圖5顯示了發(fā)動機噪聲和氣缸壓力水平?！癐”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)動機噪聲具有良好的相關(guān)性。

圖5 在轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.4 MPa條件下的氣缸壓力水平和發(fā)動機噪聲

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[4]。式(1)為CNI指數(shù)的計算公式：

(1)

圖6顯示了發(fā)動機燃燒噪聲和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。

圖6 在轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下的燃燒噪聲和CNI

表2為試驗發(fā)動機的相關(guān)值。相對于MPRR值，CNI與燃燒噪聲具有很強的相關(guān)性。圖7為轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下的相關(guān)值。

表2 轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下的相關(guān)值

圖7 在轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.6 MPa條件下的相關(guān)性

通過對噴射參數(shù)的敏感性試驗，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)動機耐久性引起柴油機燃燒噪聲惡化，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)動機燃燒噪聲(見圖9中“無控制”)?；陂]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

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 采用發(fā)動機振動信號的閉環(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)系的研究正在進行中[5-7]。本文基于1臺柴油機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)動機振動評估發(fā)動機燃燒行為，在發(fā)動機機體上連接1個加速度計。定義表明了影響發(fā)動機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)實現(xiàn)閉環(huán)控制，通過比較評估值和理想值實現(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。

2.1 試驗設(shè)備

在1臺裝有共軌噴射系統(tǒng)的柴油機上進行試驗。表3為發(fā)動機的技術(shù)參數(shù)。

表3 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

圖10顯示了發(fā)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(zhì)量分?jǐn)?shù)(MFB50)和燃燒始點(SOC)。MFB50是發(fā)動機燃燒質(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)動機熱效率、峰值循環(huán)溫度，以及壓力和廢氣排放[8]。

在早期階段，從發(fā)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(lián)系。因此，在發(fā)動機噪聲和燃燒因素出現(xiàn)位置之間進行相關(guān)性分析。圖11給出了在轉(zhuǎn)速1 500 r/min，BMEP為0.5 MPa條件下發(fā)動機燃燒噪聲(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4個方向(左側(cè)、右側(cè)、前部、頂部)距離發(fā)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(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10 燃燒因素

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，對主噴射正時進行擺動試驗。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 相應(yīng)過濾頻率范圍的相關(guān)性

圖15顯示了加速度計預(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。

然而，該范圍是根據(jù)發(fā)動機試驗室中試驗定義的。因此，需要額外分析測試臺架發(fā)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(fā)動機測試臺架，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[9-10]。

圖16 車輛行駛試驗測量的發(fā)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(guān)性

隨后的試驗進行了燃燒數(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1 250～2 000 r/min，BMEP為0.4～0.8 MPa穩(wěn)態(tài)條件下的測量結(jié)果。圖中，相對于MFB50和SOC 的R2值，MROHR的R2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行燃燒過程和燃燒噪聲的閉環(huán)控制。

3 加速度計的最佳位置

為了預(yù)測MROHR位置，需要確定1個最佳位置安裝加速度計。圖18給出了所研究的5個發(fā)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(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)條件下獲得的試驗結(jié)果。

表4 每個點的曲軸轉(zhuǎn)角誤差

表4中，位置5的誤差比其他幾點的誤差更低。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)的擺動試驗結(jié)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(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”(藍線)是指壓力數(shù)據(jù)分析的MROHR位置?！凹铀俣扔嫛?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)動機轉(zhuǎn)速和發(fā)動機噴油量，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的相關(guān)性，是基于1.7 L發(fā)動機壓力數(shù)據(jù)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(nèi)開發(fā)的。其次，利用從1.6 L發(fā)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(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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