徐宏宇， 王迪， 肖友洪， 楊晰宇， 董全

(哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

隨著排放法規(guī)的日益嚴(yán)苛，現(xiàn)代柴油機(jī)對排放、噪聲、燃油消耗率等都提出了更高的要求，研究人員也從不同的方面對柴油機(jī)性能展開了研究，如缸內(nèi)熄燃、爆震、放熱率曲線重構(gòu)[1-5]等。由于燃燒過程十分復(fù)雜，有很多影響因素，各個因素之間又相互影響，并且燃燒過程中存在熱損失。缸壓可以很好地檢測發(fā)動機(jī)缸內(nèi)的燃燒情況，但卻無法實現(xiàn)噴油過程的精確檢測。精確的燃油噴射過程是缸內(nèi)混合氣良好組織及高效燃燒的前提。而噴油過程的關(guān)鍵時間特征可以準(zhǔn)確確定噴油開始、結(jié)束的時刻及穩(wěn)定的噴油時長。但是目前沒有很好的方法實現(xiàn)噴油過程關(guān)鍵時間特征的無接觸在線識別。

時頻分析常用于機(jī)械設(shè)備故障的檢測和診斷[6-9]，在分析非定常和脈沖信號方面具有顯著優(yōu)勢。一種基于噴射過程中軌壓信號的時頻分析方法被用于對共軌噴射系統(tǒng)進(jìn)行診斷，主要是判斷噴射是否發(fā)生，確定各缸是否正常運行。Guerrassi等[10]利用壓力微分信號實現(xiàn)對噴射過程的相關(guān)診斷，并提出一種新的油軌(分軌)形式，可以利用軌壓信號檢測柴油發(fā)動機(jī)的噴射過程的關(guān)鍵信息。此外，Mancaruso等[11-12]也對噴射過程進(jìn)行了診斷分析。這些研究主要是為了檢查噴射過程中的一些特征，如噴霧進(jìn)入燃燒室的過程、噴霧角度、噴霧均勻性和噴油器老化等問題，但它不包括與注入質(zhì)量或注入相關(guān)的時刻信息。最重要的是，這種方法不能用于在實際條件下監(jiān)測發(fā)動機(jī)。

由于噴油器入口壓力信號直接由燃油的噴射過程產(chǎn)生，是十分理想的噴油過程檢測信號。因此本文基于噴油器入口壓力信號，提出一種在線識別噴油過程關(guān)鍵時間特征的方法，旨在實現(xiàn)對噴油過程的精準(zhǔn)識別，為今后對噴油器的故障診斷奠定了基礎(chǔ)。該方法可用于柴油發(fā)動機(jī)單次和多次噴射過程中噴油器動態(tài)的實時監(jiān)測。

1 實驗測試系統(tǒng)

為實現(xiàn)利用燃油噴射過程中的噴射壓力對噴油過程關(guān)鍵時間特征參數(shù)的識別并驗證該方法的準(zhǔn)確性,本文搭建了燃油系統(tǒng)聯(lián)合測試平臺，能夠?qū)娪推魅肟趬毫?、針閥升程等參數(shù)進(jìn)行聯(lián)合測量。

實驗測試系統(tǒng)由燃油系統(tǒng)、控制系統(tǒng)及測試系統(tǒng)3部分組成。燃油系統(tǒng)主要包括油箱、高壓油泵、濾清器、高壓油管、高壓油軌、共軌噴油器?？刂葡到y(tǒng)主包括高壓油泵的控制系統(tǒng)、噴油器的驅(qū)動及測試系統(tǒng)的同步控制。測試系統(tǒng)主要包括用于測量噴油器入口壓力波動的燃油壓力傳感器；用于測量針閥升程的位移傳感器；用于測量噴油規(guī)律的燃油噴射規(guī)律測量儀。其中燃油壓力傳感器在噴油器與高壓油管連接處打孔安裝進(jìn)行測量。針閥升程傳感器在噴油器1/3處打孔安裝。測試設(shè)備參數(shù)如表1所示。實驗測試系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 實驗測試系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of experimental test system

表1 測試設(shè)備參數(shù)Table 1 Test device parameters

2 基于時頻分析的關(guān)鍵時間特征識別

噴油器入口處壓力波動情況直接關(guān)系著噴油器的噴油狀態(tài)，因此該處壓力信號蘊藏著豐富的燃油噴射信息，但是傳統(tǒng)的時域分析無法得到時域和頻域的聯(lián)合分布信息。而噴射過程具有瞬時性和精確性，時域分析無法精確識別噴油過程的關(guān)鍵時間特征。因此，本文采用時頻分析的方法對壓力信號的瞬時頻率進(jìn)行分析研究，實現(xiàn)對噴油過程關(guān)鍵時間特征的精準(zhǔn)識別。

2.1 短時傅里葉變換

短時傅里葉變換是和傅里葉變換相關(guān)的一種數(shù)學(xué)變換，用以確定時變信號局部區(qū)域正弦波的頻率與相位[13-14]。它將一個時變或非平穩(wěn)信號的普通傅里葉變換投影到時域中，觀察信號頻率如何隨時間變化。

將實驗中的壓力信號x(t)乘以一個窗口函數(shù)h(t-τ)，然后計算局部加窗信號在時間τ附近的傅里葉變換F(x)，在接下來的時間里該窗口沿信號平移為：

式中h*是h的共軛。窗函數(shù)h(t)的表示為：

式中T是窗口函數(shù)的寬度(即時間長度)。將Fx的平方定義為光譜圖Sx，因此Sx是一個非負(fù)分布：

則壓力信號全局范圍內(nèi)的能量分布為：

計算出壓力信號的光譜圖作為加權(quán)函數(shù)，并計算出壓力信號的平均瞬時頻率：

2.2 壓力信號時頻分析結(jié)果

圖2的最上方表示的是實驗壓力為120 MPa、噴油脈寬為1 ms時壓力信號的頻譜圖。從圖2中可以看出壓力信號的頻率不高于10 kHz且在5 kHz以下尤為顯著。同時圖2表示了聯(lián)合測試結(jié)果及對壓力信號平均瞬時頻率的計算結(jié)果。

圖2 單次噴射過程壓力信號的時頻分析(P=120 MPa，ET=1 ms)Fig.2 Time-frequency analysis diagram of pressure signal in a single injection process(P=120 MPa，ET=1 ms)

圖2中的a、b、c分別表示針閥位移傳感器實際測試所得出的針閥開啟時刻、針閥最大開度所對應(yīng)的時刻及針閥關(guān)閉時刻。a′、b′、c′表示根據(jù)實驗壓力的平均瞬時頻率所識別出的關(guān)鍵時間特征點。由于噴油過程中壓力波的傳遞導(dǎo)致追蹤到的關(guān)鍵時間特征點存在一定延遲，同時所識別出的關(guān)鍵時間特征點的時間延遲均為0.16 ms左右，由于時間延遲均由同一因素影響，所以延遲時間也是一致的。

圖2中的a′表示噴油器入口處壓力的平均瞬時頻率局部最大，a′點之后逐漸減小，該時刻表示噴油器開始噴油，即a′為針閥開啟時刻；隨著噴油過程的逐漸進(jìn)行，針閥不斷開啟直到b′處針閥達(dá)到最大開度，這是因為b′點為局部最大點且該點后噴油器入口處壓力的平均瞬時頻率逐漸減小，符合實際壓力變化情況；c′點為針閥關(guān)閉時刻，此時壓力信號的平均瞬時頻率最大。該方法不僅可以對短脈寬情況下的噴油器入口處壓力信號進(jìn)行分析，同時也可以實現(xiàn)長脈寬條件下關(guān)鍵時間特征參數(shù)的精準(zhǔn)識別。圖3表示實驗壓力為120 MPa、噴油脈寬為2 ms時壓力信號的平均瞬時頻率及聯(lián)合測試結(jié)果。

圖3 單次噴射過程壓力信號的時頻分析(P=120 MPa，ET=2 ms)Fig.3 Time-frequency analysis diagram of pressure signal in a single injection process(P=120 MPa，ET=2 ms)

在長脈寬的情況下，針閥在最高位置處將維持一段時間。因此，在長脈寬條件下，本方法不僅可以對針閥達(dá)到最大開度的時刻進(jìn)行識別，也可以對針閥開始關(guān)閉的時刻進(jìn)行識別，即b′、c′(a′、b′分別為針閥開啟及關(guān)閉時刻)。從圖3中可以看到，b′點至c′點的過程中，噴油器入口處壓力信號的平均瞬時頻率較為平穩(wěn)，c′點后平均瞬時頻率發(fā)生明顯下降，與實際液力過程變化情況相符。

對于單次噴射，本文所提出的方法可以對噴射過程中關(guān)鍵時間特征進(jìn)行精準(zhǔn)識別。同時，本文對多次噴射過程的壓力信號也進(jìn)行了處理分析，如圖4所示。

從多次噴射過程中噴油器入口壓力信號的分析結(jié)果可以看出，本方法僅能對預(yù)噴過程進(jìn)行識別。由于多次噴射存在壓力波疊加，致使本方法無法對主噴過程進(jìn)行識別。因此，對于多次噴射過程，本文提出另一種在線測試方法，用于識別多次噴射中主噴過程的關(guān)鍵時間特征。

圖4 多次噴射過程壓力信號的時頻分析圖(P=120 MPa，ET=0.6～1.4～3 ms)Fig.4 Time-frequency analysis diagram of pressure signal in multiple injection process(P=120 MPa，ET=0.6～1.4～3 ms)

3 多次噴射過程關(guān)鍵時間特征識別

在預(yù)噴+主噴的噴射策略中，噴油器同一循環(huán)內(nèi)相鄰2次噴射的時間間隔很短，預(yù)噴引起的水錘壓力波動現(xiàn)象是導(dǎo)致主噴壓力信號發(fā)生畸變的主要原因。因此需要研究預(yù)噴引起的水錘振蕩現(xiàn)象并對其進(jìn)行解耦才能實現(xiàn)對主噴過程中關(guān)鍵時間特征的識別。

3.1 燃油系統(tǒng)水錘壓力振蕩機(jī)理

燃油系統(tǒng)的水錘振蕩過程屬于典型的有阻尼振蕩過程，通過液電?；梢愿玫乩斫馑N壓力波在高壓油管的傳遞及演化過程。柴油機(jī)燃油系統(tǒng)中包括容性元、感性元和阻性元。其中容性元主要包括油軌和盛油槽；感性元主要包括高壓油管和噴油器內(nèi)的輸油管；阻性元主要為燃油流動過程中產(chǎn)生的摩擦阻力。

對于容性元壓力部件來說，進(jìn)出容腔的燃油質(zhì)量與壓力變化的關(guān)系可以描述為：

(1)

因此定義液容為：

(2)

感性元液壓部件一般為細(xì)長管路系統(tǒng)，燃油在管內(nèi)的流動可以視為一維非定常流動。因此感性元內(nèi)壓力和流量的變化可以描述為：

(3)

因此定義液感為：

(4)

由于燃油流動過程中與管壁存在摩擦等能量耗散現(xiàn)象，因此水錘壓力振蕩過程是典型的欠阻尼振蕩過程，定義液阻大小為：

(5)

根據(jù)液電模擬原理可以將燃油系統(tǒng)模擬為如圖5所示的RLC振蕩電路形式。

注：C1為油軌的液容，L1為高壓油管的液感，R1、R2分別為高壓油管和噴油器輸油管內(nèi)耗散作用產(chǎn)生的液阻，L2為噴油器內(nèi)部噴孔輸油管液感，C2為控制腔的液容。圖5 燃油系統(tǒng)的電路?；疽釬ig.5 Schematic diagram of circuit modeling of fuel system

因此根據(jù)基爾霍夫第二定律可以得出：

式中：

因此可以得到如下的振蕩方程：

(6)

將式(1)～(5)代入式(6)中可以得出燃油系統(tǒng)水錘壓力振蕩方程：

(7)

因此可以看出燃油系統(tǒng)的水錘壓力振蕩形式僅與起振壓力及燃油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)有關(guān)，欠阻尼振蕩的衰減系數(shù)僅與燃油系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)有關(guān)。

圖6為不同噴射條件下的水錘振蕩形式。由圖6(a)中可以看出，不同噴射脈寬條件下水錘現(xiàn)象都是噴射過程中最強烈的波源。若將不同脈寬條件下的水錘壓力波在時域上對齊，如圖6(b)所示，可以發(fā)現(xiàn)各條曲線重合程度很好。因此，噴射形式僅對水錘壓力振蕩的幅值稍有影響，而對水錘振蕩的發(fā)展及演化形式影響不大，證明了式(7)所得水錘振蕩方程的正確性。

圖6 不同噴射條件下的水錘振蕩形式Fig.6 Oscillation patterns of water hammer under different injection conditions

在主噴過程中，燃油系統(tǒng)內(nèi)的壓力波動主要由主噴射過程和預(yù)噴結(jié)束后的水錘振蕩2個分量組成。因此若將主噴射引起的壓力波動從疊加壓力波中解耦出來，就可以實現(xiàn)主噴噴油過程關(guān)鍵時間特征的識別。

由于柴油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)內(nèi)的壓力波屬于微波，各列壓力波在管路內(nèi)均以聲速傳播，可以忽略不同微波同向追趕相遇的情況。而對于相向傳遞的壓力波，當(dāng)各列壓力波相遇后，仍各自繼續(xù)以單波的形式向前行進(jìn)而不影響各自壓力波的性質(zhì)。合成波僅反應(yīng)瞬間有狀態(tài)合成，因此測量點處測得的壓力變化是主噴射過程壓力波動及預(yù)噴水錘壓力波振蕩共同作用的結(jié)果。

圖7(a)為單次噴射過程的微分壓力波動(dPp)，圖7(b)為主噴+預(yù)噴噴射條件的微分壓力波動(dPp+M)。燃油系統(tǒng)內(nèi)壓力波以dPp形式傳播，因此根據(jù)壓力波疊加及解耦理論可以得出主噴引起的壓力波動(dPM)：

dPM=dPP-dPP+M

(8)

圖7 單次噴射與預(yù)噴+主噴壓力波動微分曲線Fig.7 Differential curve of single injection and multiple injection pressure fluctuation

根據(jù)式(1)對圖7中的2條壓力微分曲線解耦，得出主噴過程中燃油的微分壓力曲線。圖8為主噴壓力波動解耦效果圖。從圖8中可以發(fā)現(xiàn)，解耦算法可以很好地還原信號特征?？捎糜趯Χ啻螄娚溥^程中主噴過程的關(guān)鍵時間特征進(jìn)行識別。

圖8 主噴壓力波動解耦效果Fig.8 Decoupling effect of main injection pressure fluctuation

本文對于噴油過程關(guān)鍵時間特征的識別方法及流程如圖9所示。

圖9 噴油過程關(guān)鍵時間特征識別流程Fig.9 Flow chart of identification of key time characteristics during fuel injection process

4 識別結(jié)果修正

本文利用時頻分析方法對不同噴油壓力、不同噴油脈寬情況下單次噴射過程的關(guān)鍵時間特征信息進(jìn)行識別，即針閥開啟時刻、針閥達(dá)到最大高度對應(yīng)時刻、針閥關(guān)閉時刻，如圖10所示。結(jié)果顯示，利用時頻分析方法進(jìn)行識別時存在一定的時間延遲，且不同工況下的時間延遲均為0.16 ms左右。同時，利用解耦算法對多次噴射過程關(guān)鍵時間特征進(jìn)行識別時也存在約0.16 ms左右的誤差。因此造成識別過程中的時間延遲均由同一因素造成，即壓力波。

為了實現(xiàn)更加精準(zhǔn)的識別，對最終的識別結(jié)果進(jìn)行修正。噴油過程關(guān)鍵時間特征識別所存在的時間延遲是由于壓力波傳遞到壓力傳感器存在一定的時間間隔，該延遲主要由壓力傳感器的安裝位置及壓力波傳播速度共同影響：

(9)

式中：td為延遲時間;Linj為噴嘴到傳感器距離;a為燃油聲速。

本文所測試的實驗系統(tǒng)中，壓力傳感器距噴嘴約20 cm。利用式(9)所計算出的時間延遲為0.16 ms，與識別過程中的時間延遲相符。因此經(jīng)過修正可以有效地消除時間延遲問題，實現(xiàn)更加精準(zhǔn)的在線識別。

圖10 不同工況下噴油過程關(guān)鍵時間特征發(fā)生時間對比Fig.10 Comparison diagram of occurrence time of key time characteristics in oil injection process under different working conditions

5 結(jié)論

1)提出了一種時頻分析的方法用于處理噴油器入口壓力信號，實現(xiàn)了對單次噴射過程中針閥開啟時刻、針閥最大開度所對應(yīng)的時刻及針閥關(guān)閉時刻等關(guān)鍵時間特征的精準(zhǔn)識別。該方法具有識別速度快、識別精度高等優(yōu)點。但由于多次噴射過程中存在壓力波疊加等問題，本方法無法對多次噴射過程進(jìn)行在線識別。

2)為實現(xiàn)多次噴射過程的在線識別，本文提出了另一種預(yù)噴水錘振蕩模擬算法，并驗證了該算法的準(zhǔn)確性。結(jié)果表明，利用解耦后的壓力微分信號可以實現(xiàn)對多次噴射中主噴過程關(guān)鍵時間特征的精準(zhǔn)識別。

3)本文利用燃油聲速對壓力波傳遞過程進(jìn)行了修正，解決由于壓力傳感器安裝位置所導(dǎo)致的時間延遲問題，提高了算法的準(zhǔn)確性與魯棒性。