基于倒拖缸壓曲線預測的壓燃發動機燃燒始點實時檢測算法

徐文俊，方成

(1.東風商用車技術中心，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)

均質充量壓縮燃燒(HCCI,Homogeneous Charge Compression Ignition)是一種滿足越來越嚴苛排放法規的機內凈化技術，但對于普通柴油，由于高沸點導致蒸發和混合時間長，即使在進氣沖程噴油，也很難形成均質混合氣[1]。Kalghatgi[2]引入部分預混燃燒(PPC,Partially Premixed Combustion)技術，通過燃料早噴和高廢氣再循環(EGR,Exhaust Gas Recirculation)率，既能保持較高熱效率，又能同時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現PPC燃燒的燃料[3]。

燃燒始點對燃燒放熱有直接影響，對燃燒噪聲和排放也有間接影響[4]。在燃燒實時控制和分析過程中，一般使用基于缸壓信號的方法得到燃燒始點： 1)實測缸壓相對于倒拖缸壓曲線的分離點[5-8]；2)缸壓二階導數的極大值點[9]；3)缸壓二階導數的過零點[10]；4)缸壓三階導數的極大值點[11]；5)燃燒放熱率的極小值點[12]；6)燃燒放熱率的過零點[13]；7)x%累計放熱點[14-15]。

一方面，缸壓信號在采樣過程中會引入噪聲，對缸壓求導操作將引入額外的噪聲[5]；另一方面，在實時計算燃燒放熱率的過程中，由于傳熱系數估計困難，一般都忽略熱損失的影響，這將導致燃燒始點的檢測誤差，這種誤差在低溫燃燒下是無法忽略的；最后，累計放熱點不僅滯后于燃燒始點，采樣噪聲對1%累計放熱點(MFB1，1% Mass Fraction Burned)和MFB5的影響也很明顯。所以，本研究把實測缸壓相對于倒拖缸壓曲線的分離點作為燃燒始點：通過算法預測倒拖缸壓曲線，并定義壓力閾值作為實測缸壓脫離倒拖缸壓曲線的判斷依據。

Chung[6]和Oh[7]在假設壓縮過程是絕熱過程的前提下，進行了倒拖缸壓曲線的預測，但恒定的等熵指數限制了預測的精度。楊福源[8]提出了一種基于等效等熵指數的方法來提高預測精度，每10°預測一次倒拖缸壓曲線，同時，使用缸內氣體平均溫度對等效等熵指數進行修正，倒拖缸壓的最大預測誤差小于0.15 MPa。

本研究提出了一種新的基于等效等熵指數的倒拖缸壓曲線預測方法，提高了預測精度，并利用獲得的倒拖缸壓曲線進行燃燒始點實時檢測。

1 試驗環境

研究在一臺1.9 L高壓共軌柴油機上進行。對發動機進行改造，增加了低壓EGR系統。表1列出部分發動機參數。

發動機各氣缸都安裝了一支壓阻式缸壓傳感器；基于NXP公司的MPC5745R多核單片機開發了發動機電控單元(ECU,Engine Control Unit)，能夠實時采集缸壓信號，集成了燃燒分析、燃燒控制和發動機控制等功能[16]。

表1 發動機參數

測試臺架配備Horiba HT250交流電力測功機和同圓CMF科里奧利瞬態油耗儀。對氣態污染物的測量，采用的是AVL DiGas4000氣體分析儀和Horiba MEXA-584L汽車排放分析儀，可以測量NOx濃度、THC濃度、CO濃度、O2濃度和過量空氣系數等參數。顆粒物的測量采用Cambustion DMS500顆粒物快速分析儀。

使用北京市市售92號汽油和0號柴油作為基礎燃料，通過兩種燃料的混合(70%體積分數的汽油和30%體積分數的柴油)得到研究用燃料。基礎燃料的特性如表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

在發動機壓縮沖程中，由于熱損失(缸壁傳熱、漏氣)的存在，缸內氣體不是理想的等熵過程，缸內壓力值可以按下式描述：

(1)

式中：p(i)為第i點的實測缸壓；V(i)為第i點的缸內氣體體積；Δp(i)為第i點由于熱力損失導致的壓力損失；k為等熵指數。

通過定義等效等熵指數ke，把i-1點到i點的缸內氣體狀態按照“等熵過程”描述：

(2)

按照下式計算等效等熵指數ke：

(3)

在實時計算過程中，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)，這將導致等效等熵指數出現奇異值。可以通過設置參考點的方法來避免奇異值的出現：

(4)

通過對比，參考點選在遠離壓縮上止點的位置，可以讓曲線更加平滑，且在整個計算過程中避免等效等熵指數出現奇異值。

在測得第j點缸壓后，按照式(4)得到該點等效等熵指數，然后預測后續u個點的等效等熵指數：

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個發動機循環；C(i,j,m)為第m個發動機循環時，在第j點預測第i點時的自適應系數；ke(j,m)為根據實測缸壓得到的第m個發動機循環中第j點的等效等熵指數。

在獲得了第i點的等效等熵指數預測值后，可以按照下式預測第i點的倒拖缸壓：

(6)

最后利用缸壓差法進行燃燒始點的檢測：

p(i)-pmot(i)≥pthreshold。

(7)

式中：pthreshold為缸壓閾值，需要根據發動機工況和試驗數據最終確定。在檢測到燃燒始點后，將停止等效等熵指數的預測，之后當前循環的等效等熵指數將保持上一循環的數值。

另外，在第m+1個發動機循環，進行等效等熵指數預測需要的自適應系數，如下計算得到：

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，取值在0～1之間。

3 試驗結果及討論

圖1示出轉速1 200 r/min無噴油工況的倒拖缸壓曲線預測結果。從圖1a中可以看出，倒拖缸壓曲線的預測值與實測值變化趨勢一致，在該工況下，倒拖缸壓曲線預測的絕對誤差在±20 kPa內；從圖1b中可以看出，預測的等效等熵指數曲線與實測的等效等熵指數曲線吻合，等效等熵指數預測的相對誤差小于0.25%。

圖1 1 200 r/min倒拖缸壓預測結果

圖2示出轉速1 600 r/min無噴油工況的倒拖缸壓曲線預測結果。從圖2a中可以看出，倒拖缸壓曲線的預測值與實測值變化趨勢一致，在該工況下，倒拖缸壓曲線預測的誤差絕對值小于20 kPa；從圖2b中可以看出，預測的等效等熵指數曲線與實測的等效等熵指數曲線吻合，等效等熵指數預測的相對誤差也小于0.25%。

綜合圖1和圖2的試驗結果可知，這種基于自適應系數的預測方法能夠有效地預測等效等熵指數和倒拖缸壓曲線，等效等熵指數預測的相對誤差和倒拖缸壓曲線預測的絕對誤差均較小。

基于等效等熵指數和倒拖缸壓曲線的預測，對比預測的倒拖缸壓曲線和實測缸壓曲線，利用式(7)進行燃燒始點檢測。圖1和圖2中，倒拖缸壓曲線預測的誤差絕對值小于20 kPa，再綜合其他轉速點無噴油工況的試驗結果，設定燃燒始點的缸壓閾值pthreshold為50 kPa。在ECU中集成倒拖缸壓曲線預測算法和燃燒始點檢測算法后，實時采集缸壓曲線，在整個燃燒持續期內，基于等效等熵指數進行倒拖缸壓曲線的預測，然后掃描預測結果，與缸壓閾值對比，進行燃燒始點的實時檢測。

圖2 1 600 r/min倒拖缸壓預測結果

在轉速1 800 r/min，主噴油量17 mg/循環，EGR率10%，軌壓60 MPa，增壓壓力140 kPa，主噴定時-4°ATDC的工況下，驗證燃燒始點檢測算法，圖3示出試驗結果。

圖3 -4°ATDC始點檢測結果

在該工況，由于主噴定時接近上止點，燃燒始點在上止點后。在圖3a中，在燃燒開始前，預測的倒拖缸壓曲線與實測缸壓曲線吻合；而在燃燒開始后，實測缸壓曲線開始脫離預測的倒拖缸壓曲線，圖中的脫離點位置在9.0°ATDC。在圖3b中，在設定50 kPa的缸壓閾值后，基于缸壓差法檢測到的燃燒始點位于9.8°ATDC。利用基于倒拖缸壓曲線預測的燃燒始點實時檢測算法，在該工況下檢測到的燃燒始點相位滯后0.8°。

在圖3工況，保持轉速、主噴油量、EGR率和軌壓等參數不變，修改主噴定時繼續驗證燃燒始點實時檢測算法。圖4示出主噴定時為-11°ATDC時的檢測結果；圖5示出主噴定時為-20°ATDC時的檢測結果。

從圖4和圖5中可以看出：

1) 在兩種主噴定時下，在燃燒開始前，預測的倒拖缸壓曲線與實測缸壓曲線都能吻合，實測的缸壓與預測的倒拖缸壓的差值小于50 kPa；在燃燒開始后，缸壓差急劇增加。

2) 當主噴定時為-11°ATDC時，燃燒開始后，實測缸壓曲線脫離預測的倒拖缸壓曲線，脫離點位置在-2.5°ATDC；而基于缸壓差法實時檢測到的燃燒始點，位置在-2.0°ATDC。基于倒拖缸壓曲線預測的燃燒始點檢測方法得到的燃燒始點，相位滯后為0.5°。

圖4 -11°ATDC始點檢測結果

圖5 -20°ATDC始點檢測結果

3) 當主噴定時為-20°ATDC時，燃燒開始后，實測缸壓曲線脫離預測的倒拖缸壓曲線，脫離點位置在-7.5°ATDC；而基于缸壓差法實時檢測得到的燃燒始點，位置在-7.0°ATDC。基于倒拖缸壓曲線預測的燃燒始點檢測方法得到的燃燒始點，相位滯后為0.5°。

綜合圖3、圖4和圖5的試驗結果可知，可以利用預測的倒拖缸壓曲線進行燃燒始點的實時檢測；另外，當主噴定時提早時，預混合比例越高，燃燒開始后缸壓上升越劇烈，使用缸壓差法檢測到的燃燒始點，相位滯后越小。

4 結論

a) 利用自適應系數的方法進行等效等熵指數預測和倒拖缸壓曲線預測，在1 200 r/min和1 600 r/min無噴油工況下，等效等熵指數預測的相對誤差小于0.25%，倒拖缸壓曲線預測的絕對誤差小于20 kPa；

b) 在轉速1 800 r/min，主噴油量17 mg/循環的工況下，主噴定時分別為-4°ATDC，-11°ATDC和-20°ATDC，設定缸壓閾值為50 kPa，基于倒拖缸壓曲線預測的燃燒始點實時檢測算法得到的燃燒始點，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°。