基于實(shí)時(shí)性優(yōu)化的內(nèi)燃機(jī)燃燒分析系統(tǒng)研究

王兆文 郭 凱 武文杰 覃國(guó)宇 楊 燦 成曉北

(華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 武漢 430074)

0 引言

HCCI (均質(zhì)壓燃) 燃燒模式和RCCI(反應(yīng)控制壓燃) 燃燒模式是目前可以實(shí)現(xiàn)高效、低污染的內(nèi)燃機(jī)燃燒技術(shù)，具有較高的熱效率和較低的排放水平[1-2]。在HCCI和RCCI的研究過程中發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)的壓縮溫度、油氣混合氣的混合程度以及不同燃料的組分配比都對(duì)HCCI和RCCI的燃燒過程影響較大[3-4]，即使較細(xì)微的缸內(nèi)環(huán)境變化都會(huì)對(duì)燃燒過程造成比較敏感的影響，從而使得發(fā)動(dòng)機(jī)的循環(huán)波動(dòng)率較大。為了準(zhǔn)確研究這些循環(huán)波動(dòng)率，需進(jìn)行缸內(nèi)燃燒的實(shí)時(shí)分析。

在內(nèi)燃機(jī)常規(guī)性能臺(tái)架實(shí)驗(yàn)中，內(nèi)燃機(jī)燃燒情況無法直接測(cè)量。缸內(nèi)燃燒品質(zhì)對(duì)內(nèi)燃機(jī)的各項(xiàng)性能都有很大影響，通過分析缸內(nèi)爆發(fā)壓力，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒情況進(jìn)行分析和判斷，可以為發(fā)動(dòng)機(jī)性能的優(yōu)化提供方向。燃燒分析系統(tǒng)可以定量地呈現(xiàn)缸內(nèi)不可觀測(cè)的實(shí)際燃燒狀況，包括放熱率、最大壓力升高率、循環(huán)變動(dòng)率等[5]。目前，在常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒分析中，普遍采用50～100個(gè)循環(huán)的平均值進(jìn)行燃燒分析[6-7]。采用多個(gè)循環(huán)平均的方法，可以消除因?yàn)V波不足帶來的測(cè)量噪聲，但將多個(gè)循環(huán)數(shù)據(jù)進(jìn)行平均處理，尤其是對(duì)50個(gè)、甚至100個(gè)循環(huán)的數(shù)據(jù)進(jìn)行平均處理，掩蓋了發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定的本質(zhì)，在發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定性研究中很難被采用。大多數(shù)采用平均處理方法的燃燒分析儀，往往其濾波效果不佳，直接采用這種燃燒分析儀進(jìn)行單循環(huán)的燃燒分析，則明顯波動(dòng)太大。

基于上述問題，為了對(duì)RCCI和HCCI循環(huán)波動(dòng)率進(jìn)行研究，本文基于LabVIEW軟件平臺(tái)，搭建實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)，以缸壓曲線為基礎(chǔ)計(jì)算出內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)燃燒的放熱規(guī)律[8]，研究不同的噴油策略等對(duì)內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)燃燒性質(zhì)的影響。

1 總體架構(gòu)

根據(jù)內(nèi)燃機(jī)燃燒分析的原理和基本準(zhǔn)則[9-10]，設(shè)計(jì)的實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)的總體框架如圖1所示。

圖1 實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)的總體框架Fig.1 Overall framework of combustion analysis system

實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)的主要功能有：

(1)基于角標(biāo)相位的缸壓采集。為了提高燃燒分析的精度，本文角標(biāo)相位采集頻率為0.1°CA。

(2)壓縮上止點(diǎn)自適應(yīng)標(biāo)定。壓縮上止點(diǎn)的位置準(zhǔn)確性，將會(huì)直接影響示功圖的準(zhǔn)確性，對(duì)放熱率的計(jì)算尤為重要。因此，燃燒分析計(jì)算之前，需要先準(zhǔn)確標(biāo)定壓縮上止點(diǎn)的相位。本系統(tǒng)在每次RCCI和HCCI實(shí)驗(yàn)研究之前，先進(jìn)行不同轉(zhuǎn)速的倒拖實(shí)驗(yàn)，采用壓縮線法自適應(yīng)地修正壓縮上止點(diǎn)的偏移量。

(3)缸壓在線自適應(yīng)濾波。本系統(tǒng)基于頻譜分析，消除掉通道效應(yīng)和缸內(nèi)壓力波的振蕩噪聲。

(4)缸壓燃燒分析。主要包括燃燒放熱率、燃燒溫度、壓力升高率、CA50等參數(shù)的計(jì)算，并得到發(fā)動(dòng)機(jī)的循環(huán)變動(dòng)曲線。

(5)采集和分析數(shù)據(jù)的實(shí)時(shí)儲(chǔ)存。基于TDMS的高速儲(chǔ)存特性，快速記錄缸壓和計(jì)算結(jié)果。

2 實(shí)時(shí)性要求及軟件實(shí)現(xiàn)

本文燃燒分析系統(tǒng)設(shè)計(jì)的主要目標(biāo)是為了方便HCCI和RCCI燃燒研究，包含其循環(huán)波動(dòng)率研究。因此，要求燃燒分析系統(tǒng)具有較高的實(shí)時(shí)性。在下一循環(huán)數(shù)據(jù)采集完成前，完成放熱率等的分析計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果與原始缸壓同時(shí)顯示；即要求在一個(gè)循環(huán)內(nèi)，完成燃燒情況的計(jì)算分析。

目前市場(chǎng)上的燃燒分析系統(tǒng)，如AVL和DEWETRON的燃燒分析系統(tǒng)，進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒分析時(shí)，大多采用50～100個(gè)循環(huán)缸壓的平均值來進(jìn)行燃燒計(jì)算，雖然有利于濾除每個(gè)循環(huán)缸壓的波動(dòng)，能反映所研究發(fā)動(dòng)機(jī)的平均燃燒情況。但對(duì)于研究燃燒波動(dòng)性而言，平均方法的實(shí)時(shí)性較差。為了提高燃燒系統(tǒng)的實(shí)時(shí)性，同時(shí)兼顧測(cè)量系統(tǒng)的噪聲消除，本系統(tǒng)采用自適應(yīng)濾波子程序，先將采集的一個(gè)循環(huán)內(nèi)缸壓進(jìn)行自適應(yīng)濾波，去除噪聲后，直接進(jìn)行燃燒分析計(jì)算。避免因進(jìn)行多循環(huán)缸壓的平均計(jì)算而導(dǎo)致等待時(shí)間較長(zhǎng)的問題，提高了整個(gè)燃燒系統(tǒng)的實(shí)時(shí)性。

影響燃燒系統(tǒng)實(shí)時(shí)性的另外兩個(gè)因素分別為：①燃燒計(jì)算和計(jì)算結(jié)果儲(chǔ)存在同一個(gè)循環(huán)內(nèi)完成，導(dǎo)致整個(gè)計(jì)算循環(huán)占時(shí)較長(zhǎng)。為解決這個(gè)問題，本文采用生產(chǎn)者/消費(fèi)者模式，使數(shù)據(jù)存儲(chǔ)工作與燃燒計(jì)算工作并行運(yùn)行，從而能縮短整個(gè)燃燒系統(tǒng)的計(jì)算時(shí)長(zhǎng)。②燃燒階段的計(jì)算較復(fù)雜，計(jì)算時(shí)間較長(zhǎng)。為解決這個(gè)問題，針對(duì)不同工作階段分別采用不同精度層次的計(jì)算策略，適當(dāng)簡(jiǎn)化計(jì)算公式以及公式節(jié)點(diǎn)運(yùn)算模塊以提高計(jì)算效率。

2.1 缸內(nèi)壓力的實(shí)時(shí)采集及自適應(yīng)濾波

采用kistler-6125C型缸壓傳感器、安世通S4001型角標(biāo)傳感器，通過LabVIEW與NI 6351采集卡通信，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的缸壓采集。由于結(jié)構(gòu)限制，角標(biāo)傳感器安裝在內(nèi)燃機(jī)曲軸上。角標(biāo)傳感器將旋轉(zhuǎn)器件的轉(zhuǎn)速和相位信息轉(zhuǎn)換為數(shù)字化的角度信號(hào)。具體為輸出3組方波脈沖信號(hào)A、B、Z。信號(hào)A每循環(huán)輸出7 200個(gè)方波，作為外部時(shí)鐘信號(hào)源，即每0.1°CA曲軸轉(zhuǎn)角采集一次缸壓。信號(hào)B和信號(hào)A功能相同，故而采集系統(tǒng)中只需選用信號(hào)A和信號(hào)B中的一個(gè)。信號(hào)Z每循環(huán)輸出2個(gè)方波，作為采集系統(tǒng)的觸發(fā)信號(hào)源，信號(hào)Z的位置與發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮上止點(diǎn)位置始終保持固定的相位關(guān)系，故而上止點(diǎn)信號(hào)可通過信號(hào)Z來表示；實(shí)驗(yàn)時(shí)，當(dāng)缸壓采集系統(tǒng)檢測(cè)到信號(hào)Z的上升沿方波信號(hào)，采集系統(tǒng)啟動(dòng)。信號(hào)A作為外部采集時(shí)鐘，即每個(gè)循環(huán)采集7 200個(gè)缸壓。

在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中，放熱率計(jì)算對(duì)缸壓測(cè)量過程中的干擾特別敏感，缸壓測(cè)量存在誤差會(huì)將放熱率誤差放大幾十倍，因此，燃燒計(jì)算中，需要去除缸壓曲線中的雜波干擾，從而提高燃燒分析的準(zhǔn)確性。缸壓測(cè)量過程中的干擾主要有兩種：由于安裝條件的限制，或者基于保護(hù)缸壓傳感器的需求，會(huì)在缸壓傳感器與燃燒室之間留有一段連接通道，導(dǎo)致通道效應(yīng)[11]。實(shí)際缸壓測(cè)量時(shí)，燃燒壓力波在缸內(nèi)的反復(fù)振蕩會(huì)導(dǎo)致測(cè)量壓力具有一定的波動(dòng)性。

本文服務(wù)對(duì)象是一臺(tái)單缸R(shí)CCI實(shí)驗(yàn)機(jī)，其主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

表1 單缸R(shí)CCI實(shí)驗(yàn)機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab.1 Parameters of single cylinder RCCI engine

為了減少缸壓中的信號(hào)干擾，缸壓采集完成后，對(duì)實(shí)測(cè)缸壓進(jìn)行傅里葉變換，得到頻譜分析圖，并分析其共振峰[12]的頻率分布范圍。圖2為測(cè)量的轉(zhuǎn)速1 400 r/min，50%負(fù)荷工況下原始缸壓的頻譜圖。

圖2 頻譜局部劃分圖Fig.2 Spectrum analysis map

由圖2可知，干擾頻率范圍為5 000～11 700 Hz。通道效應(yīng)共振頻率[13]計(jì)算公式為

(1)

式中a——該環(huán)境下的氣體聲速

S——該通道的截面面積

L——通道長(zhǎng)度

V——整體空腔的容積體積

結(jié)合頻譜分析圖計(jì)算得到，本文測(cè)量系統(tǒng)的共振頻率為7 000 Hz，由此可知，本實(shí)驗(yàn)中單缸機(jī)的主要干擾來源為通道效應(yīng)，并且干擾信號(hào)的頻率屬于中頻段。

本文選用基于Butterworth濾波器[14]設(shè)計(jì)的零相位濾波、小波[15]濾波和頻譜濾波3種濾波方式進(jìn)行缸壓的濾波。

使用基于Butterworth濾波器設(shè)計(jì)的零相位濾波對(duì)原始缸壓信號(hào)進(jìn)行處理，將5 000 Hz設(shè)為截止頻率，得到的結(jié)果如圖3和圖4所示。由圖3可以看出，相位與原數(shù)據(jù)保持一致,但處理后的缸壓曲線中仍然存在波動(dòng)，這是由Butterworth濾波器的頻率響應(yīng)特性決定的，它不能將截止頻率之后的頻率對(duì)應(yīng)的能量完全去除。圖4表明，缸壓的輕微波動(dòng)對(duì)放熱率的計(jì)算存在很大影響，使得進(jìn)一步分析變得困難。

圖3 Butterworth濾波器前后缸壓曲線Fig.3 Cylinder pressure curves after Butterworth filter

圖4 Butterworth濾波器后放熱率曲線Fig.4 Heat release rate curve after Butterworth filter

本文通過調(diào)用Matlab的小波去噪函數(shù)的方法進(jìn)行缸壓的濾波設(shè)計(jì)，包括小波變換軟閾值濾波與小波變換硬閾值濾波[16]。缸壓曲線經(jīng)小波軟閾值去噪濾波后，放熱率曲線波動(dòng)仍然較大，且發(fā)生了一定的變形，不利于進(jìn)行燃燒計(jì)算和分析，其缸壓曲線如圖5所示，放熱率曲線如圖6所示。

圖5 小波變換軟閾值濾波器前后缸壓曲線Fig.5 Cylinder pressure curves after wavelet soft-threshold filter

圖6 小波變換軟閾值濾波器放熱率曲線Fig.6 Heat release rate curve after wavelet soft-threshold filter

而經(jīng)小波硬閾值去噪濾波后，缸壓曲線如圖7所示，放熱率曲線如圖8所示。可以發(fā)現(xiàn)，該結(jié)果與小波軟閾值濾波的結(jié)果類似，缸壓曲線情況較好，但放熱率曲線仍有較大波動(dòng)和變形。這是因?yàn)樾〔ㄗ儞Q濾波在高頻自適應(yīng)濾波方面表現(xiàn)出色，但本文缸壓的干擾頻段基本處于中頻段，導(dǎo)致基于小波變換的濾波方式不夠理想。

圖7 小波變換硬閾值濾波器前后缸壓曲線Fig.7 Cylinder pressure curves after wavelet hard-threshold filter

圖8 小波變換硬閾值濾波后放熱率曲線Fig.8 Heat release rate curve after wavelet hard-threshold filter

最后，本文采用頻譜分析下的廣義頻率抽樣濾波方法[12]進(jìn)行了缸壓的干擾信號(hào)去除。由于通道效應(yīng)的頻率范圍屬于中頻段，因此在頻譜分析中截取部分?jǐn)?shù)據(jù)，并在這段數(shù)組中查找最大值所在的位置，以最大值為分界線，在前半段查找最小值，其對(duì)應(yīng)的索引為起始點(diǎn)；在后半段查找最小值，其對(duì)應(yīng)的索引為終止點(diǎn)。采用線性插值的方法利用一條線段替換該共振峰，得到濾波后的頻譜圖，如圖9所示。在實(shí)際在線運(yùn)算過程中，根據(jù)共振峰所處的實(shí)際頻率范圍，定位其在頻譜中所處的位置，具體程序框圖如圖10所示。

圖9 缸壓曲線頻譜插值Fig.9 Spectrum map after interpolation

圖10 頻譜共振峰位置查找程序框圖Fig.10 Program diagram for finding formant

頻譜濾波程序框圖如圖11所示，將得到的缸壓曲線頻譜作為實(shí)部，與進(jìn)行快速傅里葉變換(FFT)得到的虛部結(jié)合，轉(zhuǎn)換成復(fù)數(shù)，然后進(jìn)行快速傅里葉逆變換(IFFT)，得到濾波后的缸壓曲線如圖12所示，放熱率曲線如圖13所示。結(jié)合共振峰的自適應(yīng)查找算法與FFT、IFFT頻譜插值算法實(shí)現(xiàn)缸壓曲線的自適應(yīng)濾波，既無Butterworth[14]這類濾波器截止頻率后濾不徹底的問題，又能很好地完成濾波的預(yù)期效果。

圖11 基于FFT與IFFT濾波程序Fig.11 Diagram of filter program based on FFT and IFFT

圖12 頻譜插值濾波前后的缸壓曲線Fig.12 Pressure curves of cylinder after spectrum-interpolation filter

圖13 頻譜插值濾波器后放熱率曲線Fig.13 Heat release rate curve after spectrum-interpolation filter

為了分析不同濾波方式的效果，本文解析了Butterworth零相位濾波、2種小波變換濾波和頻譜濾波對(duì)燃燒初始階段壓力升高率、燃燒始點(diǎn)偏移量和放熱率波動(dòng)指數(shù)的影響，其中，燃燒初始階段壓力升高率表示缸內(nèi)從未燃燒到燃燒這個(gè)突變過程的放熱斜率，濾波前后應(yīng)當(dāng)接近；燃燒始點(diǎn)偏移量表示濾波前后的燃燒始點(diǎn)偏移情況，濾波前后的差距越小越好；放熱率波動(dòng)指數(shù)表示濾波后的放熱率波動(dòng)情況，濾波目的是減少放熱率的高頻波動(dòng)。3個(gè)特征量的對(duì)比如表2所示。

表2 濾波數(shù)據(jù)的衡量參數(shù)分析Tab.2 Analysis of filtered data by different filter modes

由表2可知，小波變換濾波對(duì)初始階段壓力升高率的保留效果較好，但小波變換軟閾值濾波會(huì)對(duì)燃燒始點(diǎn)的位置產(chǎn)生較大的影響，小波變換硬閾值濾波放熱率曲線的高頻波動(dòng)較大，且兩種方法都會(huì)使放熱率曲線產(chǎn)生不恰當(dāng)?shù)淖冃危籅utterworth零相位濾波的放熱率波動(dòng)最大，并且對(duì)燃燒初始階段壓力升高率的保留效果不好；而頻譜插值濾波的燃燒始點(diǎn)偏移量和放熱率的波動(dòng)指數(shù)都最小，便于進(jìn)行分析計(jì)算，且燃燒初始階段壓力升高率的下降不明顯。綜合來看，頻譜插值濾波方法對(duì)數(shù)據(jù)的處理能力最優(yōu)，得到的放熱率曲線較為平滑(圖13)，同時(shí)具有較好的可靠性和準(zhǔn)確性。

為了驗(yàn)證缸壓曲線實(shí)時(shí)處理的可行性和可靠性，分別對(duì)單循環(huán)缸壓和多循環(huán)平均缸壓進(jìn)行頻譜插值濾波，濾波結(jié)果如圖14和圖15所示。

圖14 單循環(huán)缸壓和多循環(huán)平均缸壓濾波結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison between single cyclic cylinder pressure and multi-cyclic average cylinder pressure

圖15 單循環(huán)缸壓和多循環(huán)平均缸壓濾波后燃燒放熱率對(duì)比Fig.15 Comparison between single cyclic heat release rate and multi-cyclic average heat release rate

由圖14、15可知，雖然多循環(huán)平均后的缸壓曲線的波動(dòng)更小，但不同循環(huán)缸壓濾波后的缸壓圖形基本重合，放熱率曲線的形狀也基本一致。在實(shí)時(shí)分析下，經(jīng)過頻譜插值濾波后的單循環(huán)缸壓可以較為精確地反映內(nèi)燃機(jī)運(yùn)行的實(shí)際過程，具有較好的精確度和可行性。

2.2 燃燒分析計(jì)算的基礎(chǔ)理論

實(shí)時(shí)將采集到的缸壓進(jìn)行燃燒分析，關(guān)鍵在于放熱率的計(jì)算。基于頻譜圖的缸壓自適應(yīng)濾波方式是為提高缸壓曲線測(cè)量的精度，得到更準(zhǔn)確的燃燒參數(shù)。

發(fā)動(dòng)機(jī)的工作循環(huán)遵循熱力學(xué)第一定律，其能量守恒方程式為[17]

QB=ΔU+W+QW

(2)

式中QB——燃燒放熱量

ΔU——內(nèi)能變化量

W——做功量QW——散熱量

以相位角Δφ為采集步長(zhǎng)采集缸壓得到缸壓曲線，采集步長(zhǎng)的燃料燃燒放熱量dQB等于采集步長(zhǎng)的內(nèi)能變化量dU、做功量dW和散熱量dQW之和，相應(yīng)量除以Δφ即可獲得放熱率為

(3)

即

dQB=dU+dW+dQW

(4)

同理第i個(gè)單位步長(zhǎng)內(nèi)可以表示為

dQBi=dUi+dWi+dQWi

(5)

為求出燃燒放熱率dQBi，需分別對(duì)dUi、dWi、dQWi進(jìn)行計(jì)算，具體計(jì)算流程圖如圖16所示。

圖16 放熱率計(jì)算流程圖Fig.16 Flow chart of heat release rate calculation

2.3 基于實(shí)時(shí)優(yōu)化的燃燒分析程序結(jié)構(gòu)

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速越高，對(duì)應(yīng)每個(gè)循環(huán)所用的物理時(shí)間就越少，故而留給實(shí)時(shí)系統(tǒng)的計(jì)算分析和數(shù)據(jù)儲(chǔ)存的時(shí)間越少。

為了提高實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)的實(shí)時(shí)性，實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)采用不同精度層次的計(jì)算方法。針對(duì)進(jìn)排氣階段，壓力波動(dòng)較小，做功和溫度變化量都較小，計(jì)算曲軸節(jié)點(diǎn)為1°CA曲軸轉(zhuǎn)角；針對(duì)壓縮和膨脹階段，需要精確計(jì)算溫度變化量和能量變化量，以提高傳熱等的計(jì)算精度，計(jì)算節(jié)點(diǎn)為0.5°CA曲軸轉(zhuǎn)角；針對(duì)燃燒階段，反映燃燒特性及循環(huán)變動(dòng)情況，需要重點(diǎn)計(jì)算，計(jì)算節(jié)點(diǎn)為0.1°CA曲軸轉(zhuǎn)角。

同時(shí)，為了提高實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)的實(shí)時(shí)性，本系統(tǒng)的多循環(huán)架構(gòu)采用生產(chǎn)者/消費(fèi)者設(shè)計(jì)模式[17]，保證數(shù)據(jù)分析的同步性。如圖17所示，生產(chǎn)者-消費(fèi)者循環(huán)對(duì)數(shù)據(jù)的共享能力較好，可以將生產(chǎn)者循環(huán)中采集到的數(shù)據(jù)與分析結(jié)果以隊(duì)列的形式及時(shí)送給消費(fèi)者循環(huán)。因?yàn)橄M(fèi)者循環(huán)又可以看成一個(gè)單獨(dú)工作的循環(huán)，其工作不影響生產(chǎn)者單元下一循環(huán)的數(shù)據(jù)采集和分析過程。很好地解決了上一循環(huán)數(shù)據(jù)由于存儲(chǔ)過程的耗時(shí)較長(zhǎng)，而導(dǎo)致的下一循環(huán)數(shù)據(jù)無法采集，以及緩存區(qū)數(shù)據(jù)溢出的現(xiàn)象。

圖17 生產(chǎn)者/消費(fèi)者設(shè)計(jì)模式Fig.17 Producer/Consumer mode

采用For語句作為主計(jì)算循環(huán)，將7 200個(gè)缸壓點(diǎn)導(dǎo)入主計(jì)算循環(huán)，計(jì)算相鄰點(diǎn)的差值。由于相鄰數(shù)據(jù)間隔為0.1°CA，計(jì)算的相鄰兩點(diǎn)斜率即為氣缸壓力數(shù)據(jù)的壓力升高率[19]。用數(shù)組最大值與最小值函數(shù)計(jì)算得到最大壓力升高率。同時(shí)將計(jì)算得到的爆壓pmax、最大壓力升高率導(dǎo)入波形圖表，在線實(shí)時(shí)顯示這兩種參數(shù)的多循環(huán)波動(dòng)情況。圖18為壓力升高率、爆壓計(jì)算程序框圖；圖19為實(shí)驗(yàn)過程中實(shí)時(shí)循環(huán)最大壓力升高率和最高爆發(fā)壓力的波動(dòng)情況。

圖18 壓力升高率、爆壓計(jì)算程序框圖Fig.18 Program diagram of pressure rise rate and maximum pressure calculation

圖19 實(shí)時(shí)循環(huán)的壓力升高率、爆壓計(jì)算波動(dòng)圖Fig.19 Real-time pressure rise rate and maximum pressure

放熱率和放熱量是衡量發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒狀態(tài)的關(guān)鍵指標(biāo)[20]，因此，放熱率和放熱量的計(jì)算是整個(gè)燃燒分析計(jì)算的重心，同時(shí)也是計(jì)算量最大，耗時(shí)最長(zhǎng)的計(jì)算內(nèi)容。為了提高該部分內(nèi)容的計(jì)算速度，采用適當(dāng)簡(jiǎn)化計(jì)算公式以及采用公式節(jié)點(diǎn)運(yùn)算模塊來提高燃燒系統(tǒng)的實(shí)時(shí)性。

由上文所述，累計(jì)放熱量是對(duì)各單位步長(zhǎng)內(nèi)的放熱量進(jìn)行迭代求和，而計(jì)算瞬時(shí)放熱率需要獲得每個(gè)步長(zhǎng)的dUi、dWi、dQWi，相應(yīng)的計(jì)算方法如下

dUi=Ui+1-Ui

(6)

其中

Ui=nCvT-naCvTa

式中n——當(dāng)前時(shí)刻物質(zhì)的量

Cv——定容比熱容

T——當(dāng)前時(shí)刻溫度

na——壓縮初始點(diǎn)時(shí)刻的物質(zhì)的量

Ta——壓縮初始點(diǎn)時(shí)刻的溫度

對(duì)于做功量，則有

(7)

式中pi——當(dāng)前時(shí)刻壓力

pi+1——下一時(shí)刻壓力

Vi——當(dāng)前時(shí)刻氣體體積

Vi+1——下一時(shí)刻氣體體積

散熱量為氣缸內(nèi)工質(zhì)與氣缸內(nèi)壁的換熱量，包括工質(zhì)與活塞、氣缸蓋及內(nèi)壁之間的換熱3部分

(8)

式中ω——角速度At——缸蓋面積

Ab——活塞頂面積

Aw——缸套壁的面積

Twt——缸蓋表面溫度

Twb——活塞頂表面溫度

Tww——缸套壁表面溫度

ag——瞬時(shí)平均換熱系數(shù)，采用Sitkei準(zhǔn)則公式得到

LabVIEW的公式節(jié)點(diǎn)運(yùn)算模塊具有C語言的部分功能，可以定義參數(shù)的數(shù)據(jù)類型，同時(shí)可以使用判斷語句等一些運(yùn)算。公式節(jié)點(diǎn)運(yùn)算模塊的運(yùn)行速度直接影響系統(tǒng)實(shí)時(shí)性的效果。相較于LabVIEW調(diào)用Matlab的MathScript節(jié)點(diǎn)來計(jì)算放熱率，公式節(jié)點(diǎn)運(yùn)行模塊時(shí)間占比更小，有利于實(shí)時(shí)性能的保證。結(jié)合上文的燃燒放熱規(guī)律計(jì)算理論基礎(chǔ)，在LabVIEW軟件系統(tǒng)中搭建放熱率計(jì)算模型。

首先是單位做功量dWi與單位換熱量dQWi。實(shí)時(shí)體積Vi是計(jì)算做功量的基礎(chǔ)，實(shí)時(shí)體積計(jì)算模塊如圖20所示。

圖20 實(shí)時(shí)體積計(jì)算模塊Fig.20 Module for real time cylinder volume calculation

LabVIEW公式節(jié)點(diǎn)可以靈活地編輯計(jì)算公式，在實(shí)際計(jì)算放熱率的過程中，為了簡(jiǎn)化運(yùn)算，提高實(shí)時(shí)性，往往只在壓縮和做功沖程的部分曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)進(jìn)行燃燒計(jì)算。系統(tǒng)選用計(jì)算范圍為-150～150°CA，其余部分對(duì)燃燒的放熱分析影響較小，對(duì)其忽略以減小計(jì)算量，有利于保證計(jì)算的實(shí)時(shí)性。燃燒計(jì)算中，首先進(jìn)行了做功量的計(jì)算，其具體程序如圖21所示。

圖21 dWi與dQWi的LabVIEW實(shí)現(xiàn)Fig.21 Calculation program for dWi and dQWi

內(nèi)能變化量dUi的計(jì)算程序如圖22所示，與前文中dWi與dQWi的計(jì)算程序框圖一樣，公式節(jié)點(diǎn)的應(yīng)用使得dUi的計(jì)算得以實(shí)現(xiàn)，采用迭代的計(jì)算模式，前一瞬時(shí)已燃燒的燃料百分比通過移步寄存器緩存后用于下一瞬時(shí)的計(jì)算。

圖22 dUi的LabVIEW實(shí)現(xiàn)Fig.22 Calculation program for dUi

前文得到dWi、dQWi與dUi相加既可以得到放熱率計(jì)算dQi，繼而得到整個(gè)循環(huán)的dQ。瞬時(shí)放熱率公式為

(9)

采用旋轉(zhuǎn)一周輸出3 600個(gè)方波的角標(biāo)傳感器，因此采集步長(zhǎng)為0.1°CA，即式中Δφ為0.1。

2.4 基于實(shí)時(shí)分析的數(shù)據(jù)存儲(chǔ)格式

系統(tǒng)采用TDMS的數(shù)據(jù)存儲(chǔ)格式，LabVIEW中TDMS文件相對(duì)于其他文件擁有高速、易存取的優(yōu)勢(shì)[21]，其寫入速度最高可達(dá)372 Mb/s。快速的寫入速度更利于實(shí)時(shí)系統(tǒng)的開發(fā)。在實(shí)際操作過程中，實(shí)驗(yàn)者可自主定義保存的文件位置、文件夾名稱、文件名。圖23為實(shí)時(shí)系統(tǒng)中消費(fèi)者循環(huán)的數(shù)據(jù)保存程序。

圖23 數(shù)據(jù)保存程序框圖Fig.23 Program diagram for data saving

3 實(shí)時(shí)性能分析

燃燒分析系統(tǒng)的實(shí)時(shí)性要求在下一循環(huán)數(shù)據(jù)采集完之前，主計(jì)算循環(huán)的數(shù)據(jù)分析與顯示必須運(yùn)算完成，同時(shí)將數(shù)據(jù)共享給消費(fèi)者循環(huán)進(jìn)行儲(chǔ)存。本節(jié)將分析各個(gè)程序模塊的時(shí)間占比，來說明本系統(tǒng)的實(shí)時(shí)性能。發(fā)動(dòng)機(jī)每循環(huán)用時(shí)計(jì)算式為

(10)

式中n1——轉(zhuǎn)速

以發(fā)動(dòng)機(jī)1 400 r/min的運(yùn)轉(zhuǎn)速度為例，那么一個(gè)工作循環(huán)的時(shí)間為85.7 ms。

圖24是燃燒分析開始前的各個(gè)數(shù)據(jù)處理程序模塊時(shí)間占比計(jì)算程序框圖。主要包含平均化處理、上止點(diǎn)標(biāo)定和自適應(yīng)濾波程序3個(gè)模塊的運(yùn)算時(shí)間。該框圖采用順序結(jié)構(gòu)，在平均化處理前讀取計(jì)算時(shí)鐘，在濾波程序完成后，將當(dāng)前時(shí)鐘與之前的計(jì)算機(jī)時(shí)鐘相減，即測(cè)得上述3個(gè)模塊每次運(yùn)算所用的時(shí)間，記為t1。

圖24 缸壓預(yù)處理模塊占時(shí)分析Fig.24 Time analysis for cylinder pressure data pre-process

同理，可以采用順序結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒放熱率模塊運(yùn)算時(shí)間進(jìn)行統(tǒng)計(jì)[21]，得到燃燒分析程序模塊運(yùn)算所用時(shí)間，記為t2。缸壓預(yù)處理和燃燒放熱率計(jì)算模塊的時(shí)間占比結(jié)果如表3所示。所有計(jì)算模塊的運(yùn)算時(shí)間總和小于63 ms，小于循環(huán)缸壓采樣時(shí)間85.7 ms，表明該燃燒分析系統(tǒng)在1 400 r/min的轉(zhuǎn)速下可以滿足實(shí)時(shí)性。

表3 1 400 r/min轉(zhuǎn)速下程序各模塊時(shí)間占比Tab.3 Time proportions of each program modules at speed of 1 400 r/min

取放熱率計(jì)算時(shí)間為60 ms，預(yù)處理時(shí)間為3 ms，總體計(jì)算時(shí)間63 ms，按照式(10)，反求該時(shí)間下的發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行速度，可得發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速n1為1 900 r/min。這表明本文的燃燒分析系統(tǒng)，單循環(huán)燃燒計(jì)算，最高適用發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 900 r/min。

當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速大于1 900 r/min時(shí)，整個(gè)燃燒分析模塊(含數(shù)據(jù)預(yù)處理模塊)的計(jì)算耗時(shí)比該工況下的缸壓采集耗時(shí)長(zhǎng)，使得一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)無法完成燃燒放熱率的計(jì)算，即無法保證燃燒分析系統(tǒng)的單循環(huán)實(shí)時(shí)性。此時(shí)，可以對(duì)相鄰m個(gè)循環(huán)內(nèi)的缸壓進(jìn)行平均化處理，即m個(gè)循環(huán)進(jìn)行一次放熱率計(jì)算，為主計(jì)算循環(huán)的數(shù)據(jù)處理提供了更多的時(shí)間。當(dāng)選擇m個(gè)循環(huán)進(jìn)行一次燃燒計(jì)算時(shí)，本文燃燒系統(tǒng)可滿足m×1 900 r/min轉(zhuǎn)速下的實(shí)時(shí)計(jì)算。在HCCI和RCCI發(fā)動(dòng)機(jī)研究中，一般m取1或2即可包含發(fā)動(dòng)機(jī)所有工況，從而能符合大多數(shù)HCCI和RCCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒分析的需求。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

采用DEWETRON公司的 DEWE-800型燃燒分析系統(tǒng)檢驗(yàn)本文開發(fā)的燃燒分析系統(tǒng)的精度。對(duì)比測(cè)量了某重型柴油機(jī)多組工況下的燃燒數(shù)據(jù)，其主要技術(shù)參數(shù)如表4所示。在對(duì)比測(cè)量中，DEWE-800型燃燒分析系統(tǒng)和本文開發(fā)的燃燒分析系統(tǒng)采用相同的kistler-6125C型缸壓傳感器和角標(biāo)傳感器。DEWE-800型燃燒分析系統(tǒng)接線如圖25所示。

表4 某重型柴油機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab.4 Technical specification of heavy diesel engine

圖25 DEWE-800型燃燒分析系統(tǒng)及接線Fig.25 DEWE-800 combustion analysis system

圖26 最大扭矩工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)測(cè)量的缸壓對(duì)比Fig.26 Comparison of cylinder pressure measured by two combustion analysis systems under maximum torque conditions

采集的缸壓等數(shù)據(jù)，采用DEWESoft軟件進(jìn)行燃燒分析處理。在缸壓采集和燃燒分析處理中， DEWE-800型系統(tǒng)采用100個(gè)循環(huán)的平均缸壓作為燃燒計(jì)算缸壓，而本系統(tǒng)采用單循環(huán)濾波后數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算。最大扭矩點(diǎn)和額定工況點(diǎn)下缸壓對(duì)比如圖26～29所示，放熱率對(duì)比如圖30、31所示。

圖27 最大扭矩工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)測(cè)量的缸壓差值Fig.27 Difference of cylinder pressure measured by two combustion analysis systems under maximum torque conditions

圖28 額定工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)測(cè)量的缸壓對(duì)比Fig.28 Comparison of cylinder pressure measured by two combustion analysis systems under rated conditions

圖29 額定工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)測(cè)量的缸壓差值Fig.29 Difference of cylinder pressure measured by two combustion analysis systems under rated conditions

圖30 最大扭矩工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)放熱率對(duì)比Fig.30 Comparison of heat release rate between two combustion analysis systems under maximum torque conditions

圖31 額定工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)放熱率對(duì)比Fig.31 Comparison of heat release rate between two combustion analysis systems under rated conditions

由圖26～29可知，發(fā)動(dòng)機(jī)最大扭矩工況和額定工況下，2種燃燒分析系統(tǒng)采集的缸壓形狀吻合很好，缸壓最大差值都小于0.5 MPa；由圖30、31可知，發(fā)動(dòng)機(jī)最大扭矩工況和額定工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)計(jì)算獲得的放熱率曲線吻合較好。

為了定量檢驗(yàn)所開發(fā)燃燒系統(tǒng)的準(zhǔn)確程度，對(duì)比了兩種燃燒分析系統(tǒng)計(jì)算的燃燒參數(shù)，如表5所示。

由表5可知，兩種燃燒分析系統(tǒng)在燃燒始點(diǎn)、燃燒持續(xù)期、最大缸壓、最大缸壓位置、最大放熱率和最大放熱率位置都吻合較好，誤差都在2.5%以內(nèi)，符合工程應(yīng)用要求。表明本文開發(fā)的燃燒分析系統(tǒng)具有較高的精度，可以在發(fā)動(dòng)機(jī)中實(shí)際使用。

表5 兩種燃燒系統(tǒng)計(jì)算燃燒參數(shù)對(duì)比Tab.5 Comparisons of combustion parameters for two combustion analysis systems

5 結(jié)論

(1)針對(duì)測(cè)量缸壓過程中的通道效應(yīng)等干擾，設(shè)計(jì)缸壓的自適應(yīng)濾波，對(duì)比傳統(tǒng)的濾波方法，該方法具有較好的自適應(yīng)性，且濾波效果有所改善，為基于單循環(huán)的實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)提供了基礎(chǔ)。

(2)合理分配內(nèi)存資源。將缸壓采集、燃燒計(jì)算與顯示、數(shù)據(jù)儲(chǔ)存模塊獨(dú)立運(yùn)算，彼此數(shù)據(jù)共享，既為每個(gè)模塊提供充足的時(shí)間，保證了實(shí)時(shí)性，又避免在轉(zhuǎn)速過高的情況下數(shù)據(jù)溢出。

(3)針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣、壓縮、燃燒、膨脹等不同階段采用了不同精度層次的計(jì)算方法，減少了進(jìn)排氣、壓縮和膨脹階段的計(jì)算耗時(shí)。

(4)在保證精度的前提下，采用公式節(jié)點(diǎn)運(yùn)算模塊對(duì)以能量守恒為基礎(chǔ)的計(jì)算公式進(jìn)行快速計(jì)算，以提高實(shí)時(shí)性。

(5)基于LabVIEW軟件平臺(tái)，搭建了缸壓在線采集與實(shí)時(shí)燃燒分析系統(tǒng)平臺(tái)，系統(tǒng)實(shí)時(shí)性能良好，與平均化處理相結(jié)合，可以適應(yīng)不同轉(zhuǎn)速下的發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)時(shí)燃燒分析。