王兆文 郭 凱 武文杰 覃國宇 楊 燦 成曉北

(華中科技大學能源與動力工程學院， 武漢 430074)

0 引言

HCCI (均質壓燃) 燃燒模式和RCCI(反應控制壓燃) 燃燒模式是目前可以實現(xiàn)高效、低污染的內燃機燃燒技術，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HCCI和RCCI的燃燒過程影響較大[3-4]，即使較細微的缸內環(huán)境變化都會對燃燒過程造成比較敏感的影響，從而使得發(fā)動機的循環(huán)波動率較大。為了準確研究這些循環(huán)波動率，需進行缸內燃燒的實時分析。

在內燃機常規(guī)性能臺架實驗中，內燃機燃燒情況無法直接測量。缸內燃燒品質對內燃機的各項性能都有很大影響，通過分析缸內爆發(fā)壓力，對發(fā)動機缸內燃燒情況進行分析和判斷，可以為發(fā)動機性能的優(yōu)化提供方向。燃燒分析系統(tǒng)可以定量地呈現(xiàn)缸內不可觀測的實際燃燒狀況，包括放熱率、最大壓力升高率、循環(huán)變動率等[5]。目前，在常規(guī)發(fā)動機燃燒分析中，普遍采用50～100個循環(huán)的平均值進行燃燒分析[6-7]。采用多個循環(huán)平均的方法，可以消除因濾波不足帶來的測量噪聲，但將多個循環(huán)數(shù)據(jù)進行平均處理，尤其是對50個、甚至100個循環(huán)的數(shù)據(jù)進行平均處理，掩蓋了發(fā)動機燃燒不穩(wěn)定的本質，在發(fā)動機燃燒不穩(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行單循環(huán)的燃燒分析，則明顯波動太大。

基于上述問題，為了對RCCI和HCCI循環(huán)波動率進行研究，本文基于LabVIEW軟件平臺，搭建實時燃燒分析系統(tǒng)，以缸壓曲線為基礎計算出內燃機缸內燃燒的放熱規(guī)律[8]，研究不同的噴油策略等對內燃機缸內燃燒性質的影響。

1 總體架構

根據(jù)內燃機燃燒分析的原理和基本準則[9-10]，設計的實時燃燒分析系統(tǒng)的總體框架如圖1所示。

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

實時燃燒分析系統(tǒng)的主要功能有：

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

(2)壓縮上止點自適應標定。壓縮上止點的位置準確性，將會直接影響示功圖的準確性，對放熱率的計算尤為重要。因此，燃燒分析計算之前，需要先準確標定壓縮上止點的相位。本系統(tǒng)在每次RCCI和HCCI實驗研究之前，先進行不同轉速的倒拖實驗，采用壓縮線法自適應地修正壓縮上止點的偏移量。

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

(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)的計算，并得到發(fā)動機的循環(huán)變動曲線。

(5)采集和分析數(shù)據(jù)的實時儲存?；赥DMS的高速儲存特性，快速記錄缸壓和計算結果。

2 實時性要求及軟件實現(xiàn)

本文燃燒分析系統(tǒng)設計的主要目標是為了方便HCCI和RCCI燃燒研究，包含其循環(huán)波動率研究。因此，要求燃燒分析系統(tǒng)具有較高的實時性。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算，并將計算結果與原始缸壓同時顯示；即要求在一個循環(huán)內，完成燃燒情況的計算分析。

目前市場上的燃燒分析系統(tǒng)，如AVL和DEWETRON的燃燒分析系統(tǒng)，進行發(fā)動機燃燒分析時，大多采用50～100個循環(huán)缸壓的平均值來進行燃燒計算，雖然有利于濾除每個循環(huán)缸壓的波動，能反映所研究發(fā)動機的平均燃燒情況。但對于研究燃燒波動性而言，平均方法的實時性較差。為了提高燃燒系統(tǒng)的實時性，同時兼顧測量系統(tǒng)的噪聲消除，本系統(tǒng)采用自適應濾波子程序，先將采集的一個循環(huán)內缸壓進行自適應濾波，去除噪聲后，直接進行燃燒分析計算。避免因進行多循環(huán)缸壓的平均計算而導致等待時間較長的問題，提高了整個燃燒系統(tǒng)的實時性。

影響燃燒系統(tǒng)實時性的另外兩個因素分別為：①燃燒計算和計算結果儲存在同一個循環(huán)內完成，導致整個計算循環(huán)占時較長。為解決這個問題，本文采用生產者/消費者模式，使數(shù)據(jù)存儲工作與燃燒計算工作并行運行，從而能縮短整個燃燒系統(tǒng)的計算時長。②燃燒階段的計算較復雜，計算時間較長。為解決這個問題，針對不同工作階段分別采用不同精度層次的計算策略，適當簡化計算公式以及公式節(jié)點運算模塊以提高計算效率。

2.1 缸內壓力的實時采集及自適應濾波

采用kistler-6125C型缸壓傳感器、安世通S4001型角標傳感器，通過LabVIEW與NI 6351采集卡通信，進行實驗發(fā)動機的缸壓采集。由于結構限制，角標傳感器安裝在內燃機曲軸上。角標傳感器將旋轉器件的轉速和相位信息轉換為數(shù)字化的角度信號。具體為輸出3組方波脈沖信號A、B、Z。信號A每循環(huán)輸出7 200個方波，作為外部時鐘信號源，即每0.1°CA曲軸轉角采集一次缸壓。信號B和信號A功能相同，故而采集系統(tǒng)中只需選用信號A和信號B中的一個。信號Z每循環(huán)輸出2個方波，作為采集系統(tǒng)的觸發(fā)信號源，信號Z的位置與發(fā)動機壓縮上止點位置始終保持固定的相位關系，故而上止點信號可通過信號Z來表示；實驗時，當缸壓采集系統(tǒng)檢測到信號Z的上升沿方波信號，采集系統(tǒng)啟動。信號A作為外部采集時鐘，即每個循環(huán)采集7 200個缸壓。

在實際發(fā)動機中，放熱率計算對缸壓測量過程中的干擾特別敏感，缸壓測量存在誤差會將放熱率誤差放大幾十倍，因此，燃燒計算中，需要去除缸壓曲線中的雜波干擾，從而提高燃燒分析的準確性。缸壓測量過程中的干擾主要有兩種：由于安裝條件的限制，或者基于保護缸壓傳感器的需求，會在缸壓傳感器與燃燒室之間留有一段連接通道，導致通道效應[11]。實際缸壓測量時，燃燒壓力波在缸內的反復振蕩會導致測量壓力具有一定的波動性。

本文服務對象是一臺單缸RCCI實驗機，其主要技術參數(shù)如表1所示。

表1 單缸RCCI實驗機技術參數(shù)Tab.1 Parameters of single cylinder RCCI engine

為了減少缸壓中的信號干擾，缸壓采集完成后，對實測缸壓進行傅里葉變換，得到頻譜分析圖，并分析其共振峰[12]的頻率分布范圍。圖2為測量的轉速1 400 r/min，50%負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。通道效應共振頻率[13]計算公式為

(1)

式中a——該環(huán)境下的氣體聲速

S——該通道的截面面積

L——通道長度

V——整體空腔的容積體積

結合頻譜分析圖計算得到，本文測量系統(tǒng)的共振頻率為7 000 Hz，由此可知，本實驗中單缸機的主要干擾來源為通道效應，并且干擾信號的頻率屬于中頻段。

本文選用基于Butterworth濾波器[14]設計的零相位濾波、小波[15]濾波和頻譜濾波3種濾波方式進行缸壓的濾波。

使用基于Butterworth濾波器設計的零相位濾波對原始缸壓信號進行處理，將5 000 Hz設為截止頻率，得到的結果如圖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，這是由Butterworth濾波器的頻率響應特性決定的，它不能將截止頻率之后的頻率對應的能量完全去除。圖4表明，缸壓的輕微波動對放熱率的計算存在很大影響，使得進一步分析變得困難。

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

本文通過調用Matlab的小波去噪函數(shù)的方法進行缸壓的濾波設計，包括小波變換軟閾值濾波與小波變換硬閾值濾波[16]。缸壓曲線經小波軟閾值去噪濾波后，放熱率曲線波動仍然較大，且發(fā)生了一定的變形，不利于進行燃燒計算和分析，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)，該結果與小波軟閾值濾波的結果類似，缸壓曲線情況較好，但放熱率曲線仍有較大波動和變形。這是因為小波變換濾波在高頻自適應濾波方面表現(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]進行了缸壓的干擾信號去除。由于通道效應的頻率范圍屬于中頻段，因此在頻譜分析中截取部分數(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，其對應的索引為起始點；在后半段查找最小值，其對應的索引為終止點。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。在實際在線運算過程中，根據(jù)共振峰所處的實際頻率范圍，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部，與進行快速傅里葉變換(FFT)得到的虛部結合，轉換成復數(shù)，然后進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。結合共振峰的自適應查找算法與FFT、IFFT頻譜插值算法實現(xiàn)缸壓曲線的自適應濾波，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燃燒初始階段壓力升高率、燃燒始點偏移量和放熱率波動指數(shù)的影響，其中，燃燒初始階段壓力升高率表示缸內從未燃燒到燃燒這個突變過程的放熱斜率，濾波前后應當接近；燃燒始點偏移量表示濾波前后的燃燒始點偏移情況，濾波前后的差距越小越好；放熱率波動指數(shù)表示濾波后的放熱率波動情況，濾波目的是減少放熱率的高頻波動。3個特征量的對比如表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對燃燒始點的位置產生較大的影響，小波變換硬閾值濾波放熱率曲線的高頻波動較大，且兩種方法都會使放熱率曲線產生不恰當?shù)淖冃?；Butterworth零相位濾波的放熱率波動最大，并且對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偏移量和放熱率的波動指數(shù)都最小，便于進行分析計算，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)，同時具有較好的可靠性和準確性。

為了驗證缸壓曲線實時處理的可行性和可靠性，分別對單循環(huán)缸壓和多循環(huán)平均缸壓進行頻譜插值濾波，濾波結果如圖14和圖15所示。

圖14 單循環(huán)缸壓和多循環(huán)平均缸壓濾波結果對比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。在實時分析下，經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燃機運行的實際過程，具有較好的精確度和可行性。

2.2 燃燒分析計算的基礎理論

實時將采集到的缸壓進行燃燒分析，關鍵在于放熱率的計算。基于頻譜圖的缸壓自適應濾波方式是為提高缸壓曲線測量的精度，得到更準確的燃燒參數(shù)。

發(fā)動機的工作循環(huán)遵循熱力學第一定律，其能量守恒方程式為[17]

QB=ΔU+W+QW

(2)

式中QB——燃燒放熱量

ΔU——內能變化量

W——做功量QW——散熱量

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

(3)

即

dQB=dU+dW+dQW

(4)

同理第i個單位步長內可以表示為

dQBi=dUi+dWi+dQWi

(5)

為求出燃燒放熱率dQBi，需分別對dUi、dWi、dQWi進行計算，具體計算流程圖如圖16所示。

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

2.3 基于實時優(yōu)化的燃燒分析程序結構

發(fā)動機轉速越高，對應每個循環(huán)所用的物理時間就越少，故而留給實時系統(tǒng)的計算分析和數(shù)據(jù)儲存的時間越少。

為了提高實時燃燒分析系統(tǒng)的實時性，實時燃燒分析系統(tǒng)采用不同精度層次的計算方法。針對進排氣階段，壓力波動較小，做功和溫度變化量都較小，計算曲軸節(jié)點為1°CA曲軸轉角；針對壓縮和膨脹階段，需要精確計算溫度變化量和能量變化量，以提高傳熱等的計算精度，計算節(jié)點為0.5°CA曲軸轉角；針對燃燒階段，反映燃燒特性及循環(huán)變動情況，需要重點計算，計算節(jié)點為0.1°CA曲軸轉角。

同時，為了提高實時燃燒分析系統(tǒng)的實時性，本系統(tǒng)的多循環(huán)架構采用生產者/消費者設計模式[17]，保證數(shù)據(jù)分析的同步性。如圖17所示，生產者-消費者循環(huán)對數(shù)據(jù)的共享能力較好，可以將生產者循環(huán)中采集到的數(shù)據(jù)與分析結果以隊列的形式及時送給消費者循環(huán)。因為消費者循環(huán)又可以看成一個單獨工作的循環(huán)，其工作不影響生產者單元下一循環(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)由于存儲過程的耗時較長，而導致的下一循環(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 生產者/消費者設計模式Fig.17 Producer/Consumer mode

采用For語句作為主計算循環(huán)，將7 200個缸壓點導入主計算循環(huán)，計算相鄰點的差值。由于相鄰數(shù)據(jù)間隔為0.1°CA，計算的相鄰兩點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)計算得到最大壓力升高率。同時將計算得到的爆壓pmax、最大壓力升高率導入波形圖表，在線實時顯示這兩種參數(shù)的多循環(huán)波動情況。圖18為壓力升高率、爆壓計算程序框圖；圖19為實驗過程中實時循環(huán)最大壓力升高率和最高爆發(fā)壓力的波動情況。

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

圖19 實時循環(huán)的壓力升高率、爆壓計算波動圖Fig.19 Real-time pressure rise rate and maximum pressure

放熱率和放熱量是衡量發(fā)動機燃燒狀態(tài)的關鍵指標[20]，因此，放熱率和放熱量的計算是整個燃燒分析計算的重心，同時也是計算量最大，耗時最長的計算內容。為了提高該部分內容的計算速度，采用適當簡化計算公式以及采用公式節(jié)點運算模塊來提高燃燒系統(tǒng)的實時性。

由上文所述，累計放熱量是對各單位步長內的放熱量進行迭代求和，而計算瞬時放熱率需要獲得每個步長的dUi、dWi、dQWi，相應的計算方法如下

dUi=Ui+1-Ui

(6)

其中

Ui=nCvT-naCvTa

式中n——當前時刻物質的量

Cv——定容比熱容

T——當前時刻溫度

na——壓縮初始點時刻的物質的量

Ta——壓縮初始點時刻的溫度

對于做功量，則有

(7)

式中pi——當前時刻壓力

pi+1——下一時刻壓力

Vi——當前時刻氣體體積

Vi+1——下一時刻氣體體積

散熱量為氣缸內工質與氣缸內壁的換熱量，包括工質與活塞、氣缸蓋及內壁之間的換熱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——瞬時平均換熱系數(shù)，采用Sitkei準則公式得到

LabVIEW的公式節(jié)點運算模塊具有C語言的部分功能，可以定義參數(shù)的數(shù)據(jù)類型，同時可以使用判斷語句等一些運算。公式節(jié)點運算模塊的運行速度直接影響系統(tǒng)實時性的效果。相較于LabVIEW調用Matlab的MathScript節(jié)點來計算放熱率，公式節(jié)點運行模塊時間占比更小，有利于實時性能的保證。結合上文的燃燒放熱規(guī)律計算理論基礎，在LabVIEW軟件系統(tǒng)中搭建放熱率計算模型。

首先是單位做功量dWi與單位換熱量dQWi。實時體積Vi是計算做功量的基礎，實時體積計算模塊如圖20所示。

圖20 實時體積計算模塊Fig.20 Module for real time cylinder volume calculation

LabVIEW公式節(jié)點可以靈活地編輯計算公式，在實際計算放熱率的過程中，為了簡化運算，提高實時性，往往只在壓縮和做功沖程的部分曲軸轉角范圍內進行燃燒計算。系統(tǒng)選用計算范圍為-150～150°CA，其余部分對燃燒的放熱分析影響較小，對其忽略以減小計算量，有利于保證計算的實時性。燃燒計算中，首先進行了做功量的計算，其具體程序如圖21所示。

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

內能變化量dUi的計算程序如圖22所示，與前文中dWi與dQWi的計算程序框圖一樣，公式節(jié)點的應用使得dUi的計算得以實現(xiàn)，采用迭代的計算模式，前一瞬時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的計算。

圖22 dUi的LabVIEW實現(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算dQi，繼而得到整個循環(huán)的dQ。瞬時放熱率公式為

(9)

采用旋轉一周輸出3 600個方波的角標傳感器，因此采集步長為0.1°CA，即式中Δφ為0.1。

2.4 基于實時分析的數(shù)據(jù)存儲格式

系統(tǒng)采用TDMS的數(shù)據(jù)存儲格式，LabVIEW中TDMS文件相對于其他文件擁有高速、易存取的優(yōu)勢[21]，其寫入速度最高可達372 Mb/s?？焖俚膶懭胨俣雀趯崟r系統(tǒng)的開發(fā)。在實際操作過程中，實驗者可自主定義保存的文件位置、文件夾名稱、文件名。圖23為實時系統(tǒng)中消費者循環(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 實時性能分析

燃燒分析系統(tǒng)的實時性要求在下一循環(huán)數(shù)據(jù)采集完之前，主計算循環(huán)的數(shù)據(jù)分析與顯示必須運算完成，同時將數(shù)據(jù)共享給消費者循環(huán)進行儲存。本節(jié)將分析各個程序模塊的時間占比，來說明本系統(tǒng)的實時性能。發(fā)動機每循環(huán)用時計算式為

(10)

式中n1——轉速

以發(fā)動機1 400 r/min的運轉速度為例，那么一個工作循環(huán)的時間為85.7 ms。

圖24是燃燒分析開始前的各個數(shù)據(jù)處理程序模塊時間占比計算程序框圖。主要包含平均化處理、上止點標定和自適應濾波程序3個模塊的運算時間。該框圖采用順序結構，在平均化處理前讀取計算時鐘，在濾波程序完成后，將當前時鐘與之前的計算機時鐘相減，即測得上述3個模塊每次運算所用的時間，記為t1。

圖24 缸壓預處理模塊占時分析Fig.24 Time analysis for cylinder pressure data pre-process

同理，可以采用順序結構對燃燒放熱率模塊運算時間進行統(tǒng)計[21]，得到燃燒分析程序模塊運算所用時間，記為t2。缸壓預處理和燃燒放熱率計算模塊的時間占比結果如表3所示。所有計算模塊的運算時間總和小于63 ms，小于循環(huán)缸壓采樣時間85.7 ms，表明該燃燒分析系統(tǒng)在1 400 r/min的轉速下可以滿足實時性。

表3 1 400 r/min轉速下程序各模塊時間占比Tab.3 Time proportions of each program modules at speed of 1 400 r/min

取放熱率計算時間為60 ms，預處理時間為3 ms，總體計算時間63 ms，按照式(10)，反求該時間下的發(fā)動機運行速度，可得發(fā)動機轉速n1為1 900 r/min。這表明本文的燃燒分析系統(tǒng)，單循環(huán)燃燒計算，最高適用發(fā)動機轉速為1 900 r/min。

當發(fā)動機轉速大于1 900 r/min時，整個燃燒分析模塊(含數(shù)據(jù)預處理模塊)的計算耗時比該工況下的缸壓采集耗時長，使得一個工作循環(huán)內無法完成燃燒放熱率的計算，即無法保證燃燒分析系統(tǒng)的單循環(huán)實時性。此時，可以對相鄰m個循環(huán)內的缸壓進行平均化處理，即m個循環(huán)進行一次放熱率計算，為主計算循環(huán)的數(shù)據(jù)處理提供了更多的時間。當選擇m個循環(huán)進行一次燃燒計算時，本文燃燒系統(tǒng)可滿足m×1 900 r/min轉速下的實時計算。在HCCI和RCCI發(fā)動機研究中，一般m取1或2即可包含發(fā)動機所有工況，從而能符合大多數(shù)HCCI和RCCI發(fā)動機燃燒分析的需求。

4 實驗驗證

采用DEWETRON公司的 DEWE-800型燃燒分析系統(tǒng)檢驗本文開發(fā)的燃燒分析系統(tǒng)的精度。對比測量了某重型柴油機多組工況下的燃燒數(shù)據(jù)，其主要技術參數(shù)如表4所示。在對比測量中，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 某重型柴油機技術參數(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)測量的缸壓對比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個循環(huán)的平均缸壓作為燃燒計算缸壓，而本系統(tǒng)采用單循環(huán)濾波后數(shù)據(jù)進行計算。最大扭矩點和額定工況點下缸壓對比如圖26～29所示，放熱率對比如圖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)測量的缸壓對比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)動機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)動機最大扭矩工況和額定工況下，兩種燃燒分析系統(tǒng)計算獲得的放熱率曲線吻合較好。

為了定量檢驗所開發(fā)燃燒系統(tǒng)的準確程度，對比了兩種燃燒分析系統(tǒng)計算的燃燒參數(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、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，符合工程應用要求。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)動機中實際使用。

表5 兩種燃燒系統(tǒng)計算燃燒參數(shù)對比Tab.5 Comparisons of combustion parameters for two combustion analysis systems

5 結論

(1)針對測量缸壓過程中的通道效應等干擾，設計缸壓的自適應濾波，對比傳統(tǒng)的濾波方法，該方法具有較好的自適應性，且濾波效果有所改善，為基于單循環(huán)的實時燃燒分析系統(tǒng)提供了基礎。

(2)合理分配內存資源。將缸壓采集、燃燒計算與顯示、數(shù)據(jù)儲存模塊獨立運算，彼此數(shù)據(jù)共享，既為每個模塊提供充足的時間，保證了實時性，又避免在轉速過高的情況下數(shù)據(jù)溢出。

(3)針對發(fā)動機進排氣、壓縮、燃燒、膨脹等不同階段采用了不同精度層次的計算方法，減少了進排氣、壓縮和膨脹階段的計算耗時。

(4)在保證精度的前提下，采用公式節(jié)點運算模塊對以能量守恒為基礎的計算公式進行快速計算，以提高實時性。

(5)基于LabVIEW軟件平臺，搭建了缸壓在線采集與實時燃燒分析系統(tǒng)平臺，系統(tǒng)實時性能良好，與平均化處理相結合，可以適應不同轉速下的發(fā)動機的實時燃燒分析。