陳林林，魏民祥，楊海青

基于均值模型的煤油發(fā)動機(jī)噴油控制策略

陳林林1，魏民祥2，楊海青2

(1. 聊城大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院 山東 聊城 252059; 2. 南京航空航天大學(xué)能源與動力學(xué)院 南京 210016)

采取一種基于平均值模型的噴油控制策略，根據(jù)容積法公式實時計算進(jìn)氣空氣流量，建立進(jìn)氣流量估計器，同時采用油膜補(bǔ)償控制策略，實現(xiàn)對穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況的精確噴油控制。利用Matlab/Simulink工具，建立平均值模型和油膜補(bǔ)償控制模型，仿真并與試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比。仿真結(jié)果表明，該控制策略可以實現(xiàn)對穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況的精確空燃比控制，驗證了該控制策略的有效性和實用性。

航空; 控制策略; 煤油; 平均值模型; 油膜補(bǔ)償; 二沖程發(fā)動機(jī)

汽油具有閃點低、揮發(fā)性高、易著火等特點，因此在運(yùn)輸和使用中會造成很多不便[1]。汽油機(jī)改用煤油燃料的研究，在軍事上具有便于燃料供應(yīng)和管理、易于存儲與運(yùn)輸及安全等重要意義。無人機(jī)迫切需要采用重油(煤油、柴油)等具有低揮發(fā)性的單一燃料，便于油料在艦船上的管理，以提高安全性[2]?，F(xiàn)在采用二沖程汽油發(fā)動機(jī)的小型無人機(jī)已經(jīng)使用煤油作為替代燃料[3]。

由于進(jìn)氣道預(yù)混合二沖程發(fā)動機(jī)存在短路損失，因此進(jìn)氣道預(yù)混合二沖程發(fā)動機(jī)噴油控制為開環(huán)控制。二沖程發(fā)動機(jī)傳統(tǒng)的噴油控制是基于MAP圖的二維插值控制，由于發(fā)動機(jī)的工況甚多，使得標(biāo)定工作十分繁瑣。建立基于模型的噴油控制策略，可以根據(jù)發(fā)動機(jī)運(yùn)行工況參數(shù)實時計算進(jìn)入氣缸的空氣流量，再由目標(biāo)空燃比精確計算出噴油量，能夠減少電控噴油控制系統(tǒng)開發(fā)過程中標(biāo)定試驗的工作量[4]。

在安裝有進(jìn)氣管壓力傳感器、采用速度-密度法確定進(jìn)入氣缸空氣流量的發(fā)動機(jī)，在發(fā)動機(jī)瞬態(tài)工況時，由于進(jìn)氣道在瞬態(tài)工況的進(jìn)氣充排效應(yīng)，無法真實測量瞬態(tài)工況的進(jìn)氣道壓力，從而使進(jìn)入氣缸空氣流量存在誤差[5]。同時發(fā)動機(jī)在瞬態(tài)工況進(jìn)氣道壁上的油膜吸附效應(yīng)使得燃油變化產(chǎn)生滯后，引起實際進(jìn)入氣缸的燃油量與所需燃油量不一致，導(dǎo)致實際空燃比與目標(biāo)空燃比不相等，影響發(fā)動機(jī)的輸出性能。

發(fā)動機(jī)平均值模型結(jié)合了準(zhǔn)靜態(tài)模型和容積法模型，模型簡單、計算時間短、使用方便，且能滿足控制設(shè)計的要求被廣泛應(yīng)用。文獻(xiàn)[6-8]建立的平均值模型雖然考慮了氣缸容積效率對進(jìn)氣的影響，但模型中對空燃比的計算直接采用了進(jìn)入氣缸的空氣流量，沒有考慮短路損失，也沒有考慮對瞬態(tài)工況空燃比的控制。

本文所建模型的原型機(jī)是進(jìn)氣道噴射、曲軸箱掃氣的二沖程發(fā)動機(jī)，模型中考慮了簧片閥的建模，引入容積效率來計算氣缸進(jìn)氣量，同時考慮了掃氣過程中的短路損失，建立了更準(zhǔn)確的動態(tài)平均值模型[9]。在平均值數(shù)學(xué)模型中，進(jìn)氣管空氣流量模型能準(zhǔn)確計算進(jìn)入氣缸的空氣流量，該模型是根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程、質(zhì)量守恒方程和速度密度方程建立的。本文還建立瞬態(tài)工況油膜補(bǔ)償器，采用油膜補(bǔ)償控制策略，可以實現(xiàn)穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況噴油的精確控制[10]。

1 平均值模型的建立

本文所研究發(fā)動機(jī)的動態(tài)特性主要有進(jìn)氣道空氣流量子模型、曲軸箱掃氣子模型、動力輸出子模型及發(fā)動機(jī)曲軸旋轉(zhuǎn)動態(tài)特性4部分組成，圖1所示為二沖程發(fā)動機(jī)平均值模型結(jié)構(gòu)示意圖，平均值模型按容積法模型把發(fā)動機(jī)劃分為幾個相對獨(dú)立的容積控制單元。所建立的平均值模型主要劃分為3個動態(tài)子模型：燃油蒸發(fā)與油膜動態(tài)子模型、進(jìn)氣道與曲軸箱掃氣子模型和動力輸出子模型。在建模中考慮了簧片閥，也考慮了掃氣過程中的短路損失，對空燃比進(jìn)行了計算。模型中主要公式如下：

式中，1m為進(jìn)氣道中的空氣的質(zhì)量；2m為曲軸箱中混合氣質(zhì)量；atm˙為節(jié)氣門處的空氣流量；aom˙為通過簧片閥進(jìn)入曲軸箱的空氣流量；acm˙為從曲軸箱掃入氣缸的混合氣流量；mp、mT和mV分別為壓力、溫度和體積；α為節(jié)氣門開度；()fα為關(guān)于節(jié)氣門開度的經(jīng)驗公式；m()g p為進(jìn)氣道壓力的函數(shù)；iμ為簧片閥的流量系數(shù)；mυ為進(jìn)氣道的氣體比容；iF為簧片閥的瞬時幾何流通截面積；sp、sT和sV分別為壓力、溫度和體積；hV為發(fā)動機(jī)的排氣量；cφ為發(fā)動機(jī)的容積效率；氣缸數(shù)2i=；沖程數(shù)2τ=。

文獻(xiàn)[9]對發(fā)動機(jī)動力輸出、轉(zhuǎn)速和空燃比進(jìn)行了Matlab/ Simulink仿真，仿真結(jié)果和實驗數(shù)據(jù)吻合，證明該均值模型正確。二沖程發(fā)動機(jī)空燃比子模型Simulink仿真如圖2所示，在該模型中包含了燃油蒸發(fā)與油膜動態(tài)子模型、進(jìn)氣道與曲軸箱掃氣子模型。

圖1 二沖程發(fā)動機(jī)平均值模型結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 二沖程發(fā)動機(jī)空燃比Simulink子模型仿真圖

2 噴油控制模型的建立

根據(jù)控制需要確定噴油控制模型的輸入和輸出參數(shù)。本文所研究二沖程發(fā)動機(jī)傳感器提供的主要數(shù)據(jù)包括節(jié)氣門開度、轉(zhuǎn)速信號、進(jìn)氣壓力和進(jìn)氣溫度信號，噴油控制器根據(jù)四路信號的大小確定該工況下所需的噴油量，噴油控制器模型的結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示，其中空燃比MAP圖是經(jīng)過優(yōu)化的最佳空燃比數(shù)據(jù)，根據(jù)各個工況要求來確定是經(jīng)濟(jì)空燃比還是功率空燃比。本文煤油發(fā)動機(jī)的空燃比MAP圖數(shù)據(jù)為數(shù)值計算優(yōu)化出的空燃比數(shù)據(jù)[11]。

圖3所示模型結(jié)構(gòu)中，進(jìn)氣流量計算模型整合了進(jìn)氣道空氣流量子模型和曲軸箱掃氣子模型。實際噴油量的控制是通過對噴油器控制線圈的通電時間來實現(xiàn)的[12]，所以根據(jù)噴油器的流量特性公式將噴油量轉(zhuǎn)換為噴油脈寬，方便軟件的編程。

圖3 穩(wěn)態(tài)工況噴油控制模型結(jié)構(gòu)示意圖

燃油噴射到進(jìn)氣道內(nèi)，當(dāng)燃油和空氣混合時，一些燃油不可避免沖擊到進(jìn)氣道的壁面上，形成油膜，并且燃油隨著不同的進(jìn)氣道壁面的溫度、轉(zhuǎn)速、負(fù)荷以不同的蒸發(fā)率蒸發(fā)，揮發(fā)的燃油又重新參與混合，進(jìn)入燃燒室參與燃燒[13]。由于煤油的飽和蒸氣壓遠(yuǎn)小于汽油，粘度和表面張力均大于汽油，因此煤油的蒸發(fā)性不如汽油，進(jìn)氣道的壁面形成的油膜不容易蒸發(fā)，尤其在瞬態(tài)工況油膜吸附效應(yīng)加劇，嚴(yán)重影響發(fā)動機(jī)的空燃比。因此煤油發(fā)動機(jī)燃油蒸發(fā)與油膜動態(tài)模型的建立非常必要，關(guān)鍵是精確辨識出模型中的兩個參數(shù)，即油膜蒸發(fā)時間常數(shù)ffτ和沉積于壁面上的比例系數(shù)x，以便進(jìn)一步研究煤油發(fā)動機(jī)瞬態(tài)工況空燃比的油膜補(bǔ)償控制策略[14]。

由于油膜現(xiàn)象的存在使得瞬態(tài)工況下噴油器的噴油量和進(jìn)入曲軸箱的燃油量不相等。特別是在節(jié)氣門急開、急閉時，這種由油膜蒸發(fā)動態(tài)特性而帶來的空燃比振蕩將更為顯著，因而必須對瞬態(tài)工況下油膜蒸發(fā)的動態(tài)特性進(jìn)行補(bǔ)償。通過建立一個油膜補(bǔ)償器對噴油量進(jìn)行補(bǔ)償可以消除上述影響[15]。本文平均值模型對燃油蒸發(fā)子模型的處理，是以Hendricks的平均值模型中的燃油蒸發(fā)子模型為基礎(chǔ)建立的，該油膜方程以質(zhì)量守恒方程為基礎(chǔ)。

按油膜流量考慮，燃油模型如下：

式中，fim˙為噴油器噴出的燃油質(zhì)量流量；ffm為油膜質(zhì)量；ffm˙為油膜質(zhì)量流量變化量；ffτ為燃油蒸發(fā)時間常數(shù)；fvm˙為燃油蒸汽流量；fm˙為進(jìn)入曲軸箱內(nèi)的燃油流量；x為噴射的燃油中沉積于壁面的比例。二沖程發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道噴射系統(tǒng)油膜蒸發(fā)示意圖如圖4所示。沉積于壁面上的比例系數(shù)x和油膜蒸發(fā)時間常數(shù)ffτ是燃油模型確定主要的兩個參數(shù)。本文利用系統(tǒng)辨識的方法，由采集到的發(fā)動機(jī)各個工況的性能參數(shù)結(jié)合油膜模型對油膜參數(shù)進(jìn)行估計。

圖4 二沖程發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道噴射系統(tǒng)油膜蒸發(fā)示意圖

求油膜子模型的傳遞函數(shù)可將式(10)～式(12)進(jìn)行拉氏變換，可得：

使實際進(jìn)入氣缸的燃油量m˙f等于計算出的燃油量m˙fu是油膜補(bǔ)償器的最終目的，即m˙fu=m˙f。代入式(10)并聯(lián)立式(11)、式(12)，得到如下補(bǔ)償器模型方程：

將式(14)、式(15)進(jìn)行拉氏變換得到燃油動態(tài)補(bǔ)償子模型的傳遞函數(shù)如下：

其單位階躍響應(yīng)的傳遞函數(shù)為：

補(bǔ)償器的輸入量是進(jìn)入曲軸箱的燃油流量，而輸出是噴油器需要噴射的燃油量。如果能夠精確辨識出補(bǔ)償器里的參數(shù)則燃油的動態(tài)效應(yīng)可以消除[16]。油膜補(bǔ)償器使得發(fā)動機(jī)瞬態(tài)工況所需的噴油量和進(jìn)入曲軸箱的燃油量相等。瞬態(tài)工況前饋燃油補(bǔ)償控制策略原理框圖如圖5所示。圖6為具有前饋燃油補(bǔ)償控制策略的噴油模型結(jié)構(gòu)示意圖。在實際噴油控制中，判斷節(jié)氣門變化進(jìn)入瞬態(tài)工況后，油膜前饋補(bǔ)償控制器激活，計算出噴油嘴需要噴出的噴油量，使某工況所需噴油量與實際進(jìn)入曲軸箱的噴油量相等。

圖5 瞬態(tài)工況前饋補(bǔ)償控制策略原理框圖

圖6 瞬態(tài)工況噴油控制模型結(jié)構(gòu)示意圖

3 噴油控制仿真與驗證

3.1 穩(wěn)態(tài)工況輸出噴油脈寬仿真與驗證

本文對發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)工況輸出噴油脈寬進(jìn)行仿真。利用Matlab/Simulink仿真軟件建立基于平均值模型的二沖程發(fā)動機(jī)動態(tài)噴油控制模型，穩(wěn)態(tài)工況噴油平均值動態(tài)控制模型Simulink仿真框圖如圖7所示。

為了對該模型的仿真計算進(jìn)行驗證，取部分原型二沖程發(fā)動機(jī)幾個典型工況的實際噴油脈寬數(shù)據(jù)，所取實際數(shù)據(jù)包括大范圍工況，以便證明該模型的適用范圍。部分實際選取數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 部分典型穩(wěn)態(tài)工況實際噴油脈寬數(shù)據(jù)

圖7 二沖程發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)工況噴油平均值動態(tài)控制模型Simulink仿真框圖

本文選取了α=40°、n=4 500 r/min工況、α=60°、n=5 500 r/min和α=75°、n=6 000 r/min等3個工況的仿真計算與實際數(shù)據(jù)對比曲線，分別如圖8～圖10所示。

圖8 α=40°，n=4 500 r/min工況噴油脈寬仿真曲線

圖9 α=60°，n=5 500 r/min工況噴油脈寬仿真曲線

從3個工況的仿真結(jié)果與實際數(shù)據(jù)對比曲線可以看出，在低轉(zhuǎn)速小節(jié)氣門工況區(qū)噴油模型根據(jù)實際輸入所計算出的噴油脈寬和實際噴油脈寬比較吻合，隨著轉(zhuǎn)速和節(jié)氣門的增大噴油仿真模型的輸出噴油脈寬比實際噴油脈寬相對增大，但都在許可的范圍內(nèi)，最大誤差不超過5%，滿足實際控制精度需要。

圖10 α=75°，n=6 000 r/min工況噴油脈寬仿真曲線

3.2 瞬態(tài)工況噴油脈寬輸出及空燃比仿真

為了仿真瞬態(tài)工況使用前饋油膜補(bǔ)償控制器時輸出噴油脈寬和空燃比變化，建立如圖11所示的Simulink仿真框圖，對瞬態(tài)工況節(jié)氣門突變時輸出噴油脈寬和空燃比的變化情況進(jìn)行仿真。由于瞬態(tài)工況實質(zhì)節(jié)氣門突變導(dǎo)致噴油量的突變，本文采用在節(jié)氣門開度為α=40°，n=4 500 r/min穩(wěn)態(tài)工況下噴油量小偏差階躍干擾的方法，模擬發(fā)動機(jī)瞬態(tài)工況噴油量的變化[17]，通過對噴油量瞬態(tài)階躍變化以后加前饋油膜補(bǔ)償控制器和沒有加前饋油膜補(bǔ)償控制器的輸出噴油脈寬、空燃比的變化曲線，來驗證前饋油膜補(bǔ)償控制器對瞬態(tài)工況下輸出噴油脈寬、空燃比的控制效果。該工況實際噴油脈寬為3.789 ms。

圖11 發(fā)動機(jī)瞬態(tài)工況噴油控制Simulink仿真框圖

圖12 瞬態(tài)工況有、無前饋補(bǔ)償器時噴油量及空燃比的對比曲線

發(fā)動機(jī)瞬態(tài)工況帶前饋油膜補(bǔ)償控制器和不帶前饋油膜補(bǔ)償控制器兩種情況下實際進(jìn)入曲軸箱的噴油脈寬對比曲線如圖12a所示。由此圖可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機(jī)瞬態(tài)工況帶前饋油膜補(bǔ)償控制器后進(jìn)入曲軸箱內(nèi)的燃油流量與實際所需的燃油流量相等，補(bǔ)償后噴油量很快達(dá)到穩(wěn)態(tài)所需的時間，從而避免了由于實際進(jìn)入曲軸箱內(nèi)的燃油量與所需燃油量產(chǎn)生較大偏差而造成的實際空燃比的較大波動。圖12b為噴油量小偏差階躍干擾前后空燃比的變化曲線，可以看出，加上前饋油膜補(bǔ)償控制器后空燃比的響應(yīng)速度大大加快，滿足瞬態(tài)空燃比控制要求。

4 結(jié) 論

本文采用基于平均值模型的噴油控制策略，利用Matlab/Simulink工具建立模型，對穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況的噴油進(jìn)行仿真，并與試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。仿真結(jié)果表明：

1) 控制策略可以實現(xiàn)穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況下的精確空燃比控制；

2) 由于火花點火二沖程發(fā)動機(jī)噴油控制策略為開環(huán)控制，因此基于噴油平均值模型的空燃比控制策略依賴于模型的精確度；

3) 在基于模型的噴油控制策略應(yīng)用于實際控制時，需要對模型公式進(jìn)行離散化處理，計算量較大，在實際控制中對微控制器的要求較高，所以應(yīng)用于發(fā)動機(jī)的實際控制還需進(jìn)一步簡化。

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編 輯 黃 莘

Research on Fuel Injection Control Strategy of the Miniature Kerosene Aero-Engine Based on Mean Value Model

CHEN Lin-lin1, WEI Min-xiang2, and YANG Hai-qing2

(1. School of Mechanical and Automobile Engineering, Liaocheng University Liaocheng Shandong 252059; 2. College of Energy and Power Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics Nanjing 210016)

Due to inherent short-circuit loss of the inlet pre-mixed two-stroke engine, the actual air-fuel ratio feedback control cannot be performed by using the oxygen sensor. In addition, the inlet pressure under transient conditions cannot be measured truly, yielding error in air flow into the cylinder, because of inlet filling and emptying effect under transient conditions. This paper develops a mean value model based injection control strategy, where the intake air flow is calculated according to the volumetric method formula in real time, and an intake flow estimator adopting the film compensation control strategy is established to realize precise control of fuel injection under steady-state and transient conditions. A mean value model and the film compensation control simulation are performed with the Matlab/Simulink tool and compared with the experimental data. The results show that this control strategy can achieve precise control of the air-fuel ratio for transient and steady state conditions.

aviation; control strategy; kerosene; mean value model; oil film compensating; twostroke engine

TK461

A

10.3969/j.issn.1001-0548.2015.06.013

2013 ? 05 ? 21；

2015 ? 07 ? 06

國防預(yù)研項目

陳林林(1974 ? )，男，博士，主要從事發(fā)動機(jī)建模與仿真、發(fā)動機(jī)電子控制等方面的研究.