閆凱， 楊帥， 付亞豪， 陳以林， 劉海峰， 吳名芝， 馬博尚

（1. 同濟大學 汽車學院，上海 200240；2. 浙江新柴股份有限公司，浙江 新昌 312500；3. 南昌智能新能源汽車研究院，江西 南昌 330052；4. 長城汽車股份有限公司，河北 保定 071000；5. 河北省汽車工程技術研究中心，河北 保定 071000）

0 前言

高壓直噴系統(tǒng)被廣泛應用于汽油機和柴油機等動力機械上，是發(fā)動機的核心部件，其控制的精確性會直接影響發(fā)動機的動力、燃油耗和排放等。傳統(tǒng)基于功能的噴油控制算法只能根據(jù)軌壓和噴射質(zhì)量計算得到噴油脈寬，需要進行大量標定且結(jié)果不精確，影響了實際控制效果。

為此，國內(nèi)外研究人員展開了大量的研究。在噴油器建模方面，張華偉等［1］建立了噴油器的針閥部件和噴油器中燃油的動力學模型，并通過仿真與試驗結(jié)果進行對比，對模型進行了驗證。蔡珍輝等［2］建立了高壓共軌噴油器模型，通過實測結(jié)果驗證了其準確性，并分析了噴油器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴射過程的影響。在噴油器流量特性分析方面，陳思睿等［3］建立了噴油器針閥偶件流場幾何模型，并通過仿真研究了噴油器針閥升程對流量系數(shù)的影響。何付斌等［4］對電控噴油器小噴油脈寬非線性段的特性進行了研究，分析了驅(qū)動電壓和供油油壓對其的影響。王志華［5］分析了非固定銜鐵的針閥結(jié)構(gòu)和階梯噴孔結(jié)構(gòu)對噴油器內(nèi)部動、靜態(tài)流量特性的影響。李金印等［6］對多種噴油器進行對比測試工作，研究了噴油時刻和噴油壓力等參數(shù)對發(fā)動機排放的影響。在驅(qū)動電路方面，謝宏斌等［7］設計了硬件電路，通過分析噴油器的驅(qū)動電流波形，準確預估了噴油器的開啟時間。楊彬彬［8］設計了噴油器高、低壓驅(qū)動電路，研究了噴油壓力等參數(shù)對噴油的影響。在噴油器控制方面，ANTOINE［9］通過分析噴油器的工作原理，設計了基于峰值保持電路驅(qū)動的缸內(nèi)直噴（GDI）噴油器，提高了直噴驅(qū)動的性能。王瑞［10］改進了高壓共軌多次噴射技術，利用并發(fā)控制縮短了延遲時間，通過精確噴油次數(shù)提高了燃燒效率。楊昆等［11］采用單缸柴油機模型研究了不同噴油率對柴油機缸內(nèi)壓力、缸內(nèi)溫度、放熱率、燃油消耗率等的影響，結(jié)果表明靴形噴油匹配合適的噴油提前角可優(yōu)化柴油機的綜合性能。

目前，在高壓直噴系統(tǒng)中小流量的控制不夠精準，且針對小流量的噴油量研究較少。因此，本文從噴油器工作機理出發(fā)，分析了其流量特性，對其控制策略的設計展開研究和論述。

1 研究平臺及面向控制的模型

1.1 研究平臺

某2.0 T直噴發(fā)動機參數(shù)見表1。發(fā)動機型式為直列4缸、增壓水冷，后處理設備為三元催化器+顆粒捕集器。該直噴發(fā)動機噴油控制系統(tǒng)由低壓油路模塊和高壓油路模塊組成，如圖1所示。其中，低壓油路部分由油箱、燃油泵及相關管路組成，燃油泵通常在發(fā)動機運行時保持常轉(zhuǎn)，將低壓油路相對壓力維持在0.5 MPa左右；高壓油路部分由驅(qū)動凸輪、高壓泵、高壓油軌和噴油器組成，驅(qū)動凸輪被固定在凸輪軸上。凸輪軸驅(qū)動高壓泵進行吸油和泵油的動作，高壓泵將燃油壓縮并推入高壓油軌內(nèi)部，產(chǎn)生持續(xù)的高壓；在電子控制單元（ECU）指令下，噴油器可以通電打開或者斷電關閉，從而將高壓燃油噴射至缸內(nèi)參與化學反應。

圖1 直噴發(fā)動機噴油控制系統(tǒng)

表1 發(fā)動機參數(shù)

1.2 噴油器控制模型

噴油器組件如圖2 所示，其工作原理為：ECU控制線圈通斷電，產(chǎn)生電磁力帶動銜鐵運動，銜鐵與針閥連接，繼續(xù)帶動針閥及堵塞噴孔嘴的鋼球運動，此時噴油器內(nèi)的高壓燃油會通過噴孔噴射出去，形成噴霧并進入缸內(nèi)。電磁閥的動態(tài)響應特性對噴油器噴油的曲軸轉(zhuǎn)角和持續(xù)時間有決定性作用，進而影響噴油規(guī)律和混合氣的形成。

圖2 噴油器組件

根據(jù)流體力學經(jīng)典小孔射流理論［12］，噴油質(zhì)量流量m?為：

式中：ρ為燃油密度；A為噴孔截面積；Cd為流量系數(shù)；u為流體流速。

流體流速的計算公式為：

式中：?p為噴射壓差。

試驗結(jié)果［13］表明，噴油器打開是比較復雜的過程，在針閥完全打開后，噴油器處于線性區(qū)，即在軌壓固定時噴射質(zhì)量與噴射時間呈正比例關系，而在噴油器打開過程中，由于針閥球頭處于類似于子彈在槍管內(nèi)的遠端過程，被稱為彈道區(qū)，噴射質(zhì)量與噴射脈寬表現(xiàn)出高階函數(shù)的關系，而在兩者的過渡區(qū)域，兼顧2種特性，如式（3）所示。

式中：tpulse為噴射脈寬；minj為噴油質(zhì)量；mHL為噴油質(zhì)量高限，取1.5 mg；mLL為噴油質(zhì)量低限，取1 mg；tod為噴油器開啟的延遲時間；f1(?p)、f2(?p，minj)為修正系數(shù)，通過測量獲得；k1、a和b為相關參數(shù)，通過測量獲得。當minj≥mHL時噴油處于線性區(qū)，當minj≤mLL時噴油處于非線性區(qū)，當minj介于兩者之間時，噴油處于過渡區(qū)，需要利用線性插值理論計算噴射脈寬。

根據(jù)直噴發(fā)動機布置型式可知，?p為：

式中：prail為噴射軌壓；pcyl為缸內(nèi)壓力。

prail可以通過傳感器測量得到，pcyl需要進行估計。根據(jù)文獻［14］、文獻［15］及理想氣體方程推導出pcyl的計算方法，并對其復雜系數(shù)進行參數(shù)化處理。

式中：θinj為噴油時刻對應的噴油提前角，在0～180°之間是壓縮行程，180°～360°之間是進氣行程；θvvt為可變氣門正時（VVT）提前的相位；f1(θinj)為進氣提前角對缸內(nèi)壓力的影響系數(shù)；f2(θvvt)為VVT提前相位對缸內(nèi)壓力的影響系數(shù)，通過試驗測得；pint為進氣壓力，通過傳感器測得；ηvol為體積效率。

根據(jù)現(xiàn)代發(fā)動機扭矩結(jié)構(gòu)，扭矩需求決定了當前循環(huán)需要參與燃燒的噴油質(zhì)量，要同時實現(xiàn)扭矩精準和催化器轉(zhuǎn)換效率最優(yōu)，噴油質(zhì)量要與充氣量配比達到當量比。因此，噴油器需要實現(xiàn)精準的噴油質(zhì)量投遞。

2 基于模型的控制策略

根據(jù)噴油器控制系統(tǒng)輸入、輸出和特性機制，圖3給出了噴油器控制架構(gòu)。一方面，控制策略根據(jù)噴射相位計算出缸內(nèi)壓強，進而根據(jù)缸壓和軌壓計算出噴油器的噴射壓差；另一方面，控制策略根據(jù)噴射量判斷噴油器噴射過程所處的噴射區(qū)域。根據(jù)噴射壓差、噴射量和噴射區(qū)域，可利用公式（3）計算噴射脈寬。

圖3 噴油控制架構(gòu)

2.1 噴射壓差控制策略設計

噴油器噴射壓差的控制策略是通過獲取噴射相位、VVT相位、充氣效率和歧管壓力參數(shù)，利用公式（5）計算獲得缸內(nèi)壓力，再通過噴射軌壓和公式（4）計算獲得噴射壓差。

根據(jù)文獻［16］，采用非線性批量最小二乘法對f1(θinj)和f2(θvvt)進行離線參數(shù)識別。最小二乘法是通過代價函數(shù)的迭代計算，使模型的估計值與實際值差值的平方和最小，以優(yōu)化得到模型參數(shù)，優(yōu)化函數(shù)為：

式中：J為估計值與實際值的偏差，F(xiàn)(x，xdata)為輸入數(shù)據(jù)x后計算的模型估計值；xdata、ydata為實驗獲取的數(shù)據(jù)組。

線性區(qū)參數(shù)f1(θinj)和f2(θvvt)的識別結(jié)果分別如圖4和圖5所示。

圖4 不同噴射提前角下的f1(θinj)修正值

圖5 不同進氣VVT提前相位下的f2(θvvt)修正值

2.2 流量區(qū)域判斷控制策略設計

流量區(qū)域判斷的控制策略如圖6所示。該策略通過判斷噴射質(zhì)量所處的范圍來區(qū)分噴油器所處的流量區(qū)域。

圖6 流量區(qū)域判斷控制策略

2.3 噴射脈寬控制策略設計

噴射脈寬控制策略通過獲取噴油器的噴射壓差、噴射質(zhì)量和所處的流量區(qū)域，利用公式（3）計算得到噴油器的噴射脈寬。在公式（3）中，k1、f1(?p)、f2(?p，minj)和tod可以通過標定量和試驗測量設定，具體的標定方法由噴油器供應商提供（筆者重點研究噴油器控制策略），需要在噴油器專用臺架上測量。測試方式簡述如下：靜態(tài)流量單值標定k1用于設定噴油器斜率，在試驗臺上以標準壓力進行測量，本文取值為0.105。GDI線性區(qū)特性測試往往是在給定參考壓力下進行的，試驗測出該壓力下的噴油器斜率，考慮到其他壓力下的噴油器斜率，筆者提供了一維標定f1(?p)進行修正，其在不同噴射壓差下的修正系數(shù)如圖7 所示。tod的參數(shù)識別結(jié)果如圖8所示。

圖7 修正系數(shù)f1(?p)的變化

圖8 開啟延時tod的變化

GDI噴油器截距由標定tod提供，即為噴油器開啟的延遲時間。在彈道域內(nèi)，噴油器流量特性是非線性的。因此，不再采用斜率和截距的方法進行校準。在不同壓差和噴油質(zhì)量下查表得到非線性區(qū)標定f2(?p，minj)，進行參數(shù)識別，如圖9所示。

圖9 非線性區(qū)標定f2(?p，minj)

對于插值區(qū)，依據(jù)線性插值數(shù)學理論進行估計，其中線性插值是一種針對一維數(shù)據(jù)的插值方法，其根據(jù)一維數(shù)據(jù)序列中需要插值點的左右鄰近2個數(shù)據(jù)點來進行數(shù)值的估計。

3 控制策略的模型在環(huán)測試和臺架驗證

3.1 測試平臺搭建

利用Simulink搭建了噴油器控制策略以及模型在環(huán)測試平臺，如圖10所示。其中，左側(cè)模塊負責進氣壓力、體積效率、噴油提前角等參數(shù)信號；中間模塊是噴油控制策略模塊；右側(cè)3個示波器分別負責監(jiān)測控制策略輸出的缸內(nèi)壓力、噴射壓差和噴射脈寬，以最大覆蓋度檢查邏輯通路。

圖10 控制策略測試平臺架構(gòu)

3.2 噴油偏差率設計

在輸入不同軌壓、相位和噴射量下計算噴射脈寬，在同等條件下，利用相同的噴射脈寬，通過試驗臺架測量噴射質(zhì)量，并對比偏差率，以偏差率來衡量控制的精確性，偏差率r［17］定義為：

式中：mcmd為需求噴射質(zhì)量；mtest為臺架測量噴射質(zhì)量。

3.3 測試數(shù)據(jù)分析

表2 給出了3 種流量區(qū)域內(nèi)的測試結(jié)果。圖11為偏差率隨噴射質(zhì)量的變化。結(jié)合表2和圖11可知，控制策略的噴油偏差率隨著噴射質(zhì)量的增加逐漸降低，在線性區(qū)（高流量區(qū)）內(nèi)，控制策略的偏差率不超過3%；在彈道區(qū)（高流量區(qū)）和插值區(qū)（過渡區(qū)）內(nèi)，偏差率較大，但不超過5%，仍有改進空間。整體上來看，該控制策略的控制精度良好。

圖11 偏差率與噴射質(zhì)量的擬合曲線

表2 測試結(jié)果分析

4 結(jié)語

本文所設計的噴油器控制策略表現(xiàn)出良好的控制結(jié)果，偏差率在5%以內(nèi)，但是試驗表明小流量區(qū)域控制精度還有待提升，下一步將展開小流量自適應控制策略開發(fā)。

通過Simulink平臺搭建了控制模型并進行了模型測試，極大地提高了程序的開發(fā)速度，但還需要生成C代碼進行軟件編譯，生成可刷入控制器的S19文件，下一步將展開自動代碼生成和集成。

模型在環(huán)測試和臺架聯(lián)合測試保障了控制策略的有效性和精度，但是缺乏更加接近真實車輛運行的動態(tài)響應測試，下一步需要展開硬件在環(huán)測試。