基于均值模型的煤油發動機噴油控制策略

陳林林，魏民祥，楊海青

基于均值模型的煤油發動機噴油控制策略

陳林林1，魏民祥2，楊海青2

(1. 聊城大學機械與汽車工程學院 山東 聊城 252059; 2. 南京航空航天大學能源與動力學院 南京 210016)

采取一種基于平均值模型的噴油控制策略，根據容積法公式實時計算進氣空氣流量，建立進氣流量估計器，同時采用油膜補償控制策略，實現對穩態工況和瞬態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償控制模型，仿真并與試驗數據進行了對比。仿真結果表明，該控制策略可以實現對穩態工況和瞬態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; 油膜補償; 二沖程發動機

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

由于進氣道預混合二沖程發動機存在短路損失，因此進氣道預混合二沖程發動機噴油控制為開環控制。二沖程發動機傳統的噴油控制是基于MAP圖的二維插值控制，由于發動機的工況甚多，使得標定工作十分繁瑣。建立基于模型的噴油控制策略，可以根據發動機運行工況參數實時計算進入氣缸的空氣流量，再由目標空燃比精確計算出噴油量，能夠減少電控噴油控制系統開發過程中標定試驗的工作量[4]。

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

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

本文所建模型的原型機是進氣道噴射、曲軸箱掃氣的二沖程發動機，模型中考慮了簧片閥的建模，引入容積效率來計算氣缸進氣量，同時考慮了掃氣過程中的短路損失，建立了更準確的動態平均值模型[9]。在平均值數學模型中，進氣管空氣流量模型能準確計算進入氣缸的空氣流量，該模型是根據理想氣體狀態方程、質量守恒方程和速度密度方程建立的。本文還建立瞬態工況油膜補償器，采用油膜補償控制策略，可以實現穩態工況和瞬態工況噴油的精確控制[10]。

1 平均值模型的建立

本文所研究發動機的動態特性主要有進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動機曲軸旋轉動態特性4部分組成，圖1所示為二沖程發動機平均值模型結構示意圖，平均值模型按容積法模型把發動機劃分為幾個相對獨立的容積控制單元。所建立的平均值模型主要劃分為3個動態子模型：燃油蒸發與油膜動態子模型、進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，對空燃比進行了計算。模型中主要公式如下：

式中，1m為進氣道中的空氣的質量；2m為曲軸箱中混合氣質量；atm˙為節氣門處的空氣流量；aom˙為通過簧片閥進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為節氣門開度；()fα為關于節氣門開度的經驗公式；m()g p為進氣道壓力的函數；iμ為簧片閥的流量系數；mυ為進氣道的氣體比容；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為發動機的排氣量；cφ為發動機的容積效率；氣缸數2i=；沖程數2τ=。

文獻[9]對發動機動力輸出、轉速和空燃比進行了Matlab/ Simulink仿真，仿真結果和實驗數據吻合，證明該均值模型正確。二沖程發動機空燃比子模型Simulink仿真如圖2所示，在該模型中包含了燃油蒸發與油膜動態子模型、進氣道與曲軸箱掃氣子模型。

圖1 二沖程發動機平均值模型結構示意圖

圖2 二沖程發動機空燃比Simulink子模型仿真圖

2 噴油控制模型的建立

根據控制需要確定噴油控制模型的輸入和輸出參數。本文所研究二沖程發動機傳感器提供的主要數據包括節氣門開度、轉速信號、進氣壓力和進氣溫度信號，噴油控制器根據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構示意圖如圖3所示，其中空燃比MAP圖是經過優化的最佳空燃比數據，根據各個工況要求來確定是經濟空燃比還是功率空燃比。本文煤油發動機的空燃比MAP圖數據為數值計算優化出的空燃比數據[11]。

圖3所示模型結構中，進氣流量計算模型整合了進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的[12]，所以根據噴油器的流量特性公式將噴油量轉換為噴油脈寬，方便軟件的編程。

圖3 穩態工況噴油控制模型結構示意圖

燃油噴射到進氣道內，當燃油和空氣混合時，一些燃油不可避免沖擊到進氣道的壁面上，形成油膜，并且燃油隨著不同的進氣道壁面的溫度、轉速、負荷以不同的蒸發率蒸發，揮發的燃油又重新參與混合，進入燃燒室參與燃燒[13]。由于煤油的飽和蒸氣壓遠小于汽油，粘度和表面張力均大于汽油，因此煤油的蒸發性不如汽油，進氣道的壁面形成的油膜不容易蒸發，尤其在瞬態工況油膜吸附效應加劇，嚴重影響發動機的空燃比。因此煤油發動機燃油蒸發與油膜動態模型的建立非常必要，關鍵是精確辨識出模型中的兩個參數，即油膜蒸發時間常數ffτ和沉積于壁面上的比例系數x，以便進一步研究煤油發動機瞬態工況空燃比的油膜補償控制策略[14]。

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

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量流量；ffm為油膜質量；ffm˙為油膜質量流量變化量；ffτ為燃油蒸發時間常數；fvm˙為燃油蒸汽流量；fm˙為進入曲軸箱內的燃油流量；x為噴射的燃油中沉積于壁面的比例。二沖程發動機進氣道噴射系統油膜蒸發示意圖如圖4所示。沉積于壁面上的比例系數x和油膜蒸發時間常數ffτ是燃油模型確定主要的兩個參數。本文利用系統辨識的方法，由采集到的發動機各個工況的性能參數結合油膜模型對油膜參數進行估計。

圖4 二沖程發動機進氣道噴射系統油膜蒸發示意圖

求油膜子模型的傳遞函數可將式(10)～式(12)進行拉氏變換，可得：

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

將式(14)、式(15)進行拉氏變換得到燃油動態補償子模型的傳遞函數如下：

其單位階躍響應的傳遞函數為：

補償器的輸入量是進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償器里的參數則燃油的動態效應可以消除[16]。油膜補償器使得發動機瞬態工況所需的噴油量和進入曲軸箱的燃油量相等。瞬態工況前饋燃油補償控制策略原理框圖如圖5所示。圖6為具有前饋燃油補償控制策略的噴油模型結構示意圖。在實際噴油控制中，判斷節氣門變化進入瞬態工況后，油膜前饋補償控制器激活，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入曲軸箱的噴油量相等。

圖5 瞬態工況前饋補償控制策略原理框圖

圖6 瞬態工況噴油控制模型結構示意圖

3 噴油控制仿真與驗證

3.1 穩態工況輸出噴油脈寬仿真與驗證

本文對發動機穩態工況輸出噴油脈寬進行仿真。利用Matlab/Simulink仿真軟件建立基于平均值模型的二沖程發動機動態噴油控制模型，穩態工況噴油平均值動態控制模型Simulink仿真框圖如圖7所示。

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

表1 部分典型穩態工況實際噴油脈寬數據

圖7 二沖程發動機穩態工況噴油平均值動態控制模型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據對比曲線，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個工況的仿真結果與實際數據對比曲線可以看出，在低轉速小節氣門工況區噴油模型根據實際輸入所計算出的噴油脈寬和實際噴油脈寬比較吻合，隨著轉速和節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，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 瞬態工況噴油脈寬輸出及空燃比仿真

為了仿真瞬態工況使用前饋油膜補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，對瞬態工況節氣門突變時輸出噴油脈寬和空燃比的變化情況進行仿真。由于瞬態工況實質節氣門突變導致噴油量的突變，本文采用在節氣門開度為α=40°，n=4 500 r/min穩態工況下噴油量小偏差階躍干擾的方法，模擬發動機瞬態工況噴油量的變化[17]，通過對噴油量瞬態階躍變化以后加前饋油膜補償控制器和沒有加前饋油膜補償控制器的輸出噴油脈寬、空燃比的變化曲線，來驗證前饋油膜補償控制器對瞬態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 發動機瞬態工況噴油控制Simulink仿真框圖

圖12 瞬態工況有、無前饋補償器時噴油量及空燃比的對比曲線

發動機瞬態工況帶前饋油膜補償控制器和不帶前饋油膜補償控制器兩種情況下實際進入曲軸箱的噴油脈寬對比曲線如圖12a所示。由此圖可以發現，發動機瞬態工況帶前饋油膜補償控制器后進入曲軸箱內的燃油流量與實際所需的燃油流量相等，補償后噴油量很快達到穩態所需的時間，從而避免了由于實際進入曲軸箱內的燃油量與所需燃油量產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，加上前饋油膜補償控制器后空燃比的響應速度大大加快，滿足瞬態空燃比控制要求。

4 結 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，對穩態工況和瞬態工況的噴油進行仿真，并與試驗數據進行對比分析。仿真結果表明：

1) 控制策略可以實現穩態工況和瞬態工況下的精確空燃比控制；

2) 由于火花點火二沖程發動機噴油控制策略為開環控制，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用于實際控制時，需要對模型公式進行離散化處理，計算量較大，在實際控制中對微控制器的要求較高，所以應用于發動機的實際控制還需進一步簡化。

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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

國防預研項目

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