基于排氣溫度動(dòng)態(tài)模型的在線觀測(cè)器研究

李佳蔚， 崔濤， 劉宇航， 師帥楠， 孫強(qiáng)

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081； 2.北京航天發(fā)射技術(shù)研究所， 北京 100076; 3.河北華北柴油機(jī)有限責(zé)任公司， 河北 石家莊 050081)

0 引言

發(fā)動(dòng)機(jī)是汽車的心臟，柴油發(fā)動(dòng)機(jī)更具有燃油效率高、動(dòng)力性能強(qiáng)和穩(wěn)定可靠等特點(diǎn)，近年來在發(fā)電、汽車、船舶交通、采礦等行業(yè)得到廣泛應(yīng)用并發(fā)揮了至關(guān)重要的作用[1-2]。柴油機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行是其在生產(chǎn)生活中應(yīng)用的重要前提，因此受到越來越多的關(guān)注。

熱力性能參數(shù)的監(jiān)視和趨勢(shì)預(yù)測(cè)是發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)監(jiān)測(cè)的主要內(nèi)容，發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度可以間接反映缸內(nèi)燃燒狀態(tài),是實(shí)際監(jiān)測(cè)中最常用的氣動(dòng)熱力性能參數(shù)[3-6]。當(dāng)柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒惡化時(shí)，排氣溫度會(huì)顯著升高，不僅造成油耗增高、功率降低，還會(huì)增大零件的熱疲勞、降低柴油機(jī)的使用壽命[7-8]。通過監(jiān)視和預(yù)測(cè)排氣溫度，能夠掌握柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行狀況。

柴油機(jī)在運(yùn)行過程中，排氣溫度是一個(gè)隨時(shí)間不斷變化的參數(shù)，無法用確定的數(shù)學(xué)模型來表征。傳統(tǒng)方法基于熱平衡方程和能量守恒，包括：顧宏中提出的排氣溫度計(jì)算模型[9]；由熱力學(xué)第一定律能量流入流出推導(dǎo)排氣溫度的計(jì)算式[10]；從熱平衡方程角度介紹的排氣溫度計(jì)算方法，即熱力學(xué)第一定律的修正模型[11]。不同于傳統(tǒng)建模方法，藏軍[12]、姜興家[13]采用時(shí)間序列方法對(duì)柴油機(jī)狀態(tài)參數(shù)進(jìn)行趨勢(shì)預(yù)測(cè)研究；丁剛等[14]利用神經(jīng)元網(wǎng)絡(luò)方法對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度進(jìn)行預(yù)測(cè)；于廣濱等[15]從泛函分析的角度，建立基于支持過程向量機(jī)的時(shí)間序列預(yù)測(cè)模型；王新全等[16]建立了基于反向傳播(BP)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的時(shí)間序列預(yù)測(cè)模型，并用遺傳算法(GA)對(duì)模型的權(quán)值和閾值進(jìn)行優(yōu)化；楊洪富等[17]采用長(zhǎng)短時(shí)記憶(LSTM)網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度預(yù)測(cè)模型，提出了基于LSTM的航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度預(yù)測(cè)方法；雷偉[18]通過合理算法對(duì)由傳感器測(cè)量的排氣溫度數(shù)據(jù)進(jìn)行融合，得到了較準(zhǔn)確的測(cè)量值；張紅濤等[19]通過建立數(shù)學(xué)模型，計(jì)算得到非標(biāo)準(zhǔn)大氣的修正系數(shù)和調(diào)節(jié)規(guī)律的修正系數(shù)，提出了考慮非標(biāo)準(zhǔn)大氣和調(diào)節(jié)規(guī)律使用因素的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度換算方法。

上述研究工作中均沒有考慮模型的動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能，為了達(dá)到良好的計(jì)算精度和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能的要求，本文以某型號(hào)柴油發(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真模型為研究對(duì)象，基于能量守恒，采用模型和統(tǒng)計(jì)相結(jié)合的方法，建立排氣溫度觀測(cè)器模型，以期為后續(xù)的故障診斷策略和容錯(cuò)分析算法的研究提供基礎(chǔ)。

1 渦后排氣溫度模型

1.1 渦前溫度均值模型

將氣缸模塊視為開口系統(tǒng)，通過熱力學(xué)第一定律對(duì)進(jìn)出系統(tǒng)的能量進(jìn)行分析，從而得到排氣溫度表達(dá)式[10]如下：

(1)

(2)

(3)

1.2 渦后溫度均值模型

排氣溫度觀測(cè)器的用途是對(duì)排氣溫度傳感器進(jìn)行在線故障診斷，排氣溫度是指2級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)低壓級(jí)渦輪出口的氣體溫度(見圖1)，因此需要建立渦后溫度均值模型。

圖1 2級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)圖Fig.1 Two-stage turbocharging system

渦輪機(jī)與壓氣機(jī)通過連接軸實(shí)現(xiàn)功率關(guān)聯(lián)。忽略傳熱，假定流經(jīng)渦輪的廢氣為理想氣體，渦輪機(jī)輸出功率Pt可以表示為

(4)

式中：cpgx為廢氣等壓比熱容；Te為排氣溫度。

同理，壓氣機(jī)的消耗功率Pk可表示為

(5)

式中：cpk為進(jìn)氣等壓比熱容；Tc為壓氣機(jī)出口溫度；Ta為環(huán)境溫度。

在忽略傳熱情況下，假定流經(jīng)渦輪的廢氣為理想氣體，由渦輪機(jī)與壓氣機(jī)之間的功率平衡，得

Pt=Pk.

(6)

聯(lián)立(4)式、(5)式和(6)式，得

(7)

流入氣缸空氣的能量變化由壓氣機(jī)吸收能量和中冷器散失能量共同組成，定義空氣在壓氣機(jī)中的溫度變化占空氣流入過程中總溫度變化的比例為η，則有η=(Tc-Ta)/(Ti-Ta)，(7)式可進(jìn)一步化為

(8)

(8)式構(gòu)成了完整的柴油機(jī)排氣溫度均值模型，模型輸入量是空燃比、渦前溫度因子、環(huán)境溫度和進(jìn)氣溫度，渦后排氣溫度則是模型輸出量。

本文排氣溫度觀測(cè)器要求為具有良好的計(jì)算精度和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能，因此需要對(duì)均值模型進(jìn)行優(yōu)化。

2 模型優(yōu)化

2.1 溫度比例因子優(yōu)化

將(8)式中η和比熱容的比值視為1個(gè)與中冷器效率、壓氣機(jī)效率相關(guān)的系數(shù)—比例因子k，k=η(cpk/cpgx)，通過公式擬合后代入(2)式，(8)式可化簡(jiǎn)為

(9)

式中：ΔTT為渦輪前后溫度差；ΔTK為進(jìn)氣過程中空氣溫度差。

通過多組仿真數(shù)據(jù)對(duì)2級(jí)增壓高壓級(jí)出口溫度Tc和進(jìn)氣溫度Ti進(jìn)行仿真，二者取值分別在343～453 K和313～353 K，環(huán)境溫度Ta為298 K,cpk/cpgx在0.95～1.00之間[20]，比例因子k在2.68～3.00范圍內(nèi)波動(dòng)，因進(jìn)氣前后溫度差值小于55 K，即比例因子k的取值誤差對(duì)排氣溫度的影響不會(huì)超過10 K，故可將其視作常量，本文中選取中間值2.84，排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型的數(shù)學(xué)表達(dá)式如下：

(10)

2.2 排氣溫度因子優(yōu)化

通過排氣溫度影響參數(shù)的分析可知，除了作為輸入?yún)?shù)的環(huán)境溫度、進(jìn)氣溫度、燃油質(zhì)量流量和空氣質(zhì)量流量外，還需要確定排氣溫度因子Kt值，才能使得排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型得以實(shí)現(xiàn)。由排氣溫度因子Kt表達(dá)式可知，Kt值主要受燃油流量和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的影響。

以某型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象建立性能仿真模型[21]，使用發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程模擬計(jì)算軟件GT-POWER構(gòu)建性能仿真模型(見圖2)，討論影響排氣溫度因子Kt的參量，通過優(yōu)化Kt，得到渦后排氣溫度Te的求解方法。

圖2 柴油機(jī)性能仿真模型Fig.2 Simulation model of diesel engine

2.2.1 循環(huán)噴油量影響

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2 100 r/min、循環(huán)噴油量為79.7～199.7 mg的仿真結(jié)果如圖3所示。由圖3可見，在空燃比大于40時(shí)，缸內(nèi)平均指示壓力上升，排氣能量增加，渦輪機(jī)獲得的能量增加，渦輪轉(zhuǎn)速提高，壓氣機(jī)壓比增大，使得空氣流量增加。受壓氣機(jī)流量特性影響，壓氣機(jī)壓比增加的幅度無法跟隨循環(huán)噴油量的增加幅度，空氣流量增加有限。空氣流量的相對(duì)不足使得空燃比降低，單位質(zhì)量的工質(zhì)獲得更多的能量，導(dǎo)致排氣溫度升高。

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)在2 100 r/min下循環(huán)噴油量對(duì)排氣溫度的影響Fig.3 Effect of cycle fuel injection on exhaust gas temperature at 2 100 r/min

2.2.2 噴油提前角影響

噴油提前角的大小決定著整個(gè)燃燒相位分布。隨著噴油提前角的增大，滯燃期內(nèi)的可燃混合氣增多、滯燃期變長(zhǎng)，從而導(dǎo)致燃燒始點(diǎn)提前，燃燒速率增加，缸內(nèi)最高燃燒溫度和最大爆發(fā)壓力升高，排氣溫度降低。

設(shè)計(jì)如表1所示的仿真工況，選取2 100 r/min外特性工況參數(shù)，在不同噴油提前角條件下進(jìn)行仿真，研究噴油提前角(絕對(duì)值)對(duì)渦后溫度的影響規(guī)律。如圖4所示，隨著噴油提前角的增大，燃燒50%累積放熱量時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角提前、燃燒重心前移，指示熱效率升高，導(dǎo)致廢氣能量所占比重下降。如圖5所示，排氣溫度隨著提前角增大，呈下降趨勢(shì)。在功率損失較小范圍內(nèi)，噴油提前角每增加1 °CA，渦后排氣溫度下降約4 K.

表1 噴油提前角影響規(guī)律仿真工況

圖4 噴油提前角對(duì)燃燒過程的影響Fig.4 Effect of fuel injection advance angle on combustion in cylinder

圖5 噴油提前角對(duì)排氣溫度的影響Fig.5 Effect of fuel injection advance angle on exhaust gas temperature

實(shí)際試驗(yàn)中重載車輛負(fù)荷為60%時(shí)，排氣溫度為700 K左右，噴油提前角改變1°CA，相對(duì)誤差在0.6%左右。本文中搭建的排氣溫度觀測(cè)器用于對(duì)排氣溫度傳感器的在線故障診斷，為滿足在線計(jì)算的能力，在相對(duì)誤差較小情況下，不單獨(dú)考慮。

2.2.3 轉(zhuǎn)速影響

設(shè)計(jì)循環(huán)噴油量為200 mg，海拔高度為0 m，轉(zhuǎn)速分別為1 300 r/min、1 500 r/min、1 700 r/min、1 900 r/min以及2 100 r/min的仿真工況，在不同轉(zhuǎn)速條件下進(jìn)行仿真，研究轉(zhuǎn)速對(duì)柴油機(jī)排氣溫度的影響規(guī)律。仿真結(jié)果如圖6所示。由圖6可見：排氣溫度隨轉(zhuǎn)速的上升，呈先下降、后上升趨勢(shì)；低轉(zhuǎn)速時(shí)，增壓器進(jìn)氣不足，燃燒惡化，排氣溫度較高；中間轉(zhuǎn)速時(shí)，增壓器工作性能良好，空燃比增加，指示熱效率增加，排氣溫度較低；高轉(zhuǎn)速時(shí)，空燃燒時(shí)間變短，氣量增加不明顯，排氣溫度增加。

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)排氣溫度的影響Fig.6 Effect of engine speed on exhaust gas temperature

通過上述對(duì)排氣溫度影響參數(shù)規(guī)律的分析可知，通過(3)式計(jì)算的柴油機(jī)排氣溫度因子Kt主要與空燃比和柴油機(jī)轉(zhuǎn)速相關(guān)。設(shè)計(jì)如表2所示的仿真工況，在平原環(huán)境下進(jìn)行不同轉(zhuǎn)速、不同負(fù)荷的仿真，通過仿真數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行參數(shù)擬合，進(jìn)而求得排氣溫度因子Kt的查表圖，結(jié)果如圖7所示。

表2 Kt影響因素(轉(zhuǎn)速、空燃比)仿真工況

由圖7可見，在空燃比不變條件下，排氣溫度因子隨轉(zhuǎn)速的提高呈增大趨勢(shì)。在轉(zhuǎn)速不變前提下，排氣溫度因子隨空燃比的增大呈減小趨勢(shì)。

圖7 海拔0 m時(shí)Kt的查表圖Fig.7 Kt at an altitude of 0 m

2.2.4 海拔修正系數(shù)

排氣溫度因子Kt在不同轉(zhuǎn)速以及不同海拔高度工況下并不是1個(gè)常量。在表2的仿真工況基礎(chǔ)上，對(duì)不同的高原環(huán)境進(jìn)行仿真。

由于不同海拔下的渦前溫度因子仿真結(jié)果與0 m仿真結(jié)果具有比例近似性，不同高度海拔下渦前溫度因子查表圖可根據(jù)平原環(huán)境下渦前溫度因子查表圖乘以海拔修正系數(shù)求得，在海拔2 000 m和4 500 m時(shí)的結(jié)果如圖8和圖9所示。經(jīng)計(jì)算驗(yàn)證線性誤差在3%以內(nèi)。

圖8 海拔2 000 m時(shí)Kt的查表圖Fig.8 Kt at an altitude of 2 000 m

圖9 海拔4 500 m時(shí)Kt的查表圖Fig.9 Kt factor at an altitude of 4 500 m

由上述分析可知，缸內(nèi)燃燒是排氣溫度的主要影響因素，通過分析空燃比、轉(zhuǎn)速和海拔對(duì)排氣溫度因子Kt的影響，即可得到燃燒對(duì)Kt的影響，其仿真結(jié)果如圖7～圖9所示。由圖7和圖8可見，表征中冷器冷卻效率和壓氣機(jī)效率對(duì)排氣溫度影響的比例因子k取2.84時(shí)，中冷器效率差異對(duì)排氣溫度帶來的影響不會(huì)超過10 K. 因此給出在Simulink下搭建的考慮多因素影響的排氣溫度優(yōu)化模型如圖10所示。

圖10 排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型Fig.10 Steady state model of exhaust temperature

3 觀測(cè)器構(gòu)建

3.1 觀測(cè)器動(dòng)態(tài)修正

除了第2節(jié)分析的排氣溫度影響因素，外排氣溫度動(dòng)態(tài)計(jì)算還受排氣與傳感器外殼的換熱過程、傳感器信號(hào)相對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒存在滯后、增壓器慣量、排氣管容積效應(yīng)等影響。由于過程環(huán)節(jié)較多，為滿足在線計(jì)算需要，本文通過模型分析和數(shù)據(jù)擬合的方法將滯后效果加入穩(wěn)態(tài)模型中，構(gòu)建排氣溫度動(dòng)態(tài)模型，從而滿足實(shí)車工況下對(duì)排氣溫度進(jìn)行動(dòng)態(tài)預(yù)測(cè)的要求。

在各環(huán)節(jié)中以排氣與傳感器外殼的換熱過程作為主要考慮因素，建立對(duì)流換熱方程。假設(shè)熱交換中沒有熱損失，則其工作端的熱平衡方程為

(11)

(12)

式中：α為對(duì)流傳熱系數(shù)；F為熱接點(diǎn)表面積；T為介質(zhì)真實(shí)溫度；Tj為熱接點(diǎn)溫度；c為熱接點(diǎn)比熱；ρ為熱接點(diǎn)材料的質(zhì)量密度；V為熱接點(diǎn)體積。

(11)式為牛頓冷卻定律，該定律表明向感溫元件傳熱的速度正比于周圍介質(zhì)與元件間的溫度差。以τ為熱電偶的動(dòng)態(tài)指標(biāo)，稱為時(shí)間常數(shù)，τ=αF/(cρV)代入(11)式，得

(13)

3.2 1階滯后環(huán)節(jié)參數(shù)設(shè)計(jì)

考慮傳感器對(duì)流換熱方程為1階傳遞函數(shù)形式，故采用1階滯后環(huán)節(jié)替代，即在原有模型后串聯(lián)1階滯后環(huán)節(jié)，模擬排氣溫度因慣性引起的滯后趨勢(shì)。由于排氣溫度觀測(cè)器輸出信號(hào)為離散信號(hào)，使用數(shù)字式1階滯后環(huán)節(jié)進(jìn)行修正。

數(shù)字式1階滯后環(huán)節(jié)的一般表達(dá)形式為

(14)

式中：zp為補(bǔ)償器的極點(diǎn)值；Kd為增益，Kd=1-zp，Kd的作用為消除穩(wěn)態(tài)誤差，即z=1時(shí)保證G(z)=1.

將z變換傳遞函數(shù)形式轉(zhuǎn)化為可以應(yīng)用于控制系統(tǒng)中的離散時(shí)間傳遞函數(shù)，使校正補(bǔ)償器具有應(yīng)用意義。設(shè)輸入函數(shù)為E(z)、輸出函數(shù)為U(z)，則(13)式可化為

U(z)=zpz-1U(z)+KdE(z)，

(15)

z變換的定義為

(16)

故(14)式可化為

u(k)=zpu(k-1)+Kde(k).

(17)

由(17)式可知，數(shù)字式1階滯后環(huán)節(jié)的輸入不僅與該時(shí)刻的輸入相關(guān)，還與上一時(shí)刻的輸出值存在聯(lián)系。數(shù)字式1階滯后環(huán)節(jié)可以看做是一種以穩(wěn)態(tài)模型的預(yù)測(cè)值作為輸入信號(hào)的濾波器，極點(diǎn)zp越大，濾波結(jié)果越平穩(wěn)，但是靈敏度越低；極點(diǎn)zp越小，靈敏度越高，但是濾波結(jié)果越不穩(wěn)定。

對(duì)1階滯后環(huán)節(jié)的傳遞函數(shù)采用z變換與拉普拉斯變換。由熱電偶時(shí)間常數(shù)τ和柴油機(jī)實(shí)際運(yùn)行中對(duì)排氣溫度的采樣時(shí)間間隔，可計(jì)算出補(bǔ)償器的極點(diǎn)值z(mì)p約為0.99. 極點(diǎn)zp確定后增益Kd也得以確定，理論值為0.01，但由于擬合得到的熱電偶時(shí)間常數(shù)不精確與柴油機(jī)系統(tǒng)自身階次的復(fù)雜性，增益Kd應(yīng)根據(jù)實(shí)際情況在理論值附近小范圍內(nèi)進(jìn)行調(diào)節(jié)，以滿足模擬需求。故用于修正穩(wěn)態(tài)模型的數(shù)字式1階滯后環(huán)節(jié)的傳遞函數(shù)為

(18)

式中：Kd=0.011 6. 觀測(cè)器結(jié)構(gòu)如圖11所示。

圖11 排氣溫度在線觀測(cè)器Fig.11 Exhaust gas temperature online observer

4 排氣溫度觀測(cè)器校驗(yàn)

穩(wěn)態(tài)情況下，軟件在環(huán)采用MATLAB和GT-Power軟件聯(lián)合仿真的方案，對(duì)觀測(cè)器輸出的預(yù)測(cè)值與柴油機(jī)性能仿真模型輸出的仿真值進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，即向GT-Power軟件中搭建的柴油機(jī)模型輸入驗(yàn)證工況參數(shù)，再將仿真數(shù)據(jù)結(jié)果與驗(yàn)證工況參數(shù)、比例因子一同輸入排氣溫度觀測(cè)器中，通過對(duì)比排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型輸出的排氣溫度預(yù)測(cè)值與柴油機(jī)性能仿真模型輸出的排氣溫度仿真值之間的誤差，評(píng)價(jià)排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型的準(zhǔn)確程度。由于在建立排氣溫度因子查表圖的過程中進(jìn)行了大量的標(biāo)定仿真，選取標(biāo)定仿真工況以外的工況作為驗(yàn)證工況，設(shè)計(jì)驗(yàn)證工況如表3所示。

表3 排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型的驗(yàn)證工況

如圖12所示，將排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型預(yù)測(cè)值與柴油機(jī)性能模型仿真值進(jìn)行對(duì)比，排氣溫度的預(yù)測(cè)值與仿真值差值范圍在-20～20 K之間。由圖13和圖14可見，穩(wěn)態(tài)工況下,排氣溫度觀測(cè)器精度基本可以保持在±3%以內(nèi)，表明穩(wěn)態(tài)工況下觀測(cè)器精度滿足要求。

圖12 排氣溫度穩(wěn)態(tài)模型驗(yàn)證Fig.12 Verification of steady state model of exhaust gas temperature

圖13 不同轉(zhuǎn)速外特性條件下修正誤差Fig.13 Correction errors of engine external characteristics at different speeds

圖14 不同轉(zhuǎn)速50%負(fù)荷條件下修正誤差Fig.14 Correction errors at different speeds under 50% load condition

通過實(shí)時(shí)代碼生成技術(shù)將Simulink模型實(shí)時(shí)代碼生成技術(shù)移植于以MPC5554為硬件構(gòu)架的柴油機(jī)控制器中，通過實(shí)車試驗(yàn)在線對(duì)觀測(cè)器的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，實(shí)車測(cè)試結(jié)果如圖15、圖16和圖17所示。

圖15 大負(fù)荷時(shí)動(dòng)態(tài)模型的驗(yàn)證結(jié)果Fig.15 Verified results of dynamic model under heavy load condition

圖16 動(dòng)態(tài)突變工況的驗(yàn)證結(jié)果Fig.16 Verified results of dynamic model under dynamic mutation condition

圖17 小負(fù)荷時(shí)動(dòng)態(tài)模型的驗(yàn)證結(jié)果Fig.17 Verified result of dynamic model under small load condition

動(dòng)態(tài)測(cè)試結(jié)果表明：排氣溫度觀測(cè)器可避免排氣溫度預(yù)測(cè)值的高頻震蕩，響應(yīng)時(shí)間在3 s左右，在循環(huán)噴油量變化在100～250 mg時(shí)，誤差范圍保持在±20 K；整車起步過程中，循環(huán)噴油量由30 mg變化到240 mg，誤差范圍保持在±27 K；大負(fù)荷回至怠速時(shí)，循環(huán)噴油量由240 mg恢復(fù)至30 mg，誤差范圍保持在±40 K，能夠很好地跟隨排氣溫度傳感器采集值的變化趨勢(shì)，符合故障診斷對(duì)觀測(cè)器的設(shè)計(jì)要求。

動(dòng)態(tài)工況下由于轉(zhuǎn)速波動(dòng)、增壓器工況動(dòng)態(tài)變化以及進(jìn)氣測(cè)量的滯后影響，導(dǎo)致空燃比計(jì)算誤差較穩(wěn)態(tài)時(shí)要大，且受Kt查表精度的限制，引起排氣溫度觀測(cè)器對(duì)實(shí)際排氣溫度估計(jì)的誤差。

由圖15可見，大負(fù)荷時(shí)空燃比較小，大部分能量被工質(zhì)帶走，排氣管對(duì)外散熱造成的誤差比重相對(duì)較小，觀測(cè)器估計(jì)值與實(shí)際排氣溫度相差20 K.

由圖16可見，整車起步過程中，由怠速到2擋行駛中，排氣溫度上升，排氣管壁溫度較低，熱量由排氣傳給管壁，排氣溫度緩慢上升，溫度變化滯后，觀測(cè)器計(jì)算精度較差，在起步時(shí)刻，觀測(cè)器估計(jì)值與實(shí)際排氣溫度相差27 K.

由圖17可見，由大負(fù)荷回至怠速后，排氣溫度下降，排氣管壁面溫度仍較高，熱量由管壁傳給排氣，排氣溫度緩慢下降，溫度變化滯后，同時(shí)空燃比增大，Kt誤差增加，觀測(cè)器計(jì)算精度較差，但是瞬態(tài)時(shí)排氣溫度偏差仍可以控制在±8%以內(nèi),表明瞬態(tài)排氣溫度觀測(cè)器的觀測(cè)效果是有效的。

5 結(jié)論

本文以某特定型號(hào)柴油發(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真模型為研究對(duì)象，基于能量守恒建立排氣溫度觀測(cè)器模型，實(shí)現(xiàn)對(duì)排氣溫度的預(yù)測(cè)。通過仿真和實(shí)際實(shí)車試驗(yàn)，得到以下主要結(jié)論：

1)基于熱力學(xué)第一定律和增壓器能量平衡方程，建立反映缸內(nèi)燃燒狀況的排氣溫度動(dòng)態(tài)模型。

2)渦前排氣溫度模型中溫度比例因子的取值誤差對(duì)排氣溫度估計(jì)值的影響不超過1.5%. 引入排氣溫度因子海拔修正系數(shù)，該參數(shù)取值誤差對(duì)排氣溫度估計(jì)值的影響不超過3%.

3)考慮傳感器響應(yīng)性和排氣管的容積效應(yīng)，對(duì)觀測(cè)器進(jìn)行動(dòng)態(tài)修正，添加1階滯后環(huán)節(jié)。經(jīng)計(jì)算確定極點(diǎn)值為0.99，增益為0.011 6.

4)穩(wěn)態(tài)校核結(jié)果表明觀測(cè)器誤差在±3%以內(nèi)；在實(shí)車動(dòng)態(tài)條件下，觀測(cè)器誤差在±8%以內(nèi)。觀測(cè)器輸出響應(yīng)時(shí)間小于3 s，滿足排氣溫度傳感器在線故障診斷需要。

后續(xù)將在此基礎(chǔ)上利用大數(shù)據(jù)收集大量工況點(diǎn)樣本，即排氣溫度、排氣溫度觀測(cè)器模型的輸入(轉(zhuǎn)速、循環(huán)噴油量、空燃比、環(huán)境溫度、進(jìn)氣溫度和海拔高度)對(duì)樣本進(jìn)行處理，使觀測(cè)器適應(yīng)來自環(huán)境和被診斷對(duì)象的影響。同時(shí)，通過自學(xué)習(xí)提高排氣溫度因子Kt的精確度，進(jìn)一步提高觀測(cè)器的準(zhǔn)確性，降低對(duì)故障的誤報(bào)和漏報(bào)，提高觀測(cè)器容錯(cuò)能力。