PFI汽油機空燃比控制仿真及試驗研究

蔣炎坤， 王松， 謝滿

(1. 華中科技大學能源與動力工程學院, 湖北 武漢 430074； 2. 東風商用車有限公司技術(shù)中心, 湖北 武漢 430056)

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PFI汽油機空燃比控制仿真及試驗研究

蔣炎坤1， 王松2， 謝滿1

(1. 華中科技大學能源與動力工程學院, 湖北 武漢 430074； 2. 東風商用車有限公司技術(shù)中心, 湖北 武漢 430056)

基于發(fā)動機臺架試驗，建立并標定了進氣道燃油噴射單缸汽油機一維仿真模型，探索了空燃比控制的新方法。依據(jù)經(jīng)典控制理論，通過所建空燃比PID控制器與參數(shù)整定，實現(xiàn)了穩(wěn)態(tài)空燃比控制?；趚-τ油膜模型，提出了其代數(shù)控制X-Y油膜方程，分析了進氣道燃油傳輸過程對空燃比控制的影響；通過燃油階躍擾動法，對X，Y參數(shù)進行識別，獲得了X，Y參數(shù)MAP圖，構(gòu)建了離散化燃油動態(tài)補償器，實現(xiàn)了空燃比在瞬態(tài)工況下的前饋控制。

汽油機； 進氣道噴射； 空燃比； 前饋控制； 閉環(huán)控制

汽油機實現(xiàn)低排放的途徑一般是在精確控制混合氣空燃比的情況下利用三元催化轉(zhuǎn)化器將廢氣中的HC，CO及NOx轉(zhuǎn)化成H2O，CO2和N2[1]。為了實現(xiàn)三元催化器較高的轉(zhuǎn)化效率，必須將汽油機的空燃比控制在理論空燃比14.7附近[2]。因此，汽油機降低排放的根本途徑是對全工況狀態(tài)下的空燃比進行精確控制。

目前，電噴汽油機空燃比控制普遍采用電噴系統(tǒng)加氧傳感器的閉環(huán)系統(tǒng)，閉環(huán)控制系統(tǒng)能夠很好地對穩(wěn)態(tài)工況下空燃比進行控制。然而，在車輛實際運行過程中，發(fā)動機大部分時間處于起動、暖機和加減速等過渡工況，過渡工況下發(fā)動機工況狀態(tài)變化迅速，加之傳感器固有延遲，使得閉環(huán)系統(tǒng)無法對空燃比實現(xiàn)精確的實時控制，從而導致排放性能急劇惡化，甚至會影響汽油機的整體性能[3-5]。故對汽油機空燃比控制進行研究是十分必要的。

1 進氣道噴射汽油機建模與標定

1.1 發(fā)動機測試臺架系統(tǒng)

研究的對象是ZS157FMI-3單缸汽油機，其基本性能參數(shù)見表1。發(fā)動機安裝自主開發(fā)設計的控制系統(tǒng)，即ZH600-ECS系統(tǒng)(Engine Control System)。試驗用發(fā)動機電控試驗臺架系統(tǒng)主要由硬件和軟件兩部分組成。硬件包括ET2000發(fā)動機測功系統(tǒng)、DL30交流電力測功機、電阻負載箱、各種傳感器、執(zhí)行器、供油系統(tǒng)、尾氣分析儀、ECU、PC上位機、數(shù)據(jù)采集板卡、旋轉(zhuǎn)編碼器及線束等。測功系統(tǒng)采集的數(shù)據(jù)經(jīng)CAN總線傳輸?shù)紼T2000測試系統(tǒng)的工控機，并利用其專用軟件對數(shù)據(jù)進行處理、顯示及存儲。軟件包括ECU下位機各控制程序、PC上位機軟件程序及串行通信協(xié)議等。

表1 ZS157FMI-3單缸機基本參數(shù)[6]

1.2 發(fā)動機一維仿真建模

基于GT-Power建立發(fā)動機模型。進氣系統(tǒng)建模時，主要獲取了氣門升程規(guī)律、進氣道流量系數(shù)、進氣管路及空濾器等參數(shù)；進氣道噴射系統(tǒng)建模，主要建立了進氣道油膜參數(shù)和噴油器模型等；排氣系統(tǒng)建模，主要考慮各段排氣管的物理參數(shù)；最后添加氣缸和曲軸模型。

1.3 模型試驗標定

為保證所建仿真模型的準確性，完成了充氣效率、摩擦功、扭矩、準維燃燒模型燃燒參數(shù)及噴油器流量系數(shù)等相關(guān)量的標定[7]。圖1示出了標定流程及方法，并確保仿真值和試驗值誤差小于5%。

標定結(jié)果表明：外特性工況下，充氣效率實測值和仿真值的最大誤差為4.05%，功率試驗值與仿真值最大誤差約為3.85%，扭矩最大誤差約為4.82%。在6 000 r/min-100%油門開度工況下，發(fā)動機缸內(nèi)壓力試驗值與仿真值最大誤差約為2.3%(見圖2至圖6)。通過標定，發(fā)動機主要參數(shù)誤差基本在5%以內(nèi)，保證了模型準確性。

2 穩(wěn)態(tài)工況空燃比閉環(huán)反饋控制

發(fā)動機穩(wěn)態(tài)工況空燃比采用氧傳感器閉環(huán)控制模式。在以上所建仿真模型基礎上，在GT-ISE中添加氧傳感器模塊和PID控制模塊，實現(xiàn)穩(wěn)態(tài)工況下空燃比控制(見圖7)。

2.1 氧傳感器仿真模型建立

為在排氣管端精確測出空燃比，基于氧傳感器測量空燃比的原理，利用排氣管中組分濃度測量的方法，建立氧傳感器模型。本研究提出了根據(jù)排氣管中氣體O2，CO，CO2的濃度計算過量空氣系數(shù)的方法求得空燃比，具體數(shù)學表達式見式(1)：

(1)

式中：[·]為組分的體積分數(shù)；K1為HC轉(zhuǎn)換因子，若以體積分數(shù)為10-6的正己烷(C6H14)作等價表示，此值等于6×10-4；Hcv為燃料中氫和碳的原子比，當燃料為汽油時取值1.726 1；Ocv為燃料中氧和碳原子比，當燃料為汽油時取值0.017 6。

利用傳感器分別測得排氣管中每10個采樣循環(huán)中CO，CO2，O2摩爾濃度的平均值，再根據(jù)過量空氣系數(shù)的計算公式，計算空燃比的值。

2.2 PID控制器及參數(shù)整定

PID控制是一個二階線性控制系統(tǒng)，通過調(diào)整比例、積分和微分三項參數(shù)，使得系統(tǒng)獲得良好的控制效果。選用增量式PID控制，控制算法如下：

Y=Yinitial+KΔX(1-e-t/τ)。

(2)

式中：K=ΔY/ΔX；t為系統(tǒng)響應時間；τ為時間常數(shù)。假如系統(tǒng)有一個一階線性響應輸入，那么只需獲得τ，ΔY，ΔX就可以來描述這個一階線性系統(tǒng)，控制系統(tǒng)方程如下：

(3)

式中：Kp為比例系數(shù)；Ki為積分系數(shù)；KD為微分系數(shù)；τ為微分時間常數(shù)；y為系統(tǒng)輸出；u為參考值和輸入值的差值；x1，x2為不同狀態(tài)輸入變量參數(shù)。如果方程的輸入?yún)?shù)x1,x2已知，整定完各項系數(shù)，那么就可以求解其對應狀態(tài)的輸出值。

通過輸入過量空氣系數(shù)的階躍信號，打破穩(wěn)態(tài)工況下的平衡，再通過GT-Power中EXCEL計算軟件模塊，計算Kp,Ki的值。最終整定結(jié)果Kp為0.889 787 924，Ki為11.702 910 06。

2.3 穩(wěn)態(tài)空燃比閉環(huán)控制效果驗證

基于已建好的一維模型，添加氧傳感器和PID控制器，即得到穩(wěn)態(tài)工況空燃比閉環(huán)反饋控制模型(見圖8)。

PID控制器效果驗證方法：在發(fā)動機穩(wěn)態(tài)工況(6 000 r/min-100%)時，通過過量空氣系數(shù)φa輸入值的階躍變化，來觀察經(jīng)過PID控制調(diào)節(jié)后的過量空氣系數(shù)的輸出值。發(fā)動機在6 000 r/min-100%工況下，在第61個工作循環(huán)時，輸入過量空氣系數(shù)階躍值1.1；在發(fā)動機第121個工作循環(huán)時，輸入過量空氣系數(shù)階躍1.0；具體階躍信號見圖9。在PID控制器實時監(jiān)測器(Monitor Single)中觀察過量空氣系數(shù)的響應曲線(見圖10)。

由圖可知，在6 000 r/min-100%工況下，第25個工作循環(huán)以前，過量空氣系數(shù)呈現(xiàn)出正弦波振蕩衰減平衡效果。在61～75和121～135工作循環(huán)，PID控制器大約經(jīng)過15個工作循環(huán)的控制調(diào)節(jié)，使過量空氣系數(shù)輸出值為1(即理論空燃比14.7)，這表明所建PID控制器達到了快速響應和精確控制的效果。

3 基于油膜模型的過渡工況空燃比控制

PFI汽油機瞬態(tài)工況空燃比控制的影響因素主要是進氣道油膜特性和進氣流量特性[8]。在一維仿真模型中已建立了詳細的流動系統(tǒng)模型，即進、排氣管路的一維模型，這就考慮了進氣流量對空燃比的影響。因此，以下主要基于進氣道油膜特性對過渡工況空燃比控制進行研究。

3.1 X-Y油膜模型

為了分析油膜動態(tài)傳輸效應，C.F.Aquino等人提出進氣道x-τ油膜模型[9]，即用進氣道油膜沉積比例x和油膜蒸發(fā)時間常數(shù)τ來描述，其數(shù)學方程見式(4)：

(4)

x-τ模型是以連續(xù)性微分方程的形式描述油膜的動態(tài)特性，屬物理方程，然而發(fā)動機實際工作方式卻是離散的[10]。因此，在燃油動態(tài)補償器仿真建模時，需要將油膜物理學模型轉(zhuǎn)化為離散的代數(shù)模型，轉(zhuǎn)化的X-Y方程見式(5)：

(5)

根據(jù)式(5)，補償器的代數(shù)迭代方程可表示為

mfc=mf0+Δm。

(6)

式中：mf0為基本噴油量(即噴油速率和噴油脈寬的乘積)；Δm為下一個工作循環(huán)補償油量。

最終X-Y油膜模型方程如下：

(7)

3.2 燃油動態(tài)補償器離散化數(shù)學模型

根據(jù)式(7)，可得出基于發(fā)動機工作循環(huán)的燃油補償器離散化迭代方程：

(8)

根據(jù)遞推迭代方程在GT-Power中建立燃油補償器的仿真模型，建模流程見圖11。

3.3 補償器特性參數(shù)識別

3.3.1 油膜參數(shù)識別原理

當發(fā)動機處在某一穩(wěn)定工況時，燃油進入油膜的質(zhì)量與從油膜中蒸發(fā)汽化的燃油量相同，此時的油膜處在一個動平衡狀態(tài)，故缸內(nèi)實際空燃比與理論空燃比相同。此時，就無法識別處于動平衡狀態(tài)油膜的特性參數(shù)[11]。

只有當油膜動平衡被打破，即從某一個動平衡過渡到另一個動平衡時，油膜質(zhì)量才會發(fā)生變化，噴油器噴出的燃油量與實際進入到氣缸內(nèi)的燃油量不相等，從而會引起缸內(nèi)實際空燃比與理論空燃比不一致[12]。這樣油膜特性參數(shù)才能在試驗測試中表現(xiàn)出來。

3.3.2 燃油階躍擾動法

依據(jù)油膜參數(shù)識別原理，當發(fā)動機處于某一穩(wěn)定工況時，通過上位機，給基本噴油脈寬BPW一個階躍變化擾動，打破進氣道油膜動態(tài)平衡。同時，調(diào)整電控單元燃油補償模塊中X，Y參數(shù)值，直到排氣管端測得的空燃比也呈現(xiàn)出與噴油脈寬相似的方波為止，這時認為調(diào)整的X，Y值為真值，過程見圖12[13]。

當X和Y值偏離真值，此時測得空燃比波形不是方波，則依據(jù)Elbert[14-15]的X和Y油膜參數(shù)調(diào)節(jié)規(guī)律指導油膜參數(shù)的試驗標定。

3.3.3 油膜參數(shù)試驗標定

考慮到油膜特性參數(shù)主要受節(jié)氣門開度(TPS)及曲軸轉(zhuǎn)速等參數(shù)的影響，試驗時通過燃油階躍擾動標定油膜參數(shù)。

試驗中，發(fā)動機轉(zhuǎn)速為3 000～8 500 r/min，各轉(zhuǎn)速下節(jié)氣門開度為10%～80%，同時缸體溫度在各試驗工況保持穩(wěn)定，這時周期性給噴油脈寬一個階躍擾動信號，獲得油膜特性參數(shù)(見表2與表3)。

表2 X試驗值

表3 Y試驗值

3.4 燃油補償器建模

將試驗獲得的X，Y值應用于GT-Power的Look up 2D查二維MAP表模塊。根據(jù)油膜離散化數(shù)學模型(見式(8))及燃油補償器建模流程(見圖12)建立仿真模型(見圖13)。

3.5 燃油動態(tài)補償器仿真結(jié)果驗證

采用燃油階躍擾動法，即在穩(wěn)定轉(zhuǎn)速和節(jié)氣門開度工況下，增加一個噴油量階躍擾動。如圖14所示，選取6 000 r/min-100%工況，在1～400循環(huán)時取Δm=0，在401～1 000循環(huán)時取Δm=2.0 mg，在1 001～1 601循環(huán)時取Δm=0，分別獲得有、無燃油補償器時，空燃比仿真值隨Δm變化的響應曲線，結(jié)果見圖15及圖16。圖17示出了有補償時的空燃比試驗值。

分析可知：在瞬態(tài)工況下，噴油量階躍變化，無補償器時空燃比沒有出現(xiàn)期望的方波形曲線且響應速度慢；有補償器時空燃比會隨燃油量的階躍基本上呈現(xiàn)出方波的變化趨勢，且響應速度快。有補償時，空燃比仿真值與試驗值比較吻合。由此可見，建立的燃油補償器達到了快速、精確調(diào)節(jié)噴油量的補償效果，實現(xiàn)了單缸汽油機在瞬態(tài)工況下空燃比的開環(huán)前饋控制。

4 結(jié)束語

穩(wěn)態(tài)工況時，利用PID控制研究了空燃比閉環(huán)反饋控制；在過渡工況，基于x-τ油膜模型，提出了X-Y油膜模型，并通過燃油階躍擾動法對補償器X-Y參數(shù)進行識別，得到各工況下X，Y參數(shù)的MAP圖，實現(xiàn)了ZS157FMI-3發(fā)動機在穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)工況下空燃比的精確控制?；贕T-Power仿真平臺對空燃比控制的研究，簡化了在Simulink中空燃比控制建模時需建立的進氣流量(觀測器)、動力輸出等數(shù)學模型，同時探索了空燃比控制的新方法，提高了計算效率。

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[編輯： 姜曉博]

Simulation and Experimental Study on Air-fuel Ratio
Control of PFI Gasoline Engine

JIANG Yankun1， WANG Song2， XIE Man1

(1. Energy and Power Engineering School of Huazhong University Science&Technology, Wuhan 430074, China;
2. Dongfeng Commercial Vehicle Co., Ltd.， Technical Center, Wuhan 430056, China)

Based on the engine bench test, one-dimensional simulation model of intake port fuel injection for single gasoline engine was built and calibrated and the control method of air-fuel ratio was explored. Steady-state AFR control was achieved by the PID controller with the built AFR and parameter identification according to the classical control theory. Based on the model ofx-τfuel film, theX-Yfuel film equation of algebraic control was proposed and the influence of fuel flow process in intake port on AFR control was analyzed. The parametersXandYwere identified, the MAP ofXandYwas achieved, the discrete fuel dynamic compensator was constructed and the feed forward control of AFR control for transient conditions was realized by the fuel step interference method.

gasoline engine； port fuel injection(PFI)； AFR； feed forward control； closed loop control

2015-04-15；

2015-09-13

蔣炎坤(1964—)，男，博士，教授，主要研究方向為發(fā)動機性能優(yōu)化及燃燒過程數(shù)值模擬研究；jykhust@mail.hust.edu.cn。

王松(1987—)，男，碩士，主要研究方向為發(fā)動機電控系統(tǒng)及發(fā)動機性能優(yōu)化研究；whutws@126.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.06.009

TK414.3

B

1001-2222(2015)06-0044-06