柴油機(jī)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)的穩(wěn)定性

范立云， 楊逸風(fēng)， 趙晉成， 白云， 馬修真， 宋恩哲

(1.哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.黑龍江科技大學(xué) 電氣與控制工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

柴油機(jī)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)的穩(wěn)定性

范立云， 楊逸風(fēng)， 趙晉成， 白云， 馬修真， 宋恩哲

(1.哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.黑龍江科技大學(xué) 電氣與控制工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

針對(duì)柴油機(jī)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)的噴油控制問題，本文在AMESim環(huán)境中建立了電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)仿真模型，通過(guò)線性分析方法，得到了噴油過(guò)程中系統(tǒng)的狀態(tài)矩陣序列。通過(guò)系統(tǒng)狀態(tài)矩陣秩與特征值分布規(guī)律，分析了系統(tǒng)噴油過(guò)程中的穩(wěn)定性及其影響因素。結(jié)果表明：系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩主要受溢流控制閥、針閥控制閥和針閥動(dòng)作的影響；建壓階段由于柱塞壓縮作用及壓力波在系統(tǒng)高壓容積內(nèi)的傳播、反射和疊加，系統(tǒng)處于非穩(wěn)定狀態(tài)；噴油階段當(dāng)針閥達(dá)到最大升程后，燃油流動(dòng)狀態(tài)穩(wěn)定，且噴孔開啟削弱了壓力波反射與疊加，使系統(tǒng)穩(wěn)定性有所增強(qiáng)；噴油結(jié)束階段系統(tǒng)穩(wěn)定性增強(qiáng)，主要原因是燃油泄流的強(qiáng)阻尼作用與壓力波衰減。

柴油機(jī)；電控；燃油噴射系統(tǒng)；線性分析；特征值；噴油控制；溢流控制閥；針閥控制閥

在排放法規(guī)日益嚴(yán)格和節(jié)能要求的雙重壓力下，將先進(jìn)的電控燃油系統(tǒng)應(yīng)用于柴油機(jī)已經(jīng)迫在眉睫。電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)通過(guò)電控單體泵的溢流閥實(shí)現(xiàn)供油控制、通過(guò)電控噴油器的電磁閥實(shí)現(xiàn)噴油控制，能夠?qū)崿F(xiàn)快速的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性和柔性可調(diào)的噴油規(guī)律。尤其針對(duì)大功率柴油機(jī)要求，該燃油系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)大循環(huán)噴油量、高噴油壓力下每循環(huán)間燃油噴油特性的快速調(diào)節(jié)，并在低轉(zhuǎn)速下產(chǎn)生高的噴射壓力以及高噴射壓力下的小循環(huán)噴油量的精確控制[1-2]。由于電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)集機(jī)械、液力、電磁于一體，循環(huán)噴油量由多物理場(chǎng)參數(shù)相互耦合作用下決定，所以該系統(tǒng)是一個(gè)多物理場(chǎng)參數(shù)相互耦合作用的非線性系統(tǒng)，尤其在雙閥控制的燃油超高壓瞬變流狀態(tài)下，循環(huán)噴油量的穩(wěn)定控制是雙閥電控燃油系統(tǒng)的難題，而循環(huán)噴油量的穩(wěn)定性是決定其成功匹配柴油機(jī)的前提和基礎(chǔ)[3]。

文獻(xiàn)[4]研究了全工況范圍內(nèi)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)主噴油量隨轉(zhuǎn)速、脈寬的變化規(guī)律及特性參數(shù)變化所引起的主噴油量波動(dòng)規(guī)律,通過(guò)量化分析得出了各特性參數(shù)變化所引起的主噴油量波動(dòng)百分比，為提高電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)工作的穩(wěn)定性提供了理論基礎(chǔ)。文獻(xiàn)[5]通過(guò)對(duì)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)進(jìn)行線性分析得出：雙閥系統(tǒng)中，不同控制模式下，相同時(shí)刻點(diǎn)的系統(tǒng)矩陣特征值分布變化較小，系統(tǒng)矩陣特征值分布只是隨著噴射過(guò)程的推移，發(fā)生很大變化，整個(gè)系統(tǒng)是一個(gè)時(shí)變、非穩(wěn)定的復(fù)雜系統(tǒng)。因此，本文通過(guò)對(duì)典型工況下噴油過(guò)程中系統(tǒng)的狀態(tài)矩陣序列的秩與特征值分布進(jìn)行分析，研究系統(tǒng)噴油過(guò)程的穩(wěn)定性，從而為電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)噴油穩(wěn)定性的控制提供理論依據(jù)。

1 系統(tǒng)組成與工作原理

電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)的組成及工作原理如圖1，其主要由電控單體泵和電控噴油器兩部分組成。

圖1 電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)原理圖Fig.1 Diagram of electronically controlled double-valve fuel injection system

電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)通過(guò)電控噴油器替代傳統(tǒng)電控單體泵系統(tǒng)中的機(jī)械式噴油器。噴油過(guò)程是通過(guò)電控單體泵端的溢流控制閥(spill control valve，SCV)和電控噴油器上的針閥控制閥(needle control valve，NCV)協(xié)同控制實(shí)現(xiàn)的。電控單體泵端的SCV主要實(shí)現(xiàn)供油控制。在SCV中的電磁鐵不上電時(shí)，盡管單體泵的驅(qū)動(dòng)凸輪頂起泵油柱塞，泵油柱塞腔中的燃油被壓縮，但是由于SCV的開啟，燃油經(jīng)過(guò)SCV的泄油錐閥流回至低壓油路，系統(tǒng)內(nèi)不會(huì)建立起高壓。當(dāng)SCV的電磁鐵上電時(shí)，泄油錐閥關(guān)閉泄油油路。泵油柱塞壓縮柱塞腔中的燃油，高壓油管內(nèi)開始建立高壓。電控噴油器上的NCV主要實(shí)現(xiàn)噴油控制。NCV在未上電時(shí)為關(guān)閉狀態(tài)，針閥上端受到的液壓力比下端高，針閥不能開啟。當(dāng)電磁閥上電時(shí)，NCV打開，針閥上端的高壓燃油與低壓油路連通，針閥抬起，燃油開始噴射[6-7]。

2 系統(tǒng)模型的建立與驗(yàn)證

2.1 模型建立

電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)是集電、磁、機(jī)、液于一體的多物理場(chǎng)耦合系統(tǒng)，電場(chǎng)、磁場(chǎng)、機(jī)械運(yùn)動(dòng)和流場(chǎng)通過(guò)各自的控制方程及相互作用的變量耦合在一起。因此通過(guò)分析各個(gè)物理場(chǎng)之間的耦合關(guān)系，建立電磁場(chǎng)、機(jī)械運(yùn)動(dòng)、流場(chǎng)特性方程及高壓油管內(nèi)的壓力波動(dòng)方程如下。

1)電磁場(chǎng)耦合方程：

(1)

(2)

(3)

式中：U為線圈兩端電壓；i是電磁鐵驅(qū)動(dòng)電流，通過(guò)軟件進(jìn)行脈寬調(diào)制閉環(huán)控制；R為線圈電阻；r為線圈磁鏈值，等于線圈電感和電流的乘積；Φ為流經(jīng)磁極面的磁通；Al為電磁鐵的磁極面積；F為電磁鐵產(chǎn)生的電磁力；B為磁感應(yīng)強(qiáng)度；μ0為真空磁導(dǎo)率；R和λ與電磁鐵的結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)。

2)柱塞腔運(yùn)動(dòng)方程：

(4)

(5)

式中：V為柱塞腔容積，P為柱塞腔內(nèi)燃油壓力，Ev為燃油的可壓縮性系數(shù)，A為柱塞頂面的橫截面積，L為柱塞的運(yùn)動(dòng)位移，d為柱塞直徑。

3)閥桿機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程：

(6)

式中：m為運(yùn)動(dòng)件質(zhì)量，包括閥桿、銜鐵和彈簧等零件；x1為閥桿位移；Fmag為作用在銜鐵上的電磁力；Ff為考慮到流場(chǎng)影響受到的力；k為彈簧剛度；x0為彈簧預(yù)變形量；t為時(shí)間。

4)油管內(nèi)的波動(dòng)方程：

(7)

(8)

式中：ρ為燃油密度；p為壓力；u為燃油速度；k為粘性阻力系數(shù)；a為油管壓力波傳播速度，簡(jiǎn)稱聲速。

式(1)～(8)為電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)的基本方程，再結(jié)合柱塞腔連續(xù)方程、初始條件和邊界條件等，可以求解出電控雙閥燃油系統(tǒng)噴射特性各種參數(shù)?；谏鲜龇匠蹋?AMESim 仿真平臺(tái)上建立了電控雙閥燃油系統(tǒng)的數(shù)值仿真模型，如圖2所示。

圖2 電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)仿真模型 Fig.2 Simulation model of electronically controlled double-valve fuel injection system

2.2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確度，在試驗(yàn)臺(tái)上對(duì)電控雙閥燃油系統(tǒng)進(jìn)行了試驗(yàn)，由于嘴端壓力可以直接反映系統(tǒng)的噴射特性，試驗(yàn)中采用 Kistler 4067 高壓傳感器測(cè)量嘴端壓力。圖3所示為在SCV控制模式下，循環(huán)噴油量為120 mm3的典型工況，凸輪轉(zhuǎn)速分別為500、800和1 100 r/min時(shí)噴油器嘴端壓力試驗(yàn)與仿真結(jié)果的對(duì)比圖。由圖3可知，仿真值與實(shí)測(cè)值有很好的一致性，說(shuō)明仿真模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)的噴油特性。

3 系統(tǒng)狀態(tài)矩陣

為了分析系統(tǒng)穩(wěn)定性，可以將系統(tǒng)在不同時(shí)刻

點(diǎn)進(jìn)行線性化，從而得到系統(tǒng)的狀態(tài)矩陣A：

(9)

同理，可得到線性系統(tǒng)的控制矩陣B和輸出矩陣C，則系統(tǒng)的狀態(tài)空間表達(dá)式可表示為

(10)

圖3 典型工況下嘴端壓力對(duì)比曲線Fig.3 Comparison of measurement and simulation nozzle side pressure at different cam velocities

式中：X、Y、U分別為系統(tǒng)的狀態(tài)變量、輸出變量和控制變量[8]。

適當(dāng)選取步長(zhǎng)，獲取噴油過(guò)程中各時(shí)刻點(diǎn)的系統(tǒng)狀態(tài)矩陣表述，通過(guò)分析系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩與特征值分布來(lái)研究系統(tǒng)噴油過(guò)程的穩(wěn)定性。由于電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)在噴油過(guò)程中，其各個(gè)組成部分的燃油壓力、燃油流率及運(yùn)動(dòng)件的機(jī)械運(yùn)動(dòng)均為時(shí)間域內(nèi)連續(xù)變化的狀態(tài)量，結(jié)合電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)數(shù)值仿真模型，選取了凸輪轉(zhuǎn)速、SCV驅(qū)動(dòng)電流和NCV驅(qū)動(dòng)電流為系統(tǒng)的控制變量，噴油壓力、噴油率和噴油量為系統(tǒng)的輸出變量。狀態(tài)變量的選取如圖4所示，沿著燃油在系統(tǒng)內(nèi)油路的流動(dòng)過(guò)程，選取了燃油壓力、流率、運(yùn)動(dòng)件速度和升程作為系統(tǒng)的狀態(tài)變量。為提高計(jì)算準(zhǔn)確性，考慮高壓油管長(zhǎng)度及管內(nèi)沿程阻尼，將高壓油管均分為6段，并將每段油管內(nèi)的燃油壓力及其兩端流率作為狀態(tài)變量，因此選取了3個(gè)控制變量、3個(gè)輸出變量和37個(gè)狀態(tài)變量。在 AMESim平臺(tái)對(duì)系統(tǒng)工作過(guò)程進(jìn)行線性化處理，從而得到了電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)噴油過(guò)程中隨時(shí)間變化的狀態(tài)矩陣序列。

圖4 電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)狀態(tài)變量圖Fig.4 Selection of state variables in electronically controlled double-valve fuel injection system

4 系統(tǒng)狀態(tài)矩陣序列的秩分析

矩陣的秩是反映矩陣特性的重要參數(shù)，其值可用于確定線性系統(tǒng)的能控性和能觀測(cè)性，對(duì)于不滿足滿秩條件的復(fù)雜控制系統(tǒng)，通過(guò)對(duì)狀態(tài)矩陣進(jìn)行秩分析，可以排除對(duì)系統(tǒng)狀態(tài)無(wú)影響或影響很小的狀態(tài)變量，實(shí)現(xiàn)對(duì)系統(tǒng)的降秩控制[9]。

圖5為NCV控制模式下，在凸輪轉(zhuǎn)速800 r/min、噴油脈寬9.8℃aA的典型工況點(diǎn)，噴油過(guò)程中系統(tǒng)狀態(tài)矩陣A的秩隨時(shí)間的變化規(guī)律及其與系統(tǒng)控制電流、SCV升程、NCV升程、針閥升程和噴油速率的對(duì)應(yīng)關(guān)系。圖中的t1～t2對(duì)應(yīng)SCV的關(guān)閉過(guò)程，t3～t4對(duì)應(yīng)NCV的開啟過(guò)程，t5～t6對(duì)應(yīng)針閥的開啟過(guò)程，t7～t10對(duì)應(yīng)SCV的開啟過(guò)程，t8～t9對(duì)應(yīng)NCV的關(guān)閉過(guò)程，t9～t11對(duì)應(yīng)針閥關(guān)閉的過(guò)程。

圖5 系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩與關(guān)鍵參數(shù)的對(duì)應(yīng)關(guān)系Fig.5 Corresponding relation between the ranks of state matrices and key parameters

如圖5所示，在SCV、NCV、針閥開始動(dòng)作前與結(jié)束動(dòng)作后，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩都為31，說(shuō)明電磁閥與針閥靜止時(shí)，系統(tǒng)37個(gè)狀態(tài)變量中只有31個(gè)相互獨(dú)立，而當(dāng)SCV閥桿、NCV閥桿或針閥閥桿開始動(dòng)作時(shí)，它們的位移和速度會(huì)直接影響系統(tǒng)的狀態(tài)，導(dǎo)致系統(tǒng)矩陣的秩瞬間變化。具體如下：

1)t1時(shí)刻之前，柱塞在凸輪驅(qū)動(dòng)下開始?jí)嚎s燃油，隨著柱塞上行壓油，柱塞腔內(nèi)的燃油直接由密封錐面泄流至低壓腔，電磁閥與針閥靜止，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩為31，說(shuō)明此時(shí)系統(tǒng)37個(gè)狀態(tài)變量中只有31個(gè)與系統(tǒng)有關(guān)。2)t1～t2時(shí)間段，SCV在電流作用下開始關(guān)閉，但未達(dá)到最大升程，由于SCV關(guān)閉過(guò)程中，閥桿的速度與位移瞬間發(fā)生了變化，系統(tǒng)矩陣的秩由31跳變至33。3)t2時(shí)刻，SCV關(guān)閉，泵油柱塞腔與低壓油路的通道被切斷，高壓油管內(nèi)開始建立高壓。此時(shí)由于SCV的速度與位移不再變化，不再影響系統(tǒng)的狀態(tài)，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩由33降低到31。4)t3～t4時(shí)間段，NCV在電流控制下開始打開，但未達(dá)到最大升程，NCV閥桿的速度與位移與其他狀態(tài)變量不再相關(guān)，系統(tǒng)矩陣的秩由31跳變?yōu)?3。5)t4時(shí)刻，NCV達(dá)到最大升程，它的速度與位移不再變化，系統(tǒng)矩陣的秩由33降為31。6)t5～t6時(shí)間段，由于針閥的開啟動(dòng)作，針閥的速度與位移與其他狀態(tài)變量由相關(guān)變?yōu)橄嗷オ?dú)立，使系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩由31上升到33。7)t6時(shí)刻，針閥達(dá)到最大升程，針閥的速度與位移不再變化，隨著噴油進(jìn)行，系統(tǒng)矩陣的秩從33降為31。8)t6～t7時(shí)間段，系統(tǒng)矩陣的秩維持在31，說(shuō)明在該噴油過(guò)程中，系統(tǒng)矩陣中有31個(gè)相互獨(dú)立的狀態(tài)變量。9)t7～t8時(shí)間段，SCV打開過(guò)程中，泵油柱塞腔與低壓油路通道被連通，NCV仍未關(guān)閉，系統(tǒng)矩陣從31變?yōu)?3，對(duì)狀態(tài)矩陣進(jìn)行分析，得出此時(shí)狀態(tài)矩陣中除NCV閥桿、針閥的速度與位移以外的33個(gè)狀態(tài)變量線性無(wú)關(guān)。10)t8～t9時(shí)間段，NCV處于關(guān)閉過(guò)程，系統(tǒng)矩陣的秩從33升為35，此時(shí)只有針閥的速度與位移與其他狀態(tài)變量相關(guān)。11)t9時(shí)刻，NCV關(guān)閉不再運(yùn)動(dòng)，而此時(shí)針閥開始關(guān)閉，分析得出此時(shí)系統(tǒng)仍有35個(gè)線性無(wú)關(guān)的狀態(tài)變量，系統(tǒng)矩陣的秩保持在35不變。12)t10時(shí)刻，SCV完全打開并停止動(dòng)作，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩由35降至33，此時(shí)SCV閥桿的速度與位移與其他35個(gè)狀態(tài)變量由獨(dú)立變?yōu)橄嚓P(guān)。13)t10～t11時(shí)間段，系統(tǒng)仍在噴油，針閥處于關(guān)閉過(guò)程但未完全關(guān)閉，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩為33。14)t11時(shí)刻，針閥徹底關(guān)閉，噴油結(jié)束，故系統(tǒng)矩陣的秩由33降低至31，對(duì)狀態(tài)矩陣進(jìn)行分析得出此時(shí)針閥的速度與位移與其他狀態(tài)變量由獨(dú)立變?yōu)橄嚓P(guān)，系統(tǒng)恢復(fù)至噴油之前的狀態(tài)。

由以上分析可以看出，在噴油系統(tǒng)工作過(guò)程中，當(dāng)SCV、NCV和針閥運(yùn)動(dòng)時(shí)，系統(tǒng)矩陣的秩增加，而在上述運(yùn)動(dòng)件都靜止時(shí)，系統(tǒng)矩陣的秩為最小。因此可以通過(guò)對(duì)系統(tǒng)電磁閥驅(qū)動(dòng)信號(hào)及SCV閥桿、NCV閥桿與針閥閥桿的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行分析，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)系統(tǒng)狀態(tài)矩陣序列的降秩處理，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)噴油系統(tǒng)的降秩控制。

5 基于系統(tǒng)矩陣特征值分布的穩(wěn)定性分析

李雅普諾夫第一法的基本思路是通過(guò)系統(tǒng)狀態(tài)方程的解來(lái)判別系統(tǒng)的穩(wěn)定性。對(duì)于線性定常系統(tǒng)，只需解出特征方程的根即可作出穩(wěn)定性判斷。對(duì)于一般的非線性系統(tǒng)，則可通過(guò)線性化處理，近似得到線性化方程，然后再根據(jù)其特征根來(lái)判斷系統(tǒng)的穩(wěn)定性。因此，通過(guò)分析系統(tǒng)狀態(tài)矩陣特征值在復(fù)平面域的分布情況即可判斷系統(tǒng)的穩(wěn)定性[10]。本文基于矩陣的秩的變化，將電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)噴油工作過(guò)程劃分為12個(gè)時(shí)間段，在每個(gè)時(shí)間段中選取中間點(diǎn)作為典型時(shí)刻觀察系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的特征值分布，以判斷系統(tǒng)噴油工作過(guò)程中的穩(wěn)定性變化。圖6為系統(tǒng)狀態(tài)矩陣特征值在復(fù)平面域分布情況與系統(tǒng)穩(wěn)定性的關(guān)系。特征值的實(shí)部決定系統(tǒng)的收斂與發(fā)散特性，即系統(tǒng)的穩(wěn)定性。特征值位于正半平面實(shí)軸上則系統(tǒng)發(fā)散，不穩(wěn)定；位于負(fù)半平面實(shí)軸上，系統(tǒng)收斂，穩(wěn)定。特征值的虛部決定系統(tǒng)的振蕩特性，特征值距離實(shí)軸越遠(yuǎn)，系統(tǒng)的震蕩特性越強(qiáng)，且以實(shí)軸為對(duì)稱軸的共軛特征值所反映的震蕩特性相同。

圖6 系統(tǒng)特征值分布與穩(wěn)定性的關(guān)系Fig.6 Relation between system stability and distribution of characteristic roots in the complex plane

根據(jù)圖5系統(tǒng)矩陣秩的變化情況，將系統(tǒng)工作過(guò)程化分為0～t1，t1～t2，t2～t3，t3～t4，t4～t5，t5～t6，t6～t7，t7～t8，t8～t9，t9～t10，t10～t11，t11～0.012 s這12個(gè)階段，在這12個(gè)階段中選取每階段中間時(shí)刻作為典型時(shí)刻點(diǎn)，分別求取了工作過(guò)程中典型時(shí)刻點(diǎn)對(duì)應(yīng)的系統(tǒng)狀態(tài)矩陣序列的特征值，并繪制了系統(tǒng)狀態(tài)矩陣特征值在復(fù)平面的分布情況，如圖7所示。

如圖7(a)所示，在0～t1階段，SCV未通電而閥桿開啟，隨著柱塞上行壓油，柱塞腔內(nèi)的燃油直接由密封錐面泄流至低壓腔，此時(shí)系統(tǒng)內(nèi)狀態(tài)由低壓供油系統(tǒng)決定。由于低壓油泵持續(xù)脈動(dòng)供油的固有特性，使低壓油腔內(nèi)的燃油壓力存在周期性波動(dòng)。因此系統(tǒng)狀態(tài)矩陣序列的特征值主要集中在虛軸附近，表現(xiàn)出較強(qiáng)的弱阻尼振蕩特性。

如圖7(b)所示，在t1～t2階段，SCV閥桿開始動(dòng)作，但未完全關(guān)閉。系統(tǒng)處于建壓準(zhǔn)備階段，復(fù)平面的右側(cè)系統(tǒng)狀態(tài)矩陣序列的特征值逐漸增多，表明此時(shí)系統(tǒng)逐漸處于非穩(wěn)定狀態(tài)。這是由于在SCV閥桿關(guān)閉過(guò)程中，燃油的泄流通路被逐漸關(guān)閉，此時(shí)閥桿處的流動(dòng)為三叉管流動(dòng)狀態(tài)，柱塞在供油凸輪驅(qū)動(dòng)下上升，在柱塞壓縮作用下，柱塞腔至噴油器嘴端油路內(nèi)的燃油壓力逐漸上升，流動(dòng)為瞬變流，系統(tǒng)壓力狀態(tài)變化劇烈，系統(tǒng)的穩(wěn)定性逐漸下降，小部分特征值由復(fù)平面左側(cè)向右側(cè)移動(dòng)。

如圖7(c)所示，在t2～t3階段，SCV完全關(guān)閉，系統(tǒng)處于建壓階段，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣序列的特征值大幅移向復(fù)平面的右側(cè)，且主要集中在虛軸附近，表明此時(shí)系統(tǒng)處于非穩(wěn)定狀態(tài)，且存在明顯震蕩特性。這是由于在SCV完全關(guān)閉后，燃油的泄流通路被完全關(guān)閉，柱塞腔至噴油器嘴端油路內(nèi)的燃油壓力在柱塞壓縮作用下迅速上升，系統(tǒng)壓力狀態(tài)變化劇烈，特征值大幅由復(fù)平面左側(cè)向右側(cè)移動(dòng)。同時(shí)，由于此時(shí)NCV與針閥仍然處于關(guān)閉狀態(tài)，柱塞腔至噴油器嘴端形成了兩端閉口油路，燃油壓力波在柱塞腔至噴油器嘴端之間往復(fù)傳播、反射并不斷疊加，使系統(tǒng)表現(xiàn)出顯著的振蕩特性，所以特征值集中分布在虛軸附近，且與實(shí)軸距離變大。

圖7 電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)工作過(guò)程典型時(shí)刻特征值分布Fig.7 Eigenvalues distribution of state matrices on the complex plane at different time points

如圖7(d)、(e)所示，在t3～t4與t4～t5階段，NCV開始打開至完全打開，針閥上端高壓燃油與低壓油路相連通，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的特征值逐漸向左半平面移動(dòng)，并逐漸向?qū)嵼S靠攏，表明此時(shí)系統(tǒng)的阻尼增加，震蕩減弱，穩(wěn)定性增強(qiáng)。這是由于NCV打開，針閥上端壓力降低，使得柱塞腔和噴嘴之間的壓力波反射和疊加不斷減弱，從而削弱了系統(tǒng)的震蕩，使系統(tǒng)的穩(wěn)定性有所提高。

如圖7(f)所示，在t5～t6階段，針閥打開但未達(dá)到最大升程，系統(tǒng)開始噴油，此時(shí)系統(tǒng)在噴油孔處可能存在非穩(wěn)定的瞬變流運(yùn)動(dòng)，可以看出右半平面系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的特征值有所增加，這是由于針閥打開瞬間，噴油器噴嘴處流動(dòng)狀態(tài)瞬間變化，系統(tǒng)的穩(wěn)定性降低。

如圖7(g)所示，在t6～t7階段，針閥達(dá)到最大升程，系統(tǒng)處于噴油階段。與上一階段相比，右半平面的系統(tǒng)矩陣特征值大幅降低，由于噴油過(guò)程中，SCV閥桿、NCV閥桿與針閥閥桿不再運(yùn)動(dòng)，對(duì)燃油流動(dòng)的邊界條件不再產(chǎn)生影響，整個(gè)系統(tǒng)的流動(dòng)狀態(tài)單一，提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性，但仍保持了震蕩特性。

如圖7(h)、(i)所示，在t7～t8與t8～t9階段，SCV開始打開，系統(tǒng)開始泄流，NCV開始關(guān)閉，系統(tǒng)矩陣的特征值開始向復(fù)平面左側(cè)移動(dòng)且開始逐漸相實(shí)軸靠攏，系統(tǒng)的穩(wěn)定性略微上升且震蕩特性有所減弱。這是由于此時(shí)系統(tǒng)內(nèi)的高壓燃油經(jīng)開啟的密封錐面向低壓腔泄流，燃油壓力開始下降，相當(dāng)于為系統(tǒng)引入了強(qiáng)阻尼作用，因此狀態(tài)矩陣序列特征值沿阻尼增加的方向逐漸向?qū)嵼S靠攏，系統(tǒng)表現(xiàn)出強(qiáng)阻尼特性。

如圖7(j)、(k)、(l)所示，在t9～t10、t10～t11與t11～0.012 s階段，針閥在預(yù)緊力的作用下開始關(guān)閉至完全關(guān)閉，系統(tǒng)處于停止噴油準(zhǔn)備階段與噴油結(jié)束階段。系統(tǒng)狀態(tài)方程的特征值繼續(xù)向復(fù)平面左側(cè)移動(dòng)并繼續(xù)向?qū)嵼S聚集，系統(tǒng)的穩(wěn)定性上升的同時(shí)表現(xiàn)出強(qiáng)阻尼特性。這是由于噴油逐漸結(jié)束時(shí)，系統(tǒng)內(nèi)的高壓燃油經(jīng)開啟的密封錐面向低壓腔泄流，燃油壓力大幅下降，整個(gè)系統(tǒng)表現(xiàn)出對(duì)壓力波的巨大衰減過(guò)程，所以系統(tǒng)狀態(tài)方程的特征值延實(shí)軸展開，該階段系統(tǒng)阻尼特性起主導(dǎo)作用。

6 結(jié)論

1)系統(tǒng)噴油過(guò)程中SCV、NCV和針閥的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)改變是系統(tǒng)狀態(tài)矩陣秩發(fā)生變化的原因，當(dāng)以上運(yùn)動(dòng)件由靜止變?yōu)檫\(yùn)動(dòng)的瞬間，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩增加，而在它們由運(yùn)動(dòng)變?yōu)殪o止時(shí)，系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的秩減小。

2)低壓供油系統(tǒng)的脈動(dòng)供油與柱塞腔和噴油器嘴端之間的壓力波反射、疊加是引起建壓階段系統(tǒng)振蕩增強(qiáng)、穩(wěn)定性下降的主要因素，針閥打開過(guò)程中噴油器噴嘴處流動(dòng)狀態(tài)的瞬間變化使噴油開始瞬間系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，針閥完全打開的噴油過(guò)程中由于系統(tǒng)流動(dòng)特性單一，穩(wěn)定性有所提高，系統(tǒng)噴油結(jié)束時(shí)燃油壓力大幅下降形成的強(qiáng)阻尼作用使系統(tǒng)泄油階段穩(wěn)定性進(jìn)一步增強(qiáng)。

3)通過(guò)對(duì)系統(tǒng)狀態(tài)矩陣序列特征值的分布及變化規(guī)律進(jìn)行分析，揭示了雙閥系統(tǒng)噴油過(guò)程中的穩(wěn)定性變化規(guī)律及系統(tǒng)狀態(tài)變化對(duì)穩(wěn)定性的影響規(guī)律，為系統(tǒng)噴油穩(wěn)定性的控制提供理論支撐。

[1]BEIDL C V, GILL D W, CARTELLIERI W, et al. The impact of emissions and fuel economy requirements on fuel injection system and noise of HD diesel engines: SAE tech-

nical paper 980176[R]. 1998.

[2]GREEVES G, TULLIS S, Barker B. Advanced two-actuator EUI and emission reduction for heavy-duty diesel engines: SAE technical paper 2003-01-0698[R]. 2003.

[3]FAN Liyun, ZHU Yuanxian, MA Xiuzhen, et al. Quantitative analysis on cycle fuel injection quantity fluctuation of diesel engine electronic in-line pump system: SAE technical paper 2010-01-0875[R]. 2010.

[4]范立云, 文李明, 馬修真, 等. 柴油機(jī)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)噴油量影響因素研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程, 2013, 34(2): 74-82. FAN Liyun, WEN Liming, MA Xiuzhen, et al. Study of factors influencing delivery of electron-controlled double valve Injection system for diesel engine[J]. Chinese internal combustion engine engineering, 2013, 34(2): 74-82.

[5]文李明. 雙閥電控單體泵燃油系統(tǒng)噴射特性研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué), 2012. WEN Liming. Investigation on injection characteristics of double valves fuel system with electronically controlled[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2012.

[6]CHAUFOUR P, MILLET G, HEDNA M, et al. Advanced modeling of a heavy-truck unit-injector system and its applications in the engine design process: SAE technical paper 2004-01-0020[R]. 2004.

[7]仇滔, 劉興華, 劉福水, 等. 一種新型的雙電磁閥燃油系統(tǒng)[J]. 北京理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 28(8): 674-677. QIU Tao, LIU Xinghua, LIU Fushui, et al. Design for a new type fuel system[J]. Transactions of Beijing institute of technology, 2008, 28(8): 674-677.

[8]柏艷紅, 陳聰, 孫志毅, 等. 基于AMESim的電液閥控缸系統(tǒng)線性化分析[J]. 系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào), 2014, 26(7): 1430-1434. BAI Yanhong, CHEN Cong, SUN Zhiyi, et al. Linear analysis of electro-hydraulic valve-controlled cylinder system based on AMESim[J]. Journal of system simulation, 2014, 26(7): 1430-1434.

[9]張科勛, 李進(jìn), 周明, 等. 柴油機(jī)空氣系統(tǒng)降秩控制算法的應(yīng)用范圍[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2007, 43(12): 127-132. ZHANG Kexun, LI Jin, ZHOU Ming, et al. Applicaton area of rank one control algorithm to diesel engine air system[J]. Chinese journal of mechanical engineering, 2007, 43(12): 127-132.

[10]仝慶貽. 混雜系統(tǒng)穩(wěn)定性及其在電力系統(tǒng)中的應(yīng)用研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2004. TONG Qingyi. Research on stability of hybrid system and its applications in power systems[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2004.

Stability study of the electronically controlled double-valve fuel injection system of a diesel engine

FAN Liyun1, YANG Yifeng1, ZHAO Jincheng2, BAI Yun1, MA Xiuzhen1, SONG Enzhe1

(1.College of Power and Energy Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China; 2.College of Electrical Control Engineering, Heilongjiang University of Science and Technology, Harbin 150001, China)

Aiming at fuel injection control in the electronically controlled double-valve fuel injection system of a diesel engine, this paper establishes a simulation model of the electronically controlled double-valve fuel injection system in the AMESim environment. The state matrices of the system that change over time during the injection process were acquired by using the linear analysis method. The stability and its influence factors of the system during injection were analyzed on the basis of the change of ranks and eigenvalue distribution of state matrices. The results show that the ranks of the state matrices are mainly affected by the action of the spill control valve, the needle control valve, and the needle valve. In the pressure building stage, owing to the compression of the plunger and the propagation, reflection, and superposition of the pressure wave within the high pressure volume, the system is in the unsteady state. In the fuel injection stage, after the needle valve reaches maximum lift, the flow state of fuel oil remains steady. In addition, the reflection and superposition of the pressure wave recede owing to the opening of the orifice, and system stability is enhanced. In the end stage of fuel injection, system stability increases, which is mainly caused by the strong damping effect of fuel discharge and attenuation of the pressure wave.

diesel engine; electronic control; fuel injection system; linear analysis; eigenvalues; spill control valve; needle control valve; fuel injection control

2016-04-25.

日期：2017-01-11.

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目( 51279037，51379041); 黑龍江省留學(xué)歸國(guó)人員科學(xué)基金項(xiàng)目(LC201422).

范立云(1981-), 男,教授,博士.

范立云，E-mail: fanly_01@163.com.

10.11990/jheu.201604051

TK422

A

1006-7043(2017)03-0397-07

范立云， 楊逸風(fēng)， 白云,等. 柴油機(jī)電控雙閥燃油噴射系統(tǒng)的穩(wěn)定性[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 38(3): 397-403.

FAN Liyun, YANG Yifeng, BAI Yun，et al. Stability study of the electronically controlled double-valve fuel injection system of a diesel engine[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2017, 38(3):397-403.

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170111.1509.022.html