增壓汽油機(jī)面向控制的充量模型及其數(shù)值標(biāo)定

李 林，張 青，陳凌建，李元棟，張 力

(1.重慶大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，重慶 400044; 2.重慶長安汽車股份有限公司，重慶 400023)

隨著越來越多新技術(shù)應(yīng)用到現(xiàn)代發(fā)動機(jī)[1-3]，如VVT(variable valve timing)、EGR(exhaust gas recirculation)、VGT (variable geometry turbocharger)等，進(jìn)氣歧管內(nèi)的流動變得更為復(fù)雜，給缸內(nèi)新鮮充量的估計(jì)帶來巨大的挑戰(zhàn)。2016年頒布的國Ⅵ排放法規(guī)引入實(shí)際行駛排放(real driving emission，RDE)試驗(yàn)，對汽車瞬態(tài)排放提出了更高的要求[4-5]。缸內(nèi)進(jìn)氣量作為發(fā)動機(jī)燃油噴射量和空燃比控制的基礎(chǔ)，其準(zhǔn)確估算非常重要，通過將空燃比控制在化學(xué)計(jì)量空燃比附近，使三元催化器轉(zhuǎn)換效率達(dá)到最高，有效減少污染物排放[6-7]。

為此，國內(nèi)外學(xué)者提出很多缸內(nèi)進(jìn)氣量計(jì)算方法。基于進(jìn)氣歧管絕對壓力(manifold absolutely pressure, MAP)傳感器的速度密度法[8]具有較好的動態(tài)性能，但需要進(jìn)氣歧管壓力、溫度以及容積效率在不同運(yùn)轉(zhuǎn)工況下的查表值，尤其在VVT發(fā)動機(jī)中，需要標(biāo)定多維脈譜圖，標(biāo)定工作量巨大且沒有可移植性。空氣質(zhì)量流量(mass air flow, MAF)傳感器穩(wěn)態(tài)下測量的節(jié)氣門處質(zhì)量流量等同于氣缸內(nèi)的空氣質(zhì)量流量，但由于瞬態(tài)工況歧管壓力動態(tài)變化大，MAF測量值無法準(zhǔn)確反映缸內(nèi)進(jìn)氣量。基于MAP和MAF傳感器測量值設(shè)計(jì)觀測器的方法可以很好彌補(bǔ)MAF傳感器瞬態(tài)工況的不足，進(jìn)而準(zhǔn)確估算瞬態(tài)進(jìn)氣量[9-10]。另外，Leroy等[11]對VVT發(fā)動機(jī)的研究中提出的進(jìn)氣量計(jì)算模型包含的3個(gè)脈譜圖均為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的非平滑函數(shù)，需要對每個(gè)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷進(jìn)行回歸，因此標(biāo)定工作量大。

近年來，缸壓分析逐漸被應(yīng)用于缸內(nèi)充量估算[12-13]，其中一種被稱為ΔP方法[14]，通過測量缸壓曲線，選擇壓縮行程上任意兩點(diǎn)的壓力及估算缸內(nèi)溫度來計(jì)算缸內(nèi)進(jìn)氣量，由于需要較為準(zhǔn)確的殘余廢氣分?jǐn)?shù)，無法應(yīng)用到配備EGR和VVT技術(shù)的發(fā)動機(jī)。除此之外，部分學(xué)者[15-16]根據(jù)換氣過程熱力學(xué)關(guān)系建立預(yù)測算法并逐循環(huán)迭代，可以較為準(zhǔn)確地計(jì)算發(fā)動機(jī)瞬態(tài)進(jìn)氣量，但算法復(fù)雜，計(jì)算時(shí)間過長，且使用成本過高，因此無法實(shí)現(xiàn)面向控制的缸內(nèi)充量計(jì)算。

為了實(shí)現(xiàn)簡單精確地計(jì)算缸內(nèi)進(jìn)氣量，筆者提出一種基于物理方法的缸內(nèi)充量模型，引入GT-POWER熱力學(xué)模型輔助標(biāo)定，完成對充量模型中進(jìn)氣道傳熱因子、駐留廢氣關(guān)鍵參數(shù)和氣門實(shí)際流通面積的標(biāo)定。由于小排量增壓發(fā)動機(jī)逐漸成為眾多車企青睞的搭載機(jī)型，本研究中對1.5T增壓汽油機(jī)展開研究，建立的充量模型僅使用普通商用傳感器即可實(shí)現(xiàn)不同運(yùn)行工況下發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)進(jìn)氣量的計(jì)算，可移植性強(qiáng)，且滿足穩(wěn)態(tài)進(jìn)氣量誤差在5%以內(nèi)。

1 充量模型

1.1 模型概述

根據(jù)氣體狀態(tài)方程，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻，進(jìn)入氣缸內(nèi)的新鮮充氣量為

(1)

式中：Rg為氣體常數(shù)；pair為缸內(nèi)新鮮充氣壓力；Tair為缸內(nèi)新鮮充氣溫度；VIVC為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻氣缸容積。

為便于數(shù)據(jù)分析，將殘余廢氣質(zhì)量、新鮮充氣質(zhì)量均與標(biāo)況下的空氣質(zhì)量對比，進(jìn)行量綱歸一化處理。將發(fā)動機(jī)缸內(nèi)新鮮充量與標(biāo)況下的空氣質(zhì)量m0的比值定義為充氣效率Rc，即：

(2)

式中：p0為標(biāo)況下的空氣壓力，p0=101.3 kPa；T0為標(biāo)況下的空氣溫度，T0=273 K;Vd為發(fā)動機(jī)的工作容積。

進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)，缸內(nèi)氣體成分包括新鮮空氣和殘余廢氣。本研究中假設(shè)進(jìn)氣門關(guān)閉前新鮮氣體進(jìn)入缸內(nèi)與缸內(nèi)廢氣不發(fā)生混合，維持自身狀態(tài)[17]，忽略進(jìn)氣過程中的流動損失，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)新鮮氣體壓力近似用進(jìn)氣歧管壓力pim與缸內(nèi)殘余廢氣壓力pr之差表示：

pair=pim-pr。

(3)

因此，發(fā)動機(jī)充氣效率Rc與進(jìn)氣歧管壓力pim的關(guān)系可以表示為具有一定斜率K和截距pr的線性函數(shù)，其表達(dá)式如式(4)。隨著運(yùn)行工況變化，充氣效率與進(jìn)氣歧管壓力的擬合曲線相應(yīng)變化，該擬合曲線斜率和截距主要受轉(zhuǎn)速、負(fù)荷、進(jìn)排氣正時(shí)[18]等影響。

(4)

根據(jù)式(2)，殘余廢氣相對分?jǐn)?shù)Rrg表示為：

(5)

式中：Tr為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)缸內(nèi)廢氣溫度；mrg為殘余廢氣質(zhì)量。

將充氣效率與進(jìn)氣歧管壓力曲線斜率K代入式(5)，殘余廢氣分?jǐn)?shù)為：

(6)

因此本研究中考慮通過計(jì)算進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)廢氣溫度、缸內(nèi)新鮮充氣溫度和殘余廢氣分?jǐn)?shù)來估算缸內(nèi)殘余廢氣壓力pr。

(7)

1.2 進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)廢氣溫度計(jì)算

由于進(jìn)氣門開啟初期上升緩慢，為了在進(jìn)氣開始時(shí)進(jìn)氣門能有足夠大的開度以減小進(jìn)氣阻力，進(jìn)氣門通常開啟在上止點(diǎn)前，此時(shí)發(fā)動機(jī)仍在進(jìn)行排氣過程。則進(jìn)氣門開啟時(shí)刻缸內(nèi)已燃廢氣溫度接近于排氣溫度。在進(jìn)氣門開啟到關(guān)閉期間，假設(shè)缸內(nèi)殘余廢氣經(jīng)過絕熱膨脹過程，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)缸內(nèi)殘余廢氣膨脹后的溫度如式(8)。

(8)

式中：Texh為排氣溫度，pexh為排氣壓力，γ為絕熱指數(shù)。

1.3 缸內(nèi)新鮮充氣溫度計(jì)算

新鮮空氣由進(jìn)氣歧管進(jìn)入缸內(nèi)過程中，不可避免地受到進(jìn)氣歧管壁面、進(jìn)氣道壁面、氣門處高溫部件的加熱，與廢氣混合前的缸內(nèi)新鮮充氣溫度Tair如式(9)。

(9)

式中：Twat為氣道壁面溫度，通常以冷卻水溫表示；Tout為進(jìn)氣道出口氣流溫度；N為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速。

(10)

則ΔTp由下式計(jì)算：

(11)

為反映不同運(yùn)行工況下的進(jìn)氣歧管和進(jìn)氣道內(nèi)的傳熱影響，引入待定參數(shù)進(jìn)氣道傳熱因子α1，將式(11)定義為：

ΔTp=α1(Twat-Tim)。

(12)

因此，進(jìn)氣道出口溫度簡化為：

Tout=Tim+α1(Twat-Tim)。

(13)

結(jié)合式(4)和(7)～(9)，得出缸內(nèi)充量模型：

(14)

1.4 缸內(nèi)駐留廢氣計(jì)算

在發(fā)動機(jī)運(yùn)行過程中，進(jìn)氣門通常提前開啟于上止點(diǎn)前。為充分利用排氣管內(nèi)氣體流動慣性，排氣門推遲關(guān)閉，實(shí)現(xiàn)過后排氣，這一階段進(jìn)、排氣門同時(shí)開啟，由于進(jìn)排氣歧管兩端的壓力差，發(fā)動機(jī)將發(fā)生掃氣或者回流。根據(jù)Fox等[19]的研究，將缸內(nèi)殘余廢氣分為進(jìn)氣門開啟時(shí)刻上一循環(huán)的缸內(nèi)駐留廢氣及氣門重疊期間回流廢氣或者掃氣廢氣組成，如式(15)。

(15)

式中：mtrap為駐留廢氣質(zhì)量，mbk為回流廢氣質(zhì)量，mscv為掃氣廢氣質(zhì)量。

在進(jìn)氣門開啟時(shí)刻，根據(jù)氣體狀態(tài)方程缸內(nèi)駐留廢氣量由此時(shí)缸內(nèi)氣體溫度和壓力可得：

(16)

式中：pIVO、VIVO和mIVO分別為進(jìn)氣門開啟時(shí)刻缸內(nèi)壓力、氣缸容積和缸內(nèi)質(zhì)量。

為方便將模型應(yīng)用于發(fā)動機(jī)控制系統(tǒng)中，則不考慮將缸壓傳感器引入系統(tǒng)，而缸內(nèi)瞬時(shí)溫度無法通過傳感器直接測量。為準(zhǔn)確計(jì)算缸內(nèi)駐留廢氣量，用待定系數(shù)α2及排氣壓力和溫度等表示駐留廢氣分?jǐn)?shù)Ftrap是準(zhǔn)確計(jì)算殘余廢氣量的一種可行方法，即：

(17)

1.5 回流廢氣和掃氣廢氣計(jì)算

氣門重疊期間，缸內(nèi)氣體流動的復(fù)雜性增加，進(jìn)排氣門處的氣流運(yùn)動適宜用孔口處的一維流動方程描述[20]。根據(jù)喉口上下游壓力、上游溫度和有效流通面積，流經(jīng)氣門處的回流或者掃氣質(zhì)量流量G定義如下：

(18)

式中：CD為流量系數(shù)，AR為氣門處參考流通面積，pu和pd分別為上下游壓力，Tu為上游溫度。

在四缸汽油機(jī)的換氣過程中，進(jìn)氣壓力波動相對較小，由此引起的各缸進(jìn)氣不均勻性也相對較小?；谄骄蛋l(fā)動機(jī)模型擴(kuò)展，對進(jìn)氣量計(jì)算影響不大的情況下可以忽略進(jìn)氣壓力波動和各缸進(jìn)氣不均勻性。由于進(jìn)、排氣壓力循環(huán)平均值與換氣過程中的瞬時(shí)壓力較為接近，為了簡化計(jì)算，取進(jìn)排氣壓力、溫度的循環(huán)平均值作為換氣過程瞬時(shí)值[12]。因此，式(18)又表示為：

(19)

在換氣過程中，當(dāng)排氣壓力大于進(jìn)氣壓力時(shí)，流入排氣管的已燃廢氣會經(jīng)過排氣門回流到氣缸和進(jìn)氣道內(nèi)；當(dāng)進(jìn)氣壓力大于排氣壓力時(shí)，則會發(fā)生進(jìn)氣氣流帶走缸內(nèi)的已燃廢氣的掃氣現(xiàn)象。規(guī)定由排氣門向進(jìn)氣門的回流過程為正向，由進(jìn)氣歧管到排氣歧管的掃氣過程為負(fù)向。因此，式(20)設(shè)定回流廢氣質(zhì)量為正值，掃氣質(zhì)量流量為負(fù)值。

(20)

(21)

流過進(jìn)排氣門處的質(zhì)量流量G與最大質(zhì)量流量Gmax之比為：

(22)

在IVO到EVC階段對式(21)積分，得發(fā)動機(jī)氣缸內(nèi)的回流質(zhì)量mbk為：

(23)

式中：Aeff為氣門處有效流通面積；t為時(shí)間變量；θ為曲軸轉(zhuǎn)角。

mscv掃氣質(zhì)量為：

(24)

在發(fā)動機(jī)運(yùn)行過程中，無法直接對氣門處實(shí)際流通面積進(jìn)行測量，因此測量發(fā)動機(jī)進(jìn)排氣溫度、壓力等參數(shù)，通過標(biāo)定方法得到換氣過程中的氣門處實(shí)際流通面積，使用待標(biāo)定系數(shù)α3表示氣門實(shí)際流通面積。

(25)

根據(jù)式(5)和(15)，殘余廢氣分?jǐn)?shù)為：

(26)

式中：Ftrap為駐留廢氣分?jǐn)?shù)，F(xiàn)bk為氣門重疊期間回流廢氣相對分?jǐn)?shù)，F(xiàn)scv為氣門重疊期間掃氣廢氣相對分?jǐn)?shù)。

將式(15)和(23)～(26)聯(lián)立，得到殘余廢氣分?jǐn)?shù)如下：

(27)

式中ncyl為氣缸數(shù)。

2 模型構(gòu)建及標(biāo)定

基于Simulink軟件構(gòu)建完整的缸內(nèi)充量模型如圖1所示，其中包括駐留廢氣分?jǐn)?shù)計(jì)算模塊、回流廢氣分?jǐn)?shù)計(jì)算模塊、缸內(nèi)新鮮充氣溫度模塊、缸內(nèi)進(jìn)氣量模塊、充氣效率與歧管壓力轉(zhuǎn)換系數(shù)模塊，以及待標(biāo)定脈譜圖進(jìn)氣道傳熱因子α1、駐留廢氣關(guān)鍵參數(shù)α2、氣門重疊期間實(shí)際流通面積α3。在完成對模型的標(biāo)定后，在發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)已知的情況下，根據(jù)不同運(yùn)行工況下的進(jìn)排氣門正時(shí)、進(jìn)排氣壓力和溫度便可以準(zhǔn)確計(jì)算缸內(nèi)進(jìn)氣量。

圖1 充量模型框圖Fig. 1 Air charge estimation block diagram

為進(jìn)一步研究發(fā)動機(jī)缸內(nèi)充量模型，選取了帶有進(jìn)排氣雙獨(dú)立VVT 的1.5 L直噴增壓汽油發(fā)動機(jī)進(jìn)行臺架試驗(yàn)，其技術(shù)參數(shù)如表1。試驗(yàn)過程中，發(fā)動機(jī)充分暖機(jī)，水溫控制在(360±3) K，測量進(jìn)排氣壓力、溫度等參數(shù)，油耗量由油耗儀測量，空燃比由空燃比分析儀測量，根據(jù)油耗量和空燃比計(jì)算得到相應(yīng)的進(jìn)氣量試驗(yàn)值。

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)

2.1 GT-POWER仿真模型

根據(jù)發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)、增壓器特性數(shù)據(jù)、機(jī)械損失測試數(shù)據(jù)、氣道穩(wěn)流測試數(shù)據(jù)等測試參數(shù)，基于一維仿真軟件GT-POWER建立發(fā)動機(jī)熱力學(xué)仿真模型，具體包括空濾器、增壓器、中冷器、氣缸、進(jìn)排氣系統(tǒng)、三元催化器等部件。

為保證建立的模型準(zhǔn)確可靠，并反映發(fā)動機(jī)的實(shí)際運(yùn)行工況，在外特性工況下對發(fā)動機(jī)仿真模型進(jìn)行校準(zhǔn)，如圖2所示。由圖可知，扭矩、油耗、進(jìn)氣歧管溫度、壓力及進(jìn)氣質(zhì)量流量等試驗(yàn)值和仿真值在外特性工況下基本一致。

圖2 臺架測試值與模型值在外特性工況下對比Fig. 2 Calibration simulation model under external characteristic

在全負(fù)荷下對模型驗(yàn)證后，將已經(jīng)驗(yàn)證的全負(fù)荷模型擴(kuò)展到部分負(fù)荷并進(jìn)行驗(yàn)證。根據(jù)發(fā)動機(jī)臺架測試實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，以及進(jìn)排氣VVT、燃燒特征參數(shù)、中冷器脈譜圖、噴油器參數(shù)等建立不同轉(zhuǎn)速下部分負(fù)荷發(fā)動機(jī)模型，在轉(zhuǎn)速2 800 r/min和1 600 r/min下的部分負(fù)荷校準(zhǔn)如圖3所示，仿真模型與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差值均在5%以內(nèi)，因此認(rèn)為該仿真模型可反映發(fā)動機(jī)的真實(shí)運(yùn)轉(zhuǎn)工況。為將建立的充量模型擴(kuò)展到多工況下進(jìn)行標(biāo)定，引入該仿真模型作為輔助標(biāo)定工具。

圖3 臺架測試值與模型值在部分負(fù)荷工況對比Fig. 3 Calibration simulation model under part load condition

2.2 充量模型參數(shù)標(biāo)定

仿真模型運(yùn)行在1 200～5 200 r/min，由低負(fù)荷逐漸到全負(fù)荷，涉及不同進(jìn)排氣門正時(shí)，標(biāo)定采集數(shù)據(jù)如表2所示。進(jìn)、排氣門正時(shí)選擇壓縮上止點(diǎn)為參考點(diǎn)，進(jìn)氣門正時(shí)維持在曲軸轉(zhuǎn)角350 ℃A，排氣門正時(shí)曲軸轉(zhuǎn)角為350～420 ℃A，間隔為10 ℃A。仿真模型覆蓋發(fā)動機(jī)絕大多數(shù)運(yùn)行工況，滿足發(fā)動機(jī)實(shí)際運(yùn)行過程中進(jìn)氣量的估算。

仿真運(yùn)行過程中，采集不同運(yùn)行工況下的穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)，包括進(jìn)氣歧管的壓力和溫度、排氣歧管的壓力和溫度、進(jìn)排氣門正時(shí)、進(jìn)氣道的溫度和殘余廢氣分?jǐn)?shù)。對于低轉(zhuǎn)速工況點(diǎn)，大負(fù)荷進(jìn)氣歧管壓力無法達(dá)到180 kPa時(shí)，取其能達(dá)到的最大歧管壓力。

表2 標(biāo)定數(shù)據(jù)

用仿真模型采集的進(jìn)氣道出口溫度及進(jìn)氣歧管溫度，根據(jù)式(13)對不同轉(zhuǎn)速、不同負(fù)荷下的進(jìn)氣道傳熱因子α1進(jìn)行標(biāo)定，標(biāo)定脈譜如圖4所示。在低負(fù)荷下，傳熱因子α1相對較大，表明在低負(fù)荷下，進(jìn)氣道氣流溫度較高；負(fù)荷增大時(shí)，傳熱因子快速減小，負(fù)荷變化不大時(shí)，隨轉(zhuǎn)速增加，傳熱因子α1增大相對較少。

圖4 進(jìn)氣道傳熱因子 Fig. 4 Heat transfer factor of intake port

用仿真模型采集不同運(yùn)行工況下的殘余廢氣分?jǐn)?shù)，根據(jù)式(27)，使用MATLAB多項(xiàng)式擬合工具，確定發(fā)動機(jī)在進(jìn)氣門開啟時(shí)的駐留廢氣分?jǐn)?shù)，以及不同重疊角下的回流分?jǐn)?shù)或者掃氣分?jǐn)?shù)，完成對駐留廢氣關(guān)鍵參數(shù)α2、氣門實(shí)際流通面積α3的標(biāo)定，標(biāo)定脈譜如圖5和6所示。在怠速工況下，駐留殘余廢氣量較大；發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速增大時(shí)，駐留廢氣量逐漸減少。原因是小負(fù)荷時(shí)，由于節(jié)氣門開度小，導(dǎo)致缸內(nèi)駐留廢氣量增大；在大負(fù)荷及全負(fù)荷工況，節(jié)氣門開度不斷增加，進(jìn)氣量逐漸增加，缸內(nèi)駐留廢氣量減少。在低轉(zhuǎn)速工況下缸內(nèi)駐留廢氣量較大，隨著轉(zhuǎn)速增大，駐留廢氣量同步減少。高轉(zhuǎn)速的駐留廢氣量較低轉(zhuǎn)速明顯減少，符合不同運(yùn)行工況下缸內(nèi)殘余廢氣量變化規(guī)律。

圖5 駐留廢氣關(guān)鍵參數(shù)Fig. 5 Key parameters of trapped gas

圖6 氣門流通面積Fig. 6 Valve flow area

VVT發(fā)動機(jī)在不同轉(zhuǎn)速下運(yùn)行，通過改變進(jìn)排氣門開閉的時(shí)間，進(jìn)而改變進(jìn)排氣門重疊角。由于進(jìn)排氣上下游的壓力差引起發(fā)動機(jī)的回流現(xiàn)象或者掃氣現(xiàn)象，因此有必要對不同重疊角下的氣門流通面積進(jìn)行評估。如圖6所示，將標(biāo)定的氣門流通面積與氣門重疊角進(jìn)行多項(xiàng)式擬合，得到氣門流通面積與氣門重疊角呈拋物線規(guī)律。該圖直觀表明氣門重疊角增大時(shí)，氣門流通面積大幅增大，尤其是在大氣門重疊角期間，由于增壓發(fā)動機(jī)進(jìn)氣壓力高，掃氣效應(yīng)顯著減少缸內(nèi)已燃廢氣，進(jìn)一步提高進(jìn)氣量。

3 充量模型驗(yàn)證

3.1 仿真實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

對建立的缸內(nèi)充量控制模型在不同進(jìn)排氣門正時(shí)及不同負(fù)荷下仿真驗(yàn)證，結(jié)果如圖7所示。充量模型計(jì)算的進(jìn)氣量與仿真采集的進(jìn)氣量在5 200 r/min下變化規(guī)律基本一致，并在給定誤差范圍內(nèi)；在4 400,3 600,2 000 r/min大多數(shù)工況下，充量模型計(jì)算的進(jìn)氣量與仿真進(jìn)氣量規(guī)律符合，并滿足5%誤差要求；怠速工況及大負(fù)荷工況下的少部分點(diǎn)的進(jìn)氣量與實(shí)驗(yàn)值誤差在5%～10%，原因是怠速時(shí)節(jié)氣門開度小，殘余廢氣會引起一定的誤差；在大負(fù)荷工況下的掃氣現(xiàn)象使殘余廢氣和新鮮充氣由于氣流慣性直接流入排氣管，因而使誤差增大。

圖7 仿真進(jìn)氣量與模型計(jì)算進(jìn)氣量對比Fig. 7 Comparison of fresh intake charge (simulation and model calculation)

3.2 臺架試驗(yàn)驗(yàn)證

為保證建立的充量模型準(zhǔn)確可靠，基于臺架全特性試驗(yàn)從高轉(zhuǎn)速到低轉(zhuǎn)速對模型進(jìn)一步驗(yàn)證。1 200～5 200 r/min下的驗(yàn)證對比結(jié)果如圖8所示，臺架試驗(yàn)測得的進(jìn)氣質(zhì)量流量與進(jìn)氣充量模型計(jì)算的進(jìn)氣質(zhì)量流量有很好的一致性，除怠速工況及大負(fù)荷工況下的個(gè)別點(diǎn)外，試驗(yàn)測得的進(jìn)氣質(zhì)量流量與充量模型計(jì)算的進(jìn)氣質(zhì)量流量的偏差均在5%以內(nèi)，臺架試驗(yàn)過程進(jìn)排氣正時(shí)在各轉(zhuǎn)速、負(fù)荷下均以最佳VVT相位運(yùn)行，故圖8中進(jìn)氣質(zhì)量流量與歧管壓力為近似線性關(guān)系。鑒于上述驗(yàn)證分析，所建立的缸內(nèi)充量模型可以很好地反映發(fā)動機(jī)換氣過程中的氣體流動特性，滿足工程要求。

圖8 臺架實(shí)測進(jìn)氣質(zhì)量流量與模型計(jì)算進(jìn)氣質(zhì)量流量對比Fig. 8 Comparison of intake mass flow rate (bench and model calculation)

4 結(jié) 論

缸內(nèi)充量模型是汽車發(fā)動機(jī)系統(tǒng)控制的重要部分。根據(jù)發(fā)動機(jī)換氣過程熱力學(xué)關(guān)系，利用Simulink軟件構(gòu)建了面向控制的缸內(nèi)充量模型，模型包含進(jìn)氣道傳熱因子α1、駐留廢氣關(guān)鍵參數(shù)α2和氣門重疊期間實(shí)際流通面積α3。引入GT-POWER仿真模型擴(kuò)展到多工況下對充量模型中的α1、α2和α3進(jìn)行標(biāo)定，并用臺架試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證了模型的正確性，得出如下結(jié)論。

1) 仿真模型輔助標(biāo)定的傳熱因子α1反映了低負(fù)荷下較高的進(jìn)氣道出口溫度。標(biāo)定的駐留廢氣關(guān)鍵參數(shù)α2表明怠速工況駐留廢氣量較大，隨著負(fù)荷增大，駐留廢氣量逐漸減少；中、高轉(zhuǎn)速時(shí)，缸內(nèi)駐留廢氣量較少。標(biāo)定的氣門實(shí)際流通面積α3表明氣門實(shí)際流通面積與不同重疊角近似呈拋物線關(guān)系。

2) 建立的缸內(nèi)充量模型覆蓋了絕大多數(shù)發(fā)動機(jī)工況點(diǎn)，將仿真模型和臺架試驗(yàn)分別與缸內(nèi)充量控制模型結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證對比，結(jié)合低轉(zhuǎn)速、中轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速對比結(jié)果，不同負(fù)荷下缸內(nèi)充量模型與臺架試驗(yàn)及仿真模型的穩(wěn)態(tài)進(jìn)氣量誤差基本滿足在5%以內(nèi)的要求。

3) 缸內(nèi)充量模型反映發(fā)動機(jī)實(shí)際運(yùn)行工況，僅使用普通商用傳感器，簡單易實(shí)現(xiàn)，減少大量標(biāo)定工作，是進(jìn)氣模型控制策略的一種可行方法。本研究主要在穩(wěn)態(tài)下對充量模型標(biāo)定及驗(yàn)證，可以進(jìn)一步應(yīng)用于瞬態(tài)工況。