汪 洋，宋飛宇，陶成軍，李小龍，洪 斌，何亞軍

對置式液壓自由活塞發(fā)動機活塞液力控制策略

汪 洋，宋飛宇，陶成軍，李小龍，洪 斌，何亞軍

(天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072)

利用Matlab/Simulink軟件耦合Amesim軟件建立了對置式液壓自由活塞發(fā)動機(OPHFPE)聯(lián)合仿真模型．針對OPHFPE在工作過程中的不穩(wěn)定性，提出了基于活塞位移、速度以及高壓油壓力的PI反饋控制與預(yù)測發(fā)動機運轉(zhuǎn)狀態(tài)的前饋控制相結(jié)合的活塞液力控制策略．仿真研究表明：在活塞液力控制策略的調(diào)節(jié)下，OPHFPE系統(tǒng)可以連續(xù)穩(wěn)定運行，具有良好的魯棒性．

對置式；液壓自由活塞；聯(lián)合仿真；活塞液力控制策略

液壓自由活塞發(fā)動機(hydraulic free piston engine，HFPE)無曲柄連桿，能量以液壓能輸出，具有結(jié)構(gòu)簡單、壓縮比靈活可變、活塞無側(cè)向力等優(yōu)勢，但由于無曲柄連桿的約束，HFPE活塞運動的上下止點不確定，工作循環(huán)不穩(wěn)定，容易導(dǎo)致失火現(xiàn)象[1-2]．故及時捕捉發(fā)動機運行過程中的擾動，合理地補償活塞運動，是HFPE實現(xiàn)穩(wěn)定運行的必要條件．HFPE的活塞運動規(guī)律的控制方法，可以分為燃燒過程控制和活塞液力控制．其中燃燒過程控制——稀燃方式可以采用油量控制和燃燒相位(噴油相位、點火相位)控制；當(dāng)量比燃燒方式可采用量調(diào)節(jié)來實現(xiàn)．通常情況發(fā)動機只采用一種燃燒方式，相比之下活塞液力控制則有廣泛的適應(yīng)性，可適用當(dāng)量比和非當(dāng)量比燃燒方式．

根據(jù)活塞布置方式及燃燒室數(shù)目，HFPE可分為3種基本類型：單活塞式，雙活塞式和對置式[2-3]．對置式具有工作過程中發(fā)動機質(zhì)心固定、無往復(fù)慣性力、掃氣效率高等優(yōu)點[3-4]．國內(nèi)外研究主要以單活塞和雙活塞為主[5-8]，對置式液壓自由活塞發(fā)動機(opposed-piston HFPE，OPHFPE)的研究主要以日本豐橋工業(yè)大學(xué)為代表[9-10]．

筆者針對OPHFPE工作循環(huán)不穩(wěn)定的問題，對活塞液力控制的控制算法進行了研究．以Amesim搭建發(fā)動機模型，Matlab/Simulink搭建其控制算法，二者進行聯(lián)合仿真．通過聯(lián)合仿真，筆者提出一種適用于OPHFPE的活塞液力控制策略，并通過聯(lián)合仿真驗證該策略的可行性，獲取關(guān)鍵性控制參數(shù)的選用原則．

1 仿真模型的建立及控制方法的提出

1.1 OPHFPE發(fā)動機工作原理

圖1為研制的OPHFPE原理示意，圖2為本課題組開發(fā)的OPHFPE發(fā)動機樣機．系統(tǒng)基本工作過程如下：圖1中活塞處于下止點，ECU控制高壓電磁閥開啟，高壓油從蓄能器進入柱塞腔推動活塞上行，壓縮沖程開始．當(dāng)活塞具備到達(dá)上止點的動能時，高壓電磁閥關(guān)閉，活塞繼續(xù)上行，低壓電磁閥由于柱塞腔內(nèi)抽真空而自動打開，之后低壓電磁閥以斬波維持開度，活塞依靠慣性繼續(xù)上行到上止點，壓縮沖程結(jié)束．在上止點前噴油，燃料燃燒放熱，活塞開始下行，做功沖程開始．為培養(yǎng)活塞動能，低壓電磁閥保持開啟．當(dāng)活塞具備到達(dá)下止點的動能，低壓電磁閥關(guān)閉，活塞推動柱塞將高壓油壓回蓄能器．在活塞下行的同時，進氣簧片閥關(guān)閉，空氣被活塞壓縮儲存在進氣總管和活塞底部的壓氣腔內(nèi)．活塞位移小于排氣口高度時，排氣口隨即打開(機械結(jié)構(gòu)決定)，廢氣開始排出，當(dāng)活塞繼續(xù)下行位移小于掃氣口高度時，掃氣口相繼打開，壓縮空氣經(jīng)掃氣口進入缸內(nèi)，并推動廢氣進一步排出．活塞停留在下止點位置，發(fā)動機完成了一個工作循環(huán)進入待機狀態(tài)．回位油腔的作用是在發(fā)動機發(fā)生故障后，推動活塞返回下止點. OPHFPE適合工作在中低頻率下．

圖1 OPHFPE原理示意Fig.1 Configuration of OPHFPE

圖2 OPHFPE樣機Fig.2 OPHFPE prototype

1.2 Amesim與Simulink聯(lián)合仿真模型

圖3為采用Amesim軟件搭建的發(fā)動機模型，其中包括噴油模塊、掃氣模塊、排氣模塊、壓氣腔模塊、柱塞模塊、蓄能器模塊、電磁閥模塊、燃燒模塊等．圖4為采用Simulink搭建的發(fā)動機控制系統(tǒng)模型，包括頂層算法模塊(即活塞液力控制策略)、啟動算法模塊、底層執(zhí)行模塊及與上述的Amesim發(fā)動機模型的接口模塊．OPHFPE發(fā)動機基本參數(shù)如表1所示．

本文采用Hibi和Hu發(fā)動機參數(shù)[10]來驗證Amesim發(fā)動機模型的正確性．具體參數(shù)如下：高壓蓄能器壓力p2=17.4,MPa；中壓蓄能器(回位油腔)壓力p3=9.8,MPa；低壓蓄能器(低壓油箱)壓力p4= 1,MPa；活塞直徑100,mm；活塞質(zhì)量3.7,kg；行程99.5,mm；掃氣口和排氣口高度均為15,mm；噴油量為0.15,mL；低壓閥為并聯(lián)球閥，球閥直徑5×30個，升程1.2,mm；高壓閥由2位三通閥和并聯(lián)球閥組成，球閥直徑5×25個，升程1.2,mm；壓縮比12～22；高壓電磁閥通電時間為10,ms．假設(shè)電磁閥響應(yīng)均為3,ms，不計節(jié)流損失，燃燒過程采用Barba模型模擬燃燒[11]．

圖3 OPHFPE系統(tǒng)Amesim模型Fig.3 Amesim model for OPHFPE

圖4 OPHFPE活塞液力控制策略Simulink模型Fig.4 Piston hydraulics control strategy Simulink model for OPHFPE

由于仿真模型中下止點無彈簧機構(gòu)，圖5(a)中活塞在下止點活塞撞擊機體，兩活塞速度v1和v2突變?yōu)?且有一定的反彈，故兩活塞位移x1和x2波動較小，而圖5(b)中由于有彈簧機構(gòu)，故x1和x2會在下止點處波動較大；由于仿真模型中無油泵系統(tǒng)，直接以蓄能器為動力，故忽略泵端壓力p1．比較圖5(a)和(b)可知，在相同的條件下，仿真和實驗得出的左右活塞位移和缸內(nèi)壓力變化趨勢是一致的，即驗證了OPHFPE發(fā)動機模型的可行性．

表1 OPHFPE參數(shù)Tab.1 Parameters for OPHFPE

圖5 OPHFPE模型驗證Fig.5 Validation of model of OPHFP E

1.3 PI和預(yù)測前饋控制原理

PI控制主要根據(jù)發(fā)動機活塞理論位移和實際位移的差值對發(fā)動機進行調(diào)控；前饋控制可以提高系統(tǒng)的實時響應(yīng)速度．本文根據(jù)OPHFPE發(fā)動機的工作原理分析，活塞液力控制主要是對活塞上、下止點位置的控制，其中高壓電磁閥的開啟、關(guān)閉時刻決定上止點位置，低壓電磁閥的關(guān)閉時刻決定了活塞下止點位置．

1.3.1 啟動控制原理

OPHFPE啟動前，需要對兩活塞位置進行調(diào)節(jié)，當(dāng)兩活塞均處于下止點時發(fā)動機開始工作；如兩活塞沒都處于下止點時，則開啟低壓電磁閥，通過回位油腔壓力使控制兩活塞到達(dá)下止點．

1.3.2 壓縮沖程控制原理

圖6 活塞受力分析Fig.6 Piston force analysis

OPHFPE中單個活塞受力分析如圖6所示，其中p′、pair、p分別為缸內(nèi)氣體壓力、壓氣腔內(nèi)氣體壓力、高壓油壓力；A1、A2、A3、A4分別為活塞頂面面積、壓氣腔對活塞的作用面積、回位油腔對柱塞作用面積、柱塞頂面面積．

如圖7所示假設(shè)活塞壓縮沖程為絕熱過程，不計燃油燃燒釋放能量、摩擦損失，根據(jù)能量守恒方程

式中：Win為高壓油對活塞做的功；Ep為活塞的動能；Wgas(s)為活塞對缸內(nèi)氣體做的功；s為活塞位移(理論下止點為0，理論上止點為0.095)；sTDC為目標(biāo)上止點活塞的位移；sho為本循環(huán)高壓電磁閥開啟時刻活塞的位移；shc1為本循環(huán)高壓電磁閥基本關(guān)閉時刻活塞的位移；fho、fhc分別為高壓電磁閥開啟、關(guān)閉時刻響應(yīng)修正系數(shù)．

圖7 壓縮過程控制策略Fig.7 Control strategy for compression process

通過高壓油壓力p和蓄電池電壓U查MAP得fho、fhc，通過進氣溫度airT′、進氣壓力airp′、高壓油壓力p、活塞位移s，由式(1)可得shc1．

然而實際過程中，仍然有很多難以準(zhǔn)確預(yù)測的因素(如燃燒負(fù)功、傳熱損失、摩擦損失)和一些突發(fā)事件(如噴油器失效、電磁閥失效)，這些因素導(dǎo)致實際上止點活塞的位移與目標(biāo)上止點活塞的位移存在差距．根據(jù)上循環(huán)實際上止點活塞的位移與本循環(huán)目標(biāo)上止點活塞的位移差值，采用PI控制器對本循環(huán)shc1進行閉環(huán)修正．高壓電磁閥控制公式為

式中：shc為本循環(huán)高壓電磁閥關(guān)閉時刻活塞的位移；fPI為控制高壓電磁閥的PI調(diào)節(jié)系數(shù)．

1.3.3 膨脹過程控制原理

如圖8所示假設(shè)活塞膨脹過程為絕熱過程；不計摩擦損失，根據(jù)能量守恒方程可得

式中：Wout為下行過程中液壓油輸出功；airW′為膨脹過程壓氣腔內(nèi)氣體對活塞做的功；sBDC為目標(biāo)下止點活塞的位移；TDCs′為本循環(huán)實際上止點活塞的位移；sLc1為本循環(huán)低壓電磁閥基本關(guān)閉時刻活塞的位移；p0為低壓油壓力；fLc為低壓電磁閥關(guān)閉時刻響應(yīng)修正系數(shù)．

圖8 膨脹過程控制策略Fig.8 Control strategy for expansion process

通過高壓油壓力p、蓄電池電壓U查MAP得fLc，通過本循環(huán)噴油量、發(fā)動機熱效率(取參考值)、低壓油壓力p0、高壓油壓力p、活塞位移s由式(3)得sLc1．

根據(jù)上循環(huán)實際下止點活塞的位移與本循環(huán)目標(biāo)下止點活塞的位移差值，通過PI調(diào)節(jié)對本循環(huán)sLc1進行修正．低壓電磁閥控制公式為

式中：sLc為本循環(huán)低壓電磁閥關(guān)閉時刻活塞的位移；kPI為控制低壓電磁閥的PI調(diào)節(jié)系數(shù)．

1.3.4 循環(huán)周期控制原理

OPHFPE每循環(huán)運轉(zhuǎn)狀態(tài)不同，故活塞每循環(huán)周期不同．正常工作情況下，當(dāng)?shù)蛪弘姶砰y關(guān)閉時刻活塞的位移sLc減小，活塞動能較大，循環(huán)周期縮短；低壓電磁閥關(guān)閉時刻活塞的位移sLc增大，活塞動能較小，循環(huán)周期延長．通過高壓油壓力p和活塞速度v實時調(diào)控高、低壓電磁閥的脈沖周期，使之與發(fā)動機運動狀態(tài)相適應(yīng)．控制關(guān)系為

式中：T為控制信號周期；T0為控制信號基本周期；Cv為速度調(diào)節(jié)系數(shù)；Cp為高壓油壓力調(diào)節(jié)系數(shù)．

綜上所述，通過采用PI反饋控制及根據(jù)參數(shù)預(yù)測OPHFPE運轉(zhuǎn)狀態(tài)的前饋控制，產(chǎn)生合適的控制脈沖信號，使發(fā)動機實現(xiàn)液力控制．

2 仿真分析

假設(shè)OPHFPE兩端活塞狀態(tài)完全一致，即發(fā)動機兩活塞做鏡像運動，故本文對發(fā)動機單側(cè)進行仿真研究．由于本文主要研究活塞液力控制策略，而噴油時刻和噴油脈寬是燃燒過程控制的內(nèi)容，故假設(shè)發(fā)動機噴油脈寬和噴油時刻固定．本文通過控制高、低壓電磁閥的開閉來實現(xiàn)OPHFPE活塞液力控制．

如圖9所示，在噴油時刻和噴油脈寬固定的情況下，如果沒有活塞液力控制策略對活塞的運動規(guī)律進行及時修正，活塞實際上、下止點位置距離理論上、下止點位置會越來越遠(yuǎn)，最終導(dǎo)致發(fā)動機熄火．其機理是：如活塞偏離理論下止點，則影響了下一循環(huán)的缸內(nèi)進氣量，進而導(dǎo)致發(fā)動機做功能力減弱，使活塞遠(yuǎn)離理論下止點；如活塞偏離理論上止點，則影響下一循環(huán)發(fā)動機的做功能力，進一步使活塞遠(yuǎn)離理論下止點．這是一個正反饋過程，說明OPHFPE是一種不穩(wěn)定系統(tǒng)，必須采用合適的控制方法，才能保證其穩(wěn)定運行．

圖9 Amesim模型活塞運動位移曲線Fig.9 Displacement diagram of piston in Amesim model

圖10 為在活塞液力控制策略控制下OPHFPE穩(wěn)定運行結(jié)果，高壓電磁閥開啟，高壓油從蓄能器流入到柱塞腔內(nèi)，發(fā)動機開始工作，故發(fā)動機的頻率控制主要由高壓電磁閥來控制．圖10發(fā)動機工作周期為25,ms，在活塞液力控制策略的調(diào)節(jié)下OPHFPE實現(xiàn)了穩(wěn)定連續(xù)運行．

圖10 活塞液力控制下OPHFPE運行結(jié)果Fig.10 Results of OPHFPE in piston hydraulics control strategy

圖11 為當(dāng)高壓油壓力出現(xiàn)波動后在活塞液力控制策略控制下OPHFPE運行曲線，發(fā)動機工作周期均為25,ms．圖11(a)在第2循環(huán)引入高壓油壓力陡增5,MPa，第2循環(huán)膨脹過程中活塞液力控制策略調(diào)節(jié)sLc(低壓電磁閥關(guān)閉時刻活塞的位移)減小，由于活塞下行培養(yǎng)動能不足以克服5,MPa壓力波動，故第2循環(huán)活塞無法到達(dá)下止點，故在第3循環(huán)開啟前，低壓電磁閥開啟來調(diào)節(jié)活塞到達(dá)下止點．壓力升高后活塞液力控制策略調(diào)節(jié)第3循環(huán)shc(高壓電磁閥開啟時刻活塞的位移)減小，但壓力波動隨后消失，液壓對活塞作用時間變短，活塞動能不足，故第3循環(huán)無法到達(dá)上止點，導(dǎo)致該循環(huán)發(fā)動機失火，故3循環(huán)無法到達(dá)下止點，于第4循環(huán)即恢復(fù)正常．圖11(b)在第2循環(huán)引入高壓油壓力陡降5,MPa，該循環(huán)膨脹過程活塞動能較大，活塞液力控制策略調(diào)節(jié)sLc增加，導(dǎo)致第3、4循環(huán)控制信號周期T延長，于第5循環(huán)恢復(fù)正常．高壓油壓力陡增會影響發(fā)動機穩(wěn)定性，但壓力陡降5,MPa對發(fā)動機工作穩(wěn)定性沒有影響．在第2循環(huán)引入高壓蓄能器壓力波動，在活塞液力控制策略調(diào)節(jié)下發(fā)動機在第1～3循環(huán)恢復(fù)正常，可見該控制策略對低頻高壓油壓力的波動具有很好的抑制作用，且具有較好的響應(yīng)速度．

圖11 高壓油壓力波動對OPHFPE穩(wěn)定性的影響Fig.11 Stability of OPHFPE influenced by the pressure fluctuations of high pressure oil

圖12 為當(dāng)出現(xiàn)噴油干擾，在活塞液力控制策略控制下OPHFPE活塞運行曲線，其中發(fā)動機工作周期均為25,ms．圖12(a)在第2循環(huán)引入噴油缺失，本循環(huán)的發(fā)動機失火，活塞下行過程動能不足，活塞液力控制策略調(diào)節(jié)sLc(低壓電磁閥關(guān)閉時刻活塞的位移)減小，但不足以彌補動能損失量，故導(dǎo)致第2循環(huán)活塞無法到達(dá)理論下止點，第3循環(huán)開始前啟動控制使活塞回到下止點，于第4循環(huán)恢復(fù)正常．圖12(b)在第2循環(huán)引入噴油器多噴射1次，導(dǎo)致缸內(nèi)氣體平均壓力升高，膨脹過程中活塞動能增加，活塞液力控制策略調(diào)節(jié)sLc增加，信號控制周期T延長，于第5循環(huán)恢復(fù)正常．噴油缺失會影響發(fā)動機穩(wěn)定性，但多噴油對發(fā)動機工作穩(wěn)定性沒影響．對于噴油缺失、噴油過量和高壓油壓力突變的干擾，控制策略具有良好的魯棒性．

圖12 噴油干擾對OPHFPE穩(wěn)定性的影響Fig.12 Stability of OPHFPE influenced by the injection disturbance

3 結(jié) 語

根據(jù)所開發(fā)的OPHFPE樣機的工作原理，建立了發(fā)動機的模型，并驗證了其可行性．OPHFPE屬于不穩(wěn)定系統(tǒng)，如果沒有適當(dāng)?shù)目刂撇呗?，發(fā)動機容易出現(xiàn)行程衰退現(xiàn)象，最后熄火．提出了基于PI和前饋預(yù)測原理的活塞液力控制策略，通過Amesim和Simulink的聯(lián)合仿真實現(xiàn)該控制策略對發(fā)動機的調(diào)控，結(jié)果表明，該控制策略能有效地對活塞位移進行調(diào)控且可抵抗噴油過量、噴油缺失、高壓油壓力變動的干擾，使發(fā)動機連續(xù)穩(wěn)定運行，系統(tǒng)具有良好的魯棒性．

［1］ Mikalsen R，Jones E，Roskilly A P. Predictive piston motion control in a free-piston internal combustion engine [J]．Applied Energy，2010，87(5)：1722-1728.

［2］ Achten P A J. A review of free piston engine concepts [C]// SAE Paper. Detroit，USA，1994，1994-09-941776.

［3］ Achten P A J，van den Oever J P J，Potma J，et al. Horsepower with brains：The design of the Chiron free piston engine [C]// SAE Paper. Detroit，USA，2000，2000-01-2545.

［4］ Mikalsen R，Roskilly A P. A review of free-piston engine history and applications [J]. Applied Thermal Engineering，2007，27(2)：2339-2352.

［5］ Tikkanen S，Vilenius M. Control of a dual hydraulic free piston engine [J]．International Journal of Vehicle Autonomous Systems，2006，4(1)：3-23．

［6］ Tikkanen S，Lammila M，Herranen M，et al. First cycles of the dual hydraulic free piston engine [C]// SAE Paper．Detroit，USA，2000，2000-01-2546.

［7］ Mikalsen R，Roskilly A P. The control of a free-piston engine generator(Part 2)：Engine dynamics and piston motion control[J]．Applied Energy，2010，87(4)：1281-1287.

［8］ Xu Shuaiqing，Wang Yang，Zhu Tao，et al. Numerical analysis of two-stroke free piston engine operating on HCCI combustion [J]．Applied Energy，2011，88 (11)：3712-3725.

［9］ Hibi A，Ito T. Fundamental test results of a hydraulic free piston internal combustion engine [J]．Proceedings of Institute of Mechanical Engineering，2004，218 (10)：1149-1157.

［10］ Hibi A，Hu Y. A prime mover consists of a free piston internal combustion hydraulic power generator and a hydraulic motor [C]// SAE Paper. Detroit，USA，1993，930313.

［11］ Barba C，Burkhardt C. A phenomenological combustion model for heat release rate prediction in high-speed DI diesel engines with common rail injection[C]// SAE Paper. Detroit，USA，2000，2000-01-2933.

(責(zé)任編輯：孫立華)

Piston Hydraulics Control Strategy for Opposed-Piston Hydraulic Free Piston Engine

Wang Yang，Song Feiyu，Tao Chengjun，Li Xiaolong，Hong Bin，He Yajun
(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

A united simulation model of the opposed-piston hydraulic free piston engine (OPHFPE) was established with Amesim and Matlab/Simulink softwares. Combining the PI feedback control based on oil pressure，piston displacement and velocity with feedforward control that predicts the engine′s working state，a piston hydraulics control strategy was proposed to realize the OPHFPE working stability. Simulation results show that the strategy can guarantee steady and continuous working cycles and good robustness of the OPHFPE.

opposed-piston；hydraulic free piston；united simulation；piston hydraulics control strategy

TH137.5

A

0493-2137(2014)03-0224-07

10.11784/tdxbz201207022

2012-07-07；

2012-08-28.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51176137).

汪 洋(1966— )，男，教授，wang_yang@tju.edu.cn.通訊作者：宋飛宇，412144904@qq.com.