費(fèi)紅姿，劉冰鑫，柳一林，范立云，劉繼林，臧建淋

(1. 哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001；2. 陸裝駐大同地區(qū)軍代室，山西 大同 037036)

高壓共軌技術(shù)在柴油機(jī)燃油噴射的靈活控制方面有著不可替代的優(yōu)勢，精確的燃油流量控制對于實(shí)現(xiàn)高效清潔燃燒有重要作用[1-3]．然而，目前高壓共軌燃油噴射技術(shù)是基于MAP圖的開環(huán)控制方式，在實(shí)際運(yùn)行過程中，由于運(yùn)行環(huán)境干擾及系統(tǒng)參數(shù)變化等因素影響，難以保證目標(biāo)噴油量與實(shí)際噴油量的一致性，使得噴油控制的精確度大打折扣，這成為了船用發(fā)動機(jī)技術(shù)領(lǐng)域亟待解決的關(guān)鍵問題[4-6]．

在柴油機(jī)實(shí)際運(yùn)行過程中，如果能實(shí)時(shí)監(jiān)測噴射信息，從而對噴油規(guī)律進(jìn)行閉環(huán)調(diào)整與修正，可以大大提高噴油控制的精確性；但由于柴油機(jī)缸內(nèi)環(huán)境惡劣，無法安裝燃油流量傳感器，在實(shí)際運(yùn)行過程中不能實(shí)時(shí)獲得噴油信息．

噴油過程中，系統(tǒng)內(nèi)燃油流動與噴射引起的壓力變化在液壓網(wǎng)絡(luò)內(nèi)傳播，燃油壓力的瞬時(shí)波動可以反映噴油過程信息，通過提取噴油過程的壓力變化特征可以進(jìn)行噴油信息的預(yù)測[7]．目前許多學(xué)者開展了基于燃油壓力的噴油量辨識方法研究．楊博耀等[8]研究了一種蓄壓式電控噴油器，根據(jù)燃油流動過程和蓄壓腔壓力變化規(guī)律，建立了電控噴油器計(jì)量特性數(shù)字孿生模型，實(shí)現(xiàn)了噴油量大于1cm3時(shí)的噴油量計(jì)算；Ferrari等[9]在噴油器入口處的高壓油管上加裝了壓力傳感器，基于黎曼波理論，利用質(zhì)量守恒和動量守恒方程，提出了一種基于高壓油管動態(tài)壓力波的瞬時(shí)流量計(jì)算方法；Dong等[10]推導(dǎo)了單黎曼波作用下噴油器入口壓力波與噴油率之間的數(shù)學(xué)關(guān)系，并通過干擾波校正與疊加波解耦提高了噴油量計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確度．以上研究均需在柴油機(jī)附加壓力傳感器．在柴油機(jī)運(yùn)行中，共軌壓力可直接通過現(xiàn)有的軌壓傳感器測量得到，Ma等[11]提出一種基于軌壓降的噴油速率計(jì)算方法，可以在低轉(zhuǎn)速、長脈寬噴射條件下得到準(zhǔn)確的噴油量估計(jì)值．凌健等[12]建立了軌壓波形特征數(shù)據(jù)庫，根據(jù)燃油連續(xù)方程構(gòu)建了基于瞬時(shí)軌壓的噴油量觀測模型，該方法適用于穩(wěn)態(tài)工況下的噴油量計(jì)算．上述研究本質(zhì)上都是利用數(shù)學(xué)模型進(jìn)行數(shù)值求解，屬于開環(huán)觀測系統(tǒng)，觀測精度依賴于模型與實(shí)際系統(tǒng)的初始條件的一致性，如果存在模型誤差、信號噪聲和運(yùn)行環(huán)境變化等影響因素，將導(dǎo)致噴油預(yù)測結(jié)果出現(xiàn)較大偏差，特別是突加擾動或邊界條件參數(shù)設(shè)置不當(dāng)時(shí)，往往導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果無法收斂．

基于上述研究的局限性，筆者提出了一種基于瞬時(shí)共軌壓力的噴油量閉環(huán)觀測方法，建立了噴油規(guī)律與軌壓之間的動力學(xué)模型及狀態(tài)空間模型，設(shè)計(jì)了基于線性二次型調(diào)節(jié)器(LQR)的噴油規(guī)律閉環(huán)觀測器，同時(shí)研究了目標(biāo)函數(shù)中加權(quán)矩陣系數(shù)對觀測性能、噴油量觀測精確度的影響規(guī)律，從而實(shí)現(xiàn)高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量的實(shí)時(shí)觀測與閉環(huán)修正．

1 燃油流動過程動態(tài)數(shù)學(xué)模型建立

在高壓共軌系統(tǒng)中，燃油從高壓油泵輸送至共軌管，然后從共軌管經(jīng)高壓油管進(jìn)入到各個(gè)噴油器中．通過ECU控制電磁閥，進(jìn)而帶動針閥開啟和關(guān)閉來實(shí)現(xiàn)噴油過程．根據(jù)這一物理過程，可以建立共軌系統(tǒng)燃油流動過程的動態(tài)數(shù)學(xué)模型．

1.1 燃油流動過程數(shù)學(xué)模型推導(dǎo)

由于燃油流體的可壓縮性，共軌管內(nèi)單位體積燃油的相對變化量將導(dǎo)致軌壓產(chǎn)生變化．假定共軌管內(nèi)燃油壓力均勻分布，根據(jù)質(zhì)量守恒定律，可以給出共軌管的燃油連續(xù)方程為

式中：Qpump為高壓油泵供入共軌管的燃油體積流率，研究主要考慮在噴油過程高壓油泵不供油情況，即Qpump為0；Qinj和Qleak分別為噴油過程燃油的噴油率、泄漏率；E為燃油體積彈性模量；V為共軌管控制容積；p為共軌管的瞬時(shí)壓力．

一般情況下，忽略工作過程中燃油溫度變化，彈性模量只與壓力有關(guān)，E可用經(jīng)驗(yàn)公式[13]為

在高溫、高壓燃油作用下，隨壓力變化，共軌管結(jié)構(gòu)會產(chǎn)生形變，控制容積V隨之發(fā)生變化[12]．將V表示為共軌管容積Vc及其變化量V′兩部分，即

高壓燃油作用引起的體積變化量V′與壓力p有關(guān)[12]，可將其表示為

式中：C1、C2為體積補(bǔ)償系數(shù)．

燃油泄漏率Qleak由噴油器控制腔出油節(jié)流孔的回油率和針閥偶件間隙的燃油泄漏率組成．由噴孔流量方程和環(huán)形間隙泄露方程可知，在一定軌壓下，泄漏率Qleak與噴油率Qinj呈比例關(guān)系[8]．則噴油過程燃油泄漏率可表示為

式中：Cleak1、Cleak2分別為回油率和泄露率比例系數(shù)．

將式(2)～(5)代入式(1)，化簡得到高壓共軌系統(tǒng)噴油率與瞬時(shí)壓力波動之間的函數(shù)關(guān)系為

令

得到燃油流動過程的數(shù)學(xué)模型為

式中：K(p)隨軌壓p變化而變化，該模型是一個(gè)非線性微分方程．

1.2 工作點(diǎn)模型參數(shù)辨識

在共軌系統(tǒng)噴油過程中，高壓燃油流出引起軌壓產(chǎn)生變化，由于共軌管的蓄壓作用，軌壓波動在5%左右，由此引起的K值的變化較?。虼?，在一定軌壓下，可將K近似為常數(shù)，用一個(gè)線性模型來描述共軌管內(nèi)燃油流動與壓力變化之間的關(guān)系，即

式中：K為模型中一個(gè)待定的系數(shù)．

圖1示出軌壓為160MPa工況下噴油階段軌壓及噴油率仿真曲線．在噴油期間，針閥抬起，燃油從噴油器噴出造成軌壓下降；針閥關(guān)閉，噴油結(jié)束．然后高壓油泵供油對軌壓進(jìn)行補(bǔ)償，共軌管內(nèi)燃油壓力恢復(fù)至目標(biāo)軌壓附近；噴油過程對應(yīng)軌壓下降階段．

圖1 噴油階段軌壓及噴油率曲線Fig.1 Rail pressure and fuel injection rate during the injection

式(9)可以轉(zhuǎn)換為

將dp與Qinj項(xiàng)在噴油期間進(jìn)行積分，得到噴油量與軌壓變化量的關(guān)系式，即

式中：Δp為噴油期間軌壓變化量，為噴油結(jié)束軌壓值與噴油開始軌壓值之差；Vinj為噴油器在噴油期間內(nèi)的噴油量．通過噴油階段的軌壓降和噴油信息可以辨識模型參數(shù)K．

基于AMESim平臺搭建高壓共軌系統(tǒng)仿真模型[14]，在軌壓為40、100和160MPa以及噴油脈寬為0.18～2.48ms工況下對其進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，圖2為噴油量試驗(yàn)值與仿真值對比．可以看出仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度較高，最大偏差為9%．筆者利用仿真模型數(shù)據(jù)進(jìn)行了參數(shù)辨識．在軌壓為160MPa時(shí)，設(shè)置噴油脈寬范圍為0.8～1.8ms、間隔為0.1ms的工況點(diǎn)進(jìn)行仿真，得到不同脈寬下的噴油量及軌壓降，根據(jù)此數(shù)據(jù)對參數(shù)K值進(jìn)行了辨識，如表1所示．由表1可知，K值變化不大，因而在軌壓為160MPa工況下，取辨識的參數(shù)K平均值，為-0.112．

表1 噴油階段相關(guān)參數(shù)與辨識參數(shù)Tab.1 Parameters during injection and the identification result

2 噴油閉環(huán)觀測器設(shè)計(jì)

如何根據(jù)推導(dǎo)的數(shù)學(xué)模型，合理選擇狀態(tài)變量，建立狀態(tài)空間模型，同時(shí)保證觀測器模型的可觀測性，是設(shè)計(jì)閉環(huán)觀測器的關(guān)鍵．

2.1 狀態(tài)空間模型建立

首先選取狀態(tài)變量．根據(jù)得到的數(shù)學(xué)模型，可以選取軌壓p、噴油率Qinj為狀態(tài)變量．此外，在噴油過程中，針閥抬起開始噴油，噴油率迅速上升，然后趨于平緩，針閥關(guān)閉，噴油率迅速下降，噴油結(jié)束．噴油率的變化率Q˙inj也是噴油過程的重要參數(shù)．因此，除瞬時(shí)軌壓p、噴油率Qinj外，另選取噴油率的變化率作為狀態(tài)變量，即

在噴油過程中，噴油率Qinj大致分為快速上升、穩(wěn)定與快速下降3個(gè)階段，可將噴油率型線近似看作分段線性組合，即Q˙inj為分段常數(shù)，從而有Q˙˙inj＝0，同時(shí)根據(jù)模型(9)，得到狀態(tài)空間模型為

然后判斷系統(tǒng)的可觀測性．狀態(tài)空間模型(14)可觀測矩陣Ro計(jì)算式為

式中：Ro為滿秩，說明該系統(tǒng)的所有狀態(tài)變量是可觀測的，可以設(shè)計(jì)閉環(huán)觀測器，通過輸出信號觀測每一個(gè)狀態(tài)變量．

2.2 閉環(huán)觀測器設(shè)計(jì)

化簡式(16)，得到

圖3為筆者提出的噴油量閉環(huán)觀測器結(jié)構(gòu)示意．當(dāng)觀測器的狀態(tài)?x與系統(tǒng)實(shí)際狀態(tài)x不相等時(shí)，反映到它們的輸出?y與y也不相等，利用二者之間的偏差對觀測狀態(tài)進(jìn)行實(shí)時(shí)校正，滾動優(yōu)化，構(gòu)成閉環(huán)狀態(tài)觀測器．

圖3 噴油規(guī)律閉環(huán)觀測器Fig.3 Structure of fuel injection regulation observer

式中：t0為噴油開始時(shí)刻；tn為噴油結(jié)束時(shí)刻．

該閉環(huán)觀測器中，反饋增益矩陣H決定了狀態(tài)變量觀測誤差的收斂速度和穩(wěn)定程度，H的設(shè)計(jì)是閉環(huán)觀測器實(shí)現(xiàn)的關(guān)鍵．

3 基于LQR的最優(yōu)反饋控制設(shè)計(jì)

燃油噴射過程持續(xù)時(shí)間短，對噴油閉環(huán)觀測器的收斂與跟蹤性能要求高．觀測器中各個(gè)狀態(tài)變量觀測誤差的收斂速度取決于(A-HC)的特征值，即閉環(huán)極點(diǎn)的位置，因而需對反饋矩陣H進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)．

設(shè)計(jì)反饋矩陣H的基本方法是極點(diǎn)配置法，根據(jù)期望極點(diǎn)求取反饋增益，但通常情況下理想的期望極點(diǎn)很難確定，且該方法無法通過誤差和控制輸入的優(yōu)化來選?。甃QR是一種最優(yōu)控制設(shè)計(jì)方法，通過矩陣Q、R實(shí)現(xiàn)狀態(tài)誤差和控制輸入的加權(quán)，并建立二次型目標(biāo)函數(shù)，通過使目標(biāo)函數(shù)最小，得到優(yōu)化后的期望極點(diǎn)及反饋矩陣H．運(yùn)用LQR控制方法，進(jìn)行了噴油閉環(huán)觀測器最優(yōu)設(shè)計(jì)，并研究了加權(quán)矩陣對觀測性能的影響規(guī)律．

3.1 LQR設(shè)計(jì)方法

閉環(huán)觀測器的狀態(tài)觀測誤差定義為

則二次型目標(biāo)函數(shù)為

式中：Q為狀態(tài)誤差加權(quán)矩陣；R為輸出誤差反饋控制加權(quán)矩陣．

Q為半正定陣，設(shè)Q＝diag[q1，q2，q3]，q1、q2和q3分別為3個(gè)狀態(tài)變量觀測誤差的權(quán)重系數(shù)．R為正定陣，由于可測輸出只有軌壓p，因而R是1×1維矩陣，設(shè)R＝[r]．

通過求解代數(shù)Riccati方程得到正定矩陣P，即

則閉環(huán)觀測器最優(yōu)誤差反饋矩陣H為

LQR控制的關(guān)鍵在于加權(quán)矩陣Q、R的選取，通過Q、R的選取來調(diào)節(jié)觀測器性能．

3.2 加權(quán)矩陣Q對觀測性能的影響

加權(quán)矩陣Q中的q1、q2和q3分別為3個(gè)狀態(tài)變量觀測誤差的加權(quán)系數(shù)，取值越大，相應(yīng)狀態(tài)變量的收斂速度越快．閉環(huán)觀測器設(shè)計(jì)的目的是實(shí)現(xiàn)噴油規(guī)律的準(zhǔn)確觀測，使噴油率觀測誤差能夠快速收斂，因而在選取加權(quán)系數(shù)時(shí)，相比q1、q3，將q2取值大一些．

為研究加權(quán)矩陣Q中q2變化對觀測性能的影響，在軌壓為160MPa、曲軸轉(zhuǎn)速為1000r/min及噴油脈寬為1.2ms工況下，利用AMESim模型的仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行研究．根據(jù)實(shí)際工況，狀態(tài)觀測器3個(gè)狀態(tài)變量初始狀態(tài)取值為x0＝[1600；0；0]，此時(shí)取Q陣中q1＝q3＝1，R＝[0.001]，選擇不同q2計(jì)算得到反饋增益矩陣H，如表2所示．

表2 不同Q 陣下的HTab.2 Values of H under different matrices Q

圖4為不同Q陣下的軌壓與噴油率觀測結(jié)果對比．由柴油機(jī)工作時(shí)的噴油規(guī)律及觀測器設(shè)計(jì)原理可知，噴油規(guī)律的觀測利用的是軌壓下降階段．圖4a所示q2越大，軌壓跟蹤速度越快．從整體來看，q2取值從50變化到150對軌壓的跟蹤響應(yīng)影響較小，均可以實(shí)現(xiàn)軌壓下降段的快速跟蹤．

圖4 不同Q 陣下軌壓和噴油率觀測結(jié)果對比Fig.4 Comparison of rail pressure and injection rate observation results under different matrices Q

由圖4b可知，改變q2對噴油率的收斂速度影響較大．q2取值為50、150和250時(shí)，對應(yīng)上升時(shí)間分別為1.1、0.6和0.4ms．隨著q2增大，噴油率跟蹤速度越快，上升時(shí)間越短．q2＝50時(shí)，收斂速度過慢；q2＝150時(shí)，收斂速度較快，超調(diào)較??；q2＝250時(shí)，盡管收斂速度最快，但由于反饋增益過大，觀測結(jié)果產(chǎn)生較大超調(diào)．

因此，綜合考慮收斂速度及超調(diào)量等因素，選取q2＝150，即Q＝diag[1，150，1]進(jìn)行觀測器設(shè)計(jì)．

3.3 加權(quán)矩陣R對觀測性能的影響

LQR控制中，輸出誤差加權(quán)矩陣R決定了觀測器誤差的反饋控制作用在目標(biāo)函數(shù)中的占比．當(dāng)r取值越小，允許的反饋控制作用越大，狀態(tài)變量誤差的收斂速度越快．因此，輸出誤差控制權(quán)重取值應(yīng)較?。谙嗤r下，分別選取權(quán)重系數(shù)r為0.0020、0.0010和0.0005，計(jì)算得到反饋增益矩陣H如表3所示．

表3 不同R陣下的HTab.3 Values of H under different matrices R

圖5為不同R下軌壓與噴油率的觀測結(jié)果．圖5a所示權(quán)重系數(shù)r越小，共軌壓力跟蹤結(jié)果與仿真值更接近，但r過小會導(dǎo)致反饋增益過大，使軌壓的跟蹤過于靈敏，從而影響噴油率觀測結(jié)果．圖5b中r取值為0.0005時(shí)，噴油率的狀態(tài)觀測曲線有明顯超調(diào)及振蕩．因此，r不宜取值過小，只需跟蹤軌壓下降過程即可．在該工況條件下，輸出誤差加權(quán)矩陣R取值為[0.0010]．

圖5 不同R陣下軌壓和噴油率觀測結(jié)果對比Fig.5 Comparison of rail pressure and injection rate observation results under different matrices R

綜上所述，閉環(huán)觀測器的加權(quán)矩陣選取為Q＝diag[1，150，1]、R＝[0.0010]，此時(shí)，反饋增益矩陣H＝[3556.45 -387.32 -31.62]T，極點(diǎn)位于[-0.0816，-1778.2＋1778.0i，-1778.2-1778.0i]．

4 觀測結(jié)果分析

4.1 定工況仿真觀測結(jié)果

為驗(yàn)證閉環(huán)觀測器的觀測性能，在軌壓為160MPa、噴油脈寬分別為1.2ms與1.6ms工況下，利用AMESim高壓共軌系統(tǒng)仿真模型連續(xù)噴油50次的軌壓與噴油率數(shù)據(jù)對觀測結(jié)果進(jìn)行分析．

圖6、圖7分別為兩種工況下軌壓、噴油率的觀測結(jié)果．從圖6可以看出，該閉環(huán)觀測器可以實(shí)現(xiàn)不同工況下軌壓的快速跟蹤，能夠準(zhǔn)確還原噴射過程的壓力下降階段．從圖7可以看出，觀測的噴油率快速收斂，噴油率觀測值與仿真數(shù)據(jù)具有較高一致性．

圖6 軌壓觀測值與仿真值對比Fig.6 Comparison of the observed and simulated values of common rail pressure

圖7 噴油率觀測值與仿真值對比Fig.7 Comparison of the observed and simulated values of fuel injection rate

將噴油率觀測數(shù)據(jù)進(jìn)行積分得到循環(huán)噴油量觀測值，圖8為兩種工況下前10次噴射噴油量觀測值與實(shí)際值對比．

圖8 噴油量觀測值與仿真值對比Fig.8 Comparison of the observed and simulated values of fuel injection quantity

為評價(jià)噴油量觀測效果，計(jì)算n次噴油后噴油量觀測值的平均誤差為

式中：Vinj(i)、分別為第i次噴油的仿真噴油量和觀測噴油量．

連續(xù)噴油50次，計(jì)算噴油量的觀測誤差．在噴油脈寬為1.2ms工況下，單次噴油量觀測值與實(shí)際值之間的最大誤差為6.39%，最小誤差為1.47%，平均誤差為4.46%；在噴油脈寬為1.6ms工況下，單次噴油量觀測值與實(shí)際值之間的最大誤差為4.80%，最小誤差為3.09%，平均誤差為4.02%．

4.2 變工況仿真觀測結(jié)果

由于柴油機(jī)實(shí)際運(yùn)行過程中會根據(jù)工況需求不斷調(diào)整目標(biāo)噴油量，針對變工況過程中的噴油量觀測準(zhǔn)確度與收斂速度進(jìn)行了研究．

在軌壓為160MPa、噴油脈寬由1.2ms變化為1.6ms時(shí)，進(jìn)行了動態(tài)過程仿真研究，圖9為變工況下軌壓觀測值與仿真值對比．由圖9a可知，在t＝500ms、噴油脈寬由1.2ms變化為1.6ms時(shí)，由于噴油量增加，軌壓幅值瞬間下降，而后在軌壓閉環(huán)控制下逐漸回升至穩(wěn)定．由圖9b可見，觀測器可以快速跟蹤變工況下瞬時(shí)軌壓的動態(tài)變化，噴油期間軌壓下降幅值Δp由7.2MPa增加至9.1MPa左右．圖10a為噴油率觀測結(jié)果，噴油率觀測值與仿真值吻合度較高．圖10b為變脈寬后10次噴油的噴油量觀測結(jié)果對比．每次噴射噴油量觀測結(jié)果與仿真值間最大誤差為4.39%，最小誤差為2.24%，平均誤差為3.30%．

圖9 動態(tài)過程中共軌壓力觀測值與仿真值對比Fig.9 Comparison of the observed and simulated values of common rail pressure during dynamic process

圖10 動態(tài)過程中噴油率和噴油量觀測值與仿真值對比Fig.10 Comparison of the observed and simulated values of fuel injection rate and fuel injection quantity during dynamic process

4.3 試驗(yàn)觀測結(jié)果

為進(jìn)一步驗(yàn)證閉環(huán)觀測器的準(zhǔn)確性，在高壓共軌試驗(yàn)臺上進(jìn)行了試驗(yàn)，該試驗(yàn)臺由高壓油泵、共軌管和電控噴油器組成，可以實(shí)現(xiàn)對軌壓與噴油參數(shù)的控制，采用Kistler 4067高壓傳感器對軌壓進(jìn)行測量，圖11為試驗(yàn)裝置示意．

圖11 試驗(yàn)裝置示意Fig.11 Schematic of the experiment set-up

在軌壓為160MPa、噴油脈寬為1.8ms及期望噴油量為275mm3工況下，循環(huán)噴油100次，利用采集的軌壓數(shù)據(jù)進(jìn)行噴油量觀測，觀測結(jié)果如圖12和圖13所示．閉環(huán)觀測結(jié)果真實(shí)反映了軌壓變化過程以及噴油率預(yù)測信息，單次噴油量觀測最大誤差為6.75%、最小誤差為1.33%，循環(huán)噴油100次噴油量觀測平均誤差為3.70%．

圖12 軌壓及噴油率觀測結(jié)果Fig.12 Observation results of common rail pressure and fuel injection rate

5 結(jié)論

針對高壓共軌系統(tǒng)噴油量無法實(shí)時(shí)測量這一問題，提出了一種新的噴油規(guī)律閉環(huán)觀測方法，研究了基于LQR的噴油規(guī)律閉環(huán)觀測器設(shè)計(jì)方法，并進(jìn)行了仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證．得到如下結(jié)論：

(1) 根據(jù)高壓共軌系統(tǒng)燃油流動規(guī)律，建立燃油噴射非線性數(shù)學(xué)模型；在軌壓為160MPa下，利用仿真模型不同噴油脈寬下的軌壓降及噴油量信息，進(jìn)行了工作點(diǎn)模型參數(shù)識別；選取p、Qinj、Q˙inj3個(gè)狀態(tài)變量，建立了噴油規(guī)律的狀態(tài)空間模型，設(shè)計(jì)了噴油規(guī)律的閉環(huán)觀測器．

(2) 應(yīng)用LQR方法，對觀測器的反饋矩陣H進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，分析了狀態(tài)誤差加權(quán)矩陣Q與輸出誤差加權(quán)矩陣R對觀測性能的影響規(guī)律；矩陣Q中q2越大，觀測的噴油率收斂速度越快，超調(diào)增加；R越小，有效反饋增益增加，軌壓收斂速度更快，但會引入測量信號的干擾和噪聲；綜合考慮觀測誤差收斂速度以及系統(tǒng)超調(diào)等因素，選取Q＝diag[1，150，1]、R＝[0.0010]．

(3) 在軌壓為160MPa下進(jìn)行了定工況和變工況的動態(tài)過程仿真及試驗(yàn)；在1.2ms、1.6ms定工況下，噴油量觀測平均誤差分別為4.46%和4.02%；在變工況下，噴油脈寬由1.2ms切換到1.6ms，變工況后噴油量觀測平均誤差為3.30%；在軌壓為160MPa、噴油脈寬為1.8ms工況下進(jìn)行了試驗(yàn)表明，該觀測器可以濾去噪聲，快速跟蹤壓力信號，實(shí)現(xiàn)噴油規(guī)律的觀測，循環(huán)噴油100次噴油量觀測誤差為3.70%．