柴油發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模式切換控制策略

方 成，楊福源，歐陽(yáng)明高，陳 林，李 進(jìn)

（1.清華大學(xué) 汽車(chē)安全與節(jié)能?chē)?guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084；2.上海汽車(chē)集團(tuán)股份有限公司 技術(shù)中心，上海 201206；3.常州易控汽車(chē)電子有限公司，江蘇 常州 213164）

0 引 言

柴油機(jī)低溫燃燒（LTC），既能夠產(chǎn)生較低的排放，又能夠保持較高的燃燒效率，在最近10多年來(lái)，成為學(xué)術(shù)界的研究熱點(diǎn)［1－3］。一般可以通過(guò)燃料早噴、小錐角噴油器噴油和燃料晚噴的方式實(shí)現(xiàn)LTC。燃料晚噴的方式是通過(guò)在上止點(diǎn)附近噴射柴油和高廢氣再循環(huán)（EGR）率來(lái)提高預(yù)混合比例和降低燃燒溫度。這種方式不需要對(duì)燃燒室進(jìn)行重新匹配，燃燒相位可以通過(guò)噴油定時(shí)控制［4－6］。本文采用燃料晚噴來(lái)實(shí)現(xiàn) LTC。但是，這種LTC局限在中低負(fù)荷工況，其他工況仍然需要使用傳統(tǒng)的壓燃（CI）:EGR會(huì)引起燃燒惡化，使燃油經(jīng)濟(jì)性變差，噪聲增加；高EGR率雖然可以延長(zhǎng)滯燃期，當(dāng)負(fù)荷變大，噴油持續(xù)期變長(zhǎng)，燃燒惡化的程度也會(huì)使碳煙排放量增大［7］。當(dāng)LTC使用區(qū)域的邊界時(shí)，需要切換回CI燃燒。

國(guó)內(nèi)外對(duì)柴油機(jī)LTC／CI燃燒模式切換及其控制策略研究的報(bào)道并不多。Michigan大學(xué)的Busch等［8］在一臺(tái)四缸1.9L柴油機(jī)上研究了LTC／CI燃燒模式切換時(shí)的NOx排放，指出快速的燃油壓力建立過(guò)程是燃燒模式切換過(guò)程的一個(gè)關(guān)鍵控制點(diǎn)。但是該文的切換策略并沒(méi)有對(duì)LTC和CI各自燃燒所需油氣混合需求進(jìn)行優(yōu)化。

美國(guó)西南研究院的王俊敏等［9］采用基于模型的空氣系統(tǒng)控制器，以氣體組分和增壓壓力為控制目標(biāo)，針對(duì)LTC和傳統(tǒng)CI設(shè)計(jì)了兩組滑模控制器以獲得更加快速和平順的空氣系統(tǒng)響應(yīng)，同時(shí)設(shè)計(jì)了監(jiān)督控制器（Supervisory controller）在LTC／CI燃燒模式切換瞬態(tài)中來(lái)協(xié)調(diào)兩組滑?？刂破鞯墓ぷ?。利用基于模型的控制策略使EGR和VNT的控制解耦，得到了良好的轉(zhuǎn)矩跟隨和空燃比跟隨效果。但是，該文中采用的空氣系統(tǒng)模型過(guò)于復(fù)雜，燃油系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制也沒(méi)有加入控制框架中。

Wisconsin－Madison大學(xué)的 Burton等［10］在一臺(tái)四缸1.9L柴油機(jī)上對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)點(diǎn)LTC／CI燃燒模式切換和發(fā)動(dòng)機(jī)瞬態(tài)過(guò)程中LTC／CI燃燒模式切換進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)從LTC到CI的切換引起NOx排放尖峰，而從CI到LTC的切換則引起HC排放尖峰，Burton認(rèn)為這是燃油和空氣系統(tǒng)不協(xié)調(diào)引起的。但是，該文并沒(méi)有提出HCCI瞬態(tài)控制中油氣綜合控制的策略，只是在發(fā)動(dòng)機(jī)ECU上進(jìn)行了簡(jiǎn)單的MAP圖的標(biāo)定。

本文在研究各個(gè)油氣參數(shù)對(duì)LTC燃燒影響的基礎(chǔ)上，提出了一套油氣協(xié)調(diào)切換控制策略，對(duì)LTC／CI燃燒模式切換過(guò)程進(jìn)行控制。

1 系統(tǒng)描述

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)控制單元

系統(tǒng)所用的發(fā)動(dòng)機(jī)控制單元，基于Freescale MPC5634M32位高性能單片機(jī)開(kāi)發(fā)。該單片機(jī)使用LQFP 144封裝，CPU頻率達(dá)到80MHz，具有2路CAN總線、32路eTPU、1.5MFlash、32路12位AD、Nexus調(diào)試接口支持、DMA支持和浮點(diǎn)運(yùn)算支持等多種功能［11］?？刂茊卧布蚣苋鐖D1所示。

圖1 控制系統(tǒng)硬件框架Fig.1 Hardware structure of control system

該控制器支持6～32V寬電壓輸入范圍，可以處理32路模擬信號(hào)、20路開(kāi)關(guān)信號(hào)、4路PWM信號(hào)和2路轉(zhuǎn)速信號(hào)，能夠驅(qū)動(dòng)20路開(kāi)關(guān)型負(fù)載、8路PMW負(fù)載、1路直流電機(jī)負(fù)載和8缸噴油器。配備的智能?chē)娪推黩?qū)動(dòng)系統(tǒng)能夠?qū)崟r(shí)閉環(huán)控制充電泵電壓和噴油器驅(qū)動(dòng)電流。該控制器能夠滿(mǎn)足柴油機(jī)燃油系統(tǒng)控制、空氣系統(tǒng)控制和后處理系統(tǒng)控制的硬件資源需求。

1.2 發(fā)動(dòng)機(jī)控制策略

開(kāi)發(fā)的發(fā)動(dòng)機(jī)控制策略如圖2所示。在原有的基于扭矩的控制框架基礎(chǔ)上，加入LTC低溫燃燒控制和LTC／CI燃燒模式切換控制。

（1）控制策略識(shí)別加速踏板扭矩需求和附件系統(tǒng)扭矩需求，得到動(dòng)力系統(tǒng)扭矩需求。

圖2 控制系統(tǒng)軟件框架Fig.2 Software structure of control system

（2）從動(dòng)力系統(tǒng)扭矩需求得到發(fā)動(dòng)機(jī)平均有效壓力 BMEP（Brake mean effective pressure），加入預(yù)估的摩擦轉(zhuǎn)矩和平均泵氣壓力PMEP（Pumping mean effective pressure），得到需求的平均指示壓力IMEP（Indicated mean effective pressure）。

（3）在燃燒模式協(xié)調(diào)控制器中，得到當(dāng)前的目標(biāo)IMEP和燃燒模式，通過(guò)IMEP和油量之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系得到目標(biāo)油量。

（4）根據(jù)目標(biāo)油量和燃燒模式，進(jìn)行空氣系統(tǒng)和燃油系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制。

圖2中，TFLT和QFLT分別是濾波后的扭矩和濾波后的油量，用于燃油系統(tǒng)的控制；TADV和QADV相對(duì)于TFLT和QFLT，動(dòng)態(tài)響應(yīng)更快，用于空氣系統(tǒng)控制。燃油系統(tǒng)支持軌壓控制和多段噴射；空氣系統(tǒng)采用PID控制器對(duì)EGR和VNT進(jìn)行獨(dú)立控制。

1.3 發(fā)動(dòng)機(jī)

本文在一臺(tái)4缸2.5L柴油機(jī)上進(jìn)行LTC和燃燒模式切換研究，該發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)框架如圖3所示。

該發(fā)動(dòng)機(jī)使用高壓共軌型燃油噴射系統(tǒng)。對(duì)原機(jī)改造后，加裝了VNT系統(tǒng)和EGR系統(tǒng)。該發(fā)動(dòng)機(jī)為直列四沖程、直噴、水冷、增壓、中冷發(fā)動(dòng)機(jī)，4缸，缸徑×沖程為92mm×94mm，總排量為2.499L，壓縮比為17.5，額定功率／額定轉(zhuǎn)速為87kW／4000r·min－1，最大扭矩／最大扭矩轉(zhuǎn)速為280N·m／2000r·min－1，EGR系統(tǒng)為外部、水冷中冷。

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)框架Fig.3 Structure of engine system

2 LTC實(shí)現(xiàn)及其影響因素

本文使用的燃料晚噴方式注重燃燒過(guò)程的改善，它的技術(shù)特點(diǎn)是在上止點(diǎn)附近高壓噴射燃油，配合使用大EGR率。柴油晚噴和EGR的應(yīng)用使得燃燒滯燃期延長(zhǎng)，為燃油和空氣爭(zhēng)取更多的混合時(shí)間，使得預(yù)混合燃燒的比例增大；使用較高的燃油噴射壓力也會(huì)促進(jìn)油氣均勻混合；同時(shí)由于大EGR率的使用，氧氣濃度下降，燃燒溫度降低。這些措施，能夠使得NOx和PM排放同時(shí)降低。

圖4所示為L(zhǎng)TC燃燒的缸壓和燃燒放熱率曲線，可以看出，瞬時(shí)燃燒放熱率的主體在上止點(diǎn)后。

圖4 燃料晚噴實(shí)現(xiàn)柴油LTC燃燒的缸壓及放熱率曲線Fig.4 Cylinder pressure and ROHR of LTC implemented by late injection

為研究晚噴定時(shí)、燃油噴射壓力和EGR率對(duì)LTC燃燒的影響，設(shè)定基準(zhǔn)工作點(diǎn)，該點(diǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1800r·min－1，扭矩為78.2N·m，預(yù)噴油量為3.0mm3，主噴油量為16.0mm3，預(yù)噴定時(shí)為－19.5℃A（上止點(diǎn)前），主噴定時(shí)為2.9℃A（上止點(diǎn)后），噴射壓力為120MPa，EGR率為20%，燃燒放熱重心CA50為20℃A，NOx排放體積濃度為98×10－6。

2.1 晚噴定時(shí)對(duì)LTC的影響

通過(guò)調(diào)整晚噴定時(shí)（固定預(yù)噴與晚噴的間隔及油量比例）研究燃燒放熱重心CA50的變化情況，并考察不同晚噴定時(shí)及其對(duì)應(yīng)的CA50對(duì)低溫燃燒狀態(tài)的影響，試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。

圖5 晚噴定時(shí)對(duì)NOx和PM排放的影響Fig.5 Influence of injection timing on emission level

（1）晚噴定時(shí)與燃燒放熱重心CA50單調(diào)對(duì)應(yīng)，即晚噴定時(shí)變大（上止點(diǎn)后為正），CA50也相應(yīng)變大（上止點(diǎn)后為正）。

（2）當(dāng)晚噴定時(shí)在上止點(diǎn)前（圖5中在－4℃A前），燃燒呈現(xiàn)出類(lèi)似CI的特性，即主噴提前則NOx排放惡化，而碳煙排放下降（NOx和PM的Trade－Off關(guān)系）。

（3）當(dāng)晚噴定時(shí)被推后到一定位置后（圖5中3℃A），對(duì)排放的改善作用變得不明顯。

2.2 燃油噴射壓力對(duì)LTC的影響

燃油噴射壓力在60～140MPa變化，研究其對(duì)LTC狀態(tài)的影響，結(jié)果如圖6所示，圖中虛線表示LTC基準(zhǔn)工況點(diǎn)對(duì)應(yīng)的傳統(tǒng)CI燃燒的排放水平。

在過(guò)低的噴油壓力下，噴入燃燒室的燃油沒(méi)有足夠的動(dòng)能，油氣混合不均，再加上EGR所引入的燃燒廢氣，即使燃油噴射壓力仍然大于傳統(tǒng)CI下的壓力（約60MPa），仍可能會(huì)因?yàn)闅飧變?nèi)局部空燃比過(guò)低，而產(chǎn)生大量碳煙排放。因此，在一般情況下，LTC所需的燃油噴射壓力都大于相同工況的傳統(tǒng)CI。

圖6 噴射壓力對(duì)NOx和PM排放的影響Fig.6 Influence of rail pressure on emission level

2.3 EGR率對(duì)LTC的影響

調(diào)整EGR閥開(kāi)度實(shí)現(xiàn)EGR率ξEGR從0%～28%的變化，其對(duì)LTC燃燒狀態(tài)的影響如圖7所示，圖中虛線表示LTC基準(zhǔn)工況點(diǎn)對(duì)應(yīng)的傳統(tǒng)CI燃燒的排放水平。

在保持基準(zhǔn)工況的燃油噴射壓力和噴油定時(shí)不變的情況下，EGR率的增加對(duì)碳煙排放影響不大，而NOx排放大幅度下降。由于大量缸內(nèi)燃燒產(chǎn)生的廢氣通過(guò)EGR系統(tǒng)再次循環(huán)進(jìn)入氣缸，廢氣渦輪增壓系統(tǒng)所能利用的排氣能量減少，缺少必要的驅(qū)動(dòng)能量，增壓系統(tǒng)在整個(gè)LTC適用工況范圍內(nèi)基本沒(méi)有調(diào)控空氣系統(tǒng)的能力。

圖7 EGR率對(duì)NOx和PM排放的影響Fig.7 Influence of EGR rate on emission level

3 LTC／CI切換控制策略

LTC使用晚噴、高噴射壓力和高EGR率的方法來(lái)實(shí)現(xiàn)，在該燃燒模式下，無(wú)增壓能力；而傳統(tǒng)的CI使用正常的噴油定時(shí)、低噴射壓力、低EGR率來(lái)實(shí)現(xiàn)，在該燃燒模式下，可以進(jìn)行正常增壓（可以使用VNT控制增壓壓力）。

在CI或LTC燃燒模式下，單獨(dú)改變某個(gè)控制參數(shù)狀態(tài)，對(duì)整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響如表1所示。

表1 控制參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響Table 1 Influence of control parameters on engine performance under CI／LTC combustion mode

3.1 CI→LTC燃燒模式切換

燃燒模式從CI切換到LTC時(shí)，要保證切換過(guò)渡過(guò)程轉(zhuǎn)矩輸出平滑則需要避免燃燒的不穩(wěn)定，而不穩(wěn)定燃燒源于大EGR率下低壓噴油噴射，此時(shí)燃油霧化程度不好，部分區(qū)域嚴(yán)重缺氧導(dǎo)致燃燒分布不均勻且產(chǎn)生大量碳煙，所以噴射定時(shí)控制模塊應(yīng)該在燃燒切換初期立刻切換到晚噴，同時(shí)保證噴油壓力快速建立至高壓狀態(tài)；此外，在切換過(guò)程中，可以利用VNT增加排氣背壓以提高EGR閥的流通速率，加快EGR系統(tǒng)的響應(yīng)。因此，可制定噴油模式和燃油噴射壓力控制模塊迅速響應(yīng)，VNT輔助EGR系統(tǒng)的控制時(shí)序，如圖8所示。

圖8 CI→LTC燃燒模式切換控制Fig.8 Control strategy of CI→LTC mode switch

當(dāng)確認(rèn)燃燒模式切換命令后，噴射壓力控制和EGR控制模塊使用經(jīng)過(guò)優(yōu)化的滿(mǎn)足快速響應(yīng)要求的控制參數(shù)，而VNT子系統(tǒng)在切換過(guò)程初期使用降性能控制，通過(guò)利用VNT和EGR系統(tǒng)的耦合效應(yīng)，減少渦輪流通截面，增加排氣背壓，在短時(shí)間內(nèi)輔助EGR系統(tǒng)迅速穩(wěn)定到目標(biāo)值，當(dāng)EGR率接近預(yù)定目標(biāo)時(shí)，VNT自動(dòng)切換控制目標(biāo)和控制參數(shù)（切換條件見(jiàn)圖8，其中Δ為標(biāo)定量）。

3.2 LTC→CI燃燒模式切換

圖9 LTC→CI燃燒模式切換控制Fig.9 Control strategy of LTC→CI mode switch

燃燒模式從LTC切換到CI燃燒模式初期，EGR閥立刻關(guān)閉，并將VNT控制切換到CI狀態(tài)下的控制目標(biāo)和控制參數(shù)，使得進(jìn)氣壓力和新鮮空氣量迅速上升，當(dāng)進(jìn)氣壓力到達(dá)切換條件時(shí)（見(jiàn)圖9），EGR控制進(jìn)行狀態(tài)切換（因?yàn)榇藭r(shí)EGR率需求較小，EGR閥從完全關(guān)閉到達(dá)控制目標(biāo)所需時(shí)間不長(zhǎng)，這種簡(jiǎn)單的控制邏輯的目的是以犧牲短時(shí)間NOx排放來(lái)減少控制策略復(fù)雜度）。噴油模式的切換時(shí)刻應(yīng)保證滿(mǎn)足兩個(gè)條件:一是要保證足夠的空氣量，二是應(yīng)等待噴射壓力下降到適當(dāng)?shù)某潭?，避免產(chǎn)生燃燒噪聲。整個(gè)切換過(guò)程的協(xié)調(diào)控制時(shí)序如圖9所示。

3.3 模式切換邊界控制

在一定工況下，燃燒模式根據(jù)該工況轉(zhuǎn)速和負(fù)荷查表（MAP）得到。MAP包含了一些離散的工況點(diǎn)，在各個(gè)明確的工況點(diǎn)之間的工況，需要根據(jù)周?chē)?個(gè)工況點(diǎn)的燃燒模式來(lái)決定。

如圖10所示，工況點(diǎn)（n，L）的燃燒模式，需要由該 MAP圖中周?chē)?個(gè)工況點(diǎn) （n1，L1）、（n2，L2）、（n1，L2）和（n2，L1）的燃燒模式?jīng)Q定。從該MAP圖得到的燃燒模式，要么是傳統(tǒng)壓燃，要么是低溫燃燒，沒(méi)有中間模式，所以，一般只進(jìn)行查表運(yùn)算，而不需要進(jìn)行插值運(yùn)算。

圖10 滯回式查表方法Fig.10 Hysteresis calculation method

按照一般方法進(jìn)行查表的算法如下:

按照這種方法，如果當(dāng)前工況的轉(zhuǎn)速在（n1＋n2）／2附近波動(dòng)（這種波動(dòng)在發(fā)動(dòng)機(jī)正常運(yùn)行過(guò)程中很正常），將會(huì)導(dǎo)致查表得到的值D（n，L）來(lái)回波動(dòng)，這種波動(dòng)會(huì)導(dǎo)致燃燒模式在CI與LTC之間來(lái)回切換。所以本文使用滯回式查表方法來(lái)消除這種潛在的高頻燃燒模式切換。

查表值與歷史軌跡相關(guān)（k為當(dāng)前時(shí)刻，k－1為前一時(shí)刻），當(dāng)前時(shí)刻查表值通過(guò)下式確定:

式中:n～（k）為取值的轉(zhuǎn)速點(diǎn)，通過(guò)式（3）確定:

式（3）（4）中的①②③④代表4個(gè)條件，其具體表達(dá)式如下:

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，該臺(tái)架配備HT350型交流電力測(cè)功機(jī)、MEXA－7100DEGR排放分析儀、AVL439不透光煙度計(jì)和AVL472顆粒分析儀等設(shè)備。

圖11所示為1800r·min－1轉(zhuǎn)速、80N·m扭矩工況下從CI切換到LTC（圖中HCCI）的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。圖12所示為1800r·min－1轉(zhuǎn)速、80N·m扭矩工況下從LTC切換到CI的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。圖11和圖12中策略1為使用基于模型的軌壓控制策略［12］的控制結(jié)果，策略2為使用普通PID的軌壓控制策略的控制結(jié)果。

使用基于模型的軌壓控制策略，可以加快軌壓的響應(yīng)，使得在燃燒模式切換時(shí)，快速地控制軌壓達(dá)到目標(biāo)值，提高過(guò)渡過(guò)程中燃燒的穩(wěn)定性。

在使用基于模型的軌壓控制策略的基礎(chǔ)上，通過(guò)油氣協(xié)調(diào)控制，在LTC／CI燃燒模式切換動(dòng)態(tài)過(guò)程中:

圖11 CI→LTC燃燒模式切換Fig.11 Experimental results of CI→LTC

圖12 LTC→CI燃燒模式切換Fig.12 Experimental results of LTC→CI

（1）從CI切換到LTC，軌壓從60MPa迅速上升到120MPa；從LTC切換到CI，軌壓從120 MPa迅速下降到60MPa。

（2）在LTC燃燒模式下，NOx排放和煙度排放響應(yīng)迅速，NOx排放和煙度排放相對(duì)于CI燃燒模式，下降幅度均超過(guò)50%。

（3）在燃燒模式切換過(guò)程中，扭矩波動(dòng)小（工況波動(dòng)約5N·m），過(guò)渡平穩(wěn)。

5 結(jié) 論

（1）LTC燃燒需要使用燃油晚噴、高EGR率和高壓燃油噴射來(lái)達(dá)到NOx和PM的排放同時(shí)降低。

（2）LTC燃燒只適用于部分工況，在燃燒模式邊界上，需要進(jìn)行LTC／CI燃燒模式切換，在切換過(guò)程中，需要對(duì)各個(gè)控制參數(shù)的變化時(shí)序進(jìn)行嚴(yán)格控制。

（3）在燃燒模式邊界，使用滯回式查表方法，可以減少由于發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)波動(dòng)導(dǎo)致的燃燒模式頻繁切換。

（4）使用油氣協(xié)調(diào)的控制策略，在燃燒模式切換過(guò)程中，發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)響應(yīng)迅速，過(guò)渡平穩(wěn)。

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