CN101160458A - 用于在具有受控自燃燃烧的直喷发动机的稀空燃比和化学计量空燃比燃烧模式之间负载转变控制的方法 - Google Patents

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Abstract

提供了一种控制直喷发动机的方法，所述发动机在稀空燃比燃烧低负载(HCCI/Lean)模式与化学计量空燃比燃烧中度负载(HCCI/Stoich)模式之间的负载转变操作期间以受控自燃(HCCI)操作。所述方法包括：对于各速度和负载，在均质混合压缩燃烧(HCCI)的负载范围内，将发动机操作稳定状态，使燃料－空气－废气气体混合物处于预定的条件；以及通过使预定受控输入的变化率与当前燃料供给率同步，在HCCI/Stoich中度负载模式和HCCI/Lean低负载模式中一个至另一个的操作模式转变期间，控制所述发动机。

Description

用于在具有受控自燃燃烧的直喷发动机的稀空燃比和化学计量空燃比燃烧模式之间负载转变控制的方法
技术领域
本发明涉及受控自燃内燃机。更特别地，本发明涉及负载转变期间，稀空燃比受控自燃与化学计量空燃比受控自燃燃烧之间的燃烧控制。
背景技术
为提高汽油内燃机的热效率，已知可使用空气或者再循环的废气稀释燃烧来提高热效率、降低NOx排放。但是，因为由于燃烧缓慢而引起的不发火和燃烧不稳定性，存在发动机可使用稀薄混合物操作的限制。扩充稀薄限制的已知方法包括：1)通过提高点火和燃料准备来提高混合物不稳定性；2)通过引入充压动作和湍流，提高火焰速度；以及3)在受控自燃燃烧的情形下操作发动机。
受控自燃过程有时称为均质混合压缩燃烧(HCCI)过程。在该过程中，压缩期间，产生燃烧气体(空气与燃料)混合物，同时从混合物中的许多点火点自燃，产生非常稳定的功率输出和高的热效率。由于其燃烧非常稀薄，在整个充压中均匀分配，所以燃烧气体温度基本低于基于传递火焰峰的传统火花点燃式发动机和基于所附扩散火焰的柴油机的燃烧气体温度，从而NOx排放也低。在火花点燃式发动机和柴油机中，混合物中的燃烧气体温度极度不均匀，会有非常高的局部温度，从而产生高NOx排放。
在使用传统压缩比的两冲程汽油机中，已经成功证明了在受控自燃燃烧情形下的发动机操作。通常认为，提供在高稀薄混合物中促进自燃所必需的高混合物温度的原因是，从前一循环留下的高比例燃烧气体，即高比例残留量。在具有传统气门装置的四冲程发动机中，残留量低，在部分负载情况下难以获得受控自燃。在部分负载情况下引起受控自燃的已知方法包括：1)加热进气；2)可变压缩比；以及3)将汽油与比汽油具有更宽自燃范围的燃料混合。在上面所有的方法中，可获得受控自燃的发动机速度与负载范围比较窄。
在使用可变气门致动以在高度稀薄混合物中获得自燃必要条件的四冲程发动机中，已经证明了在受控自燃燃烧情形下的发动机操作。已经计议将包括分段喷射和单段喷射的各种燃料供给控制与气门控制策略结合，以在各种发动机负载条件下都保持稳定的自燃燃烧。
在共同转让的美国专利申请No.10/899,457中，公开了一种用于稳定、扩展受控自燃的典型燃料喷射和气门策略。其中，在低部分负载操作期间，在负气门重叠周期期间的固定燃料量的第一喷射之后，为随后压缩冲程期间的第二燃料喷射。随着发动机负载的增加，第一喷射的喷射正时以连续的方式延迟，第二喷射的喷射正时以连续的方式提前。在中度负载操作期间，由进气冲程期间的第二燃料喷射紧随在其后的负气门重叠周期期间的第一喷射支持自燃。两个喷射的最佳分度为约30至60度曲轴角。随着发动机负载的增加，两个喷射的喷射正时都以连续的方式延迟。并且，在高部分负载操作期间，仅进气冲程期间的燃料喷射就支持了自燃。随着发动机负载的增加，喷射正时延迟。
为了最佳燃料经济性，稀空气燃料比操作是从低负载至高负载的最佳模式。但是，随着发动机负载或燃料供给率增加，发动机的NOx排放也增加。直到一定的发动机负载，NOx的排放水平才会保持低于限制值。如果传统的三路后处理装置与稀空燃比发动机操作一起使用，那么就会大大地降低NOx后处理转换效率。因此，随着负载增加，在某些点需要从稀空燃比转变为化学计量空燃比发动机操作，使得可使用传统三路后处理装置来有效地控制NOx排放。
通过利用具有多重喷射能力的燃料喷射器和火花塞，能够进一步扩充汽油直喷受控自燃燃烧发动机的中负载操作限制，其中汽油直喷受控自燃燃烧发动机能够使用传统的三路后处理系统作为排放控制装置。第一燃料喷射发生在进气冲程早期，以在接近压缩冲程结束时，在整个燃烧室形成稀空气燃料混合物。第二燃料喷射发生在进气冲程后期，或者发生在压缩冲程，以在火花塞附近产生具有可燃混合物的分层空气燃料混合物。火花塞用于点燃可燃混合物，火花塞正时会极大地影响燃烧相位。火花点燃式燃烧作为燃烧源，引起周围的稀混合物的自燃，以在燃烧冲程的TDC之后的目标曲轴角燃烧。这样，实现了由两个分开但相关的过程组成的混合模式燃烧过程。另外，发动机运行在具有外部EGR稀释的化学计量空燃比，所以传统的后处理装置足以控制发动机排放。外部EGR稀释还作为自燃燃烧相位期间的有效燃烧率控制参数。通过可接受的最大增压比或压力波动幅度，汽油直喷受控自燃燃烧发动机的高负载限制扩大了超过10％。
尽管上述进步已经成功证明了在稳定状态条件的受控自燃能力，但是快速的负载变化或转变可能导致不希望的燃烧结果。共同申请的在审美国专利申请-/--(代理卷号No.GP-306189)描述了用于在低负载与高负载的负载转变期间进行自燃燃烧的有力控制的系统和方法。对于采用稀空燃比而没有外部EGR的发动机操作，具有查寻表和比率限制器的前馈控制足以确保在低负载至高负载(反之亦然)转变期间没有不发火以及局部燃烧。但是，高负载与中度负载之间的负载转变得益于反馈控制，充分地解决了不发火或局部燃烧。
发明内容
本发明涉及高负载与中度负载之间负载转变期间有力的汽油直喷受控自燃燃烧控制的方法。该转变包括稀空燃比的受控自燃(CAI/Lean)与化学计量空燃比的CAI(CAI/Stoich)之间的燃烧模式变化。该方法能够解决为了NOx排放控制而在稀空燃比与化学计量空燃比之间和为了爆震控制而在打开与关闭EGR气门之间的发动机操作转变。联合使用前馈控制和查寻表(包括燃料喷射正时、可变气门致动(NVO)、点火正时(SI)、与使用可变气门致动和节气门及EGR气门位置的前馈控制结合的节气门与EGR气门位置)，本发明的受控自燃燃烧在高负载与中度负载之间总是稳定的，没有不发火和部分燃烧。
可设置前馈控制，通过该前馈控制至发动机的包括点火正时、燃料喷射正时和气门正时的输入持续地设定为等于对应当前燃料供给率的稳定状态输入。查寻表中存储有预校正的稳定状态输入，通过在基于当前燃料供给率的查寻表中插入稳定状态输入值来确定发动机的输入。使用比率限制器来补偿系统中的不同动态，例如通过控制空气和燃料供给，以与瞬时所需同步。
可设置反馈控制，以调整前馈控制的输出，从而更加精密地符合最佳性能的所需输入设定。
结合附图，从下面本发明具体实施例的描述能够更加全面地理解本发明的这些及其它特征和优点。
附图说明
图1为能够根据本发明操作的单缸汽油直喷四冲程内燃机的示意图；
图2为根据使用具有双重凸轮相位的两级可变气门致动的典型受控自燃控制，对于操作在不同负载的四冲程内燃机的排气门和进气门的相位，气门升程相对于曲轴角的曲线图；
图3A为典型受控自燃喷射策略对于分别以低负载、中负载和高负载的发动机操作，典型进气门和排气门升程相对于曲轴角的曲线图；
图3B为对于典型受控自燃排气再压缩气门策略，典型缸内压力相对于曲轴角的曲线图；
图4为根据使用具有双重凸轮相位的两级可变气门致动系统的典型受控自燃控制，对于单缸四冲程内燃机操作的排气门和进气门、燃烧喷射和操作模式，典型的全部操作策略相对于发动机负载的曲线图；
图5为典型控制器的简图，在根据本发明的各种负载转变期间，通过该控制器保持自燃燃烧的有力控制；
图6为示出前馈控制中使用的查寻表的详细结构的图表；
图7为稳定状态下，发动机控制器在从11至14mg/循环的四个不连续燃料供给率点的控制输入图表；
图8为概括从CAI/Lean至CAI/Stoich操作的转变的16个测试实例的图表，反之亦然；
图9-11为图8的实例1的各种指令输入的图表；
图12A和B为实例1的负载转变期间，NVO和EGR的指令输入的图表；
图13A和B为在操作中使用反馈控制时，进气O2百分比和空燃比相对于发动机循环的图表；
图14A和B为实例1中测量的IMEP和排气温度相对于发动机循环的图表；
图15A和B为实例1中测量的峰值压力位置(LPP)和最大增压比相对于发动机循环的图表；
图16为图9-15中所示的实例1的复合图；
图17-21为与图16相类似但示出实例2-6的结果的图表；
图22A和B为实例1-6中测量的进气O2百分比和排气空燃比的复合图；
图23为实例1-6中测量的IMEP相对于发动机循环的复合图；
图24A和B为实例1-6中LPP和最大增压比相对于发动机循环的图表；
图25为示出各种发动机输入的实例7的复合图；
图26为示出各咱发动机输入的实例8的复合图；
图27A和B为实例1、6、7和8中测量的进气O2百分比和排气空燃比的图表；
图28A和B为实例1、6、7和8中实际NVO和EGR气门位置的图表；
图29为实例1、6、7和8中测量的IMEP相对于发动机循环的复合图；
图30A和B为实例1、6、7和8中测量的LPP和最大增压比的图表；
图31-36为实例9-14的发动机输入的复合图；
图37A和B为实例9-14中测量的进气O2百分比和排气空燃比的图表；
图38为实例9-14中测量的IMEP相对于发动机循环的复合图；
图39A和B为实例9-14中测量的LPP和最大增压比的图表；
图40和41分别为实例15和16的发动机输入的复合图；
图42A和B为实例9、14、15和16中测量的进气O2百分比和排气空燃比的图表；
图43A和B为实例9、14、15和16中实际NVO和EGR气门位置的图表；
图44为实例9、14、15和16中测量的IMEP相对于发动机循环的复合图；以及
图45A和B为实例9、14、15和16中测量的LPP和最大增压比的图表。
具体实施方式
为简便起见，下列描述在其申请中通过单缸直喷汽油四冲程内燃机来解释本发明，但是应当理解，本发明同样适应于多缸直喷汽油四冲程内燃机。在实现本文所述的各种控制和各种数据的获取中，使用四冲程单缸0.55升的内燃机。除非以其它方式具体地描述，否则本领域的普通技术人员应当理解，所有这种实现和获取都假定为在标准条件下执行。本发明在其申请在描述为每个气缸两个气门的发动机(一个进气门和一个排气门)，但是应当理解，本发明同样适用于每个气缸多个气门的发动机。并且，虽然本发明适应于适用全柔性电动液压(fully flexibleelectro-hydraulic)或机电系统的各种可变气门致动(VVA)策略，但是下面用于示出我们的控制策略的实例是基于具有双凸轮相位的两级VVA系统。
首先详细参考附图的图1，标记10总地表示典型单缸直喷四冲程内燃机的示意图。在图中，活塞11可在气缸12中移动，并且与气缸12一起限定可变容积的燃烧室13。进气通道14将空气供给入燃烧室13。进气门15控制进入燃烧室13的空气流。燃烧后的气体通过排气通道16从燃烧室13流走，由排气门17控制。
典型发动机10具有带电子控制器18的液压控制气门机构，其中电子控制器18是可编程的，并液压地控制进气门15和排气门17的开关。电子控制器18根据由两个位置传感器19和20测量的进气门15和排气门17的位置控制进气门15和排气门17的运动。控制器18还会参考由连接到发动机曲轴22的转动传感器21指示的发动机角度位置。曲轴22由连接23连接到在气缸12内往复运动的活塞11上。使用由电子控制器18控制的汽油直喷喷射器24将燃料直接喷入燃烧室13中。归因于控制器18的各种功能同样也可由适于各种任务的多个单独但互相配合的控制器来执行。
使用也是由电子控制器18控制的火花塞25来提高发动机在一定条件下(例如，在冷起动和接近低负载操作限制期间)的点火正时控制。并且，已经证明，在受控自燃燃烧情况下和高速/高负载操作情形期间，优选依接近高负载操作限制的火花点火。
图2示出了进气门15和排气门17的控制动作，其中气门升程曲线显示为随以典型受控自燃(HCCI燃烧)操作的四冲程内燃机的排气门17和内气门15的曲轴角变化。
排气门的运动由实线17示出，进气门的运动由虚线15示出。排气门17关闭得早，优选在排气/进气上止点(TDC360度)之前的可变角度，进气门17打开得晚，优选在TDC之后的相同角度打开。两个气门都关闭的过渡时期称为负气门重叠(NVO)。从紧靠在一起变动到最远离范围的成对排气/进气门曲线17、15表明，随着发动机负载(NMEP)的连续降低(350、285、215和144kPa)，NVO不断升高。使用双凸轮相位系统，或通过可产生这种气门曲线的任何其它装置，都可获得这种气门运动。
对于该策略，通过同时调整进气升程曲线和排气升程曲线的相位而改变负气门重叠(NVO)。实验证明，为了在整个负载范围保持最佳的自燃燃烧，随着发动机负载的降低，所需的负气门重叠周期线性地增加，图2中示出了其关系。
图3A示出了分别为低负载、中负载和高负载操作的发动机操作期间，典型的喷射策略。图3A中还示出了典型的进气门和排气门动作，图3B中示出了根据该典型气门动作的缸内压力变化。
在低负载操作期间，每单个发动机循环期间燃料喷射器喷射两次，由相隔开的柱条27、28表示。在负气门重叠期间，第一喷射27于约300与350度ATDC燃烧之间将固定量的汽油或等量的燃料喷入气缸中捕集的高温高压废气中。随着发动机负载的增加，第一喷射的喷射正时以连续的方式延迟。燃料被部分地氧化，转换成更具活性的化学物质，并释放能量。更具活性的化学物质以及能量的量随着第一喷射中喷射的燃料量和正时以及负气门重叠(NVO)周期变化。
如图3B中所示，排气门关闭之后，在NVO周期中，捕集的气体首先朝着约300与360度ATDC之间的排气冲程的末端压缩。然后，当进气门与排气门都关闭时，在进气冲程的早期期间，压缩的燃料与废气混合物膨胀。气缸压力降至环境压力，此时进气门打开，以将新鲜空气引入燃烧室。在压缩冲程期间，燃料喷射器在28处再次活动，以在60与20度BTDC燃烧之间第二将汽油喷入燃烧室。这次喷射正时选择成确保无烟操作，并受喷射器锥形角度或燃料喷射量的影响。
随着发动机负载的增加，第二喷射的喷射正时以连接的方式提前。由于缸内更高的充压温度和密度，抑制了燃料喷射的渗透和散布。在燃烧室中形成局部富混合物区域。第一燃料喷射之后汽油反应形成的物质与第二燃料喷射形成的局部富混合物结合在一起起作用，以便在无需火花帮助的情况下，与柴油机中使用的较高压缩比相比，以较低的压缩比实现汽油的自燃。
在中度负载操作期间，每单个发动机循环期间燃料喷射器也喷射两次，如相邻的柱条29、30所示。第一喷射29于约300与360度ATDC燃烧之间将汽油喷入到中，与低负载操作中所使用的相类似。但是，在第一喷射结束之后，第二喷射从约30至60度开始。在负气门重叠期间或进气冲程早期，两个喷射都进行。随着发动机负载的增加，两个喷射的喷射正时都以连续的方式延迟。其目的是使用分段喷射以控制汽油重整(gasoline reform)，从而控制自燃过程。对于低负载和中度负载操作，1-3毫克燃料足以进行第一喷射29。其余的燃料在第二喷射30期间喷射。
在高负载操作期间，每单个发动机循环期间燃料喷射器只喷射一次，如柱条31所示。喷射正时依赖于发动机负载，在340与490度ATDC燃料之间变化。随着发动机负载增加，喷射正时延迟。
在负载变化期间，调节从一个喷射策略至另一喷射策略的转变，以保持最佳的发动机性能和排放。例如，在低负载操作期间，在负气门重叠期间进行第一喷射27，而在压缩冲程期间进行第二喷射28的分段喷射证明是能够产生稳定的受控自燃燃烧的唯一喷射策略。随着发动机负载的增加，第二喷射28的喷射正时不断提前，以促进气缸容量内燃料的散布，并将局部混合物质空燃比保持在可接受的范围，以避免过高的NOx排放和烟排放。
但是，即使提前喷射正时，在中度负载期间，氮氧化物(NOx)的形成仍升至不可接受的水平。因此，对于中度负载，第二燃料喷射30的喷射正时从压缩冲程转换至进气冲程，如图3A中所示。实验证明，这两种策略都产生相似的发动机性能。尽管在进气冲程期间通过第二燃料喷射30可大大地降低NOx排放，但是由于小缝隙中捕集的未燃烧的燃料的增加，提高了HC排放。发生转变的实际负载将由排放权衡(tradeoff)确定。
图4示出了对于处于恒定速度的单缸四冲程内燃机的排气门和进气门，随发动机负载变化的典型气门打开正时和关闭正时。气门控制例证了使用双凸轮相位VVA系统的双级的废气再压缩。在负载(NMEP)范围内，排气门打开由实线33示出，排气门关闭由虚线34示出。进气门打开由实线35示出，进气门关闭由虚线36示出。图4中还示出了在典型的恒定速度，随发动机负载变化的喷射策略(分段喷射与单段喷射)和各种燃烧模式。
特别地，发动机以低于320kPa NMEP的稀空气/燃料混合物(HCCI/Lean)操作在受控自燃燃烧模式中。在该燃烧模式期间，NOx排放指数随着发动机负载的增加而增加。在320kPa NMEP，NOx排放指数约为1g/kg燃料。因此，在320与400kPa NMEP之间，发动机以化学计量空燃比(HCCI/Lean)操作在受控自燃燃烧模式内，以允许使用传统的NOx后处理装置。在该模式的更高负载部分中，可使用分段喷射，以限制最大的气缸增压比。
在400与600kPaNMEP之间，发动机以由VVA策略(例如，早关闭进气门(如所示的SI-NTLC/Stoich)或晚关闭进气门)控制的负载操作在火花点燃非节流的理想模式中。在600kPaNMEP以上，发动机以化学计量空燃比的混合物(SI-Throttled/Stoich)操作在传统的火花点燃模式下，直到达到满负荷。在后两个模式中的任意一个中都可使用分段喷射，以限制最大的气缸增压比。
应当指出，图4中的标准值实质上是对于后叙图6的查寻表中1000rpm的值。对于不同的发动机速度，实验发现，图4中所示的那些燃料喷射、气门正时以及燃烧的类似操作策略的区别仅在于发生各种转变的准确NMEP值。通常，随着发动机速度的提高，图4中所示对于各转变的NMEP值降低。特别地，由于随着发动机速度的提高，发动机热损失变小，所以高负载操作限制降低。因此，随着发动机速度的提高，受控自燃燃烧的范围也减小。
在受控自燃发动机中，充压温度会极大地影响燃烧相位，例如，较高的充压温度会使燃烧相位提前，导致爆震，而较低的温度会使燃烧相位延迟，导致部分燃烧或不发火。发动机操作为了NOx排放而在稀空燃比与化学计量空燃比之间的转变，以及为了空燃比和爆震控制而在打开与关闭EGR气门和节气门之间的转变根据本发明解决。联合使用前馈控制与查寻表和比率限制器，包括燃料喷射正时(FI)、可变气门致动、点火正时(SI)、与使用负气门重叠(NVO)及EGR气门位置的前馈控制结合的节气门与EGR气门位置，根据本发明，受控自燃燃烧在转变期间是稳定的，没有不发火或部分燃烧。
图5示出了根据本发明的发动机控制器40的示意图，在恒定发动机速度或可变发动机速度的模式转变期间，通过该控制器实现充分燃烧。控制器40包括前馈控制42和反馈控制44，这两个控制与汽油直喷发动机46的各相关部分相连。
前馈控制42对于获得快速系统响应具有重要作用，其包括两个主要部分：查寻表和比率限制器。基于所需的负载和发动机操作条件，根据查寻表57计算所需的喷射正时(FI)和脉冲宽度(燃料供给率)48、气门致动(包括负气门重叠，NVO)50、点火正时(SI)52、节气门位置54和EGR气门位置56，以控制燃烧相位。并且，依赖于当前发动机操作条件和驾驶员的负载需求，使用可变比率限制器56、60、62、64、66补偿系统中的不同动态，例如，空气、燃料和EGR动态，如下面所详细描述的。
图6为查寻表的操作图，其中，两个输入变量为发动机速度67和负载68，并且控制输出变量69包括燃料喷射、气门致动、点火正时。应当注意，与更加传统的SI发动机不同，对于本申请，燃料供给率不必与驾驶员所需扭矩(或负载，其基于踏板输入)成比例。由于许多可能燃烧模式的更加复杂的本质，当发动机速度提升时供给稍少的燃料比，SIDI/HCCI发动机却产生更多的扭矩并不是罕有的，反之亦然。依据所需的扭矩和发动机操作条件确定各燃烧模式适当的喷射策略和燃烧供给比是至关重要的，如下所述。因此，应当理解，下文所述实验中使用的不同燃料供给率仅仅是证明在不同发动机负载下的瞬时控制方法。对于各发动机模式的操作条件，必须研究从驾驶员所需发动机扭矩至所需燃料供给率的精确映射图。
使用11与14mg/循环之间的负载转变的这些测试结果证明了本发明的效果。图7示出了稳定状态操作下，发动机控制器在四个不连续燃料供给率点的控制输入。图8中概括了进行的16个测试实例。实例1至8为从14至11mg/循环的负载降低转变，也称为tip-out。实例9至16为从11至14mg/循环的负载升高转变，也称为tip-in。
图7至45中，尤其是图8中，附图标记70表示负载降低转变(tip-out)，实例1-8分别采用标记71-78。负载升高转变(tip-in)80包括分别为标记81-88的实例9-16。在图7和随后的附图中，用于指令输入和其它测量值的字母如下：A-燃料消耗率；A1-第一喷射；A2-第二喷射；B-发动机rpm；C1-第一喷射的结束点；C2-第二喷射的结束点；D-SI；E-NVO；F-IMEP；G-A/F；H-EGR气门位置；I-节气门位置；J-进气O2百分比；K-排气温度；L-LPP(峰值压力的位置)；以及M-最大增压比。
在tip-out期间，对于从化学计量空燃比(高负载)至稀空燃比(低负载)的负载转变，受控自燃燃烧非常有力。即使是关闭反馈控制，也不会出现不发火或部分燃烧。但是，相反，在从稀空燃比(低负载)至化学计量空燃比(高负载)操作的负载转变的tip-in期间，控制是必需的，否则会出现不发火和部分燃烧。
图9至11示出了实例1中，负载瞬时降低期间的燃料喷射正时和点火正时的指令输入的变化。特别地，图9的线71A示出了以3mg/sec的燃料变化率从14至11mg/循环的瞬时转变71(实例1)的燃料喷射表。分段喷射策略用于超过12mg/循环的燃料供给率，随后转换至单段喷射策略。换句话说，其负载转变在1秒内完成。
图10A和B示出了分段喷射和单段喷射期间的燃料喷射量分布及其相应正时的细节。线71A1表示第一或只是喷射燃料量，而71A2为分段喷射的第二喷射燃料量。类似地，线71C1和71C2示出了单燃料喷射正时和对分燃料喷射正时的结束点。
图11A中，线71D和11B、线71I分别示出了点火正时和节气门位置的指令输入。清楚地证明了图7中所示查寻表的值在不连续的燃料供给率点的线性插值。
图12A和12B示出了负载转变期间对于NVO线71E和EGR气门位置线71H的指令输入。在14mg/循环，在，NVO和EGR气门位置稍稍不同于图7中瞬时测试之前的稳定状态操作下给出的NVO和EGR气门位置。这是反馈控制的结果，这里NVO和EGR气门位置从一个循环变至另一个循环，以控制进气氧气百分比(图13A线71J)和排气空燃比(图13B线71G)。然后重复受控自燃燃烧。从图13A和13B可知，测量的进气O2浓度和排气空燃比其在查寻表中所示的相应稳定状态值。
图14A中线71F示出了负载以3mg/sec的燃料变化率和90％/sec的节流变化率从14转变至11mg/循环的实例1中测量的IMEP。可知，受控自燃燃烧在整个负载转变期间都是有力的，没有不发火或部分燃烧。图14B中线71K示出了相应的测量的排气温度。从图中可知，转变之后，排气温度达到稳定状态所需的时间远长于IMEP所需的时间(注意水平轴上使用的不同标尺)。
图15A中线71L和图15B中线71M分别示出了负载以3mg/sec的燃料变化率从14转变至11mg/循环的实例1中测量的LPP和最大增压比。注意，最大增压比在整个负载变化中总是低于800kPa/deg的域值，因此不会出现听得到的爆震。
如图16中所示，实例1的一个复合图中绘出了图9-15所示的所有结果。图17-21中示出了实例2至6的类似绘图。特别地，实例1-4示出了节流变化率的效果。使用实例1、4、5和6的结果比较燃料变化率的效果。
通过比较图9至15中所示的结构，得到几个发现。图22A和22B分别示出了负载从14转变至11mg/循环的实例1至6中进气氧气百分比(线71J-76J)和排气空燃比(线71G-76G)。从图中可知，进气氧气百分比和排气空燃比的转变的特征时间基本上不受节流和燃料变化率的影响。结果，测量的IMEP只随燃料输入变化，如图23中所示(线71F-76F)，并受节流变化率的影响。另外，对于测试的所有6个实例，负载转变期间都未出现不发火或部分燃烧。
图24A和24B分别示出了负载从14转变至11mg/循环的实例1至6中测量的LPP(线71L-76L)和最大增压比(线71M-76M)。从图24可知，对于测试的所有6个实例，主燃烧期间的最大增压比都保持在800kPa/deg的阈值以下。
如前所述，NVO和EGR气门位置在负载转变期间都用途反馈控制输入。实例7和8中关闭反馈控制，以示出其对自燃燃烧的影响。图25示出了实例7的测试结果的复合图，而图26示出了图8的测试结果的复合图，两个实例都关闭了反馈控制。
图27A和27B分别示出了负载从14转变至11mg/循环、具有或不具有反馈控制的实例1、6、7和8中进气氧气百分比(线71J、76J、77J、78J)和排气空燃比(线71G、76G、77G、78G)。此外，无论有或没有反馈控制，对于进气氧气百分比和排气空燃比的转变的特征时间都保持不变。但是，进气氧气百分比(小于1％)和排气空燃比(小于0.3)的微小区别是明显的。
图28A线71E、76E、77E、78E和图28B线71H、76H、77H、78H示出了所需的NVO和EGR气门变化。但是进气氧气百分比和排气空燃比中的区别看来是无关紧要的，测量的IMEP变化(COV)的系数(如图29中线71F、76F、77F、78F所示IMEP的一个循环接一个循环的变化那样明显)明显高于在14mg/循环的负载操作条件。另外，测量的LPP和最大增压比偏离了查寻表的值，如图30A(线71L、76L、77L、78L)和30B(线71M、76M、77M、78M)中所示。注意，如果反馈控制未打开，那么由于其对发动机热边界条件的敏感性，所以发动机可持续运行在该准稳定状态操作点。
总之，在从中度负载至高负载的负载转变期间，受控自燃燃烧非常有力。即使关闭反馈控制，也不会有不发火或部分燃烧。但是人们发现，由于受控自燃燃烧对发动机热边界条件中变化的极度敏感，所以在没有反馈控制辅助的中度负载，难以重复发动机的操作。
图31-36示出了负载从11转变至14mg/循环的实例9-14(81-86)的测试结果。使用实例9至12证明了节流变化率的效果，而使用实例9、12、13和14验证了燃料变化率的效果。所选的结果示出了本发明的效果。
图37A和37B分别示出了从负载从11转变至14mg/循环的实例9至14中测量的进气氧气百分比(线81J-86J)和排气空燃比(线81G-86G)。与实例1-4相反，进气氧气百分比(J)对节流变化率(I)敏感。特别地，节流变化率越慢，导致进气氧气百分比的响应就越慢，转变的特征时间变得更长，与空燃比更加符合。当出现这种情况时，测量的IMEP值示出了负载转变期间的平滑转变，没有任何部分燃烧，如实例10-13的图38(线82F-85F)所示。阶跃的节流变化率(实例14，线86F)和90％/sec的节流变化率(实例9，线81F)都导致进气氧气百分比与空燃比之间的不匹配，从而发生部分燃烧。另外，实例9和14都示出了负载转变期间提前的LPP和可听到的爆震，如图39A(线81L-86L)和39B(线81M-86M)所示。
图40和41分别示出了实例15(87)和16(88)对NVO(E)和EGR(H)气门位置的测试结果，其中实例9和14关闭反馈控制。
图42A和42B分别示出了负载从11转变至14mg/循环、打开和未打开反馈控制的实例9、14、15和16中测量的进气氧气百分比(线81J、86J、87J、88J)和排气空燃比(线81G、86G、87G、88G)。特别地，这些图示出了在转变之后，进气氧气百分比(J)和排气空燃比(G)都能接近准稳定状态，稍有些不同于未打开反馈控制的图7中给出的查寻表值。
虽然只是微小地调整了NVO(约4度，图43A)和EGR气门位置(约0.7％，图43B)，以使其参数与其各自所需的查寻表值相一致，但是负载转变之后测量的IMEP值示出了打开反馈控制(线81F、86F)比不打开反馈控制(线87F、88F)改进得多的COV水平，如图44所示。
虽然由于使用了高节流变化率，无论是否打开或没打开反馈控制，剧烈的爆震都很明显，如图45B中所示，但是在打开了反馈控制的负载转变之后，更好地调节了LPP和最大增压比。
总之，联合使用前馈控制和查寻表(包括燃料喷射正时、可变气门致动(NVO)、点火正时(SI)、与使用可变气门致动和节气门及EGR气门位置的前馈控制结合的节气门与EGR气门位置)，本发明的受控自燃燃烧在高负载与中度负载之间总是稳定的，没有不发火和部分燃烧。
应当理解，本发明的广义概念不限于与本申请中提及的典型前馈控制/反馈控制系统一起使用。本发明也绝不限于基于本文所述的查寻表的控制的使用。另外，为了发动机可在其满操作范围内操作于多种操作模式下，在一个操作模式下使用的某些发动机控制输入可在其它模式中不使用。
如本文所使用的，术语“同步变化率”意味与控制输入相关的变化率与同其相关的速度或负载的变化成比例地变化。因此，控制输入的变化率可相对于与其相关的或负载变化恒定或变化。例如，它们也可在速度变化的一部分期间变化，在另一部分中不变化或固定，其中输入的功能可能不需要或者由另一输入装置执行。在这种情形下，当输入起作用时，控制输入与速度变化率具有固定的或可变的变化率关系，当输入不起作用时，具有零变化率关系。
尽管已经参考具体实施例描述了本发明，但是应当理解，在所述的本发明概念的宗旨和范围内，可对其作出多种变化。因此，本发明不限于所公开的实施例，而是具有由所述权利要求的语言允许的全部范围。

Claims (6)

1.一种用于控制直喷发动机的方法，所述发动机在稀空燃比燃烧低负载(HCCI/Lean)模式与化学计量空燃比燃烧中度负载(HCCI/Stoich)模式之间的负载转变操作期间以受控自燃操作，所述方法包括：
对于各速度和负载，通过各气缸中排气门关闭与进气门打开之间的负气门重叠(NVO)，在均质混合压缩燃烧(HCCI)的负载范围内，实现将发动机操作在燃料量流率(燃料供给率)、喷射正时(FI)、点火正时(SI)、节气门位置、废气再循环(EGR)气门设定及废气再压缩的稳定状态，使燃料-空气-废气气体混合物处于预定的条件；以及
通过使预定受控输入的变化率与当前发动机燃料供给变化率同步，在HCCI/Stoich中度负载模式和HCCI/Lean低负载模式中一个至另一个的操作模式转变期间，控制所述发动机，其中所述预定受控输入至少包括FI、SI、节气门位置、EGR气门设定和NVO中的三个。
2.如权利要求1所述的方法，其中调节FI、SI、NVO、节气门位置和EGR气门位置中的至少一个，以控制气缸最大增压比、部分燃烧和不发火，所述方法包括：
检测发动机进气氧气百分比和排气空燃比；以及
调节FI、SI、NVO、节气门位置和EGR气门位置中的至少一个，使得在稀空燃比燃烧低负载(HCCI/Lean)模式与化学计量空燃比燃烧中度负载(HCCI/Stoich)模式之间的转变操作期间，测量的进气氧气百分比和排气空燃比紧密地遵循预定值。
3.如权利要求1所述的方法，其中所述发动机输入通过前馈控制同步，使得负载转变操作期间，瞬时燃料供给率值与相应的相关发动机输入值之间保持预定关系。
4.如权利要求3所述的方法，其中所述预定关系通过可由计算机控制系统存取的查寻表提供。
5.如权利要求3所述的方法，其中反馈控制基于测量的发动机性能值调节所述前馈控制，以使所述受控输出值的误差最小，并使所述输出值与所述预定关系更加紧密一致。
6.如权利要求5所述的方法，其中所述预定关系通过可由计算机控制系统存取的查寻表提供。
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