CN101218423B - 在燃料直喷发动机受控自动点火与火花点火模式之间转换的方法 - Google Patents

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Abstract

提供了一种用于控制直喷发动机的燃烧模式之间转换的方法，所述发动机在较低的负载可操作于均质充气压缩点火(HCCI)模式，在较高的负载可操作于火花点火火焰传播(SI)模式。所述发动机包括可变气门致动系统，该系统包括双级高低升程气门致动装置以及用于进气门与排气门的不同凸轮定相装置。所述方法包括：对于各速度和负载，将发动机操作在稳定状态，使燃料-空气-废气气体混合物处于预定的条件；以及通过将排气门和进气门在HCCI操作的低升程与SI操作的高升程之间转换，在模式变化期间控制所述发动机。高负载可为具有中间未节流模式(SI/NTLC)的SI节流模式，其中，HCCI与SI/NTLC模式之间的转换只需要转换排气门升程，SI/NTLC与SI节流模式之间的转换只需要转换进气门升程，使气门正时相位中进行预定的相位调整。

Description

在燃料直喷发动机受控自动点火与火花点火模式之间转换的方法
技术领域
本发明涉及汽油直喷发动机中受控自动点火与火花点火火焰传播燃烧之间稳固转换的方法。
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可燃性；2)通过引入充气动作和湍流，提高火焰速度；以及3)在受控自动点火燃烧的情形下操作发动机。
受控自动点火过程有时称为均质充气压缩点火(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动点火，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，在整个充气中均匀分配，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火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。在火花点火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动点火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动点火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动点火。在部分负载情况下引起受控自动点火的已知方法包括：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动点火范围的燃料混合。在上面所有的方法中，可获得受控自动点火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动点火必要条件的四冲程发动机中，已经证明了在受控自动点火燃烧情形下的发动机操作。已经提出将包括分散喷射(split injection)和单喷射(singleinjection)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动点火燃烧。
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、扩展受控自动点火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(negative valve overlap)时间段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时间段期间的第一喷射支持自动点火。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动点火。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。超过一定的发动机负载，NOx的排放水平会超过限制值。如果传统的三元催化转化器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换为化学当量空燃比发动机操作，使得可使用传统三元催化转化器来有效地控制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动点火燃烧发动机的中负载操作限制，其中汽油直喷受控自动点火燃烧发动机能够使用传统的三元催化转化器作为排放控制装置。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。火花塞用于点火可燃混合物，火花塞正时会极大地影响燃烧相位。火花点火式燃烧作为燃烧源，引起周围的稀混合物的自动点火，以在燃烧冲程的TDC之后的目标曲轴角燃烧。这样，实现了由两个分散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(external EGR dilution)的化学当量空燃比，所以传统的后处理装置足以控制发动机排放。外部EGR稀释还作为自动点火燃烧相位期间的有效燃烧率控制参数。通过可接受的压力升高最大速率或压力波动幅度，汽油直喷受控自动点火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动点火能力，但是快速的负载变化或转换可能导致不希望的燃烧结果。共同转让的在审美国专利申请60/658376(代理卷号No.GP-306189)描述了用于在低负载与高负载的负载转换期间进行自动点火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，具有查寻表和速率限制器的前馈控制(feed forward control)足以确保在低负载至高负载(反之亦然)转换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换得益于反馈控制，充分地解决了不发火或局部燃烧。共同转让的美国专利申请60/658375(代理卷号No.GP-306458)描述了用于在高负载与中负载的负载转换期间进行自动点火燃烧的有力控制的系统和方法。
对于上述扩大具有受控自动点火的发动机操作的范围的所有尝试，达到了受控自动点火燃烧无法超越的极限。为了在所有所需的速度和负载范围内操作发动机，需要传统的SI发动机操作。因此，需要受控自动点火与传统SI燃烧之间的平稳转换。
发明内容
本发明涉及在供给汽油或其它类似燃料的直喷发动机中，用于在受控自动点火(HCCI)燃烧与火焰传播燃烧(SI)之间转换的方法。该方法使用前馈控制与查寻表的结合，其中所述查寻表包括燃料喷射、可变气门致动正时和升程、点火正时、以及与使用气门致动、节气门和EGR阀位置的前馈控制结合的节气门和EGR阀位置。另外，为了消除不发火和部分燃烧，提出精确控制模式转换期间的空燃比的方法。
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，通过基于当前燃料供给率在查寻表中对稳定状态输入值插值来确定发动机的输入。使用速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的速率，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，从而更加精确地符合最佳性能所需的输入设定。
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动点火控制，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为典型受控自动点火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为对于典型受控自动点火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动点火控制，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换期间，通过该控制器保持自动点火燃烧的有力控制；
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7A-7D为在从HCCI转换至SI-NTLC，再转换至SI节气操作的VVA策略1中，四个节气门致动位置的曲线图；
图8A&B为控制从HCCI至SI节气操作的VVA策略2中，两个节气门致动位置的曲线图；
图9A&B为列出转换前后HCCI/化学当量和SI/NTLC模式的稳定状态操作条件的图表；
图10为列出测试实例1-6的图表；
图11-13为实例1-3的所有测试结果的复合图；
图14A&B分别为示出对于从SI转换至HCCI的实例1-3，打开和关闭气门正时的复合图；
图15A&B分别为示出对于从SI转换至HCCI的实例1-3，NVO和空燃比的复合图；
图16A&B分别为示出对于从SI转换至HCCI的实例1-3，测定的峰值压力位置(LPP)和最大升压比的复合图；
图17为示出对于从SI转换至HCCI的实例1-3，测定的IMEP的复合图；
图18A&B分别为示出对于从SI转换至HCCI的实例1-3，对于计算的10％燃料量燃烧比和50％的燃料量燃烧比的曲轴角位置的复合图；
图19为示出对于从SI转换至HCCI的实例1，计算的能量释放率相对于循环数目的复合图；
图20-22分别为实例4-6的所有测试结果的复合图；
图23A&B分别为示出对于从HCCI转换至SI的实例4-6，打开和关闭气门正时的复合图；
图24A&B分别为示出对于从HCCI转换至SI的实例4-6，NVO和空燃比的复合图；
图25为示出对于从HCCI转换至SI的实例4-6，测定的IMEP的复合图。
具体实施方式
为简便起见，下列描述在其应用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。本发明在其应用中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 flexible electro-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的开和关。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由连杆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，在受控自动点火燃烧情况下和高速/高负载操作情形(具有节流或未节流SI操作)期间，优选在接近高负载操作限制下依靠火花点火。
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利用典型受控自动点火(HCCI燃烧)操作的四冲程内燃机的排气门17和进气门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(TDC 360度)之前的可变角度，进气门15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动点火燃烧，随着发动机负载的降低，所需的负气门重叠时间段线性地增加，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)时间段变化。
如图3B中所示，排气门关闭之后，在NVO时间段中，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续的方式提前。由于缸内更高的充气温度和密度，抑制了燃料喷射的渗透和散布(penetration and dispersion)。在燃烧室中形成局部浓混合物区域。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浓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动点火。
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之间将汽油喷入到燃烧室中，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。其目的是使用分散喷射以控制汽油重整(gasoline reform)，从而控制自动点火过程。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换，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的分散喷射证明是能够产生稳定的受控自动点火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。尽管通过在进气冲程期间的第二燃料喷射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。发生转换的实际负载将由排放权衡确定。
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。在负载范围(NMEP)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(分散喷射与单段喷射)和各种燃烧模式。
特别地，发动机在低于320kPa NMEP下以稀空气/燃料混合物(HCCI/Lean)操作在受控自动点火燃烧模式中。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，发动机以化学当量空燃比(HCCI/化学当量)操作在受控自动点火燃烧模式内，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，可使用分散喷射，以限制最大的气缸增压比。
在400与600kPa NMEP之间，发动机以由VVA策略(例如，早关闭进气门(如所示的SI-NTLC/化学当量)或晚关闭进气门)控制的负载操作在火花点火未节流的化学当量模式中。在600kPa NMEP以上，发动机以化学当量空燃比的混合物(SI-节流/化学当量)操作在传统的火花点火模式下，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散喷射，以限制最大气缸增压比。
应当指出，图4中的校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换的准确NMEP值。通常，随着发动机速度的提高，图4中所示对于各转换的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，受控自动点火燃烧的范围也减小。
在受控自动点火发动机中，充气温度会极大地影响燃烧相位，例如，较高的充气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。该方法使用前馈控制与查寻表和速率限制器的结合，包括：燃料喷射正时(FI)，可变气门致动，点火正时(EST)，与使用可变气门致动、节气门和EGR阀位置的反馈控制结合的节气门与EGR阀位置。另外，模式转换期间的精确空燃比控制方法设定为消除不发火和部分燃烧。
图5示出了根据本发明的发动机控制器40的示意图，在SI与HCCI的模式转换期间通过该控制器实现稳定燃烧。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：查寻表和速率限制器。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(EST)52、节气门位置54和EGR阀位置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，使用可变速率限制器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，并存储SI和HCCI的控制输出变量69。这些变量包括燃料喷射、气门致动、点火正时、节气门和EGR阀位置。例如，HCCI与SI之间的转换约在460kPa IMEP开始。转换发生时的负载随着发动机速度变化。特别地，发动机速度较高时，SI-HCCI转换开始的负载(或IMEP)较低。在模式转换期间，使用各燃烧模式的相应控制输出之间的线性插值。查寻表中存储的值在稳定状态的发动机操作条件下产生。实验证明，在转换之后，发动机操作条件确实会收敛至其稳定状态值。
反馈部分用于进一步提高总的系统性能。虽然在输入到发动机控制器之前，所有的前馈控制输出都可经过反馈控制，但是在模式转换期间只有NVO、节气门位置和EGR阀位置经历过。
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，对于不同的燃烧模式供给稍小的燃料率，SIDI/HCCI发动机却产生更多的扭矩并不是罕有的。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。
图7A、7B、7C和7D分别示出了在HCCI、HCCI-SI/NLTC转换、SI/NTLC模式和SI/NTLC-SI节流转换情况下，用于稳定状态和瞬态发动机操作的各排气门17和进气门15的气门升程曲线。从HCCI至SI/NLTC的转换的负载选择为在1000rpm的约410kPa(如图4中所示)，以示出气门致动中的变化。从图7A-D中可知：1)在HCCI模式中，随着NVO降低(17A、15C至17B、15D)，发动机负载升高；2)在从HCCI至SI/NLTC的转换期间(图7B)，排气门曲线从低升程17A变为高升程17B，既增加了升程，又增加了持续时间，而只改变了进气门的相位或正时(由15C提前至15D)(注意，在SI/NLTC模式中，进气门关闭正时约为BDC之前80度)；3)在SI/NTLC模式中(图7C)，进气门相位自身足以满足负载控制(特别地，进气门升程曲线延迟(15C至15D)，以增加发动机负载)；4)在从SI/NLTC至SI节流模式的转换期间(图7D)，进气门正时延迟，气门曲线从低升程15C变为高升程15D，既增加了升程，又增加了持续时间，而在高升程情形下，排气门17的曲线保持不变。
还可从HCCI模式直接转换成SI模式，反之亦然。如图8A中所示，通过控制NVO(以与图7A中相同的方式)，可实现HCCI模式中的负载控制。特别地，随着NVO的降低，负载升高。
图8B示出了在HCCI与SI模式之间转换期间的气门曲线。对于节流火花点火式发动机，为转换至SI模式，进气门曲线与排气门曲线都从低升程17C、15C变为高升程17B、15D，并且进气门相位提前，既增加了升程，又增加了持续时间，并且将气门正时调节为传统的气门升程操作。在SI节流模式中(图8B)，节气门自身足以满足负载控制。
在HCCI与SI燃烧模式之间的转换期间，必须保持所需的空燃比，以避免不发火和部分燃烧。下面描述可使用的三个空燃比控制方法。
使用这些在1000rpm和460kPa IMEP的HCCI-SI转换的测试结果来证明本发明的效用。图9简要示出了转换前后两个燃烧模式的稳定状态操作条件。将端点值之间的线性插值用作转换期间的前馈控制输出。应当注意，对于SI操作，NVO的值(等于IVO-EVC)是负的，表明了排气门与进气门之间的传统气门重叠，如图5所示。
如图10中所示，进行了总计6个测试。情形1-3的燃烧模式为从SI转换为HCCI，其不同在于NVO和EGR阀位置的变化率范围从8至16个循环(1至2秒)。情形4-6中的燃烧模式从HCCI转换为SI，测试方法相似。对于测试的所有实例，节气门变化率使用阶跃变化。但是，具有不同节气门变化率的测试显示出了相似的结果。
在图9至25中，附图标记71至73分别表示包括从火花式点火至受控自动点火(SI-HCCI)燃烧的转换的情形1至3。附图标记74至76分别表示HCCI-SI转换的情形4至6。在图9中，下列标记用于指令输入以及其它测量值，如下：A-燃料率；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-EST(点火正时)；E-NVO；F-IMEP；G-A/F；H-EGR阀位置；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-压力升高最大速率。
图11-13分别示出了SI至HCCI转换情形1-3的所有测试结果的复合图。记录值包括：A-燃料率；E-NVO；I-节气门位置；H-EGR阀位置；L-LPP；M-压力升高最大速率；G-A/F；J-进气O2百分比；以及F-IMEP。这些实例的典型结果如下所示。
图14A和14B中分别示出了对于转换期间从8至16个循环(约1至2秒)的不同变化率，排气门和进气门的打开与关闭正时。图15A中示出了转换期间使用的NVO。这使得能够在本发明的这些测试中使用全柔性气门致动系统。不同的气门典型变化率很容易设计和控制。由于气门升程曲线只能在单个循环中变化，所以无法在简单的双级VVA系统中实现该能力。
图15B中示出了检测的空燃比。从图中可看出，其空燃比经历了稀空燃比的偏移。随着NVO与EGR阀变化率的增加，其变化范围的持续时间减小。但是，与化学当量空燃比的最大偏差保持相同，约5个空燃比。
在GP 306189中描述了在切断燃料供给而减速(DFCO)的负载转换期间，由于燃烧模式的转换引起的稀空燃比变化。由于对于气缸中的部分残留气体，它会用一定时间从零上升至其稳定状态，所以在热延迟期间这尤其明显。由于切断燃料供给期间的发动机动作，热延迟之前气缸内的残留气体为零。从所测压力数据的放热分析可知，热延迟之后的前3-4个循环为SI燃烧，其最后转换为纯粹的受控自动点火燃烧或者火花辅助的受控自动点火燃烧。
图16A中示出了由于过多LPP提前导致的这些稀空燃比变化，图16B中示出了压力升高最大速率。特别地，压力升高最大速率等于或稍大于800kPa/deg的自爆震极限。另外，LPP与压力升高最大速率都显示了比实际VVA时间(8至16个循环)更长的驰豫时间(约100个循环)。由于发动机操作对发动机热边界条件的敏感性，发动机操作通常接近高负载操作极限。所测IMEP(图17)与计算的10％和50％的燃料燃烧位置(图18A和18B)的驰豫时间都显示了相似的特征。
图19示出了转换开始之后循环中计算的能量释放率。从图中可知，循环1-3具有SI燃烧中典型的峰值能量释放和燃烧持续时间。超过8个循环时，能量释放特性显出具有非常高的峰值率和非常短的燃烧持续时间的HCCI燃烧。如图16A中所示，燃烧相位很提前。但是，在循环4与循环7之间，具有或不具有自动点火或爆震的SI燃烧明显。清楚地示出了燃烧模式转换的复杂性。
图20-22分别示出了HCCI至SI转换实例4-6的所有测试结果的复合图。记录值包括：A-燃料率；E-NVO；I-节气门位置；H-EGR阀位置；L-LPP；M-压力升高最大速率；G-A/F；J-进气O2百分比；以及F-IMEP。这些实例的典型结果如下所示。
图23A和23B中分别示出了对于转换期间从8至16个循环(约1至2秒)的不同变化率，排气门和进气门的打开与关闭正时。图24A中示出了转换期间使用的NVO。这使得能够在本发明的这些测试中使用全柔性气门致动系统。不同的气门典型变化率很容易设计和控制。由于气门升程曲线只能在单个循环中变化，所以无法在简单的双级VVA系统中实现该能力。
图24B中示出了检测的空燃比。从图中可看出，其空燃比经历了稀空燃比的偏移。随着NVO与EGR阀变化率的增加，其变化范围的持续时间减小。其变化形状展现了两个波峰。在第一个波峰期间，与化学当量空燃比的最大偏差在5-10个空燃比之间变化。如图25中所清楚示出的，与SI至HCCI转换(图15B)相比，由于模式转换期间的不发火和部分燃烧，HCCI至SI转换(图24B)的空燃比变化范围更大。通过最快的NVO和EGR变化比例(实例4、8循环的转换)获得最佳结果。
在相同的发动机负载情况下，HCCI燃烧的膨胀冲程或排气冲程期间的缸内气体温度远低于SI燃烧时的温度。这主要是由于HCCI燃烧的EGR稀释(内部以及外部)更高所引起。其结果是燃烧室表面温度和排气温度较低。在从SI至HCCI的模式转换期间，如果将稳定状态查寻表的值用作控制输入，那么较高的捕集的废气的温度和燃烧室表面温度都利于HCCI燃烧。因此，即使存在稀空燃比变化，其转换也总是稳定的。在从HCCI至SI的模式转换期间，不太有利的热条件与稀空燃比变化引起燃烧稳定性的劣化。这个可解释与SI至HCCI的转换相比时，HCCI至SI转换的较低稳定性本质。对于所用的发动机，SI燃烧的稀空燃比极限约为25∶1。
用于控制以恒定率供给燃料的汽油直喷受控自动点火发动机的空燃比的第一方法，在每个气缸具有两个进气门的发动机中，在进气冲程的一个分支中使用流量控制阀。用于前馈控制的节气门和EGR阀(在某种程度上)也可用于该目的。实验发现，流量控制阀的变化对引入气缸的新充气量具有重要影响，因而对输送的空燃比也有重要影响。流量控制阀对空燃比控制的效果依据气门策略和发动机速度而不同。特别地，流量控制阀的关闭导致更低的输送空燃比，并且随着发动机速度的提高，其降低速度也提高。气门升程对空燃比控制的效果依赖于发动机速度和用于受控自动点火燃烧的气门策略而变化。通常，输送的空燃比随着气门升程的减小而减小。气门升程控制对空燃比的效果随着发动机速度的提高而提高。特别地，对于废气再压缩气门策略，作为唯一的变化，输送的空燃比随着排气门升程的降低而降低。进气门升程对输送的空燃比没有可感知的效果。第三方法往往与带凸轮相位系统的机械式双级机构联合使用。由于双级机构意味着转换期间的一个循环内改变排气门升程曲线，所以从HCCI至SI的稀空燃比变得比具有有限更扩大的VVA变化率的实例4-6(图24B)中发现的那些变化更大。使用测量的空燃比来动态调整节气门位置的反馈控制可为有效的方法。还可选用进气凸轮相位器，其可单独使用或联合节气门一起使用，以控制空燃比。EGR阀在某种程度上还可用于空燃比控制。但是，如果进气过于稀释，那么它会对燃烧稳定性的起相反的效果。
总之，本发明改进了汽油直喷发动机中受控自动点火与火焰传播燃烧之间的转换。还建议了进一步改进燃烧模式转换期间的燃烧稳定性的方法。
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。
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)

1.一种用于控制在直喷发动机的燃烧模式之间转换的方法，所述发动机在较低的负载下可操作于均质充气压缩点火(HCCI)模式，在较高的负载下可操作于火花点火火焰传播(SI)模式，其中所述发动机包括可变气门致动系统，该系统包括双级高低升程气门致动以及用于进气门与排气门的不同凸轮定相，所述方法包括：
对于各速度和负载，在燃料-空气-排气气体混合物处于预定的条件下，在燃料供给质量流率、喷射正时(FI)、点火正时(EST)、节气门位置、废气再循环(EGR)阀设定的稳定状态中操作发动机，其中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)实现废气再压缩；以及
通过将排气门和进气门在HCCI操作的低升程与SI操作的高升程之间切换，在HCCI模式与SI模式之间的模式变化期间控制所述发动机。
2.如权利要求1所述的方法，其中所述SI模式为以化学当量空燃比操作的SI节流模式，在所述SI节流模式与所述HCCI模式之间的负载时，所述发动机还可操作于SI未节流负载控制(SI/NTLC)模式，所述方法至少包括如下步骤之一：
通过只将排气门在HCCI模式的低升程与SI/NTLC模式的高升程之间转换，在所述HCCI模式与所述SI/NTLC模式之间的模式变化期间控制所述发动机；和
通过只将进气门在SI/NTLC模式的低升程与SI节流模式的高升程之间转换，在所述SI/NTLC模式与所述SI节流模式之间的模式变化期间控制所述发动机。
3.如权利要求1所述的方法，包括调整节气门、EGR阀和所述发动机气门正时相位中的至少之一，以在各模式变化之后实现为所述发动机的稳态操作而建立的预定条件。
4.如权利要求2所述的方法，包括调整节气门、EGR阀和所述发动机气门正时相位中的至少之一，以在各模式变化之后实现为所述发动机的稳态操作而建立的预定条件。
5.如权利要求3所述的方法，包括调整VVA、节气门和EGR阀变化率中的至少之一，以便以限制各模式转换期间的峰值气缸压力并且使局部燃烧最小的方式，控制进气O2浓度和废气空燃比。
6.如权利要求4所述的方法，包括调整VVA、节气门和EGR阀变化率中的至少之一，以便以限制各模式转换期间的峰值气缸压力并且使局部燃烧最小的方式，控制进气O2浓度和废气空燃比。
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