雙燃料發動機電控單元的設計與控制策略

楊博，劉亦夫，尉星，曾科

（西安交通大學內燃機研究所，710049，西安）

隨著排放法規的日趨嚴苛和石化燃料的日漸匱乏，如何降低柴油機的污染物排放水平，特別是針對大量在用柴油機，如何以較低的成本，實現其排放水平的降低，已經成為企業和學者關注的熱點問題。為此有眾多解決方案被提出，其中在柴油機中燃用氣體燃料的雙燃料方案獲得了廣泛認可［1］。天然氣是一種可替代的清潔能源，具有儲量大、分布廣、價格低的優點，而且由于其較高的自燃溫度，比其他氣體燃料更適合在大壓縮比下使用，因此柴油引燃天然氣發動機概念得到了越來越多的關注。在柴油引燃天然氣發動機中，主要能量由天然氣提供，少量的柴油在壓縮沖程末期噴入氣缸內，扮演引燃天然氣的“氣體火花塞”的角色。大量文獻表明，柴油/天然氣雙燃料模式能顯著降低NOx和PM排放水平，與此同時總碳氫（THC）排放水平有所增加，特別是在中小負荷時比較明顯，但是利用進氣節流和增加后處理裝置可以將其控制在較低水平［2－5］。除了排放和經濟方面的優點之外，柴油引燃天然氣技術最大的意義在于：可以以較低的成本，將在用的柴油機改裝成柴油/天然氣雙燃料發動機，同時可以保留原柴油機的全部功能，在缺少天然氣供應的情況下，可以在純柴油模式下正常工作，增加了燃料供應的自由度。這兩點對于柴油引燃天然氣技術的市場推廣具有重要的意義。

根據天然氣引入氣缸方式的不同，目前有3種類型的雙燃料發動機方案：進氣道預混、進氣歧管順序噴射和天然氣高壓缸內直噴（HPDI）。進氣道預混雙燃料發動機方案因為技術難度小，改裝成本低，是目前最為常見的雙燃料改裝方案，但是進氣道預混會導致發動機加速特性惡化和THC排放增加。進氣歧管順序噴射方案可以很好地解決進氣道預混方案的不足之處，因為天然氣是獨立噴射到各個歧管內的，其質量和噴射正時可以快速調整，極大地改善了發動機的動態響應特性。另外，通過避免在發動機排氣門關閉之前噴入天然氣，可以減少掃氣時的天然氣損失，相比預混方式能有效降低THC排放。進氣歧管順序噴射方案的缺點在于系統整體比進氣道預混方式復雜，難點在于其雙燃料控制系統和控制策略的開發，因為雙燃料機ECU不但要能控制天然氣的噴射過程，而且還要與原柴油機ECU協同工作，共同實現對雙燃料發動機的控制。這類雙燃料方案中典型的代表是博世公司開發的eGD Flex柴油天然氣系統，該方案的原理圖如圖1所示。

圖1 BOSCH eGD Flex雙燃料系統原理圖

第三種方案就是所謂的天然氣高壓缸內直噴（HPDI）系統，這種系統通常會裝備專門設計的雙燃料高壓噴嘴，例如西港公司的HPDI噴嘴，如圖2所示。在HPDI系統中，引燃油和天然氣按照特定的順序，由同一個噴油器直接噴入缸內。HPDI雙燃料發動機具有比以上2種方案更低的THC排放和更高的柴油替代率，但是這種類型的雙燃料發動機不具備完整的純柴油工作能力，在沒有天然氣的情況下，只能工作在類似“跛行回家”的模式。另外，該方案要求全新的供油和供氣系統，包括專用ECU、高壓泵（油泵和氣泵）和專用高壓雙燃料噴嘴，導致其應用成本遠遠高于其他2種方案。

圖2 西港HPDI噴嘴總成原理圖［6］

在本文的研究中，出于對雙燃料發動機工作性能、排放、應用成本和市場等方面的考慮，選擇了進氣歧管順序噴射方案［4］。具體的天然氣供給系統和系統整體布局原理如圖3所示。

本文研究的主要目的是為了給出一整套針對高壓共軌發動機的進氣歧管順序噴射的雙燃料機ECU設計方案，包括硬件構成和相應的控制策略。因此，本文介紹了基于SPC563M系列32位高性能微處理器的高壓共軌柴油/天然氣雙燃料機ECU的開發過程，討論了系統開發中的關鍵技術，并提出了基于燃料等熱值替代的柴油替代率實時控制策略。最后，在一臺經過改裝的高壓共軌柴油/天然氣雙燃料發動機上進行了臺架實驗，并對雙燃料機ECU的性能和相應的控制策略進行了驗證。

圖3 進氣歧管順序噴射方案及供氣系統原理圖

1 柴油/天然氣雙燃料機ECU硬件結構

雙燃料機ECU是雙燃料發動機控制系統的核心組成部分。一方面，其硬件設計的正確性和合理性，直接關系到發動機雙燃料模式的工作性能；另一方面，為了保留發動機純柴油工作能力，雙燃料機ECU必須要與原機ECU協同工作。所以雙燃料機ECU的硬件開發具有一定的特殊性。本文開發了基于32位微控制芯片SPC563M64L7［7］的雙燃料控制系統。該控制系統硬件包括核心控制芯片SPC563M64L7、電源模塊、傳感器信號處理模塊、通訊模塊、柴油驅動模塊、天然氣驅動模塊和模擬負載與波形跟蹤模塊等7部分，原理框圖如圖4所示，其主要功能如下。

（1）實時獲取各缸活塞位置信息，可實現任意角度噴射，精度達到0.006°。

（2）六路峰值保持型噴油驅動功能，驅動電流可以通過軟件自由調整，驅動電流最大可達到峰值電流20A，維持電流15A，且具有完整的過流過熱保護功能。

（3）六路峰值保持型噴氣驅動功能，驅動電流同樣可以通過軟件調整，驅動電流峰值4A，維持電流2A，同樣具有完整的過流過熱保護功能。

（4）信號處理功能，包括模擬信號處理和數字信號處理功能，如壓力信號、溫度信號和其他傳感器信號等。

（5）原機噴油信號實時采樣處理功能，可實現對原柴油機四缸噴油信號的實時獲取，包括噴射脈寬和噴射正時。

（6）通信功能，包括K線、CAN和SPI等。

圖4 雙燃料機ECU硬件系統框圖

2 柴油/天然氣雙燃料控制策略

柴油/天然氣雙燃料控制系統，需要同時控制引燃柴油和天然氣的噴射過程，為了在雙燃料模式下維持與原柴油機一致的操控特性，本文提出了基于燃料等熱值替代原則的柴油替代率實時控制策略，最大限度地利用了原柴油機的控制模型。在該控制策略中，利用原機ECU噴油控制信號和共軌壓力信號，對原柴油機循環噴油量進行實時計算，然后根據等熱值替代的原則，實現對雙燃料發動機柴油替代率的實時控制。該控制策略原理如圖5所示，其功能可以大致劃分為以下3個部分。

圖5 柴油替代率實時控制策略原理圖

（1）利用原柴油機噴油和軌壓信號，計算原機循環噴油量和引燃油噴射正時。

（2）根據等熱值替代的原則，計算引燃油量和天然氣質量。

（3）根據噴油器和天然氣噴嘴噴射特性，將引燃油量和天然氣質量轉換成相應的噴射脈寬。

2.1 利用實時獲取的噴油和軌壓信號實現對原機循環噴油量和引燃油噴射正時的實時計算

在發動機運行過程中，原機ECU采集加速踏板位置、冷卻水溫度、進氣壓力溫度等傳感器數據，通過相應的控制算法計算得出目標軌壓、噴射正時和噴油脈寬，最后驅動噴油器電磁閥實現噴油動作。在雙燃料機ECU中，設計了專門的采樣電路對原機ECU噴油控制信號進行采樣，實時獲取原機ECU的噴油控制波形，然后利用獲取的波形數據，計算原柴油機噴油正時和噴油脈寬，得到其噴射正時和脈寬后，再結合噴油器噴射特性，即可計算出原柴油機在當前工況下的理論循環噴油量和引燃油的噴油正時。原柴油機噴油質量與噴油脈寬在不同軌壓下的對應關系由實驗測得，數據如圖6所示。由圖中可以看出，在不同的軌壓下，噴油量與噴油脈寬之間存在線性關系，隨著軌壓的變化，直線的斜率保持不變，而截矩發生了變化。據此可以建立計算噴油量M的方程

式中：t為原柴油機當前工況下2段噴射脈寬時間之和；f（p）是軌壓p的線性函數；k為斜率。所有未知參數均可由圖6中的數據求得。另外，引燃油噴射正時也需要根據工況變化做實時調整，其算法為

式中：Tpre和Tmain分別為預噴射正時和主噴射正時；α為速度和負載影響系數，取值在0到1之間。

圖6 不同軌壓下噴油量與噴油脈寬的關系

2.2 按照等熱值替代的原則計算引燃油量和天然氣質量

在雙燃料模式運行時，柴油替代率是關注的重點，在保證燃燒效率和排放的前提下，應該盡可能地提高替代率，從而使柴油/天然氣雙燃料發動機的經濟性最大化。利用前面得到的原機理論循環噴油量和引燃油噴射正時，按照等熱值替代的原則，即可實現柴油替代率的實時控制。柴油替代率R定義為

式中：M為原柴油機理論循環噴油量；Mpilot為雙燃料模式下的引燃柴油量。對于給定的工況，設原機理論循環噴油量為M，柴油的低熱值為Cd，天然氣的低熱值為Cgas，目標柴油替代率為R，天然氣燃燒效率為η，則當前工況下天然氣循環噴射量Mgas可表示為

引燃柴油量可表示為

式（4）和（5）中，當前工況原柴油機循環噴油量可以由原機ECU噴油控制號采樣求得，柴油目標替代率一般根據經濟性、動力性和排放特性綜合考慮，最終確定各工況下的最佳值。得到Mgas和Mpilot以后，結合相應的噴嘴特性（噴油和噴氣），將質量轉換成相應的噴射脈寬，在合理的正時噴射即可。這種策略的優點在于降低了開發工作的難度和風險，縮短了開發周期，最大程度地利用了原機ECU的控制策略，實現了雙燃料控制系統與原柴油機控制系統的完全兼容，并保證了發動機控制的穩定性，增加了發動機燃料供應的靈活性。

2.3 天然氣多點順序噴射降低THC

柴油/天然氣雙燃料模式可以大大降低NOx和PM排放，但是THC排放增加，且其主要成分是甲烷。甲烷化學性質穩定，不易被氧化，給后續處理帶來了極大的困難。THC排放高一方面是因為天然氣燃燒溫度低，火焰傳播速度慢，缸內燃燒不充分，特別是中小負荷下更為顯著。另一方面，氣門疊開期掃氣會排出部分噴入的天然氣，這也是傳統的進氣道預混雙燃料模式THC排放高的原因之一。本控制系統中采用了多點順序噴射，根據發動機轉速和柴油替代率來綜合確定噴氣正時和噴氣質量，使整個噴射過程處在氣門疊開期之后，避免了掃氣時天然氣被掃出，從而可以有效降低THC的排放水平。

3 實驗裝置及說明

3.1 實驗發動機

本文實驗所用的雙燃料發動機是由GW2.8TC高壓共軌柴油機改裝而成，表1為具體參數。

表1 GW2.8TC發動機參數

3.2 雙燃料改裝方案

雙燃料系統改裝原理與天然氣供氣系統如圖7所示，原機未做重大改動，只增加了天然氣供氣系統和雙燃料機ECU。天然氣供給系統由高壓氣瓶、安全切斷電磁閥、減壓閥和天然氣噴軌組成。天然氣從高壓氣瓶出來，經過減壓閥減壓，壓力從1.5～25MPa降低到0.5MPa左右，然后由噴氣電磁閥直接噴入進氣歧管。減壓閥通入發動機循環水加熱，天然氣溫度由減壓閥上的冷卻水溫度傳感器測量。另外，在雙燃料工作模式下，引燃柴油和天然氣的噴射均由雙燃料機ECU控制，原機ECU的噴油控制信號被送到模擬負載上，控制系統的其他功能仍由原機ECU控制。

3.3 測試設備

實驗發動機與電渦流測功機相連，由FC2000發動機測試控制系統控制，可實時監控發動機的轉速、扭矩、功率、潤滑油壓力和溫度等參數。天然氣和柴油消耗量均由精度為0.1g的電子天平測量。尾氣直接從排氣管采樣，THC由精度為12×10－6的Horiba MEXA－5541JA尾氣分析儀測量。噴油器驅動電流、噴射脈寬和噴射正時均由示波器配合電流鉗測量。

圖7 發動機臺架示意圖

4 實驗結果

4.1 原柴油機ECU噴油器驅動電流與雙燃料機ECU噴油器驅動電流對比

圖8給出了原柴油機ECU和雙燃料機ECU對同一噴油器的驅動電流波形。如圖所示，兩者驅動電流波形一致，均為典型的峰值保持型；峰值段平均電流和維持段平均電流相等，均為19A和14.5A；電磁閥打開電流上升時間均為100μs，關閉電流下降時間均為80μs。因此，由雙燃料機ECU替換原柴油機ECU驅動噴油器，對原機噴油特性無顯著影響。

圖8 雙燃料機ECU與原柴油機ECU噴油器驅動電流比較

4.2 原柴油機噴油控制信號采樣處理模塊性能驗證

圖9給出了1 800r/min、47N·m工況下，原機ECU噴油控制信號、噴油器驅動電流和雙燃料機ECU信號的采樣結果，其中上圖為原機ECU噴油器驅動電流，中圖為原機噴油控制信號，下圖為雙燃料機ECU采樣結果。從圖中可以看出，雙燃料機ECU采樣到的原機噴油控制信號邏輯完全正確，2段信號的脈寬也基本相等，只是因為濾波的原因，在每段波形結束時，采樣得到的波形相比原機的噴油控制信號有一定的滯后，如圖中Td1和Td2所示，均為20μs。以柴油機最高轉速一般不會超過4 000r/min為例，20μs對應的曲軸轉角不超過0.48°，不會對發動機運轉產生顯著影響。另外，在雙燃料控制策略中，可以將滯后時間從總脈寬中減去，從而避免了滯后時間對發動機控制算法的影響。圖10的結果表明，本文設計的波形控制信號采樣處理模塊正確可行，能夠穩定地實時獲取原機ECU噴油控制信號，達到了設計預期結果。

圖9 1 800r/min，47N·m原機驅動電流波形與跟蹤信號

4.3 利用原機ECU噴油和軌壓信號計算原機循環噴油量的算法驗證

為了驗證雙燃料機ECU利用原機噴油和軌壓信號計算原機循環噴油量算法的性能，選擇了不同轉速（1 800～2 200r/min）、不同負載（10%～100%）的若干工況點，對其噴油量進行了測量（用稱量法測量相同工況下3min內的平均油耗，每個點測量3次，取平均值）。圖10給出了不同轉速和不同扭矩下噴油質量的實驗值與計算值。由圖可知，計算值與實驗值在各工況點下基本相同，計算值與實驗值的誤差范圍在±4%以內，完全能夠滿足控制精度的要求，實驗結果表明：利用原機ECU噴油和軌壓信號計算原機循環噴油量的算法完全滿足控制要求，達到了設計要求。

圖10 不同轉速，不同扭矩下實測油量與計算油量對比

4.4 基于燃料等熱值替代原則的柴油替代率實時控制算法驗證

按照等熱值替代的原則，把柴油替代率實時控制在當前工況下的最優值是雙燃料發動機ECU的一項重要任務，同時也直接影響雙燃料發動機的工作性能和經濟性。在轉速為1 800r/min、扭矩從14.4N·m增加到96.0N·m、目標替代率設為86%的工況下，進行了多組驗證實驗，實驗結果如表2所示，實測柴油替代率與目標替代率基本相符，但是隨著負荷增加，可見實測柴油替代率有所增大。這種趨勢是因為隨著負荷增加，缸內混合氣變濃，燃燒溫度逐漸升高，天然氣燃燒效率會有所提高，本次實驗中天然氣燃燒效率被認為是一個定值，并未考慮到它的變化對柴油替代率的影響，因此導致天然氣理論計算量變大，相應引燃油量減少，所以實測替代率隨負荷增加有所增加，整體相對誤差不超過5.2%，滿足設計要求。實驗結果表明，基于燃料等熱值替代的柴油替代率實時控制算法是正確可行的，但是天然氣燃燒效率變化對柴油替代率的影響必須加以考慮。

表2 目標柴油替代率為86%時的實驗結果

4.5 天然氣多點順序噴射降低THC效果驗證

為了驗證利用天然氣多點順序噴射降低THC排放的效果，在轉速為1 600r/min和負載為60%的工況下，保持引燃油噴射正時、引燃油質量和天然氣質量不變，只改變天然氣噴射正時θ為－100°（排氣上止點前，下同）、－80°、－40°、30°（排氣上止點后，下同）、100°，以此來驗證天然氣多點順序噴射對THC排放的影響效果。實驗結果如圖11所示，圖中2條豎線分別為進氣門打開提前角和排氣門遲閉角，兩者之間的部分為氣門疊開期。由圖中可以看出，天然氣噴射正時的改變對THC排放有顯著影響。天然氣在氣門疊開期之后噴入進氣歧管，THC排放整體明顯比天然氣在氣門疊開期之前噴入時低，最大降低幅度為32.6%。產生這種現象的原因為：天然氣在氣門疊開期之前噴入會有掃氣損失，而在氣門疊開期之后噴入則沒有；天然氣噴射正時提前，則天然氣有足夠的時間與空氣混合均勻，加上天然氣燃燒溫度低，火焰傳播速度慢，在引燃油噴射參數不變的情況下，局部燃燒不完全的機率增加［7］。實驗結果表明，利用天然氣多點順序噴射的方法，選擇合理的噴射正時，可以顯著降低THC排放。

圖11 天然氣噴射正時對THC排放的影響

4.6 發動機雙燃料與純柴油模式下的外特性對比

圖12給出了發動機在雙燃料模式與純柴油模式下的外特性曲線對比。雙燃料模式下發動機扭矩和功率基本與純柴油模式時相同，最大扭矩為195N·m，最大功率為53kW，略高于原機。

5 結 論

圖12 雙燃料模式與純柴油模式下的外特性對比

本文介紹了基于PowerPC架構的32位高性能微處理器的柴油/天然氣雙燃料發動機ECU的開發過程，著重介紹了其硬件組成與控制策略。本文開發的雙燃料機ECU已經在一臺改裝成雙燃料的高壓共軌實驗發動機上成功應用，結論總結如下。

（1）本文開發的雙燃料機ECU工作穩定，性能達到了設計要求。相應的驗證實驗表明，該雙燃料機ECU硬件系統設計合理可行。

（2）本文提出的基于燃料等熱值替代原則的柴油替代率實時控制策略合理可行，與傳統的基于標定數據的控制策略相比，顯著降低了開發難度和成本，縮短了開發周期。

（3）天然氣噴射正時變化對雙燃料發動機THC排放有明顯的影響，不在排氣門關閉前噴入天然氣可以明顯降低THC排放，排放量的最大降幅可達32.6%。

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