低溫燃燒汽油機(jī)瞬態(tài)空燃比主動(dòng)抗擾控制

謝　輝，黃雪峰

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

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低溫燃燒汽油機(jī)瞬態(tài)空燃比主動(dòng)抗擾控制

謝輝，黃雪峰

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

摘 要：為了實(shí)現(xiàn)對(duì)廢氣稀釋低溫燃燒汽油機(jī)瞬態(tài)空燃比的有效控制，提出了一種動(dòng)態(tài)進(jìn)氣量觀測器和主動(dòng)抗擾控制(ADRC)的前饋反饋控制策略．進(jìn)氣量觀測器揭示了進(jìn)氣前回流對(duì)進(jìn)氣歧管狀態(tài)參數(shù)的影響規(guī)律，采用狀態(tài)觀測的方法實(shí)現(xiàn)了對(duì)缸內(nèi)充氣效率的動(dòng)態(tài)跟蹤．ADRC作為反饋環(huán)節(jié)，能夠?qū)崟r(shí)估計(jì)并補(bǔ)償影響空燃比的內(nèi)外部擾動(dòng)，實(shí)現(xiàn)了對(duì)空燃比的閉環(huán)精確控制．實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，相比于傳統(tǒng)的靜態(tài)補(bǔ)償和PID前饋反饋策略，該方案在轉(zhuǎn)速變化的各種瞬態(tài)工況下提高了空燃比的控制精度．

關(guān)鍵詞：汽油機(jī)；廢氣稀釋低溫燃燒；進(jìn)氣前回流；瞬態(tài)空燃比控制；狀態(tài)觀測器；主動(dòng)抗擾控制

通過內(nèi)部廢氣再循環(huán)稀釋并加熱進(jìn)氣，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)低溫燃燒是提高汽油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的一種有效的方法[1]．由于采用當(dāng)量空燃比混合氣，其后處理可通過三效催化轉(zhuǎn)化器實(shí)現(xiàn)．然而，缸內(nèi)存在的大量稀釋工質(zhì)導(dǎo)致燃燒主要由化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)控制，其對(duì)缸內(nèi)空燃比極為敏感．瞬態(tài)工況下，節(jié)氣門、氣門相位及轉(zhuǎn)速的變化使得進(jìn)氣系統(tǒng)存在動(dòng)態(tài)充排氣現(xiàn)象，進(jìn)氣流量傳感器無法準(zhǔn)確測得缸內(nèi)實(shí)際進(jìn)氣量．加之氧傳感器存在響應(yīng)滯后問題，傳統(tǒng)閉環(huán)控制難以實(shí)現(xiàn)低溫燃燒汽油機(jī)瞬態(tài)空燃比的精確控制．當(dāng)空燃比控制精度下降時(shí)，極易造成發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒惡化甚至失火．因此，對(duì)于廢氣稀釋低溫燃燒汽油機(jī)而言，瞬態(tài)工況下的空燃比控制更富挑戰(zhàn)性．

瞬態(tài)空燃比控制的研究主要包含前饋和反饋控制兩個(gè)方面．相比于靜態(tài)補(bǔ)償方法，精確估計(jì)缸內(nèi)進(jìn)氣量，是前饋控制的研究熱點(diǎn)．能量守恒方法[2-3]基于缸壓計(jì)算進(jìn)氣量，瞬態(tài)性較好，但實(shí)用性較差；狀態(tài)觀測器方法[4-6]以進(jìn)氣歧管動(dòng)態(tài)模型為基礎(chǔ)，避免了大量的標(biāo)定工作，具有較好的動(dòng)態(tài)特性及可移植性；線性參數(shù)擬合方法[7]需要擬合的參數(shù)較多且瞬態(tài)效果較差；神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法[8-11]雖然有較好的估計(jì)精度，但其對(duì)訓(xùn)練樣本依賴性較高，且可移植性較差.反饋控制部分，目前研究較多的有PID方法[11-12]、自調(diào)節(jié)控制器[13]、模糊算法[14-15]、滑膜控制[10]及等．這些方法若能結(jié)合有效的前饋控制，均可取得較好的控制效果．然而，本文研究的廢氣稀釋低溫燃燒汽油機(jī)存在進(jìn)氣前回流現(xiàn)象及燃燒對(duì)空燃比敏感等問題，其空燃比在瞬態(tài)下易受各種內(nèi)外部擾動(dòng)而發(fā)生大幅波動(dòng)．因此，傳統(tǒng)的前饋反饋方法難以對(duì)其中的擾動(dòng)進(jìn)行有效的抑制．

針對(duì)進(jìn)氣門開啟(intake valve open，IVO)時(shí)刻進(jìn)氣前回流對(duì)歧管氣體狀態(tài)造成的影響，本文首先建立了進(jìn)氣歧管動(dòng)態(tài)模型，并據(jù)此設(shè)計(jì)了充氣效率觀測器作為前饋控制，用于實(shí)時(shí)估計(jì)缸內(nèi)進(jìn)氣量．為了有效地抑制并補(bǔ)償瞬態(tài)工況下造成空燃比波動(dòng)的內(nèi)外部擾動(dòng)，進(jìn)一步設(shè)計(jì)了主動(dòng)抗擾控制(active disturbance rejection control，ADRC)控制算法，通過修正噴油量對(duì)空燃比進(jìn)行反饋控制．

1 瞬態(tài)空燃比控制算法架構(gòu)

瞬態(tài)空燃比控制算法架構(gòu)如圖1所示．其中節(jié)氣門氣體質(zhì)量流量進(jìn)氣歧管內(nèi)氣體壓力pm和溫度Tm、排氣壓力pexh和溫度Texh均由傳感器測得，傳感器的主要性能參數(shù)如表1所示．圖中：TFF為噴油脈寬前饋量；TFB為噴油脈寬反饋量；λref為參考當(dāng)量空燃比；λ為實(shí)際當(dāng)量空燃比．進(jìn)入歧管的氣體包括流經(jīng)節(jié)氣門的氣體質(zhì)量流量qmth和回流廢氣平均質(zhì)量流量；流出的氣體為缸內(nèi)進(jìn)氣平均質(zhì)量流量通過進(jìn)氣流量傳感器測得，后兩者通過建模獲得．根據(jù)缸內(nèi)進(jìn)氣量模型和進(jìn)氣前回流模型設(shè)計(jì)狀態(tài)觀測器以觀測充氣效率，根據(jù)獲得的缸內(nèi)進(jìn)氣量確定前饋控制的基礎(chǔ)噴油量．ADRC算法則結(jié)合測量的值以及反饋輸入u，通過線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器(linear extended state observer，LESO)觀測系統(tǒng)總擾動(dòng)，基本控制律將擾動(dòng)在輸入端進(jìn)行補(bǔ)償，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)擾動(dòng)的主動(dòng)抑制．下面詳細(xì)介紹各部分的設(shè)計(jì)思路.

圖1　瞬態(tài)空燃比控制算法架構(gòu)Fig.1 Architecture of transient air-fuel ratio control algorithm

表1　傳感器性能參數(shù)Tab.1 Performance parameters of sensors

2 進(jìn)氣歧管動(dòng)態(tài)模型

本文建模基礎(chǔ)為均值發(fā)動(dòng)機(jī)模型．取節(jié)氣門到進(jìn)氣門之間的進(jìn)氣歧管進(jìn)行簡化研究，其狀態(tài)參數(shù)如圖2所示．其中：mm為歧管內(nèi)氣體質(zhì)量；U為氣體總內(nèi)能；Hth、Hcy1、Hvalve分別為進(jìn)入歧管氣體焓值、進(jìn)入缸內(nèi)氣體焓值、回流廢氣焓值．

圖2　進(jìn)氣前回流下進(jìn)氣歧管狀態(tài)參數(shù)Fig.2 State parameters of intake manifold under intake backflow

2.1 缸內(nèi)進(jìn)氣量模型

Heywood[17]以進(jìn)氣歧管狀態(tài)為參照定義充氣效率．結(jié)合理想氣體狀態(tài)方程，可計(jì)算得

2.2 進(jìn)氣前回流模型

負(fù)氣門重疊角時(shí)，缸內(nèi)廢氣經(jīng)歷重壓縮過程．IVO時(shí)刻，當(dāng)缸內(nèi)廢氣壓力時(shí)，回流廢氣質(zhì)量流量當(dāng)時(shí)，缸內(nèi)廢氣回流入進(jìn)氣歧管中，此時(shí)根據(jù)進(jìn)氣門處等熵流動(dòng)方程可得為

式中：Cvalve和Avalve分別為平均進(jìn)氣門流量系數(shù)和有效流通面積；γ為等熵指數(shù)，γ=1.4；TIVO和pIVO分別為IVO時(shí)刻缸內(nèi)氣體溫度和壓力．

對(duì)于Cvalve和Avalve的確定，本文采用簡化的方法，首先確定出進(jìn)氣前回流的氣門升程范圍，結(jié)合已知的氣門流量系數(shù)及有效流通面積，計(jì)算出二者的平均值．排氣門關(guān)閉(exhaust valve close，EVC)時(shí)刻，根據(jù)秦靜[18]的修正方法，可由排氣壓力pexh和溫度Texh計(jì)算得到缸內(nèi)氣體壓力pEVC和溫度TEVC．假定廢氣重壓縮為多變過程，則有

式中：kres為多變指數(shù)和VEVC分別為IVO和EVC時(shí)刻氣缸容積．由式(3)、(4)即可得到IVO時(shí)刻缸內(nèi)氣體溫度和壓力．

2.3 進(jìn)氣歧管動(dòng)態(tài)模型

進(jìn)氣歧管內(nèi)氣體流動(dòng)散熱損失很小，可認(rèn)為是絕熱過程．采用絕熱非穩(wěn)定流動(dòng)模型對(duì)氣體狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算．根據(jù)質(zhì)量守恒可得

氣體流動(dòng)過程中無對(duì)外做功，根據(jù)能量守恒可得氣體內(nèi)能變化率U.為

3 充氣效率觀測器

3.1 觀測器設(shè)計(jì)

式(7)為非線性動(dòng)態(tài)系統(tǒng)，充氣效率為系統(tǒng)內(nèi)部不可量測狀態(tài)，采用狀態(tài)觀測方法對(duì)其進(jìn)行觀測．將式(1)、(2)代入式(7)，并進(jìn)行整理得

其中

參考文獻(xiàn)[4]中觀測器設(shè)計(jì)方法，設(shè)系統(tǒng)狀態(tài)變量為

系統(tǒng)可測量狀態(tài)為

將式(8)寫成狀態(tài)空間形式，即

根據(jù)狀態(tài)空間(9)設(shè)計(jì)非線性狀態(tài)觀測器為

式中L1、L2、L3、L4和L5均為待定觀測器系數(shù)．

3.2 穩(wěn)定性分析

即

根據(jù)Routh-Hurwitz判據(jù)，使矩陣H為Hurwitz矩陣即可保證觀測誤差的漸進(jìn)收斂，進(jìn)而保證觀測狀態(tài)收斂于實(shí)際系統(tǒng)狀態(tài)．同時(shí)根據(jù)極點(diǎn)配置，結(jié)合系統(tǒng)動(dòng)態(tài)要求，最終確定的觀測器系數(shù)滿足

3.3 觀測器仿真驗(yàn)證

動(dòng)態(tài)進(jìn)氣量觀測器作為前饋控制不僅能夠避免大量標(biāo)定工作，而且可實(shí)現(xiàn)對(duì)進(jìn)氣系統(tǒng)狀態(tài)參數(shù)的動(dòng)態(tài)跟蹤．發(fā)動(dòng)機(jī)瞬態(tài)工況下難以測得缸內(nèi)進(jìn)氣量，因此本文主要在GT-Simulink仿真平臺(tái)上對(duì)觀測器進(jìn)行驗(yàn)證．GT發(fā)動(dòng)機(jī)模型各個(gè)模塊均嚴(yán)格按照實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)進(jìn)行設(shè)定．通過發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架實(shí)驗(yàn)測得穩(wěn)態(tài)點(diǎn)的進(jìn)氣量對(duì)GT發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)行校準(zhǔn)，結(jié)果如圖3所示．

GT模型采用的凸輪型線與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)一致，仿真時(shí)固定IVO＝327°,CA，EVO＝245°,CA，即負(fù)氣門重疊角(negative valve overlap，NVO)為最大位置．發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速恒定為1,500,r/min，逐步改變節(jié)氣門開度，即模擬恒轉(zhuǎn)速加載工況．仿真中觀測器對(duì)充氣效率跟蹤曲線如圖4所示，其中觀測值為觀測器計(jì)算輸出值，GT輸出為發(fā)動(dòng)機(jī)模型輸出值．可以看出，當(dāng)節(jié)氣門開度變化時(shí)，觀測器能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)充氣效率及缸內(nèi)進(jìn)氣量的快速跟蹤．二者觀測的均方根誤差分別為具有較高的觀測精度．

圖3　GT發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)氣量校準(zhǔn)Fig.3 Intake calibration of GT engine model

圖4　充氣效率及缸內(nèi)進(jìn)氣量觀測效果Fig.4 Observation results of volumetric efficiency and in-cylinder air charge

4 主動(dòng)抗擾控制器

影響廢氣稀釋低溫燃燒汽油機(jī)空燃比波動(dòng)的因素包括內(nèi)部和外部兩類擾動(dòng)，如圖5所示．ADRC算法利用LESO實(shí)時(shí)觀測這些擾動(dòng)，并在輸入端給予補(bǔ)償．

與PFI汽油機(jī)不同的是，GDI汽油機(jī)油膜主要形成于氣缸壁及活塞頂部．其瞬態(tài)下對(duì)空燃比的影響微小，可忽略不計(jì)[11]．其過量空氣系數(shù)為式中：AFR為缸內(nèi)混合氣空燃比；mf為每循環(huán)缸內(nèi)噴油總量為燃油質(zhì)量流率．將式(14)求導(dǎo)，并帶入式(1)整理可得

圖5　空燃比控制的擾動(dòng)Fig.5 Disturbances on air-fuel ratio control

式中：x2= f為擴(kuò)張狀態(tài)；h=為未知擾動(dòng)．則LESO可設(shè)計(jì)為

控制器中需要調(diào)整的參數(shù)為b0、0ω和kp．

5 算法驗(yàn)證

5.1 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

本文算法驗(yàn)證所采用的臺(tái)架實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖6所示．控制系統(tǒng)采用dSPACE公司的MicroAutobox和Rapidpro快速原型系統(tǒng)．發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)如表2所示，其中氣門相位以1缸壓縮上止點(diǎn)為0°,CA．

圖6　臺(tái)架實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.6 Engine test bench

表2　低溫燃燒汽油機(jī)參數(shù)Tab.2 Parameters of low temperature combustion engine

控制器內(nèi)部設(shè)有時(shí)間及角度兩種時(shí)鐘．進(jìn)氣量觀測器以時(shí)間時(shí)鐘為基準(zhǔn)，每3,ms觸發(fā)1次計(jì)算任務(wù)；ADRC算法以角度時(shí)鐘為基準(zhǔn)，每隔180°,CA觸發(fā)1次控制任務(wù)．

5.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證中通過節(jié)氣門開度、VVT相位及轉(zhuǎn)速的變化表示瞬態(tài)工況，分別在發(fā)動(dòng)機(jī)空載及定轉(zhuǎn)速加減載情況下進(jìn)行測試．為了對(duì)比，實(shí)驗(yàn)同時(shí)記錄了傳統(tǒng)靜態(tài)補(bǔ)償和PID反饋策略的控制效果．

圖7和圖8為發(fā)動(dòng)機(jī)空載時(shí)，節(jié)氣門開度在5％,～12％,之間變化時(shí)兩種策略對(duì)空燃比的控制效果．設(shè)定節(jié)氣門開度前后瞬變時(shí)間均為0.9,s，VVT相位固定為IVO＝327°,CA，EVO＝245°,CA．可以看出，節(jié)氣門開度大時(shí)，本文提出算法其過量空氣系數(shù)超調(diào)量為0.2，調(diào)節(jié)時(shí)間為3,s，而靜態(tài)補(bǔ)償和PID反饋方法過量空氣系數(shù)超調(diào)量為0.28，調(diào)節(jié)時(shí)間長達(dá)6,s；節(jié)氣門開度小時(shí)，兩種方法控制的空燃比均出現(xiàn)了小幅波動(dòng)，但前者的空燃比調(diào)節(jié)時(shí)間僅為3.3,s，小于后者的5.7,s；穩(wěn)態(tài)下，兩種方法均能夠?qū)崿F(xiàn)空燃比的穩(wěn)定控制．

可以發(fā)現(xiàn)，相比于普通汽油機(jī)，兩種方法的瞬態(tài)空燃比控制效果略差．這主要是由于廢氣稀釋低溫燃燒方式缸內(nèi)存在大量廢氣，其對(duì)燃燒邊界條件較為敏感．瞬態(tài)工況下，燃燒穩(wěn)定性變差，致使空燃比產(chǎn)生了較大的波動(dòng)．這也正是廢氣稀釋低溫燃燒汽油機(jī)空燃比控制的難點(diǎn)所在．

圖7　空載節(jié)氣門開度變化時(shí)空燃比控制效果Fig.7 Control results of air-fuel ratio on throttle opening transient and idle condition

圖8　空載節(jié)氣門開度變化時(shí)觀測進(jìn)氣量及總擾動(dòng)Fig.8 Observation of intake and total disturbance on throttle opening transient and idle condition

圖9為空載改變進(jìn)排氣VVT相位時(shí)，兩種方法的控制效果．固定節(jié)氣門開度為5％,，進(jìn)氣VVT的變化范圍為30°,CA～45°,CA，排氣VVT為-45°,CA～－30°,CA．此處±45°,CA為二者的初始位置，絕對(duì)值變小表示遠(yuǎn)離換氣上止點(diǎn)．可以看出，兩次VVT相位變化時(shí)，動(dòng)態(tài)進(jìn)氣量觀測器和ADRC反饋方法過量空氣系數(shù)超調(diào)量均不超過0.05，略優(yōu)于靜態(tài)補(bǔ)償和PID反饋方法；穩(wěn)態(tài)下，前者控制效果也要略好．

圖9　空載VVT相位變化時(shí)空燃比控制效果Fig.9 Control results of air-fuel ratio on VVT phase transient and idle condition

圖11和圖12為定轉(zhuǎn)速節(jié)氣門開度在8％,～12％,之間變化時(shí)兩種策略的控制效果．測功機(jī)工作在n/P模式，轉(zhuǎn)速設(shè)定為1,600,r/min．實(shí)驗(yàn)中轉(zhuǎn)速發(fā)生波動(dòng)且調(diào)節(jié)時(shí)間較長，這主要是由于測功機(jī)內(nèi)部轉(zhuǎn)速穩(wěn)定算法控制效果較差．從圖中可以看出，此時(shí)靜態(tài)補(bǔ)償和PID反饋方法出現(xiàn)了明顯的空燃比穩(wěn)態(tài)偏差．而本文所搭建算法雖然有一定空燃比超調(diào)，但能夠在一定的時(shí)間內(nèi)(8,s左右)將空燃比調(diào)回期望值．

圖13和圖14為定轉(zhuǎn)速改變進(jìn)排氣VVT相位時(shí)，兩種策略的控制效果．此時(shí)固定節(jié)氣門開度為8％,，轉(zhuǎn)速設(shè)定為1,500,r/min．可以看出，2種算法的控制效果類似．這主要是由于VVT相位變化時(shí)其對(duì)于缸內(nèi)進(jìn)氣量的影響較小(見圖14)，從而無法體現(xiàn)出動(dòng)態(tài)進(jìn)氣量觀測器的前饋優(yōu)勢(shì)．

圖10　空載VVT相位變化時(shí)觀測進(jìn)氣量及總擾動(dòng)Fig.10 Observation of intake and total disturbance on VVT phase transient and idle condition

圖11　定轉(zhuǎn)速節(jié)氣門開度變化時(shí)空燃比控制效果Fig.11 Control results of air-fuel ratio on throttle opening transient and constant speed condition

圖12　定轉(zhuǎn)速節(jié)氣門開度變化時(shí)觀測進(jìn)氣量及總擾動(dòng)Fig.12 Observation of intake and total disturbance on throttle opening transient and constant speed condition

圖13　定轉(zhuǎn)速VVT相位變化時(shí)空燃比控制效果Fig.13 Control results of air-fuel ratio on VVT phase transient and constant speed condition

圖14　定轉(zhuǎn)速VVT相位變化時(shí)觀測進(jìn)氣量及總擾動(dòng)Fig.14 Observation of intake and total disturbance on VVT phase transient and constant speed condition

從圖8、10、13及14可以看出，在4種瞬態(tài)工況下觀測器均能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)進(jìn)氣量的快速觀測，同時(shí)LESO也能夠精確地實(shí)現(xiàn)對(duì)總擾動(dòng)的實(shí)時(shí)觀測．

6 結(jié)語

為了解決廢氣稀釋低溫燃燒汽油機(jī)瞬態(tài)空燃比控制問題，提出一種以動(dòng)態(tài)進(jìn)氣量觀測器為前饋、ADRC為反饋的控制架構(gòu)．進(jìn)氣量觀測器以理想氣體狀態(tài)方程、可壓縮氣體等熵流動(dòng)和能量守恒等物理規(guī)律為基礎(chǔ)，反映了進(jìn)氣前回流對(duì)進(jìn)氣歧管參數(shù)的動(dòng)態(tài)影響規(guī)律．仿真結(jié)果表明，在節(jié)氣門開度連續(xù)變化的情況下，觀測器對(duì)充氣效率及缸內(nèi)進(jìn)氣量的觀測均方根誤差分別為4.805 4，實(shí)現(xiàn)了對(duì)二者的精確跟蹤．

由于廢氣稀釋低溫燃燒對(duì)擾動(dòng)極為敏感，瞬態(tài)工況下容易產(chǎn)生空燃比的大幅波動(dòng)．ADRC作為一種主動(dòng)抗擾算法，能夠?qū)崟r(shí)估計(jì)出被控系統(tǒng)擾動(dòng)并及時(shí)在控制端給予補(bǔ)償．因此根據(jù)空燃比的動(dòng)態(tài)變化方程，設(shè)計(jì)了一階ADRC作為算法的反饋控制部分．

將動(dòng)態(tài)進(jìn)氣量觀測器和ADRC前饋反饋算法在實(shí)驗(yàn)臺(tái)架上進(jìn)行驗(yàn)證．結(jié)果表明，在節(jié)氣門和轉(zhuǎn)速及VVT和轉(zhuǎn)速變化的兩種瞬態(tài)工況下，相比于傳統(tǒng)的靜態(tài)補(bǔ)償和PID前饋反饋方法，該算法具有較小的瞬態(tài)當(dāng)量空燃比超調(diào)．在節(jié)氣門和轉(zhuǎn)速瞬態(tài)下，該算法的控制穩(wěn)定時(shí)間也要明顯優(yōu)于靜態(tài)補(bǔ)償和PID前饋反饋方法．

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(責(zé)任編輯：金順愛，王曉燕)

網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2014-12-25. 網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/12.1127.N.20141225.1630.001.html.

Active Disturbance Rejection Control of Transient Air-Fuel Ratio in Low Temperature Combustion Gasoline Engine

Xie Hui，Huang Xuefeng
(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Abstract：To achieve effective control of transient air-fuel ratio in low temperature combustion(LTC)gasoline engines，a control method which consists of feedforward and feedback control based on dynamic intake observer and active disturbance rejection control(ADRC)was proposed．The dynamic observer tracks the volumetric efficiency based on state observation，which reveals the influence of intake backflow on state parameters of the intake manifold．As the feedback part，ADRC is able to estimate and compensate both internal and external disturbance in real time，which realizes the accurate closed loop control of air-fuel ratio．Experimental results show that this method can improve the control precision of air-fuel ratio in transient conditions compared to traditional static compensation-PID method.

Keywords：gasoline engine；residual dilution low temperature combustion；intake backflow；transient air-fuel ratio control；state observer；active disturbance rejection control

通訊作者：謝 輝，xiehui@tju.edu.cn.

作者簡介：謝 輝（1970— ），男，博士，教授.

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51376135).

收稿日期：2014-11-04；修回日期：2014-12-18.

DOI:10.11784/tdxbz201411017

中圖分類號(hào)：TK417

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：0493-2137(2016)02-0198-08