新一代清潔柴油機SKYACTIV-D的燃燒控制技術

【日】 志茂大輔 角田良枝 金尚奎

0 前言

為了同時實現低燃油耗、低排放性及靜音性,新一代清潔柴油機SKYACTIV-D 2.2 L[1]及1.5 L[2]機型,采用組合了低壓縮比與高增壓壓力、大流量廢氣再循環(EGR)的燃燒技術。該燃燒技術由于缸內狀態容易受到外界干擾的影響,因此為了增強耐久性,確保滿足燃油耗、排放及靜音性等方面的技術要求,利用車載發動機控制裝置(ECU)實施燃燒控制。本文介紹了發動機燃燒技術以及燃燒控制理念(圖1)。

1 燃燒控制概念

圖1 SKYACTIV-D燃燒控制概念

圖2 示出了利用車載ECU的發動機燃燒控制方法的比較。發動機燃燒控制的基本理念是,采用某一轉速及負荷的穩定工況下的控制常數以實現圖表控制。在圖表控制只添加常數校正表的方法中,由于過渡及環境條件變化會對缸內狀態量產生較大的干擾,因此針對復合型干擾的耐久性補償通常是難以實現的。另一方面,使用氣缸內壓力傳感器的反饋控制是可對干擾進行耐久性補償的有效方法。但是,由于經常通過傳感器檢測燃燒是否異常以對此進行控制,因此通常無法直接控制如柴油燃燒的爆燃聲之類的異?，F象。然而,針對預測模型的誤差而言,采用反饋控制是較為有效的方法。

圖2 車載燃燒控制方法的比較

作為解決該問題的方法,采用了預測模型的前饋控制。在預測模型的方式中,包含有理論上記述燃油噴霧與空氣的混合及燃燒反應的物理模型(白盒模型)。同時也包含根據評價數據而建立的統計模型(黑盒模型)。前者使用了實體發動機,無需模型的適應性試驗工況,但由于復雜、繁瑣的計算公式應用于ECU仍存在一定問題。此外,當模型預測值中存在一定誤差時,校正該誤差的方法仍是一項難題。另一方面,后者利用最終規格的發動機以涵蓋所有行駛環境下的龐大試驗數據,為預測非線性較強的燃燒特性的數學模型計算公式,需運用數學方法。然而,發動機的規格在開發階段時常會發生變動,最終的發動機參數指標直至開發的最終階段尚無法確定。除此之外,建立的模型數學公式由于尚不具備物理意義,因此,基于原機型燃燒技術領域的理論在預測模型的建立過程中無法發揮作用。

針對上述情況,作為綜合了白盒模型及黑盒模型優點的方法,進一步設定了基于物理現象的試驗公式,根據試驗數據鑒定其模型常數的方法(灰盒模型)。該方法從發動機研發的早期階段,基于發動機燃燒技術領域的理論而開始了對預測模型的開發,通過利用實體發動機數據以鑒定模型常數,也易于確保其預測精度,因此該方法較為實用。本研究中使用的方法組合了灰盒法的前饋控制與部分圖表控制的方法。

圖1所示的研究遵循了燃燒控制概念。圖1中的輸入是基于駕駛員的操控行為、車輛及發動機的控制參數以及檢測狀態量的傳感器采樣值,輸出則為扭矩、油耗率、燃燒噪聲及排放。燃燒控制過程被劃分為3個板塊。狀態量預測模型(虛擬傳感器)區域在所輸入的各傳感器采樣值及控制參數的基礎上,利用模型預測作為燃燒的重要控制因子并直接檢測缸內狀態量。從過渡目標的控制模型看,根據駕駛員的操控、控制參數,以及各狀態量的傳感器采樣值(包括虛擬傳感器),確定應如何控制扭矩及排放目標,進行空氣系統與熱系統的控制。熱釋放率控制模型區域主要依據過渡目標控制模型,需滿足扭矩要求,并兼顧燃油耗、排放及燃燒噪聲等要求,設計燃油噴射形狀或噴射模式(噴油定時、級數、數量、壓力),以便求得熱釋放系數及其在當量比-溫度(?-T)圖形上的混合氣分布情況。

介紹了狀態量預測模型區域的燃燒室壁溫預測模型,熱釋放系數控制模型區域的輕負荷預混燃燒的著火定時模型控制,以及中、高負荷擴散型燃燒的預燃燒模型控制。表1列出了驗證過程中所使用的SKYACTIV-D 2.2 L及1.5 L發動機的技術參數。

2 狀態量預測模型

圖3為狀態量預測模型的流程圖。根據發動機控制參數與進氣歧管壓力、溫度傳感器值及空氣流量傳感器采樣值等,使用部分由一維計算分析得到的圖表,最終計算出缸內O2濃度、缸內壓力及溫度。根據缸內的O2濃度與冷卻損失可求出多變指數。

圖4表示估算冷卻損失時重要的燃燒室壁溫預測模型。壁溫的代表性部位,布設在氣缸蓋的燃燒室側深度為1 mm的位置。首先,作為物理現象,根據一維穩定導熱公式,抽象出模型數學公式(如圖4中式1所示,將燃燒室壁溫抽象為模型數學公式)。熱移動量Qh假定依賴于發動機轉速、負荷,進而在圖中示出。水套側的傳熱系數αc,根據實體發動機上調整了冷卻水量時的測溫結果,作為冷卻水量與水溫的函數進行鑒定。由于結構件熱容量存在響應滯后現象,由此通過一階時間滯后而予以考慮(圖4中式2)。圖4(d)表示基于模型預測精度的驗證結果。運轉模式是發動機從25℃的較低溫度起動后,轉速達到1 000 r/min穩定速度時的負荷變動。只考慮穩定模型時,隨著起動時暫時的燃油噴射量增加及負荷增加帶來燃油噴射量相應增加,燃燒室壁溫將會在一瞬間內迅速上升,將出現與實際發動機壁溫變化的不同趨勢?？紤]了過渡工況下的模型,可較好地再現實際發動機的壁溫狀態。

表1 SKYACTIV-D發動機技術參數

3 PCI燃燒的著火定時控制[3]

圖3 狀態量預測模型(虛擬傳感器)

圖4 燃燒室壁溫預測模型

SKYACTIV-D在輕負荷運轉工況下,通過利用低壓縮比以確保所需的較長著火延遲期,以及利用高響應性的噴油器實施燃油多次噴射,使用了PCI燃燒方式,PCI燃燒有效解決了燃油在理想的上止點附近噴油著火,以及排放過程中理想?-T圖上的混合氣分布情況。這種燃燒方式在過渡及環境條件變化下,缸內狀態量容易受到干擾。圖5表示EGR流量的脈動導致進氣O2濃度由穩定目標值的14%改變達±2%左右時,評價了氣體放熱系數與各項性能的試驗結果。在噴油定時得以確定,并且以著火定時作為評價結果時,燃燒噪聲、燃油耗,以及HC有著顯著的改變。另一方面,要求著火定時并不隨之發生改變,而在調整了噴油定時的情況下,各項性能的變化受到抑制。即PCI燃燒方式可根據缸內狀態的變化,利用模型預測著火延遲期,如果能控制燃油噴射定時,并可適當地控制著火定時,則認為各項性能可通過系統穩定性得以維持。

圖5 PCI燃燒中著火定時控制的必要性

圖6 表示根據物理現象,嘗試建立著火延遲預測模型數學公式。柴油噴霧的著火延遲期通過用化學反應法表示的阿累尼烏斯方程式(圖6中式(3))及其積分(式(4))是發動機燃燒技術領域中的傳統理論。式(3)中混合氣的狀態量由當量比?、壓力p、溫度T所構成,而要求將著火延遲τ轉換成車載ECU控制過程中可使用的控制參數將各狀態量通過影響因子進行表達,功能系統如圖6所示。根據該圖擴充了式(3),并建立了式(5)。式(5)中各項客觀現象論述的含義如下文所述：作為當量比?的因子包括氧氣濃度(O2cy1)、燃油噴射量(Qinj1,Qinj2,Qinj3),噴射壓力(pinj);作為影響缸內氣體流動的代用特性,將發動機轉速設定為輸入項。關于溫度,將前述通過氣缸內狀態量模型預測的圖6中Tcy1,pcy1設定為輸入項。圖6中式(5)模型常數如表2和圖7所示,對實際發動機進行了測算。輸入因子的變動范圍通過行駛環境的變化來決定,同時需考慮這些復合因素,根據試驗規劃法匹配了計測條件?；谀Ｐ统佃b定的結果表明,得到了R2=0.955 6的預測結果與實際情況的密切相關。

圖6 著火延遲預測模型的建立

表2 著火延遲模型參數

圖7 著火延遲預測公式的模型常數鑒定

圖8 (a)表示基于上述模型而預測的著火延遲,是一類操控燃油噴射定時進而控制著火定時前饋控制的流程。噴射定時中提供了根據預測模型計算的著火定時與目標著火定時的差分,并進一步調節噴射定時。同時需進行循環運算,以便使著火定時的計算值與目標值的差分得以收斂。

圖8(c)和圖8(d)表示引進了模型控制方法及其在實際發動機上的驗證結果。發動機轉速設定為恒定值1 500 r/min,每行程燃油噴射量從5～15 mm3進行分級改變。在不采用著火定時控制的情況下,分級改變燃油噴射量以后,出現約為4°CA ATDC左右的早燃現象,直至著火定時收斂于穩定值時,需要約60個噴油循環,這其間燃燒噪聲超出了規定值。在進行著火定時控制的情況下,分級改變燃油噴射量之后,如果使主噴射定時延遲,然后通過操控,使主噴射定時得以小幅提前,以此可使著火定時大致收斂于恒定值。其結果確認了燃燒噪聲超出規定值而被抑制的現象?？芍@時的狀態量預測模型的數值主要由于渦輪增壓滯后致使氣缸內壓力上升而滯后達20個循環左右,源于EGR的氣體混合與輸送,使缸內O2濃度穩定后,滯后現象可達60個循環左右,氣缸內溫度伴隨EGR的滯后,氣體成分的熱容比變化以及由于燃油噴射量增加使缸內壁面溫度延遲上升并導致了滯后現象。

4 擴散型燃燒的預燃燒控制

在SKYACTIV-D發動機的中、高負荷擴散型燃燒方面,為了兼顧增壓及大流量EGR條件下的燃油耗、排放及燃燒噪聲等各項指標,使用了基于先導噴射、引導噴射、主噴射,以及后噴射的高響應性噴油器。特別是通過先導噴射及較短時間間隔的引導噴射燃油,在主噴射前形成的預燃過程非常重要[4]。

圖9表示改變了先導噴射量時的放熱率、燃油耗、排放及燃燒噪聲。在先導噴射噴油量較少的情況下,預燃所占比例較少,而主噴射的著火延遲期變長。由于著火延遲期中的主噴射燃油與引導噴射燃油的殘余部分一起著火,所以,主燃燒的放熱率曲線較為陡峭,而燃燒噪聲會隨之惡化。如果增加先導噴射量,則預燃燒的放熱率會逐漸變大,主燃燒的放熱率會緩慢變小。而且,如果增加先導噴射量則預燃過程的放熱曲線會出現陡峭的峰值,燃燒噪聲會出現惡化。并且燃油耗也會出現較大變化。此外,如計算流體力學(CFD)分析結果所示,由于擠氣區的濃混合氣增加,所以碳煙及HC隨之增加。由以上分析得知,預燃過程的發熱量存在最佳值。

圖8 著火定時車載控制的效果驗證

模擬了過渡條件下針對狀態量的干擾,改變進氣O2濃度對預燃過程的影響,如圖10所示。在引導噴射量恒定的情況下,如果降低進氣O2濃度,則預燃過程的發熱量有所減小,使燃燒噪聲進一步加劇惡化。另一方面,在調整了先導噴射的噴射量,且預燃過程的發熱量為恒定值的情況下,燃燒噪聲的惡化現象被抑制到1 d B左右。確認了對其他狀態量的干擾,而在改變了進氣溫度及壓力的情況下,也會出現同樣的結果。由以上分析表明,模型引導噴射燃油可用作預燃過程的發熱比例預測。如果可通過對引導噴射量的調控以適應控制預燃量,則認為可通過較高的穩定性以維持各項性能指標。

圖9 擴散型燃燒中的預燃的效果

嘗試基于物理現象以建立預燃效率預測模型,首先基于實際發動機先導噴射量可計測預燃過程燃燒效率的特性,如圖11(b)的曲線圖所示開展進一步研究?？v軸表示燃燒效率是利用先導噴射加上短期內引導噴射的總噴射量,對預燃的發熱量作了標準化處理。對于先導噴射量的增加,預燃燒效率的變化顯示出非線性特征,即初期的燃燒效率為恒定值,至中期該數值有所增加,到末期又重新成為恒定值。

之后利用CFD分析該非線性特征產生的機理,并著眼于著火性良好的具有濃混合比(?＞1)的混合氣。圖11(c)表示只有先導噴射的時刻(-16°CA ATDC),包括先導噴射與短間隔引導噴射(-10°CA ATDC)的當量比?＞1的混合氣量及混合氣分布。圖11中僅稍微增加了先導噴射量,?＞1的混合氣量變化并未得以示出。先導噴射由于在擠氣區的寬廣空間進行噴射,所以在少量噴射的情況下,混合氣變得更為稀薄,并將形成?＜1的混合氣。另一方面,短間隔引導噴射向燃燒室內唇形部的狹小空間噴射,并縮短燃燒的起始時間,因此可形成?＞1的穩態混合氣。通過試驗結果可認為,噴射量恒定的短期引導噴射在?＞1的混合氣形成過程中為支配性因素。

圖10 擴散型燃燒中預燃燒控制的必要性

如果由此增加先導噴射量,則會導致?＞1的混合氣量出現不斷增加的趨勢。由于隨著先導噴射量的增加,過稀混合氣的比例相對減少,有利于?＞1的混合氣量的增加。其結果表明,在該區域的燃燒效率已形成線性增加的趨勢。而且,如果增加先導噴射量,則?＞1的混合氣量形成進一步增加的趨勢。不過,由于具有足夠的?＞1的混合氣量,預燃時的火焰溫度也相應較高,所以,通常認為燃燒效率會逐漸趨于穩定。

通過上述分析,預燃過程燃燒效率的預測模型,需描述以下3個現象：(1)先導噴射量較少的情況下,利用短期引導噴射量部分的較低數值及預燃燒效率穩定的現象;(2)隨著先導噴射的噴射量增加,燃燒效率隨之增大的現象;(3)先導噴射的噴射量較多的情況下由于預燃燒效率較高而使燃燒過程較為穩定,預燃過程中預發熱量的模型參數如表3所示。

圖11 關于預燃燒效率變化的分析

圖12 (a)示出了這三種現象與其影響因子關系的功能系統圖。從圖12中可以看出,低燃燒效率側的穩定值的影響因子中,可以假定為短間隔內引導噴霧的可燃混合氣形成時的缸內狀態量,以及對著火延遲產生影響的參數。決定燃燒效率呈線性變化區間的決定性因素中,可假定其為隨著先導噴霧的可燃混合氣形成而出現的缸內狀態量以及對著火延遲存在影響的參數。在決定高燃燒效率側穩定值的影響因子中,可假定有會對冷卻損失及壁面粘附燃油產生影響的參數的存在。

根據以往的分析,基于預燃燒效率特征的非線性曲線的影響因子,可基于物理現象而進行假設。為了將這些假設抽象轉化為模型數學公式,使用可描述該特征的非線性曲線的S形(Sigmoid)函數(圖12中式(6))。根據上述的功能系統圖所進行的假設,如圖12(c)所示,定義了輔助函數與模型常數A、B、C、D,對于引導噴射量(X),預燃過程的燃燒效率(y)即可得以清晰表達。輔助函數A、B、C、D被設定為構成因素的回歸公式。然后,對模型常數進行鑒定。如圖13所示,利用邊界條件以確定行駛環境下發生變動的缸內狀態量,并基于試驗規劃法進行了數據計測。鑒定了各函數A、B、C、D的模型常數,其結果表明,可獲得R2=0.952 3的預測值與實際值的相關性。

表3 預發熱量的模型參數

圖14(a)示出了該預測模型,為控制預燃發熱量的過程。目標的預燃發熱量在轉速與負荷圖上進行記錄,根據發動機控制參數與缸內狀態量預測值,計算出不進行控制時的初期預測發熱量。目標發熱量與初期預測發熱量得以收斂,并與目標發熱量相吻合,以此決定了先導噴射量。目標發熱量與初期預測發熱量存在差分較大的冷態現象,根據預測發熱量的差分,增加短間隔以引導噴射量,然后再決定先導噴射量。

圖14中還示出了使用了此類控制系統的發動機在過渡工況條件下的驗證結果。試驗條件是基于溫熱態發動機轉速為1 200 r/min的輕負荷緩慢加速工況。包括發動機轉速、噴射量,成為模型的主要狀態輸入量,同時還包含有先導噴射過程的噴射量,以及放熱率隨時間的變化。在不進行控制的情況下,先導噴射量需通過轉速負荷的穩態最佳值進行調節。作為有控制的先導噴射量，在過渡工況初期比穩定運轉的調節值更大。隨著過渡工況的后半階段到來，接近穩態運轉的調節值，在過渡工況初期，由于增壓壓力及壁面溫度等比穩定條件下的值更低，為此需通過適當控制先導噴射以便在過渡初期實現預燃燒過程，確認了其可大幅抑制過渡工況中燃燒噪聲惡化的實際功效。

圖12 建立預燃效率預測模型

圖13 預發熱量預測公式的模型常數鑒定

圖14 預燃燒車載控制的效果驗證

5 結語

基于物理現象的經驗公式及可根據實際發動機數據以鑒定其模型常數的灰盒模型，開發了前饋型的車載燃燒控制技術。本技術有效應用了發動機燃燒技術領域的知識并將其作為模型燃燒控制開發過程的理論依據，通過相關技術開發，使SKYACTIV-D低壓縮比清潔柴油機實現了低燃油耗、低排放，以及靜音性等方面的改善。