新一代清潔柴油機(jī)SKYACTIV-D的燃燒控制技術(shù)

【日】 志茂大輔 角田良枝 金尚奎

0 前言

為了同時(shí)實(shí)現(xiàn)低燃油耗、低排放性及靜音性,新一代清潔柴油機(jī)SKYACTIV-D 2.2 L[1]及1.5 L[2]機(jī)型,采用組合了低壓縮比與高增壓壓力、大流量廢氣再循環(huán)(EGR)的燃燒技術(shù)。該燃燒技術(shù)由于缸內(nèi)狀態(tài)容易受到外界干擾的影響,因此為了增強(qiáng)耐久性,確保滿足燃油耗、排放及靜音性等方面的技術(shù)要求,利用車載發(fā)動(dòng)機(jī)控制裝置(ECU)實(shí)施燃燒控制。本文介紹了發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒技術(shù)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(fā)動(dòng)機(jī)燃燒控制方法的比較。發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒控制的基本理念是,采用某一轉(zhuǎn)速及負(fù)荷的穩(wěn)定工況下的控制常數(shù)以實(shí)現(xiàn)圖表控制。在圖表控制只添加常數(shù)校正表的方法中,由于過渡及環(huán)境條件變化會(huì)對(duì)缸內(nèi)狀態(tài)量產(chǎn)生較大的干擾,因此針對(duì)復(fù)合型干擾的耐久性補(bǔ)償通常是難以實(shí)現(xiàn)的。另一方面,使用氣缸內(nèi)壓力傳感器的反饋控制是可對(duì)干擾進(jìn)行耐久性補(bǔ)償?shù)挠行Х椒ā５?由于經(jīng)常通過傳感器檢測(cè)燃燒是否異常以對(duì)此進(jìn)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(xiàn)象。然而,針對(duì)預(yù)測(cè)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(yù)測(cè)模型的前饋控制。在預(yù)測(cè)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(yīng)的物理模型(白盒模型)。同時(shí)也包含根據(jù)評(píng)價(jià)數(shù)據(jù)而建立的統(tǒng)計(jì)模型(黑盒模型)。前者使用了實(shí)體發(fā)動(dòng)機(jī),無需模型的適應(yīng)性試驗(yàn)工況,但由于復(fù)雜、繁瑣的計(jì)算公式應(yīng)用于ECU仍存在一定問題。此外,當(dāng)模型預(yù)測(cè)值中存在一定誤差時(shí),校正該誤差的方法仍是一項(xiàng)難題。另一方面,后者利用最終規(guī)格的發(fā)動(dòng)機(jī)以涵蓋所有行駛環(huán)境下的龐大試驗(yàn)數(shù)據(jù),為預(yù)測(cè)非線性較強(qiáng)的燃燒特性的數(shù)學(xué)模型計(jì)算公式,需運(yùn)用數(shù)學(xué)方法。然而,發(fā)動(dòng)機(jī)的規(guī)格在開發(fā)階段時(shí)常會(huì)發(fā)生變動(dòng),最終的發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)指標(biāo)直至開發(fā)的最終階段尚無法確定。除此之外,建立的模型數(shù)學(xué)公式由于尚不具備物理意義,因此,基于原機(jī)型燃燒技術(shù)領(lǐng)域的理論在預(yù)測(cè)模型的建立過程中無法發(fā)揮作用。

針對(duì)上述情況,作為綜合了白盒模型及黑盒模型優(yōu)點(diǎn)的方法,進(jìn)一步設(shè)定了基于物理現(xiàn)象的試驗(yàn)公式,根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)鑒定其模型常數(shù)的方法(灰盒模型)。該方法從發(fā)動(dòng)機(jī)研發(fā)的早期階段,基于發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒技術(shù)領(lǐng)域的理論而開始了對(duì)預(yù)測(cè)模型的開發(fā),通過利用實(shí)體發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)據(jù)以鑒定模型常數(shù),也易于確保其預(yù)測(cè)精度,因此該方法較為實(shí)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(fā)動(dòng)機(jī)的控制參數(shù)以及檢測(cè)狀態(tài)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(gè)板塊。狀態(tài)量預(yù)測(cè)模型(虛擬傳感器)區(qū)域在所輸入的各傳感器采樣值及控制參數(shù)的基礎(chǔ)上,利用模型預(yù)測(cè)作為燃燒的重要控制因子并直接檢測(cè)缸內(nèi)狀態(tài)量。從過渡目標(biāo)的控制模型看,根據(jù)駕駛員的操控、控制參數(shù),以及各狀態(tài)量的傳感器采樣值(包括虛擬傳感器),確定應(yīng)如何控制扭矩及排放目標(biāo),進(jìn)行空氣系統(tǒng)與熱系統(tǒng)的控制。熱釋放率控制模型區(qū)域主要依據(jù)過渡目標(biāo)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(shè)計(jì)燃油噴射形狀或噴射模式(噴油定時(shí)、級(jí)數(shù)、數(shù)量、壓力),以便求得熱釋放系數(shù)及其在當(dāng)量比-溫度(?-T)圖形上的混合氣分布情況。

介紹了狀態(tài)量預(yù)測(cè)模型區(qū)域的燃燒室壁溫預(yù)測(cè)模型,熱釋放系數(shù)控制模型區(qū)域的輕負(fù)荷預(yù)混燃燒的著火定時(shí)模型控制,以及中、高負(fù)荷擴(kuò)散型燃燒的預(yù)燃燒模型控制。表1列出了驗(yàn)證過程中所使用的SKYACTIV-D 2.2 L及1.5 L發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)參數(shù)。

2 狀態(tài)量預(yù)測(cè)模型

圖3為狀態(tài)量預(yù)測(cè)模型的流程圖。根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)與進(jìn)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(jì)算分析得到的圖表,最終計(jì)算出缸內(nèi)O2濃度、缸內(nèi)壓力及溫度。根據(jù)缸內(nèi)的O2濃度與冷卻損失可求出多變指數(shù)。

圖4表示估算冷卻損失時(shí)重要的燃燒室壁溫預(yù)測(cè)模型。壁溫的代表性部位,布設(shè)在氣缸蓋的燃燒室側(cè)深度為1 mm的位置。首先,作為物理現(xiàn)象,根據(jù)一維穩(wěn)定導(dǎo)熱公式,抽象出模型數(shù)學(xué)公式(如圖4中式1所示,將燃燒室壁溫抽象為模型數(shù)學(xué)公式)。熱移動(dòng)量Qh假定依賴于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、負(fù)荷,進(jìn)而在圖中示出。水套側(cè)的傳熱系數(shù)αc,根據(jù)實(shí)體發(fā)動(dòng)機(jī)上調(diào)整了冷卻水量時(shí)的測(cè)溫結(jié)果,作為冷卻水量與水溫的函數(shù)進(jìn)行鑒定。由于結(jié)構(gòu)件熱容量存在響應(yīng)滯后現(xiàn)象,由此通過一階時(shí)間滯后而予以考慮(圖4中式2)。圖4(d)表示基于模型預(yù)測(cè)精度的驗(yàn)證結(jié)果。運(yùn)轉(zhuǎn)模式是發(fā)動(dòng)機(jī)從25℃的較低溫度起動(dòng)后,轉(zhuǎn)速達(dá)到1 000 r/min穩(wěn)定速度時(shí)的負(fù)荷變動(dòng)。只考慮穩(wěn)定模型時(shí),隨著起動(dòng)時(shí)暫時(shí)的燃油噴射量增加及負(fù)荷增加帶來燃油噴射量相應(yīng)增加,燃燒室壁溫將會(huì)在一瞬間內(nèi)迅速上升,將出現(xiàn)與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)壁溫變化的不同趨勢(shì)?？紤]了過渡工況下的模型,可較好地再現(xiàn)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的壁溫狀態(tài)。

表1 SKYACTIV-D發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

3 PCI燃燒的著火定時(shí)控制[3]

圖3 狀態(tài)量預(yù)測(cè)模型(虛擬傳感器)

圖4 燃燒室壁溫預(yù)測(cè)模型

SKYACTIV-D在輕負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)工況下,通過利用低壓縮比以確保所需的較長(zhǎng)著火延遲期,以及利用高響應(yīng)性的噴油器實(shí)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(diǎn)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(huán)境條件變化下,缸內(nèi)狀態(tài)量容易受到干擾。圖5表示EGR流量的脈動(dòng)導(dǎo)致進(jìn)氣O2濃度由穩(wěn)定目標(biāo)值的14%改變達(dá)±2%左右時(shí),評(píng)價(jià)了氣體放熱系數(shù)與各項(xiàng)性能的試驗(yàn)結(jié)果。在噴油定時(shí)得以確定,并且以著火定時(shí)作為評(píng)價(jià)結(jié)果時(shí),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(shí)并不隨之發(fā)生改變,而在調(diào)整了噴油定時(shí)的情況下,各項(xiàng)性能的變化受到抑制。即PCI燃燒方式可根據(jù)缸內(nèi)狀態(tài)的變化,利用模型預(yù)測(cè)著火延遲期,如果能控制燃油噴射定時(shí),并可適當(dāng)?shù)乜刂浦鸲〞r(shí),則認(rèn)為各項(xiàng)性能可通過系統(tǒng)穩(wěn)定性得以維持。

圖5 PCI燃燒中著火定時(shí)控制的必要性

圖6 表示根據(jù)物理現(xiàn)象,嘗試建立著火延遲預(yù)測(cè)模型數(shù)學(xué)公式。柴油噴霧的著火延遲期通過用化學(xué)反應(yīng)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(fā)動(dòng)機(jī)燃燒技術(shù)領(lǐng)域中的傳統(tǒng)理論。式(3)中混合氣的狀態(tài)量由當(dāng)量比?、壓力p、溫度T所構(gòu)成,而要求將著火延遲τ轉(zhuǎn)換成車載ECU控制過程中可使用的控制參數(shù)將各狀態(tài)量通過影響因子進(jìn)行表達(dá),功能系統(tǒng)如圖6所示。根據(jù)該圖擴(kuò)充了式(3),并建立了式(5)。式(5)中各項(xiàng)客觀現(xiàn)象論述的含義如下文所述：作為當(dāng)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(nèi)氣體流動(dòng)的代用特性,將發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定為輸入項(xiàng)。關(guān)于溫度,將前述通過氣缸內(nèi)狀態(tài)量模型預(yù)測(cè)的圖6中Tcy1,pcy1設(shè)定為輸入項(xiàng)。圖6中式(5)模型常數(shù)如表2和圖7所示,對(duì)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了測(cè)算。輸入因子的變動(dòng)范圍通過行駛環(huán)境的變化來決定,同時(shí)需考慮這些復(fù)合因素,根據(jù)試驗(yàn)規(guī)劃法匹配了計(jì)測(cè)條件?；谀Ｐ统?shù)鑒定的結(jié)果表明,得到了R2=0.955 6的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際情況的密切相關(guān)。

圖6 著火延遲預(yù)測(cè)模型的建立

表2 著火延遲模型參數(shù)

圖7 著火延遲預(yù)測(cè)公式的模型常數(shù)鑒定

圖8 (a)表示基于上述模型而預(yù)測(cè)的著火延遲,是一類操控燃油噴射定時(shí)進(jìn)而控制著火定時(shí)前饋控制的流程。噴射定時(shí)中提供了根據(jù)預(yù)測(cè)模型計(jì)算的著火定時(shí)與目標(biāo)著火定時(shí)的差分,并進(jìn)一步調(diào)節(jié)噴射定時(shí)。同時(shí)需進(jìn)行循環(huán)運(yùn)算,以便使著火定時(shí)的計(jì)算值與目標(biāo)值的差分得以收斂。

圖8(c)和圖8(d)表示引進(jìn)了模型控制方法及其在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)上的驗(yàn)證結(jié)果。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定為恒定值1 500 r/min,每行程燃油噴射量從5～15 mm3進(jìn)行分級(jí)改變。在不采用著火定時(shí)控制的情況下,分級(jí)改變?nèi)加蛧娚淞恳院?出現(xiàn)約為4°CA ATDC左右的早燃現(xiàn)象,直至著火定時(shí)收斂于穩(wěn)定值時(shí),需要約60個(gè)噴油循環(huán),這其間燃燒噪聲超出了規(guī)定值。在進(jìn)行著火定時(shí)控制的情況下,分級(jí)改變?nèi)加蛧娚淞恐?如果使主噴射定時(shí)延遲,然后通過操控,使主噴射定時(shí)得以小幅提前,以此可使著火定時(shí)大致收斂于恒定值。其結(jié)果確認(rèn)了燃燒噪聲超出規(guī)定值而被抑制的現(xiàn)象?？芍@時(shí)的狀態(tài)量預(yù)測(cè)模型的數(shù)值主要由于渦輪增壓滯后致使氣缸內(nèi)壓力上升而滯后達(dá)20個(gè)循環(huán)左右,源于EGR的氣體混合與輸送,使缸內(nèi)O2濃度穩(wěn)定后,滯后現(xiàn)象可達(dá)60個(gè)循環(huán)左右,氣缸內(nèi)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(nèi)壁面溫度延遲上升并導(dǎo)致了滯后現(xiàn)象。

4 擴(kuò)散型燃燒的預(yù)燃燒控制

在SKYACTIV-D發(fā)動(dòng)機(jī)的中、高負(fù)荷擴(kuò)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(xiàng)指標(biāo),使用了基于先導(dǎo)噴射、引導(dǎo)噴射、主噴射,以及后噴射的高響應(yīng)性噴油器。特別是通過先導(dǎo)噴射及較短時(shí)間間隔的引導(dǎo)噴射燃油,在主噴射前形成的預(yù)燃過程非常重要[4]。

圖9表示改變了先導(dǎo)噴射量時(shí)的放熱率、燃油耗、排放及燃燒噪聲。在先導(dǎo)噴射噴油量較少的情況下,預(yù)燃所占比例較少,而主噴射的著火延遲期變長(zhǎng)。由于著火延遲期中的主噴射燃油與引導(dǎo)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(huì)隨之惡化。如果增加先導(dǎo)噴射量,則預(yù)燃燒的放熱率會(huì)逐漸變大,主燃燒的放熱率會(huì)緩慢變小。而且,如果增加先導(dǎo)噴射量則預(yù)燃過程的放熱曲線會(huì)出現(xiàn)陡峭的峰值,燃燒噪聲會(huì)出現(xiàn)惡化。并且燃油耗也會(huì)出現(xiàn)較大變化。此外,如計(jì)算流體力學(xué)(CFD)分析結(jié)果所示,由于擠氣區(qū)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(yù)燃過程的發(fā)熱量存在最佳值。

圖8 著火定時(shí)車載控制的效果驗(yàn)證

模擬了過渡條件下針對(duì)狀態(tài)量的干擾,改變進(jìn)氣O2濃度對(duì)預(yù)燃過程的影響,如圖10所示。在引導(dǎo)噴射量恒定的情況下,如果降低進(jìn)氣O2濃度,則預(yù)燃過程的發(fā)熱量有所減小,使燃燒噪聲進(jìn)一步加劇惡化。另一方面,在調(diào)整了先導(dǎo)噴射的噴射量,且預(yù)燃過程的發(fā)熱量為恒定值的情況下,燃燒噪聲的惡化現(xiàn)象被抑制到1 d B左右。確認(rèn)了對(duì)其他狀態(tài)量的干擾,而在改變了進(jìn)氣溫度及壓力的情況下,也會(huì)出現(xiàn)同樣的結(jié)果。由以上分析表明,模型引導(dǎo)噴射燃油可用作預(yù)燃過程的發(fā)熱比例預(yù)測(cè)。如果可通過對(duì)引導(dǎo)噴射量的調(diào)控以適應(yīng)控制預(yù)燃量,則認(rèn)為可通過較高的穩(wěn)定性以維持各項(xiàng)性能指標(biāo)。

圖9 擴(kuò)散型燃燒中的預(yù)燃的效果

嘗試基于物理現(xiàn)象以建立預(yù)燃效率預(yù)測(cè)模型,首先基于實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)先導(dǎo)噴射量可計(jì)測(cè)預(yù)燃過程燃燒效率的特性,如圖11(b)的曲線圖所示開展進(jìn)一步研究。縱軸表示燃燒效率是利用先導(dǎo)噴射加上短期內(nèi)引導(dǎo)噴射的總噴射量,對(duì)預(yù)燃的發(fā)熱量作了標(biāo)準(zhǔn)化處理。對(duì)于先導(dǎo)噴射量的增加,預(yù)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(shù)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(chǎn)生的機(jī)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(dǎo)噴射的時(shí)刻(-16°CA ATDC),包括先導(dǎo)噴射與短間隔引導(dǎo)噴射(-10°CA ATDC)的當(dāng)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(dǎo)噴射量,?＞1的混合氣量變化并未得以示出。先導(dǎo)噴射由于在擠氣區(qū)的寬廣空間進(jìn)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(dǎo)噴射向燃燒室內(nèi)唇形部的狹小空間噴射,并縮短燃燒的起始時(shí)間,因此可形成?＞1的穩(wěn)態(tài)混合氣。通過試驗(yàn)結(jié)果可認(rèn)為,噴射量恒定的短期引導(dǎo)噴射在?＞1的混合氣形成過程中為支配性因素。

圖10 擴(kuò)散型燃燒中預(yù)燃燒控制的必要性

如果由此增加先導(dǎo)噴射量,則會(huì)導(dǎo)致?＞1的混合氣量出現(xiàn)不斷增加的趨勢(shì)。由于隨著先導(dǎo)噴射量的增加,過稀混合氣的比例相對(duì)減少,有利于?＞1的混合氣量的增加。其結(jié)果表明,在該區(qū)域的燃燒效率已形成線性增加的趨勢(shì)。而且,如果增加先導(dǎo)噴射量,則?＞1的混合氣量形成進(jìn)一步增加的趨勢(shì)。不過,由于具有足夠的?＞1的混合氣量,預(yù)燃時(shí)的火焰溫度也相應(yīng)較高,所以,通常認(rèn)為燃燒效率會(huì)逐漸趨于穩(wěn)定。

通過上述分析,預(yù)燃過程燃燒效率的預(yù)測(cè)模型,需描述以下3個(gè)現(xiàn)象：(1)先導(dǎo)噴射量較少的情況下,利用短期引導(dǎo)噴射量部分的較低數(shù)值及預(yù)燃燒效率穩(wěn)定的現(xiàn)象;(2)隨著先導(dǎo)噴射的噴射量增加,燃燒效率隨之增大的現(xiàn)象;(3)先導(dǎo)噴射的噴射量較多的情況下由于預(yù)燃燒效率較高而使燃燒過程較為穩(wěn)定,預(yù)燃過程中預(yù)發(fā)熱量的模型參數(shù)如表3所示。

圖11 關(guān)于預(yù)燃燒效率變化的分析

圖12 (a)示出了這三種現(xiàn)象與其影響因子關(guān)系的功能系統(tǒng)圖。從圖12中可以看出,低燃燒效率側(cè)的穩(wěn)定值的影響因子中,可以假定為短間隔內(nèi)引導(dǎo)噴霧的可燃混合氣形成時(shí)的缸內(nèi)狀態(tài)量,以及對(duì)著火延遲產(chǎn)生影響的參數(shù)。決定燃燒效率呈線性變化區(qū)間的決定性因素中,可假定其為隨著先導(dǎo)噴霧的可燃混合氣形成而出現(xiàn)的缸內(nèi)狀態(tài)量以及對(duì)著火延遲存在影響的參數(shù)。在決定高燃燒效率側(cè)穩(wěn)定值的影響因子中,可假定有會(huì)對(duì)冷卻損失及壁面粘附燃油產(chǎn)生影響的參數(shù)的存在。

根據(jù)以往的分析,基于預(yù)燃燒效率特征的非線性曲線的影響因子,可基于物理現(xiàn)象而進(jìn)行假設(shè)。為了將這些假設(shè)抽象轉(zhuǎn)化為模型數(shù)學(xué)公式,使用可描述該特征的非線性曲線的S形(Sigmoid)函數(shù)(圖12中式(6))。根據(jù)上述的功能系統(tǒng)圖所進(jìn)行的假設(shè),如圖12(c)所示,定義了輔助函數(shù)與模型常數(shù)A、B、C、D,對(duì)于引導(dǎo)噴射量(X),預(yù)燃過程的燃燒效率(y)即可得以清晰表達(dá)。輔助函數(shù)A、B、C、D被設(shè)定為構(gòu)成因素的回歸公式。然后,對(duì)模型常數(shù)進(jìn)行鑒定。如圖13所示,利用邊界條件以確定行駛環(huán)境下發(fā)生變動(dòng)的缸內(nèi)狀態(tài)量,并基于試驗(yàn)規(guī)劃法進(jìn)行了數(shù)據(jù)計(jì)測(cè)。鑒定了各函數(shù)A、B、C、D的模型常數(shù),其結(jié)果表明,可獲得R2=0.952 3的預(yù)測(cè)值與實(shí)際值的相關(guān)性。

表3 預(yù)發(fā)熱量的模型參數(shù)

圖14(a)示出了該預(yù)測(cè)模型,為控制預(yù)燃發(fā)熱量的過程。目標(biāo)的預(yù)燃發(fā)熱量在轉(zhuǎn)速與負(fù)荷圖上進(jìn)行記錄,根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)與缸內(nèi)狀態(tài)量預(yù)測(cè)值,計(jì)算出不進(jìn)行控制時(shí)的初期預(yù)測(cè)發(fā)熱量。目標(biāo)發(fā)熱量與初期預(yù)測(cè)發(fā)熱量得以收斂,并與目標(biāo)發(fā)熱量相吻合,以此決定了先導(dǎo)噴射量。目標(biāo)發(fā)熱量與初期預(yù)測(cè)發(fā)熱量存在差分較大的冷態(tài)現(xiàn)象,根據(jù)預(yù)測(cè)發(fā)熱量的差分,增加短間隔以引導(dǎo)噴射量,然后再?zèng)Q定先導(dǎo)噴射量。

圖14中還示出了使用了此類控制系統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)在過渡工況條件下的驗(yàn)證結(jié)果。試驗(yàn)條件是基于溫?zé)釕B(tài)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 200 r/min的輕負(fù)荷緩慢加速工況。包括發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、噴射量,成為模型的主要狀態(tài)輸入量,同時(shí)還包含有先導(dǎo)噴射過程的噴射量,以及放熱率隨時(shí)間的變化。在不進(jìn)行控制的情況下,先導(dǎo)噴射量需通過轉(zhuǎn)速負(fù)荷的穩(wěn)態(tài)最佳值進(jìn)行調(diào)節(jié)。作為有控制的先導(dǎo)噴射量，在過渡工況初期比穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)的調(diào)節(jié)值更大。隨著過渡工況的后半階段到來，接近穩(wěn)態(tài)運(yùn)轉(zhuǎn)的調(diào)節(jié)值，在過渡工況初期，由于增壓壓力及壁面溫度等比穩(wěn)定條件下的值更低，為此需通過適當(dāng)控制先導(dǎo)噴射以便在過渡初期實(shí)現(xiàn)預(yù)燃燒過程，確認(rèn)了其可大幅抑制過渡工況中燃燒噪聲惡化的實(shí)際功效。

圖12 建立預(yù)燃效率預(yù)測(cè)模型

圖13 預(yù)發(fā)熱量預(yù)測(cè)公式的模型常數(shù)鑒定

圖14 預(yù)燃燒車載控制的效果驗(yàn)證

5 結(jié)語

基于物理現(xiàn)象的經(jīng)驗(yàn)公式及可根據(jù)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)據(jù)以鑒定其模型常數(shù)的灰盒模型，開發(fā)了前饋型的車載燃燒控制技術(shù)。本技術(shù)有效應(yīng)用了發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒技術(shù)領(lǐng)域的知識(shí)并將其作為模型燃燒控制開發(fā)過程的理論依據(jù)，通過相關(guān)技術(shù)開發(fā)，使SKYACTIV-D低壓縮比清潔柴油機(jī)實(shí)現(xiàn)了低燃油耗、低排放，以及靜音性等方面的改善。