專利名稱：帶有優化燃燒控制的預混合充量壓縮點火發動機的制作方法
技術領域：
本發明廣義上講涉及一種壓縮點火發動機，該發動機布置得便于利用自動點火使一種燃空預混合充量進行內部燃燒，從而在保持理想的燃料經濟性的同時可降低各種排放指標。
背景技術：
超過七十五年以來，內燃機一直是人類使用的主要原動力。對其重要性及對人類在改善其性能而在工程方面進行的努力之任何評價均不過分。所以為大家很好地理解的是在內燃機技術領域中，各種所謂的“新的”發動機設計都僅僅是從各種不同的公知替換設計中進行選擇而得出的結果。例如，一條改善的輸出扭矩曲線可容易地由犧牲發動機的燃料經濟性而獲得。排放的改善或可靠性的改善也可由增加發動機的成本而獲得。也可獲得一些其他的目的，例如增加動力并降低發動機大小和/或重量，但這些通常都需要犧牲燃料經濟性和發動機的低成本性。現代的設計師們所面臨的挑戰因為了滿足政府規定的排放標準的提高同時保持或改善燃料經濟性的要求已經大大增加。根據發動機設計成熟的特性，要從現在可獲得的商業上存在的各種發動機的基本設計的革新中得到對發動機的性能和排放的同時改善是非常困難的。考慮到美國和其他各國規定的將來的一系列的不斷提高的排放標準，這種革新要求并不過分。但為了滿足這些標準，人們進行了各種努力，這些努力包括有些設計師正在努力追求一種完全不同的新發動機設計。
按傳統，具有兩者主要形式的往復活塞式或旋轉式內燃機即柴油機和火花點火發動機。盡管這些發動機具有相似的結構和機械工作方式，但每種發動機彼此具有明顯不同的工作性能。柴油機和火花點火發動機可用簡單但不同的裝置有效地控制燃燒的起燃(SOC)。柴油機由噴油正時控制該SOC。在一火花點火發動機中，該SOC是由火花正時控制的。因此，在柴油機和火花點火發動機的優缺點之間存在重要的差別。火花點火天然氣或汽油發動機優于一柴油機的主要優點在于可獲得極低的NOx和顆粒物排放。柴油機優于預混合充量火花點火發動機(例如客車用汽油機和稀薄燃燒天然氣發動機)的主要優點在于更高的熱效率。柴油機具有更高的熱效率的一個關鍵原因是采用比預混合充量火花點火發動機更高的壓縮比(預混合充量火花點火發動機中的壓縮比保持相對較低的原因是為了防止爆燃)。柴油機具有更高熱效率的第二個關鍵原因在于具有不用一節流閥就可控制該柴油機的輸出功率的能力。這樣就取消了預混合充量火花點火發動機的節流損失，從而導致在柴油機部分負荷時效率明顯提高。然而，各種典型的柴油機不可能獲得該預混合充量火花點火發動機可能具有的非常低的NOx和顆粒物排放水平。由于柴油燃燒的混合控制特性，燃料的大部分是以非常富的燃空當量比(公知的是這種當量比導致產生顆粒排放物)的形式存在的。但在另一方面，預混合充量火花點火發動機具有幾乎均勻的空燃混合氣，這種混合氣趨向于是稀薄的或者是接近化學當量比的，從而導致非常低的顆粒物排放。第二種考慮是柴油機中的混合控制燃燒發生在燃料和空氣處于導致產生高的燃燒溫度并近似化學當量比的一當量比時。該高的溫度又會導致高的NOx排放。在另一方面，稀薄燃燒的預混合充量火花點火發動機以非常低的當量比使燃料燃燒，這就導致非常低的燃燒溫度，從而導致非常低的NOx排放。在另一方面，化學當量比的預混合充量火花點火發動機因該化學當量比的充量的燃燒產生的高火焰溫度而具有高的NOx排放。然而廢氣中實際上存在的自由氧在一三元催化劑的作用下可使NOx排放降到非常低。
最近，一些發動機設計師已經將它們的努力朝著另一個方向，即利用預混合充量壓縮點火(PCCI)或均勻混合充量壓縮點火(HCCI)的發動機，下面都一道稱之為PCCI。按PCCI原理工作的發動機依靠預混合好的燃/空混合氣的自動點火觸發燃燒。重要的是，在點火之前很久燃料和空氣就在進氣道或氣缸中混合了。混合的程度可根據所需要的燃燒特性改變。有些發動機設計得和/或工作得可保證燃料和空氣混合成為一種均勻混合氣，或近似均勻混合的狀態。此外，一臺發動機可具體地設計得和/或工作得便于形成具有少量分層并在某種程度上是不很均勻的充量。在兩個示例中，混合氣在發生點火之前很久就處于預混合狀態，并且被壓縮直到產生自動點火。很重要地，PCCI燃燒的特征在于1)絕大部分燃料與空氣形成足夠的預混合，以便在這個充量中在混合時和整個燃燒過程中形成一種可燃混合氣；和2)由壓縮點火點燃進行燃燒。不象一柴油機那樣，在一臺PCCI發動機中，燃料的供給正時，例如噴射正時不會對點火正時產生強烈的影響。不象一臺產生高排放的分層進氣充量燃燒的柴油機那樣，在一臺PCCI發動機中早供給燃料會導致形成一種混合非常好的，最好是近似均勻的預混合充量，因此可降到排放。最好，不象典型的柴油機循環那樣，在燃燒過程中，其中大部分或全部混合氣都處于富狀態，PCCI燃燒的特征在于大部分混合氣比化學當量比的混合氣稀薄得多，或經過大大的稀釋以便有利于降低排放。
一臺根據PCCI燃燒原理工作的發動機具有這樣的潛能，即它可提供柴油機的優秀燃料經濟性，同時提供比現行的火花點火發動機或柴油機的NOx和顆粒物排放低得多的排放水平。例如，Wood的美國專利US4768481公開了一種打算利用一種可自發點火的燃空均勻混合氣的方法和發動機。據說燃燒控制率可借助于將廢氣產物添加到燃空混合氣中得到。一燃燒室連接到發動機氣缸上，并且燃料氣體通過一截止閥供給該燃燒室。一電熱塞設置于該燃燒室和氣缸之間。進入燃燒的混合氣由該電熱塞和燃燒室壁加熱。該混合氣因溫度的增加和壓縮過程而導致的壓力的增加而點火。Wood的專利具體是相對一兩沖程發動機作出的，但廣義上提到該技術也可應用于四沖程發動機。然而，該參考文獻沒有討論當負荷和周圍環境發生變化時如何控制廢氣再循環和電熱塞以便對燃燒的起燃進行優化并使燃燒的起燃和持續期保持最佳。在這種發動機的一個實際實施例中如果沒有額外的控制未必能有效地控制并保持PCCI燃燒。
頒發給Sato等的美國專利US5535716公開了一種壓縮點火型發動機，該發動機借助于將一種蒸發的燃/空混合氣在進氣沖程期間和壓縮沖程早期引入燃燒室以便在壓縮沖程晚期自行點火燃燒可大大降低NOx排放。由該發動機產生的NOx排放量大約是一柴油機產生的排放的三分之一。這個原理也在SAE中由Aoyama.T等于1996年2月26日發表了，技術論文號為No.960081，名稱為“預混合充量壓縮點火汽油機的試驗研究”。然而，這些參考文獻沒有具體討論如何控制燃燒起燃的正時和燃燒速率。此外，這些參考文獻中公開的發動機只利用壓縮產生的熱量來點燃該充量，沒有利用任何形式的預熱。此外，這些參考文獻既沒有提出為保持穩定燃燒所需要的各種控制，也沒有提出操縱這些控制的方式。此外，這些參考文獻只公開了采用汽油。
頒發給Yanagihara等的美國專利No.5467757公開了一種直噴式壓縮點火型發動機，其中燃料是在進氣沖程或壓縮沖程期間在壓縮沖程上死點前(BTDC)60度噴入燃燒室的，以便使產生的碳粒和NOx的量降低到幾乎是0。這些優點可借助于使噴射的燃料的平均粒度相對常規燃燒過程中所用燃料的平均粒度擴大從而防止燃料在噴射后過早地蒸發而獲得，也可借助于使噴射正時大大早于常規噴射的噴射正時從而保證噴射的燃料在燃燒室中產生均勻的點火而獲得。然而，該參考文獻哪里也沒有提出一種主動控制燃燒過程，例如燃燒起燃的正時和/或燃燒持續期的方法。
各研究人員對PCCI燃燒已經貫以各種不同的其他名稱。例如Onishi等(在1979年2月26日-3月2日的SAE技術論文No.790501中)稱它為“ATAC”，“ATAC”代表“快速熱-空氣燃燒”；Noguchi等(在1979年9月10-13日的SAE技術論文No.790840中)稱它為“TS”，“TS”代表“Toyota Soken”；而Najt等(在1983年的SAE論文No.830264中)稱它為“CICH”，“CICH”代表“壓縮點火的均勻充量”。
Onishi等是在兩沖程發動機上進行研究工作的。他們發現PCCI燃燒(ATAC)可能在兩沖程發動機中在低負荷時在寬的速度范圍內發生。燃燒穩定性比在標準發動機中好得多，并且燃料經濟性和排放都有顯著的改善。對燃燒過程進行紋影攝影，其結果與燃燒研究中所獲得的非常相似。據發現燃燒是在燃燒室中許多點處進行的。然而，在這些多點燃燒起燃之間存在小的時間差。此外，據發現相對常規火花點火火焰傳播，燃燒反應需要相當長的時間。為了獲得PCCI燃燒，下列條件是很重要的。混合氣的量和供給氣缸的空/燃比各氣缸都必須是均勻的。掃氣“方向”和速度必須定期循環以便保證殘留在氣缸中的廢氣具有合適的條件。燃燒室壁的溫度必須合適。掃氣通道進口必須處于曲軸箱底部。據發現在非常低的負荷時，PCCI不是很成功的，因為充量溫度太低。在非常高的負荷時，PCCI也是不很成功的，因為殘余廢氣量太低。在這些區域之間，PCCI燃燒是非常成功的。
Noguchi在一臺兩沖程發動機中也獲得了PCCI燃燒。觀測到非常穩定的燃燒，同時碳氫(HC)排放很低并且燃料消耗得到了改善。PCCI方式工作可能在800和3200rpm之間進行，并且空/燃比處于11-22之間。在怠速工況下，可獲得高達0.5的輸送比。他們觀測到燃燒起燃的溫度和壓力比比常規柴油機燃燒需要的溫度和壓力低。燃燒性能與常規的火花點火燃燒不同。點火發生燃燒室中心周圍的許多點處，并且火焰迅速朝各個方向傳播。燃燒持續期比常規燃燒短。據證實火核不會由沉積在燃燒室壁上的污染物產生(在常規的汽油機中，這通常認為是產生“持續點火”現象的原因)。為了對該燃燒獲得更好的理解，他們建立了一種用于檢測燃燒室中原子團的試驗裝置。據發現各個原子團表現出更高的發光強度峰值，這種峰值消失得比常規的火花點火燃燒更早。在常規的火花點火燃燒的情況下，所有原子團，例如OH，CH，C2，H和CHO，HO2，O的消失時間被觀測到都具有幾乎相同的曲柄轉角。然而，利用PCCI燃燒，原子團CHO，HO2和O首先被檢測到，然后是HC，C2和原子團H，最后是原子團OH。
Najt等成功地在一四沖程發動機中獲得了PCCI燃燒。他們使用一臺帶有一屏蔽進氣閥的單缸發動機。試驗了幾種壓縮比，并且發現盡管更高的壓縮比可使燃燒在更低的充量溫度時發生，但它們也會導致過快的放熱率。盡管壓縮比為7.5∶1是滿意的，但壓縮比為10∶1是不能滿意的。進氣溫度處于480°K到800°K。它們的平均放熱率比由Onishi和Noguchi測到的高得多。
由Ishibashi等于1996年發表在SAE上，名稱為“借助于快速原子團燃燒改善兩沖程發動機的廢氣排放”的論文No.960742公開了在一臺兩沖程發動機中進行的另一種PCCI燃燒研究。
盡管Onishi等，Noguchi等，Najt等和Ishibashi等在研究PCCI燃燒方面作出了顯著的進步，但這些參考文獻都沒有提出一種具有一控制系統的實際的PCCI發動機，該控制系統能保持穩定，有效的PCCI燃燒，同時借助于控制燃燒發生的時間，燃燒持續期，燃燒速率和/或燃燒完善性保持低的排放。具體地，這些參考文獻沒有提出一種PCCI發動機和能有效控制燃燒起燃的控制系統。此外，這些參考文獻沒有提出一個能有效提高發動機的燃燒穩定性并在一多缸發動機的各氣缸之間獲得燃燒平衡的系統。
由Thring.R.等于1989年9月25日在SAE發表的名稱為“均勻充量壓縮點火發動機(HCCI)”技術論文No.892068對一四沖程發動機的工作進行了研究。該論文發現PCCI需要高的廢氣再循環(EGR)率和高的進氣溫度。已經顯示出與直噴式柴油機相比，PCCI燃燒可產生耗油低的結果，并且在有利的條件下，即當量比為0.5且EGR率為23％時，可形成非常低的周期性奇點。這個研究還得出這樣的結論，即在PCCI可實現之前，需要使一臺發動機按PCCI方式運行，而不需要給進氣供給大量的熱能。該論文提出了兩種可能性采用燃燒室的熱表面，采用不帶中冷器的多級渦輪增壓。然而，盡管該論文建議需進一步研究EGR和進氣溫度對燃燒的起燃時間的影響，但該論文沒有公開一個用于有效地獲得燃燒起燃和燃燒持續期的主動控制系統。
本發明的發明人的美國專利US5476072公開了PCCI發動機的另一種示例，該發動機包括一個防止該PCCI發動機內在的容易產生的過度應力和結構損壞的氣缸頭設計。具體地，該氣缸頭包括一個可動的儲氣器活塞，該活塞運動對氣缸壓力峰值和溫度峰值進行限制。然而，活塞運動期間的控制都是被動的，因此該發動機不可能使燃燒保持穩定。此外，該參考文獻哪里都沒有提出對產生迅速燃燒的正時進行控制，也沒有指出這種控制是如何完成的。
1951年10月出版的名稱為“控制方向-LOHMANN摩托車”的出版物公開了一種按PCCI燃燒原理運行的兩沖程發動機。壓縮比可根據外界溫度，燃料，速度和負荷進行不斷的調節。然而，該發動機要求操縱人員手動控制壓縮比。因此，該發動機不可能提供有效的燃燒主動控制，以保證在全部工況下進行高效的燃燒，同時排放很低。此外，壓縮比只由手動調節，而沒有自動溫度，當量比和/或自點火性能控制將不可能在所有工況下產生穩定的，優化的燃燒。
常規的“雙燃料”發動機依靠汽油混合氣和柴油兩種燃料運行。然而，常規的雙燃料發動機利用柴油的噴射正時控制從進氣管中接收到的燃/空混合氣的SOC。為了獲得這個結果，該雙燃料發動機在上死點附近噴射柴油燃料。此外在該雙燃料發動機中噴射的柴油量足夠保證燃燒室中的汽油產生點火，并實際上完全燃燒。具體地，在公知的在輕負荷時使用柴油和天然氣的雙燃料發動機中，只需要少量的柴油用來啟動點火，并且其產生的排放與火花點火天然氣發動機相似。在其他條件下，當噴射大量柴油時，其產生的排放近似常規的柴油機。
因此，對于一臺按PCCI燃燒原理工作的發動機來說，其有必要包括一個在發動機運行期間能有效控制燃燒起燃或燃燒位置，及燃燒持續期和速率的燃燒控制系統。
發明內容
本發明的總目的是為了克服現有技術的不足，提供一種實用的PCCI發動機和一種可有效地控制該PCCI發動機的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和用于按一種這樣的方式控制該發動機的控制步驟，即按該方式，該發動機的排放，特別是氧化氮和顆粒物排放可優化到最小，而經濟性保持最大。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和用于對后續的燃燒過程進行優化控制以便有效地控制燃燒過程的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和按一種這樣的方式有效地控制PCCI燃燒以致于可獲得可接受的氣缸壓力同時使燃燒噪音最小的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和控制系統，該控制系統借助于對表示燃燒過程的發動機運行工況進行檢測可對發動機運行期間進一步的燃燒過程進行主動控制。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和可有效地控制發動機各個運行控制變量以便控制發動機的壓縮沖程和膨脹沖程期間燃燒過程發生的時間的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和可有效地保證在發動機循環期間燃燒發生在合適的曲柄轉角處從而可確保燃燒穩定，排放低，壓力大小可接受并且效率最佳的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和可有效地控制溫度，壓力，當量比和/或燃/空混合氣自點火性從而精確度控制燃燒的起燃時間的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和在獲得可接受的氣缸壓力和理想的制動平均有效壓力的同時可有效地獲得連續的，穩定的PCCI燃燒的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和可有效地控制燃燒的起燃和燃燒速率以便確保幾乎全部的燃燒過程發生在一最佳的曲柄轉角內，即上死點前(BTDC)20度到上死點后(ATDC)35度內，同時使排放最小效率最大的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種可容易啟動的PCCI發動機。
本發明的另一個目的是提供一種多缸PCCI發動機和可使各氣缸的燃燒過程的變化有效地降到最小的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種多缸PCCI發動機和可有效地控制燃燒起燃以便在處于發動機負荷和周圍環境條件變化的情況下可獲得穩定，低排放和高效的燃燒的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種用于一PCCI發動機的控制系統，該系統可有效地檢測或感測到燃燒的起燃從而提供反饋控制，然后控制發動機的運行工況以便使該燃燒的起燃達到最佳的控制系統。
本發明的另一個目的是提供一種PCCI發動機和可有效地使未燃燒的碳氫化合物和一氧化氮排放物達到最小的控制系統。
上述目的和其他目的可借助于提供一種預混合充量壓縮點火內燃機來實現，該內燃機包括一發動機機體，一個形成在該機體中的燃燒室和用于控制后續燃燒過程以降低排放并優化效率的燃燒過程控制系統。該燃燒過程控制系統包括至少一個用于調節燃空混合氣的溫度的溫度控制系統，一個用于調節該混合氣的壓力的壓力控制系統，一個用于調節該混合氣的當量比的當量比控制系統和一個用于調節該混合氣的自點火性的混合氣自點火性控制系統。該發動機還包括一個用于檢測代表燃燒過程的發動機運行工況并產生一個代表該發動機的運行工況的發動機運行工況信號的運行工況檢測系統，和一個用于接受該發動機運行工況信號，并根據該發動機運行工況信號確定一燃燒過程的數值，且根據該燃燒過程數值產生一個或多個控制信號的處理器。該一個或多個控制信號用于控制該溫度控制系統，壓力控制系統，當量比控制系統和混合氣自點火性控制系統中的至少一個，從而可進行調節地控制后續燃燒過程。
該發動機運行工況檢測裝置包括一個用于檢測燃燒的起燃并產生一個燃燒起燃信號的燃燒起燃傳感器。此外，該燃燒過程數值可根據該燃燒起燃信號確定。該發動機運行工況檢測裝置也可以是一個氣缸壓力傳感器。
圖1a是本發明的一實施例的一示意圖，其示出了圖1b所示發動機的一單個氣缸和相關的控制系統；圖1b是本發明的一多缸發動機的示意圖；圖2是表示本發明的PCCI發動機用的氣缸壓力和放熱率作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖；圖3是幾種不同的發動機運行工況的顯示放熱率作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖；圖4a是表示在一組給定的運行工況時爆燃強度作為時間的函數的一個曲線圖；圖4b是表示總指示平均有效壓力(GIMEP)作為時間的函數的一個曲線圖；圖4c是表示在圖4a和4b相同的工況下峰值壓力作為時間的函數的一個曲線圖；圖5是表示顯示放熱率作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖，并示出了放熱率持續期是隨燃燒或放熱位置或正時的推遲而增加的；圖6是表示氣缸壓力作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖，并示出了峰值氣缸壓力是隨放熱率的推遲而降低的；圖7a是表示在兩種不同發動機轉速時GIMEP作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7b是表示在兩種不同發動機轉速時GIMEP的變化系數作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7c是表示在兩種不同發動機轉速時峰值氣缸壓力作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7d是表示在兩種不同發動機轉速時燃燒起燃作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7e是表示在兩種不同發動機轉速時以曲柄轉角表示的放熱持續期作為進氣歧管的溫度的函數的一個曲線圖；圖7f是表示在兩種不同發動機轉速時以時間表示的放熱持續期作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7g是表示在兩種不同發動機轉速時總的指示熱效率作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；
圖7h是表示在兩種不同發動機轉速時燃料的單位碳氫化合物作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7i是表示在兩種不同發動機轉速時燃料的單位一氧化碳作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7j是表示在兩種不同發動機轉速時燃料的單位氧化氮排放作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖7k是表示在兩種不同發動機轉速時噪音作為進氣歧管溫度的函數的一個曲線圖；圖8是表示在三個不同的進氣歧管溫度時顯示放熱率作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖；圖9是表示燃燒起燃和燃燒持續期兩者作為壁溫的函數的一個曲線圖；圖10是表示在給定的時期內，對GIMEP也在相同的時期內，燃燒起燃和結束兩者作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖，其中電熱塞周期性起作用的；圖11是表示在圖10所示加熱塞瞬態顯示放熱率作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖；圖12公開了一個為了提供缸對缸的溫度控制本發明的一端部氣缸補償系統的實施例；圖13是為了提供缸對缸的溫度控制本發明的一端部氣缸補償裝置的一第二實施例的示意圖；圖14是表示進排氣閥開閉過程的變化對上死點(TDC)溫度的影響的一個曲線圖；圖15是表示進排氣閥開閉過程的變化和可變壓縮比對上死點處殘余廢氣量和溫度的影響的一個曲線圖；圖16是表示在不同的排氣閥間隙配合時氣缸壓力和放熱兩者作為曲柄轉角的函數的一個曲線圖；圖17是表示排氣再循環(EGR)的變化對放熱率的位置相對曲柄轉角的影響和EGR的變化對放熱率大小的影響的一個曲線圖；圖18是表示EGR率的變化對燃燒起燃正時的影響的一個曲線圖；圖19是本發明的改進型發動機的一個示意圖，該發動機具有一個氣缸處于PCCI條件下運行，從而可優化EGR的應用；
圖20是表示改變壓縮比對上死點處的溫度的影響的一個曲線圖；圖21是表示燃燒起燃作為進氣歧管溫度的函數，及變化的壓縮比對燃燒起燃和進氣歧管溫度的影響的一個曲線圖；圖22a是本發明的PCCI發動機的一個氣缸的局部剖視圖，其包括一個壓縮比調節裝置的一實施例；圖22b是本發明的PCCI發動機的一個氣缸的局部剖視圖，其表示一壓縮比調節裝置的一第二實施例；圖22c是本發明的PCCI發動機的一個氣缸的局部剖視圖，其表示一壓縮比調節裝置的一第三實施例；圖22d是本發明的PCCI發動機的一單個氣缸的局部剖視圖，其表示本發明的壓縮比調節裝置的一第四實施例；圖23是本發明的對置活塞PCCI發動機的一示意圖，其包括一個用于調節壓縮比的可變相位移動機構；圖24是用在圖23所示可變相位移動機構中的差動機構的一個側視圖；圖25是表示在例如表示各種壓縮比配置的圖23所示的對置活塞發動機中，壓縮比作為兩個不同相位的活塞的相位不同的程度的函數的一個曲線圖；圖26是表示氣缸體積作為在一對置活塞的PCCI發動機中的一參考活塞的曲柄轉角的函數的一個曲線圖，其表示各活塞越不同相，壓縮比越降低；圖27是表示進排氣閥開閉過程，和壓縮比的變化對基準線空氣流量百分數和TDC溫度的影響的一個曲線圖；圖28是表示排氣閥開閉過程中進氣和各種變化及壓縮比的變化對等效的制動比柴油油耗和TDC溫度的影響的一個曲線圖；圖29是表示在排氣閥開閉過程中進氣和各種變化及壓縮比的變化對氣缸峰值壓力和TDC溫度的影響的一個曲線圖；圖30是表示噴水對進氣歧管溫度和TDC溫度的影響的一曲線圖；圖31a是表示以曲柄轉角表示的燃燒持續期作為進氣歧管壓力(IMP)的函數的一個曲線圖；
圖31b是表示以時間表示的燃燒持續期作為IMP的函數的一個曲線圖；圖31c是表示IMP的變化對放熱率的大小和正時或位置的影響的一個曲線圖；圖31d是表示燃燒起燃正時和曲柄轉角作為IMP的函數的一個曲線圖；圖31e是表示燃料的單位碳氫化合物作為IMP的函數的一曲線；圖31f是表示GIMEP作為IMP的函數的一曲線圖；圖31g是表示總指示熱效率作為IMP的函數的一曲線圖；圖31h是表示燃料的單位一氧化碳作為IMP的函數的一曲線圖；圖31i是表示燃料的單位氧化氮排放作為IMP的函數的一曲線；圖31j是表示GIMEP的變化系數作為IMP的函數的一曲線圖；圖31k是表示峰值氣缸壓力作為IMP的函數的一曲線圖；圖31l是表示噪音作為IMP的函數的一曲線圖；圖31m是表示IMP的增加對峰值氣缸壓力和GIMEP的影響的一個曲線圖；圖32是表示各種微量物質對燃燒起燃和溫度的影響的一曲線圖；圖33是表示額外量的臭氧對燃燒起燃的提前的影響的一個曲線圖；圖34是表示改變PCCI發動機中所用的燃料類型對燃燒起燃的影響的一曲線圖，其中溫度增加表示燃燒起燃；圖35是表示顯示放熱持續期作為當量比的函數的一曲線圖；圖36是表示以曲柄轉角表示的燃燒起燃作為當量比的函數的一曲線圖；圖37是表示當量比的變化對燃燒起燃的影響的一曲線圖，其中溫度增加表示燃燒起燃；圖38是表示當量比的變化對放熱率的大小和正時，或位置的影響的一個曲線圖；圖39是表示當量比對壓縮比和壓縮機輸出溫度的影響的一曲線；圖40是表示當量比的變化對制動比油耗的影響的一曲線圖；
圖41是表示兩個不同大小的透平殼體用的泵送平均有效壓力和GIMEP之間的差；圖42是表示兩個不同大小的透平殼體用的與柴油等效的BSFC和BMEP的一曲線圖；圖43是表示兩個不同大小的透平殼體用的該透平旋轉速度和進氣歧管壓力的一曲線圖；圖44是表示用不同的燃料進行PCCI燃燒與一典型的壓縮點火柴油機相比所獲得的燃料單位氧化氮排放的一曲線圖；圖45是表示排放作為發動機轉速的函數的一曲線圖；圖46是表示排放作為下死點處的溫度的函數的一曲線圖；圖47是表示燃料的單位一氧化碳作為火焰端部溫度的函數的一曲線圖；圖48a-50b是本發明的PCCI發動機的一單個氣缸的各個局部剖視圖，其示出了一個包括使各個間隙最小化特性的替換實施例；和圖51是表示柴油引導噴射的不同百分數對放熱率位置和形狀的影響的一曲線圖；圖52是本發明的一實施例的一示意圖，其示出了一個用于控制進氣空氣流的一舌形閥；圖53是表示在本發明的PCCI發動機中采用閉路循環控制時累計放熱和確定的SOC作為曲柄轉角的函數的一曲線圖；圖54是表示GIMEP和進氣歧管溫度作為燃燒起燃的函數的一個曲線圖；圖55是表示壓力作為一常規的PCCI燃燒過程的體積的函數的一曲線圖；圖56是表示壓力作為用于包括一等壓部分的本發明的一實施例的體積的函數的一曲線圖；圖57是本發明的PCCI發動機的另一實施例的示意圖；圖58是本發明的另一實施例的印刷體，其包括一個起泵壓作用的氣缸，以便增加發動機的熱效率；圖59A-59D示出了圖58所述實施例的動力活塞和起泵壓作用的活塞在一循環中的不同點處的各個不同位置；
圖60是本發明的PCCI發動機的另一實施例的示意圖，其包括一個起泵壓作用的氣缸，以便增加發動機的熱效率；圖61是表示圖60所述發動機的進排氣閥的有效流動面積作為曲柄轉角的函數的一曲線圖；圖62A-62E示出了圖60所述發動機的動力活塞和起泵壓作用的活塞在一循環中的不同點處的各個不同位置；圖63是表示包括一個用于控制SOC的平衡器的PCCI發動機的另一實施例的一示意圖；圖64是圖63所述發動機的示意圖，其中示出了該平衡器在各個位置之間運動；圖65a-65d公開了包括可改變排氣閥關閉正時從而控制EGR的本發明的一實施例；圖66是控制排氣閥正時以便控制EGR的一實施例的一示意圖；圖67是用在圖66所示實施例中的液壓連接系統的一細節圖；圖68是用于控制排氣閥關閉正時從而控制EGR的一第二實施例的示意圖。
具體實施例方式
本發明涉及一改進的預混合充量壓縮點火(PCCI)發動機和用于按這樣一種方式，即在對發動機進行優化使其效率最大的同時使其排放最小的方式，控制該發動機的控制步驟。為此，PCCI涉及任何這樣的發動機或燃燒過程，即其中，1)絕大部分燃料與空氣進行足夠的預混合，從而在點火時的整個充量和整個燃燒中形成一種可燃混合氣；和2)借助于壓縮點火使燃燒開始。PCCI還涉及任何這樣的壓縮點火發動機或燃燒過程，即其中燃料和空氣在點火前很久就進行預混合了。因此，在PCCI發動機中燃料的噴射正時不會明顯影響燃/空混合氣的點火正時。此外，應該懂得PCCI意味著包括均勻充量壓縮點火(HCCI)發動機和控制方法，其中在燃燒起燃時混合氣處于均勻或近似均勻狀態。在本發明中，燃/空混合氣進行切底的混合，從而形成一種非常稀薄的均勻混合氣，或按形成一很少的均勻混合氣但帶有理想的空/燃分層的方式混合，從而可保證獲得導致產生極低的氧化氮(NOx)排放的相對平均并低的火焰溫度。應該懂得或者是因為設計原因或者是因為偶然原因，一些發動機在PCCI條件下可連續運行，但其他一些發動機只在PCCI條件下運行一段有限的時間。
申請人已經認識到要生產一種商業上可用的PCCI發動機的關鍵在于按這樣的方式對燃燒過程的后續燃燒過程進行控制，以致于導致極低的NOx排放同時非常高的綜合效率；還在于燃燒噪音控制并具有可接受的氣缸壓力。一個具體循環的燃燒過程包括燃燒發生(燃燒正時)的時間，燃燒速率(放熱率)，燃燒持續期和/或燃燒完善性。申請人已經發現燃燒過程，特別是燃燒正時對包括負荷和環境條件變化的各個因素是很敏感的，并且因這些因素的影響而變化。本發明的發動機和控制系統可在發動機運行期間對對后續燃燒過程進行主動控制，從而保證獲得理想的燃燒并保持發動機繼續運行。在優化實施例中，本發明的發動機和控制系統可控制在發動機壓縮沖程和膨脹沖程期間的燃燒正時。
圖1a和1b示出了本發明的PCCI發動機和控制系統，其整體上用標號10表示。圖1a示出了圖1b所示多缸往復活塞式發動機的一單個氣缸12。當然本發明的PCCI控制系統可用來控制一臺只具有一單個氣缸的發動機或一臺具有任何數量的氣缸的發動機，例如一臺四缸，六缸，八缸或十二缸內燃機。此外，盡管本發明的PCCI控制系統主要是針對四沖程發動機說明的，但它也可應用到兩沖程發動機中。另外，本發明的PCCI系統可適用于具有壓縮，燃燒和膨脹過程的任何內燃機，包括旋轉式內燃機和自由活塞式內燃機。
如圖1a所示，活塞14可往復運動地安裝在氣缸中，以便形成一燃燒室13。活塞將由燃燒過程產生的力傳遞給一常規的發動機傳動系統。參見圖1a和1b，空氣進氣系統23包括一個將進氣空氣或燃/空混合氣供給與每個氣缸12相連的各進氣道26的進氣歧管15。相似地，排氣系統27包括一個接受從各排氣道31排出的廢氣的排氣歧管17。至少一個進氣閥，例如進氣閥19，和至少一個排氣閥，例如排氣閥21，可由一常規的閥控系統控制或由一個可變氣閥正時系統控制在開啟位置和關閉位置之間運動，從而可分別控制流入的進氣空氣流或燃/空混合氣流，及流出氣缸的廢氣流。
該PCCI系統10包括一個用于感測或檢測表示燃燒過程的一發動機運行工況并產生一相應信號18的燃燒傳感器16。在該優化實施例中，傳感器16可借助于檢測直接涉及或代表壓縮沖程和/或膨脹沖程期間燃燒過程發生的時間的一發動機的運行工況或參數，即燃燒的起燃(SOC)而具有有效的燃燒控制能力。例如，一氣缸壓力傳感器可設置于任何或所有發動機氣缸中，用于一個循環一個循環地檢測高SOC。在這種情況下，傳感器16也提供其他發動機工況數據，例如燃燒率，燃燒持續期，峰值氣缸壓力出現的曲柄轉角，燃燒過程或放熱位置及燃燒結束的數據，除了燃燒起燃數據外任何可使用的數據。也可使用任何常規的方法例如借助于檢測氣缸壓力的快速上升來檢測燃燒的起燃。其他形式的傳感器也可使用，其包括加速儀，離子探頭，光學診斷儀，應變儀和/或氣缸頭，氣缸套或活塞中的快速熱電偶。此外，可用扭矩或RPM傳感器檢測相關的每個燃燒過程的發動機扭矩和RPM的變化。替換地或額外地，一排放傳感器可用來檢測排放，它與燃燒的完善性具有一公知的關系。
傳感器16對一電控單元20(ECU)提供反饋控制。ECU20接收信號18，對該信號進行處理，并確定一個實際的燃燒過程數值，即燃燒起燃數值。然后將該實際燃燒過程數值與一個例如可從待查數據表中獲得的預先確定的理想燃燒過程數值比較。根據實際燃燒過程數值與理想燃燒過程數值的比較，然后ECU20可產生若干以22表示的輸出信號，用于可變地控制該系統的各零部件，以致于在該優化實施例中可有效地保證該SOC和完全燃燒發生在壓縮沖程期間的上死點前(BTDC)20度到活塞的做功沖程期間的上死點后(ATDC)35度之間，從而使NOx排放達到最小同時發動機效率達到最大。該PCCI燃燒控制步驟最好在包含在ECU20中的軟件中實施，該ECU包括一個諸如一微處理控制器，微處理器或其他合適的微型計算單元之類的中央處理單元。當然，活塞的位置可借助于檢測曲軸的轉角位置確定或由檢測活塞的實際位置確定。
如本文所述，PCCI系統10包括各個用于使燃燒過程優化的零部件。該系統的各個目的，即低的氧化氮(NOx)排放和高的效率等等可用各控制零部件的任何一個，或各零部件的任何組合實現。具體地，如圖1b所示，可在進氣空氣系統23中在進氣歧管15上游設置一個壓氣機24，用于改變增壓進氣壓力。該壓氣機24可由任何常規裝置，例如一廢氣驅動的渦輪25驅動。一個包括一廢氣開關閥43的旁通回路33可按常規發生設置。一個第二壓氣機或增壓器58可設置在壓氣機24的上游。增壓器58由該發動機驅動系統機械地驅動。一進氣空氣冷卻器28也可設置在壓氣機24的下游。此外，一進氣空氣加熱器30(例如一燃燒器，熱交換器或一電熱器)可設置在例如如圖1b所示的冷卻器28之后，或替換地設置于壓氣機24的上游。此外，一單個加熱器29可設置在與每個氣缸相連12的進氣道26中，以便對每個氣缸的進氣歧管溫度提供快速控制，從而強化各個氣缸的燃燒控制和各氣缸之間的燃燒平衡。壓氣機24，冷卻器28和加熱器30每一個都包括用于改變具體零部件對進氣空氣或混合氣的壓力/溫度的影響的各控制裝置。例如，一旁通閥或廢氣開關閥43可用于調節從連接到一排氣管31上的相應排氣系統中供給透平25的廢氣量，從而如所希望的那樣改變進氣壓力。相似地，一控制閥可設置在連接到冷卻器28上的冷卻流路中，從而允許可變地控制該冷卻器28的冷卻效果。相似地，可使用各種類型的可變控制來改變加熱器30的加熱效果。將從ECU20來的輸出信號22提供給各種控制裝置，以便控制壓氣機24，冷卻器28和加熱器30，從而較好的是可以一個循環一個循環地可變地控制進氣空氣或混合氣的壓力和溫度。
此外，PCCI系統10包括若干用于將具有不同自點火性的燃料(例如不同的辛烷值或甲烷值，或活性能級)供入進氣空氣流的燃料供給裝置32和34。燃料控制閥39和41用于控制分別控制每個燃料供給裝置供給的燃料量。例如，燃料可如圖1b所示從冷卻器28和空氣加熱器30之間的進氣空氣管路供給。當然，燃料也可沿發動機的進氣路線在各個不同的位置引入，例如冷卻器的上游，即壓氣機的上游。另外，燃料例如可由一噴射器35噴入與每個氣缸相關的各進氣管26中，如圖1a所示。
也很重要的是本發明的PCCI系統10包括一個用于改變壓縮比以便如所希望的那樣使燃燒過程提前或推遲的可變壓縮比裝置38。例如，可變壓縮比裝置38可以是一種控制機構的形式，用于改變燃燒室的形狀或活塞的高度，從而改變有效壓縮比。如下面將要詳細討論的那樣，該有效壓縮比也可借助于改變進氣閥19的關閉正時來改變。進排氣閥開閉正時的改變可用任何常規的可變氣閥正時驅動系統來完成，該驅動系統能接收從ECU20來的信號并可根據下述各原則有效地改變各氣閥的開和/閉。
另外，缸內加稀噴射也可用一個用于將氣體或液體，例如空氣，氮氣，二氧化碳，廢氣，水等等噴入該氣缸中從而改變溫度和氣缸內的溫度分布進而控制燃燒過程的噴射器40來完成。相似地，一稀釋劑例如可用一噴射器42噴入進氣管26中。
本發明的PCCI系統也可包括一個用于將燃燃料37，例如柴油直接噴入燃燒室的噴油器36。燃料37可在壓縮過程早期，如下所述，最好是大約在上死點前180度和60度之間噴射，或在在壓縮沖程晚期在上死點附近噴射。
與在柴油機情況相比，借助于使燃料37在壓縮過程早期噴射可使燃料與從進氣管接收的燃/空混合氣進行更切底的混合，因此可確保燃燒過程更理想，特別是當燃料以可以導致低得多的Nox排放的稀薄當量比燃燒時，更是如此。從進氣管中接收的燃/空混合氣的燃燒起燃或開始(SOC)可借助于控制噴射的燃料37的量而進行調節。例如，借助于增加燃料37的量可使早期燃燒過程發生，而借助于降低噴射的燃料37的量可使燃燒正時推遲。
借助于使燃料37在壓縮沖程晚期，即在上死點附近噴射，可采用常規的柴油噴射系統。這種方法可與將一種或多種額外形式的燃料引入進氣歧管的方法相結合，從而獲得一PCCI運行方式。具體地，噴入進氣歧管的燃料可能具有更高的過量空氣比。該過量空氣比是發動機的實際空燃比與在化學當量條件下的空燃比之比。對于非常稀薄的過量空氣比來說，沿火焰前鋒進行燃燒是不可能的。但自動化是可能的，因此允許在典型的火花點火發動機中因太稀薄而不能點火的混合氣進行燃燒。申請人已經確定PCCI燃燒不會在單個位置發生并從單個位置傳播出去。相反，各種結果顯示出燃燒包括分布在整個燃燒室中的多個點火位置。
對高效低排放的PCCI燃燒來說，重要的是燃燒是在發動機循環期間在一合適的曲柄轉角范圍內進行的。如果燃燒開始太早，則氣缸壓力過高并將對效率產生損害。如果燃燒開始太晚，則燃燒不完全，從而導致很差的HC排放，很差的效率，高的一氧化碳(CO)排放和很差的穩定性。申請人已經確定SOC的正時和燃燒率及燃燒持續期，在一PCCI發動機中都主要是取決于溫度情況；壓力情況燃料自點火性，即辛烷值/甲烷值或和活性能，及集結在氣缸內的空氣充量的成分(氧含量，EGR，濕度當量比等等)。本發明提供了一種按一種這樣的方式來影響這些變量的建設性方法，即燃燒的起燃和/或燃燒率(放熱率)可通過在下面將要詳細討論的各個特征的各種組合進行控制的方式。
對用于控制燃燒的起燃和燃燒率的各個控制特征進行控制/調節，從而保證在整個發動機運行工況中進行優化燃燒，以便獲得低的排放和高的效率。這些控制特征的使用將使燃燒在相對發動機活塞的上死點一優化的曲柄轉角范圍內發生。具體地說，申請人已經認識到實質性的燃燒過程都發生在上死點前20度-上死點后35度的曲柄轉角之間。此外，燃燒最好在上死點前20和上死點后10曲柄轉角之間開始，最理想的是在上死點前10度和上死點后5度曲柄轉角之間開始。另外燃燒的持續期典型地是對應于5-30度的曲柄轉角。然而更優化地，下面列出的一個或多個控制特征可得到控制，使燃燒持續期延長到大約30-40度，從而可獲得理想的峰值氣缸壓力和降低的噪音。因此下列一個或多個特征的優化控制可有效地控制燃燒的起燃和/或燃燒率，以致于該燃燒的所有實質性過程發生在上死點前20度和上死點后35度曲柄轉角之間。當然，在某些條件下燃燒的起燃會發生在上述曲柄轉角范圍之外和/或PCCI發動機中燃燒持續期可在一個更大的曲柄轉角范圍內進行，或可延伸超過上述限定的范圍。
申請人已經顯示出穩定的，有效地PCCI燃燒可利用使大部分放熱發生在上死點后而獲得。例如，如圖2所示，放熱的重心可位于上死點后5度處。申請人已經確定如圖3所示在低負荷和稀薄燃燒的工況下，放熱持續期大約處于21.5-25度曲柄轉角的范圍內。
如圖4a，4b和4c所示，申請人已經確定在發動機轉速接近其熄火極限值時，該SOC和燃燒結束(EOC)逐步推遲而放熱持續期加長。總指示平均有效壓力(GIMEP)在高SOC推遲到上死點后時產生一最大值。同時在接近熄火極限值時，爆燃強度和峰值氣缸壓力(PCP)大大下降，但GIMEP仍保持是可接收的。如圖5所示，當接近熄火極限值時，峰值放熱率也下降，并且放熱持續期增加。但如圖6所示，峰值氣缸壓力隨著放熱率的推遲而下降。很清楚，如果不采用本文上述的合適控制，發動機不可能承受這種反應過程。申請人已經確定最佳運行點發生在SOC發生在上死點后幾度曲柄轉角之時。因此，清楚的是可變的和主動的控制對使該SOC和燃燒持續期分別保持在理想的位置和理想的長度從而獲得有效的高效PCCI燃燒是必要的。
在單缸發動機的后續燃燒過程之間和多缸發動機的各氣缸之間，SOC的變化是由于PCCI燃燒對壓力和上升到該具體的燃燒過程的溫度過程的敏感性產生的。非常小的壓縮比變化，殘余廢氣量變化，壁溫變化等等都對壓力和溫度過程具有顯著的影響。本發明的PCCI發動機和使該發動機運行的方法包括可以對這些變化進行補償和控制從而獲得最佳的PCCI燃燒的各個變量/特征。
通常，各個控制變量可用于控制燃燒的開始和燃燒率，從而可保證實質性的燃燒過程發生在優化的曲柄轉角范圍內，例如在上死點前20度-上死點后35度的范圍內，同時使排放最小，效率最大。這些變量可分成四各控制類型溫度控制；壓力控制；混合氣的自點火性控制；及當量比控制。
溫度控制缸內空/燃混合氣的溫度(缸內溫度)對確定燃燒的起燃起著重要作用。借助于改變某些關鍵的特征，例如壓縮比(CR)，進氣歧管溫度(IMT)，廢氣再循環(EGR)，殘余質量組分(RMF)，熱傳遞和溫度分層，可改變該缸內溫度，從而控制燃燒的起燃。
申請人已經確定進氣歧管溫度(IMT)對丙烷燃料的PCCI燃燒存在顯著的影響。在申請人的兩種研究期間，發動機轉速，當量比(φ)和進氣歧管壓力(IMP)保持不變，而IMT在實際運行范圍內變化。最低的IMT是由運行的不穩定性限定的，而最高的IMT是由最大的可允許的峰值氣缸壓力(PCP)限定的。第一種和第二種研究的各個條件分別包括發動機轉速＝1200rpm；當量比＝0.30和0.24；并且IMP＝3.3巴和4.1巴。如圖7a和7b所示，IMT增加導致GIMEP增加，GIMEP的變化系數(CoV)下降。此外，如圖7c所示，IMT增加使該PCP增加，同時使SOC提前并使燃燒持續期減少(圖7d-7f)。IMT增加也可使總指示熱效率(圖7g)和可估計的噪音(圖7k)增加。對于排放而言，IMT增加可降低FSHC的排放(圖7h)，降低燃料的單位一氧化碳(FSCO)排放(圖7i)，但對FSNOx(圖7j)不存在可觀測到的影響。
總的說來，申請人已經確定IMT的少量變化對丙烷燃料的PCCI燃燒的許多方面存在很大的影響。借助于改變進氣溫度，可使燃燒過程提前或推遲。增加進氣溫度將使燃燒的起燃提前；降低進氣溫度則會使燃燒的起燃推遲，如圖8中曲線所示。利用熱交換器或燃燒器可完成這種溫度控制。例如，一充量空氣冷卻器可沿進氣管設置。一燃燒器或加熱器與一冷卻器結合可提供額外的進氣溫度控制。該燃燒器的廢氣產物可直接與進氣空氣混合，該燃燒器可使用直接供給的進氣空氣，或者由該燃燒器產生的熱量也可通過一熱交換器加到進氣空氣中。該熱交換器可使用發動機冷卻劑中廢熱或廢氣來加熱該進氣空氣。此外，借助于采用一充量空氣冷卻器旁通也可獲得IMT的迅速控制。例如，圖52公開了一個控制一發動機66在許多運行工況下的進氣溫度的系統65。一個或多個諸如舌形閥67之類的閥被用于控制熱進氣空氣量和在該舌形閥下游混合的冷進氣空氣量。一個處于該舌形閥上游的進氣空氣流道之一中的內冷器68提供冷卻作用。此外，可設置一電加熱器，從而允許在其他工況下進行優化控制。借助于控制進氣溫度，該系統允許對SOC進行有效控制。替換地，該舌形閥可設置于該內冷器的上游連接點69處，或可使用兩個閥，每個閥都設置于被冷卻的進氣道71(或者是該內冷器的上游或下游)和旁通進氣道73中相應的一個中。可提供一個或多個閥的任何布置，從而可可變地控制流過該兩通道的一個或兩者的流動。
一回熱器(類似于Stirling發動機中所用的那種)可用來回收廢氣熱量并通過一熱交換器將它傳遞給進氣空氣，從而控制進氣溫度。另外，借助于將燃料以不同的狀態，例如液態或氣態噴入歧管中可改變IMT。使液態燃料蒸發所需的熱量的變化可降低IMT。當然，不同形式的燃料對IMT存在不同的影響。
申請人也已經確定殘余廢氣溫度和進氣溫度，增壓室和燃燒室及氣道壁的熱傳遞是如何影響整個進氣和壓縮過程期間的缸內氣團溫度的，及是如何影響上死點處空間的溫度分布的。具體地說，申請人對發動機依靠空氣和丙烷混合氣進行運行的進氣過程和壓縮過程進行了比較。申請人確定SOC處的溫度也可在某種程度上借助于使進氣充量由存在的熱量進行再加熱來確定。為此目的，再熱限定為在進氣閥關閉(IVC)時的缸內平均溫度T-進氣歧管平均溫度T，即進氣歧管溫度，即進氣口到進氣道處的溫度，與IVC處缸內氣團溫度的差。申請人確定在進氣道處開始再熱，并持續到缸內。此外，56％的再熱是由于壁部的熱傳遞形成的，而44％的再熱對被考察的工況來說是由于混合和增壓形成的。因此很清楚，在確定再熱時，熱傳遞是非常重要的。
一個解析壁溫對缸內熱傳遞的重要性的研究如下在比較燃燒氣缸和熄火氣缸時，注意到熄火氣缸的再熱是燃燒氣缸的再熱的63％(27K對43K)。一熄火氣缸與一燃燒氣缸相比，較低的壁溫是缸內溫度低的主要原因。燃燒氣缸的上死點處的缸內溫度比一熄火氣缸的高46K，比IVC處的溫度高16K。如果在某種情況下，壓縮都是絕熱的，那么在上死點處的溫度差將是35K左右，假設初始溫差是16K。因此從IVC到TDC因冷卻器熄火壁溫作用溫度下降了11K(46-35K)。有趣的是，通過各個壁對進氣過程和壓縮過程的大部分缸內氣體進行加熱，則從TDC附近的壓縮氣體中進行的相當快的熱傳遞率可導致缸內物質的溫度比根本沒有熱傳遞的溫度更低。此外，當將一正常的帶有的熱傳遞燃燒氣缸與一個具有絕熱壁的燃燒氣缸進行比較時，主要是因為強度作用，則因為熱傳遞的作用，質量流率降低7.5％。
參見圖9，考慮到壁溫，即活塞溫度，氣缸頭溫度和氣缸套溫度對SOC的作用，申請人已經確定壁溫越增加，SOC越提前。增加的表面溫度使傳遞給燃燒室表面的熱傳遞降低，因此燃燒提前。申請人已經顯示出，如果壁溫在255K到933K之內變化并且其他參數保持為常數(IMT＝342K，再熱＝43K，φ＝0.24)，則在壁溫低于400K時，混合氣不會點火。從大約400K到550K，隨著燃料燃燒的百分比的增加，燃燒持續期也增加。高于550K時，所有燃料都燃燒并且燃燒持續期隨著溫度的增加而縮短。借助于改變發動機冷卻劑和/或潤滑劑對該氣缸/活塞組件的冷卻效果可改變缸內表面溫度。盡管氣缸壁溫很難用來作為有效地控制SOC的杠桿，但在控制SOC時壁溫確實是一個考慮的參數，特別是在用于啟動或瞬態運行時更是如此。申請人已經顯示出存在一運行工況區域，在該區域具有兩個穩定的技術方案，其一是不帶燃燒并且為冷壁，另一個是帶有燃燒并且為熱壁。此外，改變燃燒室內表面與體積的比也可改變熱傳遞，因此能用于控制該燃燒。
申請人的研究表明一PCCI發動機的最佳運行是一種與已經被報導用于PCCI發動機的典型放熱率相比其正時(SOC和EOC)被大大推遲(當大部分燃料仍在燃燒時要盡可能推遲)的運行。當處于這種推遲的方式運行時，就可導致低的峰值氣缸壓力，更好的ISFC，更低的噪音和更低的熱傳遞。申請人已經確定使正時提前可容易地獲得穩定的PCCI運行。申請人還確定借助于使用閉路循環控制，燃燒可顯著地推遲超過該穩定區域。如本文所述，該閉路循環控制可用于控制若干變量的一個或多個，例如IMT，當量比，EGR率等等。這一點是可能的，原因是SOC受到溫度的嚴格控制。而該溫度又是對缸內熱傳遞非常敏感的，該缸內熱傳遞對壁溫是非常敏感的。正時推遲可使壁溫降低。當正時足夠地推遲時，則如果沒有主動控制，發動機就不再能運行。
一個關鍵的概念是與各壁的熱慣性相關的時間常數是與不穩定性改善的速率相關的，因此確定主動控制所需的時間常數。該壁溫的時間常數是處于若干秒的數量級上的，借助于調節包括IMT，當量比，EGR率等等在內的若干變量的一個或多個可允許控制SOC。例如，申請人已經確定IMT可如此快地進行主動調節，以致于快到足以以一推遲的正時有效地控制該發動機，否則該推遲的正時將會導致產生一個沒有主動的IMT控制的不穩定工況。
借助于將一個帶有壁部熱傳遞的正常的燃燒氣缸與一個帶有絕熱壁的燃燒氣缸進行比較，可看出該壁部熱傳遞對TDC處的空間溫度分布作出了主要貢獻。空間溫度分布限定為在一個區域，比如說，在該氣道內，或在一特定的曲柄轉角處的該氣缸內，的整個區域中，溫度變化的方式。借助于改變缸內溫度分布，燃燒的起燃和/或總燃燒速率可得到積極的影響。改變缸內溫度分布的方法之一是采用可分的進氣道設計，所以進入的空/燃混合氣的一部分可變得比其余部分更熱/冷。另一種方法是在氣缸中引入發熱點或采用電熱塞(圖1a)。此外，缸內溫度分布也可借助于改變例如冷卻劑的溫度，發動機潤滑油的溫度或燃燒室壁的冷卻速率來改變燃燒室壁的溫度(例如氣缸套，活塞和/或發動機氣缸頭的壁溫)來控制。如圖1b所示，發動機冷卻劑的溫度，可借助于改變流過一個采用一旁通閥50的旁通回路48的流動，來控制流過一個設置于發動機冷卻回路47中的冷卻劑熱交換器46的流動來改變。已經確定對燃燒氣缸和熄火氣缸來說，壁部熱傳遞對空間溫度分布都具有相似的影響。相似地，申請人還確定在整個進氣和壓縮過程中，殘余廢氣溫度和壁部熱傳遞是如何影響缸內溫度分布的。這種確定包括對空氣和丙烷混合氣的進氣和壓縮過程所進行的三個研究。這些研究表明在大部分進氣和壓縮過程期間，熱的殘余廢氣是空間溫度變量的主要熱源。然而，在壓縮過程的TDC附近，廢氣殘留過程與壁部熱傳遞相比在調節燃燒室內的溫度變量時起到次要作用。因此，可以相信為了促進可使用可獲得的更多燃料的燃燒過程，燃料必須按這樣的方式引入，以致于在SOC處，燃料和空氣在溫度場可足以維持燃燒的區域存在一合適的分布。溫度場不足以維持燃燒的兩個區域是在各個間隙和相鄰的冷卻表面處。因此理想的是使燃料遠離各個間隙和各冷卻表面。很清楚，傳入缸內混合氣中的熱量可使缸內混合氣的溫度增加，從而使SOC提前。申請人已經顯示出可使用一加熱塞來有效地控制該SOC使之處于一小的曲柄轉角內。如圖10所示，一旦加熱塞關閉，則SOC和EOC稍稍推遲。此外，由于燃燒的燃料很少，GIMEP顯著降低。燃燒的燃料量的降低也導致如圖11所示的放熱率降低。在循環#1和#100之間，該加熱塞斷開并一直保持斷開直到循環#300和#400之間的一時間為止，在該點，該加熱塞再接通。也許最重要的是，當該加熱塞并斷時，迅速燃燒的起燃將顯著推遲，但不增加燃燒持續期，這與放熱率下降相比將使累計放熱率下降。因此，加熱塞44(圖1b)可用于將燃燒有效地控制在一有限的曲柄轉角內。
在任何實際的往復活塞式發動機中，在壓縮過程期間，熱量將從燃燒室中損失。熱量損失取決于許多因素，但主要是取決于發動機轉速和氣缸內外的溫差。在壓縮過程期間進行的這種熱傳遞對柴油機在冷環境下的啟動是一個問題，因為在燃燒室表面很冷的各個氣缸中，燃燒很難起燃并維持。典型地，處于每排氣缸端部的各氣缸運行環境最冷并且是最難點火的。因此在這種條件下，端部氣缸中的充量因與冷的氣缸壁之間的過分傳熱而不能燃燒是非常平常的。然而，對柴油機來說，一旦所有氣缸變熱后，燃燒是連續一致的，并且很少依耐于燃燒室表面溫度。
對PCCI來說，燃燒過程可借助于獲得一定的壓力和溫度“過程”來開始。因此如上所述，該PCCI燃燒過程強烈地依耐于燃燒室的表面溫度并對此很敏感。本發明的PCCI發動機包括一個用于在該端部氣缸中獲得理想的燃燒室表面溫度的端部氣缸補償裝置，從而可確保氣缸與氣缸之間的溫度控制更好，因此增加穩定燃燒的可能性并獲得低的NOx排放。該端部氣缸補償裝置包括一個用于降低具體氣缸的有效冷卻的系統，例如降低活塞冷卻噴嘴的流量；增加冷卻劑溫度；或降低冷卻劑流速。具體地說，參見圖12，該端部氣缸補償裝置可包括一個潤滑油流控制系統70，該控制系統70包括設置在各分支流道74中的潤滑油流控制閥72，該分支流道7用于將冷卻油從一油泵78提供給活塞冷卻噴嘴76。因此，可控制控制閥72，從而改變流到活塞組件的冷卻油流量，以改變活塞的溫度，從而可有利地影響缸內溫度。替換地，也可采用流到限制裝置而不采用閥72，或者與端部氣缸相關的噴嘴76可設計具有一個比其他噴嘴更小的有效流動面積，從而可永久地降低流到這些活塞冷卻噴嘴的流量。另外，如圖1a所示，如果設置至少一個噴嘴76，則噴嘴工作的數量可借助于控制與每個噴嘴相關的各自控制閥來改變。
參見圖13，端部氣缸補償裝置可包括一個發動機冷卻流控制系統80，該系統包括一冷卻劑泵81和位于延伸到該發動機88的端部氣缸86處的分支通道84中的冷卻劑流控制閥或限制裝置82。對該閥82進行控制，從而降低從一散熱器90流來的冷的冷卻劑的流量。此外，位于熱的冷卻劑回流通道94中的控制閥92用于控制高溫冷卻劑的流量，旁通過散熱器90，并直接輸送到端部氣缸。這些系統的全部作用都是為了控制流到各端部氣缸的冷卻劑流量，從而對這種情況進行補償，即它們被周圍環境冷卻得更多，從而每個氣缸的總冷卻是與每個其他氣缸的冷卻相等的。這些系統可用于幫助使缸內變熱，從而改善發動機穩定性，并且為發動機燃燒和氣缸對氣缸的平衡提供強化控制。
替換地或另外地，該端部氣缸補償裝置可包括具有一個名義上比其他氣缸的有效壓縮比大的各端部氣缸，以便補償額外的熱損失。該壓縮比可設計在各端部氣缸中，以致于端部氣缸的壓縮溫度等于各中間氣缸的。由于端部氣缸的燃燒室表面溫度可改善啟動及加熱工況，因此這個方法從性能上看是有利的。另外，該壓縮比差可通過凸輪軸氣閥凸輪相位調節來實現。在這個方案中，各端部氣缸的進氣閥關閉(IVC)可在下死點(BDC)附近進行，所以有效壓縮比(CR)大約等于幾何壓縮比。任何各中間氣缸可具有一個推遲的IVC，該IVC將產生一個比各端部氣缸的低的名義有效壓縮比CR。改變壓縮比對PCCI燃燒的作用將在下面更詳細地討論。
對預混合充量，壓縮點火(PCCI)發動機技術的一個最大的挑戰是放熱曲線的位置問題。標準柴油機或火花點火發動機的燃燒起燃是由噴射正時或火花正時控制的。對PCCI發動機來說，燃燒的起燃是由缸內溫度和壓力確定的。由于TDC附近(和之后)的SOC正時在PCCI發動機上是接近的，因此溫度，壓力等對小的幾何和/或運行變化的敏感性急劇增加。當在PCCI發動機(使峰值氣缸壓力最小并改善效率)追求獲得推遲的放熱曲線時，熄火或部分燃燒的危險就急劇增加。這是因為在上死點后由于充量的膨脹而使氣缸溫度降低的原因。如果在TDC附近還沒有產生自點火，則在上死點后很多后不可能再產生自點火。如果一個氣缸開始熄火，這個問題會進一步惡化。熄火的氣缸冷卻下來會使熄火更可能不斷發生。
在一多缸發動機中，各種變化，例如壓縮比，壁溫，再熱和殘余廢氣質量組分等的變化都不可避免地存在于各氣缸之間。這種可變性使得控制一臺帶有理想的推遲燃燒正時同時保持最佳的燃燒而不會存在單個氣缸(如果偶然在稍冷時運行)開始熄火的PCCI發動機變得很困難。
申請人已經確定閥的操縱過程對TDC處的溫度存在顯著的影響，因此這是一個用于控制燃燒起燃的有效工具，如由圖14所示的分析結果建議的那樣。參見表I，具體說閥的變化過程具有下列作用
表I
如圖15所示，排氣閥關閉(EVC)對確定從一個燃燒循環到下一個燃燒循環在燃燒室中保留，或可獲得的燃燒產物的量，即殘余質量組分(RME)具有顯著的作用。該殘余廢氣所處的溫度比進氣充量的高，因此可加熱該進氣充量，以便下一個燃燒過程發生。因此排氣閥關閉的正時可用來調節缸內溫度，從而控制SOC。為了使一冷的氣缸(例如開始熄火的那個)“變熱”，借助于一排氣閥早關過程可增加該單個氣缸中殘余廢氣質量組分。這些熱的殘余廢氣將使進氣充量的再熱增加，并且趨向于使燃燒的起燃提前，因此例如可是一熄火氣缸恢復燃燒。如圖15所示，EVC提前可使熱的殘余廢氣集結在該氣缸中，而EVC推遲可允許熱廢氣反排到該氣缸中(在這種情況下，排氣歧管壓力EMP＞IMP)。基準線EVC是對下列兩種效果進行優化的結果及集結最少量的殘余廢氣并產生最低的TDC溫度。相似地，IVO提前允許在該氣缸中的一些熱殘余廢氣反排到進氣中，再加上EMP＞IMP，從而使TDC溫度上升。例如借助于使IVC提前而降低壓縮比(這一點將在下面更詳細討論)也可增加氣缸內的殘余廢氣量，但增加的程度只能很小。調節排氣閥關閉正時也可用于對各氣缸之間的微小的幾何和運行變化進行有效的補償，從而允許發動機進行氣缸對氣缸的“調節”。可用于使該RME有效增加或降低的任何其他裝置都可分別用于使該SOC提前或推遲。
實施這個戰略的方法之一已經在一臺多缸PCCI發動機上進行了成功的試驗。這個技術涉及增加排氣閥的配合間隙。增加該間隙可有效地使排氣閥早關并且使燃燒的起燃如理想的那樣提前。申請人已經確定排氣過程減少10度會導致表面溫度稍稍增加，而降低22度將導致進氣溫度變熱。假定22度的波動對燃燒具有顯著的效果(圖7c-7f)，那么這個方法具有一種利用氣閥間隙調節來調節多缸發動機的潛能。如圖16所示，借助于增加該間隙縮短一排氣閥開啟的持續期確實可使燃燒提前。最終，借助于可調節靜態的排氣閥關閉的任何裝置可有效地控制氣缸對氣缸的變化。如果與某些診斷措施結合，該氣缸對氣缸的變化也可得到主動控制。如果對所有氣缸進行控制，則這個技術也可用于影響該發動機內的總體燃燒起燃。
在一PCCI發動機中一個挑戰是在瞬態工況期間控制SOC。在另一個實施例中，在排氣系統中設置一節流裝置(或其他限制裝置)。在SOC必須迅速提前的情況下，將該節流裝置關閉，從而導致增加殘余廢氣質量組分，因此提高缸內溫度，故使SOC提前。當然，這個效果也可利用可變的排氣閥正時獲得。申請人已經顯示出按這種發生限制排氣將可使SOC提前。然而，這個控制步驟也可反過來影響BSFC。在該實施例中，在一瞬態工況期間廢氣只被限制一段很短的時間，直到另一控制機構，例如進氣空氣加熱器按盡可能不對BSFC存在反面作用的方式具有機會控制SOC。該方法的優點是它可迅速且容易地實施。
用于將EGR引入一非節流發動機中的有效方法和機構在當前還很難實施。該實施例介紹了一種通過使排氣閥晚關而有效地引入EGR的簡單方法。借助于在一給定循環內使排氣閥或各排氣閥晚關，由于該方法增加了殘余廢氣質量組分(RME)，因此該EGR實質上是“內部”EGR。該實施例可容易地用應到需要EGR的任何四沖程發動機中，但當應用到一PCCI發動機時是特別有效的。一PCCI發動機在低負荷時與高負荷工況相比要求高得多的進氣溫度。該實施例允許發動機在低負荷時利用大量的內部EGR運行。這種運行將增加充量溫度，同樣可增加進氣溫度。一閉路控制可用于調節內部EGR的量，從而控制任何或所有氣缸的燃燒起燃(或燃燒過程)。
為了控制內部EGR的量，排氣閥或各排氣閥的關閉當由例如發動機的電控方式進行控制時可按一可變的方式推遲。將一正常的排氣過程與一“排氣閥晚關”過程進行比較對理解該實施例是有幫助的。在一正常的排氣過程中，大部分燃燒產物是在排氣沖程期間排出的。此時排氣閥關閉而進氣閥開啟，從而允許新鮮空氣或一種空/燃混合氣在活塞下行時充滿大部分燃燒室。但在該實施例的排氣閥晚關過程中，排氣閥在活塞的進氣沖程的一部分期間仍保持開啟。因此發動機既吸入新鮮空氣也吸入燃燒產物。借助于改變排氣管關閉的遲后期，可調節內部EGR的量。借助于是進氣閥開啟遲后還可獲得額外的內部EGR。該實施例相對排氣閥早關的優點在于排氣閥早關會導致極差的PMEP，而申請人的研究表明排氣閥晚關不會明顯影響PMEP。
該實施例的排氣閥晚關的另一個優點在于排氣閥不需要非常快地關閉。這就是說，排氣閥必須保持開啟一段較長的時間。參見圖65a-65d，本發明的方法示出并解析如下。在活塞500的排氣沖程的開始處，排氣閥502開啟而進氣閥504關閉。如圖65b所示，在活塞500的排氣沖程的上死點位置處，排氣閥502和進氣閥504分別開啟。如圖65c所示，當活塞500開始朝下運動通過進氣沖程時，進氣空氣(或燃/空混合氣)的新鮮充量通過進氣閥504的開啟吸入燃燒室，而燃燒產物通過排氣閥502的開啟吸入燃燒室。參見圖65d所示，在進氣沖程晚期，排氣閥502關閉，而燃料和空氣的新鮮混合氣通過進氣閥504的開啟吸入。
參見圖66和67，其中示出了用于獲得排氣閥晚關的機構的一第一實施例。在該實施例中，發動機包括與一典型發動機極為相似的進排氣凸輪。該實施例可防止排氣閥在該凸輪回撤期間關閉。具體地說，用一凸輪510，挺桿512和搖臂514來控制排氣閥502。此外，一液壓連桿516沿氣閥鏈設置于凸輪510和搖臂514之間，例如設置于挺桿512和搖臂514之間的連接處。在不需要排氣閥晚關的發動機運行期間，液壓連桿516處于“沒有液壓”的狀態工作。當需要排氣閥晚關(或推遲)時，隨著凸輪510使挺桿512回撤，液壓連桿516充滿液壓油。因此排氣閥502保持在開啟位置。在預定時間處，在該循環期間，如由該ECM確定的那樣，當希望排氣閥關閉時，可使液壓油從該液壓連桿516中排出。該液壓油通過一個控制排氣閥502落座速度的孔被推排出。圖67示出了該液壓連桿516的細節。該液壓連桿系統包括一個沿一個從一個液壓連桿腔522開始延伸的排泄通道520設置的電磁閥518，挺桿512位于該液壓連桿腔522中。當然，替換地，也可以采用一個連接到挺桿522上并位于腔522中的柱塞。電磁閥518允許流體的受控流通過一孔從該腔522中流到一低壓排泄通道中。該液壓連桿系統還包括一個沿一壓力油供給通道526設置的電磁閥524，用于控制壓力油流流到該腔522中。在運行期間，為了使排氣閥早關(即在正常情況下)，電磁閥524保持關閉，而電磁閥518保持開啟。為了使排氣閥晚關，在排氣閥502開啟期間或之后，電磁閥524開啟而電磁閥518關閉。一旦凸輪512使挺桿回撤，則從電磁閥524流入腔室522中的油流使該腔室522充滿液壓油，從而防止排氣閥關閉。當需要排氣閥關閉時，電磁閥518開啟，以便使腔室522放空。
圖68公開了一個用于獲得排氣閥晚關的第二個可能的實施例。這個系統也包括一個用于控制用來控制排氣閥502的搖臂602的挺桿600。此外，一彈簧604用于保持搖臂602和挺桿600之間的工作連接。然而，在該實施例中，一腔室606設置用于裝納排氣閥502的上端，或替換地，連接到排氣閥502上的一柱塞的上端。包括一單向閥的一供油通道608連接到腔室606上，用于將壓力油供給該腔室。一第二通道612連接到腔室606上，并包括一個沿用于控制從腔室606流過通道612的流動的通道布置的電磁閥614。在運行期間，排氣閥502由搖臂602開啟。當排氣閥502開啟時，液壓腔606充滿流過通道68的液壓油。單向閥610使該液壓油即使在搖臂602回撤時也保持在該腔室606中。電磁閥614開啟，從而允許排氣閥502在氣閥彈簧(未示出)的偏壓作用下回到關閉位置。如果需要排氣閥早關，電磁閥614繼續保持開啟。一個限制裝置616可設置于電磁閥614下游的通道612中，用于控制排氣閥502的落座速度。替換地，排泄通道612設置的方式是它可使氣閥的落座速度降低，從而可使氣閥平穩地落座進入關閉位置。
借助于控制殘余廢氣質量組分(RMF)來控制缸內溫度的另一個方法是在一個設置得與進氣充量分離的腔室中將從前一個循環來的殘余廢氣氣團壓縮。集結的殘余廢氣與新鮮充量的比例可由一個這樣的腔室的大小控制。熱廢氣的質量可大到(1/2)(1/CR)，并且如果全部的TDC體積都處于該腔室中，該熱廢氣質量≈該腔室質量的1/30。一個這樣的腔室的結構必須可成功地使至少部分熱廢氣用于壓縮過程，而不會完全與進氣充量混合。如果集結的廢氣在壓縮沖程中很早就混合，則觸發快速反應需要的高溫將不可能達到。廢氣流入和流出這個腔室的正時可幫助控制氣缸中快速放熱開始的正時。產生局部熱量輸入的額外熱源可觸發這樣的快速反應。這就是電熱塞或一絕熱物質。
殘余質量組分對排氣歧管背壓(EMP)也是很敏感的。借助于使EMP相對IMP增加，該殘余質量組分可增加，因此使該充量的溫度增加，這又轉過來使燃燒提前。申請人已經確定提高EMP確實具有所希望的結果，即，使SOC提前。然而申請人也已經顯示出對一臺四沖程發動機來說EMP增加3bar只能使SOC提前大約4°。申請人已經確定溫度增加與EMP的增加是近似線性關系的，而所有其他因素保持為常數。EMP增加1bar，TDC處的溫度增加大約10K。因此，考慮EMP的實際范圍，控制EMP對控制一四沖程發動機的SOC似乎只是一相對較弱的杠桿。此外當使用EMP來增加一四沖程發動機中的TDC溫度時，要付出非常大的BSFC代價。該BSFC比采用排氣閥關閉或可變壓縮比的情況明顯高。盡管增加EMP的效果與提前EVC的相同，即在氣缸中集結更多的熱殘余廢氣質量，但因為EMP增加時，活塞必須在整個排氣沖程期間抵抗壓力作用進行工作，則該BSFC大大增加。如果發動機具有渦輪增壓器，則因試圖使用EMP來控制SOC會帶來更加復雜的復雜性。然而，對一兩沖程發動機來說采用一排氣限制裝置也還是可行的。
控制進氣溫度的另一個重要方法是使用熱廢氣再循環(EGR)。如圖1b所示，一高壓EGR回路54可用于將熱廢氣從透平25上游導入該進氣系統23中。EGR回路54包括一個用于控制廢氣再循環的高壓EGR控制閥60。一低壓EGR回路62和控制閥64可用來將一低壓EGR流從透平25的下游導入該進氣系統23中。申請人已經顯示出當在壓氣機24上游引入時，EGR對增加進氣歧管溫度是特別有效的(假定額外的EGR的作用不能被充量空氣的額外冷卻抵銷)。在PCCI發動機中，由于這種發動機的廢氣包含更少的顆粒物，因此廢氣可再循環到理想的上游位置(即渦輪增壓器的壓氣機的進氣口處)，從而廢氣再循環(EGR)是更具實用性的。由于壓氣機的進氣口的壓差總是有利的，因此此處是最佳的位置。新鮮的進氣空氣和熱的EGR混合氣將由壓縮機進行壓縮，并加熱和混合。借助于在壓氣機上游引入EGR并增加壓氣機進口溫度，其結果是壓氣機出口溫度比在壓氣機之后引入EGR的高許多。在正常的柴油機中，因為發動機排氣中的顆粒物“粘住”該壓氣機，因此在壓氣機的進口引入EGR是非常困難的。然而，在一PCCI發動機中，實際上不含顆粒物的廢氣可引入該壓氣機的上游，而不會存在明顯的問題。此外，如圖16，17和18所示，申請人已經確定如果不考慮用來引入廢氣產物的技術，即EGR，PMF等等，借助于加入廢氣產物，同時借助于例如噴射一冷卻稀釋劑，例如空氣和/或水來維持該充量的溫度，則燃燒速率將放慢，因此燃燒持續期增加，燃燒推遲發熱量下降。
參見圖19，其中示出了一種改進的發動機100，借助于使一組氣缸的一些氣缸按PCCI方式運行而其余的氣缸按柴油機方式運行，該發動機吸收了PCCI發動機和本發明的控制系統的優點。具體地說，例如在一六缸發動機中的五個氣缸102按柴油機方式運行而一個氣缸104按PCCI方式運行。這個發動機還包括一個只與PCCI氣缸104相關并與和各柴油機氣缸102相關的一排氣系統108分離的的EGR系統106。PCCI氣缸104中的活塞壓力用于迫使廢氣流入該進氣系統。該EGR系統106一個使用例如發動機冷卻劑的EGR冷卻器110，其用于在廢氣被再循環到一壓氣機105的上游側之前對PCCI廢氣進行冷卻。當然，該廢氣也可輸送給只為柴油氣缸102服務的進氣歧管112。在柴油機中使用EGR所遇到的一個公知的問題是在柴油機的廢氣中存在過量的顆粒物和NOx。該改進的發動機100允許一柴油機可從EGR中得到益處，同時基本上回避了與含大量顆粒物的柴油機廢氣相關的各缺點，因此可提供一個結構不很復雜且成本不很高的系統。例如，如上所述，從氣缸104來的PCCI廢氣再循環(EGR)可容易地引入到該壓氣機的上游，而不堵塞該壓氣機。此外，該PCCI EGR的低NOx排放可降低硝酸含量，因此降低了對發動機的腐蝕。申請人已經顯示出圖19所示發動機降低了制動的單位NOx排放，而增加的制動比油耗只是微不足道的。
也許用于改變TDC處的溫度因此改變SOC的一個最有效的控制特征是一氣缸的壓縮比(CR)是可變控制的。借助于改變有效或幾何壓縮比，可同時控制溫度和壓力發展過程。壓縮比增加可使燃燒過程提前。壓縮比降低可使燃燒過程推遲。為了某些目的，壓縮比可處于24∶1(促進冷啟動)-12∶1(允許對燃燒起燃過程進行控制并限制峰值燃燒壓力)的范圍內。該壓縮比的范圍除其他因素外主要是依耐于所使用的燃料的類型(更具體地是依耐于燃料的自點火性)，例如天然氣或丙烷。申請人已經確定了壓縮比對PCCI燃燒的作用。例如，參見圖20所示，申請人已經顯示出改變壓縮比對改變缸內溫度和SOC起到很大的杠桿作用。如圖21所示，申請人已經顯示出改變壓縮比可明顯影響SOC相對TDC的位置。
借助于改變幾何壓縮比，即利用一控制機構來改變燃燒室的物理尺寸/形狀可改變壓縮比。本發明包括一個用于在發動機運行期間為了獲得一理想的SOC而改變燃燒室的幾何體積或有效體積的壓縮比改變裝置38。該壓縮比改變裝置可以是一個機械裝置，其可借助于改變該燃燒室的幾何體積而對TDC附近的充量進行壓縮加熱。如圖22a-22d所示，該壓縮比改變裝置可包括一個可動的輔助活塞或柱塞，該輔助活塞或柱塞在TDC附近一曲柄轉角處可運動延伸入燃燒室中，從而使燃燒室體積減小，因此增加壓縮比并且將充量加熱使之足以開始點火。該柱塞的關鍵作用是使TDC附近的一些充量平移。因此相對其作用來說，柱塞在燃燒室中形狀和位置不是很關鍵的，但柱塞對余隙容積的影響程度除外。
該柱塞的大小是以理想的壓縮比控制范圍為基礎的，并由下列示例估算確定每個氣缸的排氣體積(排量)＝1000cc＝1升TDC處的余隙容積＝100cc壓縮比＝(1000cc+100cc)/100cc＝11.0如果柱塞體積＝30cc，那么當柱塞完全伸出時的有效壓縮比＝(1000cc+100cc)/(100cc-30cc)＝15.7對一給定的工況來說，該改變的壓縮比可能足以使溫度和壓力具有很大的增加，從而使一種在沒有柱塞時不能點火的燃/空混合氣可產生壓縮點火。當然，在發動機設計階段，發動機的壓縮比和柱塞大小都很容易改變。此外不同的燃料和進氣溫度要求具有不同的柱塞大小和不同的壓縮比。
如圖22a所示，該柱塞150可位于氣缸頭154中缸孔152中并且由一個與發動機活塞158的運動成一預定的正時關系旋轉的凸輪156控制。一回位彈簧160將該柱塞朝凸輪156偏壓，以便增加燃燒室162的大小。這種特定的布置的優點在于在柱塞回撤時柱塞150驅動的凸輪可回到凸輪軸中。此外只要柱塞150直到膨脹沖程晚期或膨脹沖程之后都不回撤，柱塞150對該充量作的一部分功可由發動機活塞吸收。
替換地，參見圖22b，一柱塞170可由一個壓力流體，例如燃油供給裝置控制，該壓力流體由一個連接到例如一沖擊泵或公共管路系統上的液壓回路172輸送到一腔室174中。圖22c示出了另一個液壓驅動的實施例，其中一柱塞180由一彈簧182幫助，并設置于一個與柱塞180一端相鄰的腔室184中，從而允許能力儲存在該彈簧中。在這個系統中，一個例如液壓，電磁或機械之類的夾持機構(未示出)使該柱塞保持在未伸出的位置。當活塞處于TDC附近時，一液壓流體供給系統186迫使該柱塞180向下運動(在此時，該夾持機構不再夾持該柱塞)。這個向下的運動可得到彈簧182很大的幫助。燃燒之后，柱塞180往回運動再壓縮彈簧182，因此將能量回收到該彈簧中。為了優化這種能量收集過程，液壓腔184可按一個由一閥188控制的速率排空。
圖22d表示另一個實施例，其中一個將柱塞192偏壓至伸出位置的彈簧190的彈性力足夠大，以致于可克服燃燒前燃燒室內的氣體壓力。在TDC附近，與一腔室196相連的一排泄閥194被開啟，并且彈簧190推壓柱塞192在燃燒室162中處于伸出位置，使該充量點火并使燃燒室162中壓力增加。點火的結果是使柱塞192被推回并抵抗彈簧190的彈性力。如果需要，一高壓供給裝置200將液壓流體供到腔室196，從而保證柱塞192向回運動到縮回位置。如果氣體壓力足以使該柱塞向回運動到縮回位置，則包括一單向閥204的一低壓液壓充注裝置202可用于對柱塞192下面的腔室196進行充注。
壓縮比也可借助于提供一種具有可變相位移動的對置活塞發動機設計來改變，從而允許壓縮比在運行期間由改變兩曲軸之間的旋轉相位來改變。該對置活塞發動機可以是美國專利US4010611中公開的那種，或者是如美國專利US4955328中所述的相位可變的氣缸相互連接的形式的，該兩篇參考文獻的整個內容結合在本文中作為參考。替換地，參見圖23，壓縮比可用一相位移動機構210改變，該移動機構210包括一個常規差動組件211，該組件211連接在與各活塞218，220相連的曲軸214，216之一的輸入軸部分212和相同的曲軸214的輸出軸部分222之間，從而允許曲軸的各部分可相互旋轉地移動。曲軸214和216通過一個用于將動力傳遞給一傳動軸225的常規齒輪組件223連接。如圖24所示，該差動組件211包括一個安裝在輸入軸部分212一端上的一齒環224，一個從該齒環224處開始延伸的臂226和一個安裝在各軸部分212，222的各相對端上的齒輪組件227。包括一小齒輪230的一旋轉機構228可控制地連接到齒環224上，以便當曲軸之間需要相位變化時可使該齒環旋轉。一旦齒環224保持靜止，各軸部分212，222保持同相。當由使小齒輪230旋轉而使齒環224旋轉時，臂226旋轉，在各曲軸部分212，222之間產生一相位變化。因此，該旋轉機構228可用于調節輸入軸相對輸出軸的相對相位，從而調節兩曲軸的相位和壓縮比。此外，每個氣缸的兩個曲軸都可用于消除在單個曲軸設計中由曲臂施加的固有側推力。應該注意因相位原因最大可能的壓縮比對壓縮比(CR)敏感性的影響。最好具有這樣的幾何形狀，即活塞在“0”相位處相互抵觸的形狀。當然，這個設計將一直在非0相位時運行。
申請人已經確定一對置活塞發動機的相位變化是如何改變壓縮比的。這個努力包括如圖25所示的三個研究。在第一個研究中，當兩個活塞同相時，即兩個活塞同時到達上死點，壓縮比是25∶1。在第二各研究中，當各活塞同相時，它們一起運動并正好觸及上死點。如果活塞為平頂的，則活塞之間存在在體積，再假設沒有余隙容積，則壓縮比將無限大。第三種情況假設存在負面抵觸，則各活塞將相互接觸，同時存在某種程度的不同向。對于這種情況，沖程的大約10％產生重疊，從而使各活塞在不同向為46°處產生接觸。當然，發動機幾何形狀(缸徑，沖程，連桿長度)也將影響CR與相位的關系；在這個研究中這些數值都保持為常數。
這些結果說明采用一個帶有可變相位的對置活塞布置，壓縮比可在非常寬的范圍內變化。此外，壓縮比隨相位變化的斜率取決于在具有0°相位的TDC處各活塞之間的余隙量或負余隙量。因此，在實際應用中，理想的是在需要覆蓋壓縮比的理想范圍的相位范圍和控制相位的精確度之間進行平衡，即對圖25中曲線的斜率進行優化。因此，理想地，該曲線的斜率可以是足夠陡的，以致于在有限量的相位內可獲得理想的壓縮比范圍，也可以是不很陡的，從而要求相位非常精確。
參見圖26，很清楚隨著活塞越來越不同相，壓縮比將降低。還很清楚的是對小于大約120°的相位角來說，氣缸體積形狀相對曲柄轉角曲線的變化非常小。因此，相位變化可在一大的范圍內用于控制壓縮比，而對氣缸體積與曲柄轉角的關系不存在任何影響。很清楚，相位可變的一對置活塞系統可為獲得壓縮比值的一寬范圍提供了理想的靈活性。
利用改變氣閥正時可以改變有效壓縮比。具體地說，如表I所述，進氣閥提前關閉可降低有效壓縮比，并且明顯推遲IVC也可降低有效壓縮比。然而，改變氣閥動作過程與改變幾何壓縮比(假設燃料流速為常數)相比對一發動機的換氣，因此也對空/燃混合氣將存在非常大的影響。最陡的空氣流量對TDC溫度的變化是發生在IVC變化時。由于IVC變得提前了，則TDC溫度降低，但空氣流必須嚴格地限制，盡可能不改變當量比。在這種情況下，可采用增加增壓壓力同時附帶使IVC提前來使空氣流率保持不變。相似地，對EVC來說，當EVC變化時，集結在氣缸內的殘余廢氣量發生變化，因此影響換氣過程。該IVC線的斜率大致是EVC和IVO的兩倍，而改變幾何壓縮比對空氣流不存在影響。由于改變TDC溫度不影響空氣流，因此可變有效壓縮比似乎是最有效的控制特征。
參見圖28，任何氣閥動作過程的改變或壓縮比的改變都對BSFC具有一有限的作用。為了獲得最好的BSFC，當需要更高的溫度時，增加壓縮比可能是一項比改變排氣閥關閉正時更好的選擇。如果使EVC提前從而增加TDC處的溫度，則非常大的BSFC將要付出代價。如果需要一更低的溫度，則使IVC提前是一種最好的方法，但改變幾何壓縮比也可選擇，因為它只能在某種程度上使BSFC提高。
申請人已經確定如希望的那樣，改變有效壓縮比對峰值氣缸壓力具有很大的作用，如圖29所示。IVC具有幾乎與VCR相同的曲線，這與改變IVC實際上就是改變有效壓縮比的事實一致。由于在這種情況下放熱開始于上死點后5°，因此氣缸壓力曲線似乎是“雙駝峰”形第一個駝峰出現在TDC處，是因壓縮形成的；第二個駝峰出現在TDC之后，是因燃燒形成的。VCR線和IVC線的兩個不同斜率外形是因為氣缸的峰值絕對壓力出現在燃燒燃燒駝峰(CR＜18)或在壓縮駝峰(CR＞18)處形成的。為了使TDC處的溫度相對基準線增加又不對峰值氣缸壓力產生不希望的影響，改變EVC或IVC將是最好的策略。然而，這個策略會導致BSFC(圖28)產生不希望的增加并且也會改變發動機換氣(圖27)。
申請人已經確定在低的進氣溫度時為了燃燒需要非常高的壓縮比。例如，已經發現在進氣溫度處于0，20和40°F時，當相應的壓縮比分別低于35，33和30時不會產生燃燒。在熱的工況下，理想的壓縮比是大約15，這意味著為了覆蓋這些工況，需要大約20個壓縮比的變化量。由于在這些工況下需要非常高的壓縮比，則峰值氣缸壓力也非常高，有時高于200bar。因此在冷的工況下，進氣加熱和/或其他的啟動方法比只改變壓縮比可能是更實用的。此外，保持低的壓縮比將允許在到達峰值氣缸壓力極限之前獲得一高的GIMEP。
控制溫度的另一種方法是將水引入進氣歧管或直接引入氣缸中。申請人已經顯示出當進氣空氣中的氮完全被水取代時，由于分離的原因，該水將可導致產生低的火焰溫度(比205K更低)。此外，在申請人的研究中，點火遲后稍稍增加一點(0.04毫秒)，則峰值反應速率降低大約50％。此外，當水被加入進氣歧管中，即對水進行熏蒸時，其化學作用盡管小，但仍可稍稍推遲SOC。然而，因液體蒸發成蒸汽，因此液態水噴射入進氣歧管可有效地冷卻進氣歧管。因此，如圖30所示，IMT和TDC溫度可明顯降低。噴射水對TDC溫度的作用主要原因是IMT降低，而不是比熱比的變化。對IMT的作用可看作一上限。
應該注意申請人已經顯示出不需要使對活塞14(圖1a)的熱作用反向，PCCI也可得到維持。即使PCCI燃燒的爆燃強度大小比火花點火發動機中所遇到的安全水平高10-20倍，鋁和鋼制成的各活塞的溫度也不會到達過度的水平。在申請人的優化實施例中，在PCCI燃燒中，自點火產生的溫度遠低于火花點火發動機中遇到的溫度，原因就是在申請人的優化實施例中，PCCI燃燒是在極稀薄的條件下進行的。
壓力控制借助于控制燃燒室中的壓力也可控制該SOC。控制缸內壓力的一個方法是使用一壓縮比改變裝置來改變燃燒室內的壓力。盡管改變壓縮比可最終改變充量的壓力和溫度，但壓力是直接改變的。壓縮比增加會增加TDC處的壓力，降低壓縮比將降低TDC處的壓力。申請人已經顯示出增加缸內壓力可使燃燒起燃提前，缸內壓力降低可使SOC推遲。與溫度控制相關的下述任何壓縮比改變裝置都可使用。
控制缸內壓力的一第二方法是改變進氣歧管或增壓壓力(IMP)。已經顯示出SOC的正時是壓力的一個函數。申請人已經確定出IMP的變化對燃燒和發動機運行的影響。用于對發動機進行一研究的發動機工況是1200RPM，355.7K＜IMT＜357.4K，0.256＜Φ＜0.263。IMP是變化的。維持這些工況同時使IMP增加要求增加空氣流和燃料流。圖31a和31b表示在以曲柄轉角和時間量度的范圍內，隨著IMP增加放熱持續期縮短。圖31d表示隨著IMP增加，SOC提前。圖31c表示另一個研究的結果，其中清楚地說明了增壓壓力增加明顯使廢熱過程提前。圖31e表示隨著IMP增加FSHC排放降低，說明燃燒更完全。圖31f表示隨著IMP增加，GIMEP也增加，其主要是因為燃燒更完全產生的增加，在很少部分是因為燃料增加的原因。圖31g表示隨著IMP增加，總指示熱效率增加，其中部分是因為完全燃燒形成的。圖31h表示隨著IMP增加，FSCO排放降低，這明顯是因為更完全燃燒的原因。圖31i表示FSNOx排放沒有明顯受到IMP的影響。圖31j表示GIMEP的變化系數(COV)隨IMP的增加而降低。圖31k表示PCP隨IMP的增加而增加。圖31l表示估算的噪音隨IMP的增加而增加。圖31m表示隨著IMP的增加，在GIMEP方面較小的收獲會引起在PCP方面較大的上升。這種效果是因為隨著IMP增加而使SOC發生提前的原因。
進行的一個研究是改變壓縮沖程的下死點(BDC)處的壓力。該研究是在下列情況下進行的，即壓縮比為14.5∶1，發動機轉速為1200rpm，下死點處的壓縮溫度為389K，當量比為0.3285，并且沒有熱傳遞。所使用的燃油是丙烷，并且下死點處的溫度變化而所有其他參數為常數。這個研究清楚地顯示出下死點處的壓力越增加，SOC越提前。此外，如果下死點壓力小于1.75bar，則不到燃油能量的10％可被釋放出來，如果下死點壓力大于P＝1.75bar，則幾乎所有的燃料能量都可釋放出來。這就說明了燃燒對壓力變化存在高度的敏感性。在極低的壓力處，極少的燃料燃燒，導致高的FSHC排放。由于在這些低壓處沒有燃料燃燒，因此沒有一氧化碳產生。隨著壓力增加(同時IMT保持不變)，可使更高百分數的燃料燃燒，這就導致降低一氧化碳產物并使FSHC降低。在某個關鍵壓力上，所有燃料都可完全燃燒，從而導致產生極低的FSHC和FSCO排放。此外，下死點處極小的壓力變化導致峰值氣缸溫度(PCT)變化極大。模擬結果說明了在低峰值循環壓力處(PCP)，燃料不燃燒。因此，壓力在等熵壓縮處最大。隨著壓力增加，更高百分數的燃料能量被釋放，使氣缸壓力上升，高于該等熵壓縮壓力。隨著壓力進一步增加，燃料的全部能量被釋放出來，從而因等熵作用進一步增加壓力，使該PCP提高。
很清楚，改變IMP是一個控制SOC和放熱持續期的有效方法。IMP增加趨向于使SOC提前，同時縮短放熱持續期。相似地，IMP降低趨向于使SOC推遲，同時增加放熱持續期。在一種典型的應用中，即在一常數扭矩工況下，燃料流量實際上為常數，增壓壓力增加，使燃燒起燃提前，或降低增壓壓力，使燃燒起燃推遲。例如，可采用一個諸如由一發動機輸出功率或電動壓縮機驅動的空氣壓縮機，一渦輪增壓器，一增壓器。對一個給定的功率大小來說，也即對一給定的燃料流量來說，明顯存在一個優化的進氣壓力和溫度。在極低的負荷處，理想的是用一個節流閥53(圖1a)按與在電流產生電火花點火的發動機中控制進氣壓力相同的方式控制進氣歧管壓力。當控制一臺多種方式的PCCI發動機時，也可將節流閥53用在如下所述的火花點火方式中。當然，替換地，一節流閥也可設置于該進氣系統中其他位置，例如設置于進氣歧管中。
如上所述，申請人已經說明了用可變的IMT控制一PCCI發動機中SOC的能力。越來越清楚的是在高負荷處可希望獲得一低壓縮比，在低負荷處可希望獲得一高壓縮比(CR)。根據各負荷工況，本發明的一個實施例使用被動變化的壓縮比(VCR)來改變CR。也可采用任何常規的被動可變壓縮比(VCR)系統。采用被動VCR相對主動VCR的優點是簡潔且成本低。在該實施例中，SOC是通過某些象可變的IMT或增加臭氧氣的措施來控制的。該被動的VCR系統在低負荷(當氣缸壓力低時)處自動運動到高壓縮比，并且在高負荷(當氣缸壓力低時)處自動運動到低壓縮比。
該系統的優點還在于具有一個寬的運行范圍。低的CR允許發動機以更高的BMEP運行，但不超過氣缸壓力極限值。高的CR使發動機更容易啟動并在低負荷下運行，同時仍可使燃燒的起燃保持在最佳正時處。其他人已經建議采用被動的VCR來限制氣缸壓力，但在PCCI發動機中沒有與主動的SOC控制相結合。
在過去，采用PCCI燃燒的發動機不可能具有與當前柴油機產生的總指示平均有效壓力一樣高的總指示平均有效壓力。由于PCCI發動機的燃燒持續期非常短，因此該PCCI過程對低速(＜2000rmp)發動機來說基本上是一個等容過程，如圖55所示，其中示出了一個具有近似等容燃燒的PCCI發動機的log(P)相對log(V)的對數曲線。
在本發明的另一實施例中，在燃燒過程中增加一等壓部分。該增加的等壓加熱發生在發動機的峰值氣缸壓力極限值之下。追加熱量的等壓部分是由一種類似于現代的柴油機運行方式的受控速率燃料直接噴射來實現的。該直接噴射的燃料可以是與預混合燃料相同的或不同的燃料，例如柴油，汽油，天然氣等。這樣就產生了圖56所示的log(P)相對log(V)的對數曲線。PCCI燃燒基本上不產生NOx排放。因燃料直接噴射而產生的燃燒，將以一個相似于在一個帶有高EGR率的柴油機中燃燒過程的擴散燃燒部分產生的速率的速率產生NOx排放。由于燃燒室溫度因PCCI燃燒已經很高了，因此直接噴射的燃油具有極短的點火遲燃期。這也會導致低的NOx排放。PCCI燃燒和燃料的等壓燃燒都產生動力，但PCCI燃燒幾乎不產生或產生很少的NOx排放。因此，這種循環的FSNOx排放和制動的單位NOx排放都某些低于柴油運行的排放。相似地，對該實施例所建議的循環來說，由于PCCI燃燒不產生碳粒，因此產生的碳粒也比一柴油機的低。
該實施例的循環可利用例如一個化油器，一節流體，一氣道燃料噴射器，或一個將燃料在進氣閥大約關閉(IVC)處或之前直接噴射的噴射器使燃料與空氣混合從而獲得一種大致均勻的混合氣狀態來實現。將該充量壓縮直到產生自點火燃燒(PCCI燃燒)。當氣缸壓力開始下降時，開始直接噴射燃料。可用一個傳感器來檢測，或用一種預測方法，例如查表來預測燃燒室中的壓力降。控制噴射速率，從而使等壓的氣缸壓力保持在或低于發動機的峰值氣缸壓力極限值。燃料的直接噴射很早就結束，足以形成低的碳粒產物。膨脹是按近似等熵的方式進行的，直到排氣閥在下死點附近開啟為止。從PCCI燃燒中產生的能量的百分比可變化，從而使NOx排放和碳粒排放最少，而效率和GIMEP最大。這個方法對改善發動機的瞬態響應是特別有效的。
圖57表示本發明實施例的通用發動機布置，其包括一傳感器122，燃料直接噴射器124，氣道燃料噴射器126，化油器128和火花塞131。該發動機可按不同的方式啟動，其啟動方式包括采用燃料直接噴射加壓縮點火；燃料直接噴射加火花點火；氣道燃料噴射加火花點火；或按PCCI方式直接啟動。控制器對噴射的燃料量，燃料噴射速率和直接噴射過程的正時這些參數的一個或多個進行控制。此外，控制器還控制在PCCI燃燒過程中燃料燃燒的百分比。由于在燃燒的等壓部分中充量的體積是增加的，因此充量的整體溫度必須增加。這個溫度增加可幫助降低通常產生于PCCI燃燒中的CO和HC排放。
空/燃混合氣自點火性用于控制燃燒起燃和持續期的另一個戰略是改變空/燃混合氣的自點火性。空/燃混合氣的自點火性可借助于將一種氣體，例如空氣，氧，氮，臭氧，二氧化碳，廢氣等噴入空氣或空/燃混合氣中，或者噴入進氣系統中，例如最好是利用例如噴射器42噴入氣道中或用例如噴射器40直接噴入氣缸中進行控制。從而對燃燒起燃和燃燒持續期提供控制。
申請人已經考察了將反應組分加入空/燃混合氣中對燃燒過程的影響。一個研究是在下列條件下進行的，即當量比為0.3，下死點處的溫度為389K，下死點處的壓力為3bar，燃料為丙烷，壓縮比是14.5，發動機轉速為1800rpm。所用的發動機幾何形狀是一臺Cummins C系列發動機。在任何情況下，氮，氧和燃料的摩爾分數是常數，分別為0.771，0.216和0.0123。添加的反應組分的摩爾分數在任何情況下都是0.000411。被考察的反應組分是H2，H2O2，OH，CO，O，HO2，H和O3。圖32表示溫度與曲柄轉角的關系。盡管CO和H2使SOC提前的角度小于0.5度曲柄轉角，但所有其他組分可明顯使SOC提前，而O3(臭氧)使SOC變化最大。因此低濃度的最普通的原子團可使SOC產生顯著的變化。
因此，申請人已經確定額外添加極少量的臭氧可使SOC提前的量顯著增加。申請人還已經顯示出實質上所有的臭氧都由燃燒過程消耗，并且SOC的變化隨著添加的臭氧量的增加而減少。特別是，圖33表示添加的臭氧對SOC提前的影響。溫度的增加表示燃燒過程起燃。申請人的研究已經進一步表明在以天然氣，丙烷和柴油為燃料的PCCI發動機及HCCI發動機中，臭氧可用來使SOC提前。由于臭氧在使SOC提前這方面對很寬的燃料范圍都有效，因此申請人希望它對汽油和乙醇以及其他碳氫燃料，包括氧化燃料具有相似的效果。當臭氧添加到常規柴油機的進氣中時，申請人還已經觀測到只有很小的作用。
假設添加的臭氧對SOC具有顯著的效果，則臭氧可按幾種方式用于有效地控制一PCCI發動機中的燃燒。第一，借助于將不同量的臭氧O3添加到進氣道中，則一個，幾個或所有氣缸的SOC可進行調節。第二，將臭氧添加到進氣中可用作PCCI和柴油發動機的冷啟動輔助措施。第三，將臭氧添加到一發動機廢氣中可使一催化劑提前點火，因此可顯著降低帶有催化劑的火花點火發動機的冷啟動排放。臭氧O3通過一簡單的電化學反應器可“在運載工具上”產生。臭氧發生器是可在商業上獲得的。此外，一柴油機的點火遲燃期可借助于將臭氧添加到進氣中而減少。這就會降低預混合燃燒的百分比，這就會降低NOx排放和噪音。
申請人已經顯示出臭氧可用于改善一臺以丙烷運行的PCCI發動機的的自點火性。人們希望將臭氧添加到一稀薄燃燒的火花點火(SI)發動機的進氣中可明顯加寬稀薄極限。由于更稀薄的燃燒可降低NOx排放，因此這個效果是很有利的。通過添加臭氧使稀薄SI燃燒加速，可改善BSFC NOx折衷方案。這個BSFC NOx折衷方案也可由更高的有效膨脹比改善。申請人相信臭氧可增加稀薄燃燒極限，因為在稀薄極限附近，火焰前鋒的燃燒過程只能使反應劑加熱到足以使其點火的溫度。利用臭氧降低的自點火溫度可使稀薄燃燒極限加寬。
申請人已經顯示出增加氧的濃度可使SOC提前。由于進氣充量的富氧只能稍稍使SOC提前，并且隨著進口氧濃度的增加，一臭氧出口處的臭氧百分數增加，臭氧可用于與富氧一起進一步使SOC提前。借助于采用分離膜或其他裝置可獲得富氧。此外，臭氧也可用于與一催化劑結合，從而從一PCCI發動機或一常規的火花點火發動機或一柴油機中減少UHC排放。在這種情況下，臭氧用于添加到使排氣溫度增加的熱廢氣中，從而加強催化效果。此外，如果臭氧在透平進口前添加，則可增加透平進口溫度，從而便于空氣處理。
如果產生這樣的結果，則臭氧可有效地用作柴油機的輔助啟動。一發動機可借助于將一些燃料非常早地(這一點利用一公共管路系統是很容易做到的)噴射來啟動。臭氧被添加到進氣中或在進氣沖程和/或壓縮沖程期間在氣缸中產生，從而允許早(大約60°BTDC-或甚至更早)噴射的燃料非常容易地點火。然后，更多的燃料可在TDC附近噴射(噴入熱的燃燒產物中)，在此它可容易地點火。由于提早噴射的燃料量是一個合理的少量，因此它點火太早也沒有關系，因為它沒有足夠的燃料來使缸內壓力過分地上升。因此，不需要專門的SOC控制系統。
利用臭氧幫助改善柴油的冷啟動需要一個柴油導流噴射器。對一臺車輛用火花點火發動機，臭氧可添加到廢氣中或排氣閥剛剛開啟的氣缸中，從而增加排氣的溫度。臭氧分解成O2和O；該O增加了放熱反應的反應速率，從而增加排氣溫度。這將可幫助使催化劑加熱，因此降低在冷啟動條件下未燃燒的碳氫化合物的量。臭氧也可添加到一發動機的廢氣中，從而增加導致Nox排放降低的O原子的濃度。請注意O原子存在于系列擴展的Zeldovich機理中。
自由氧原子在NO分子式的擴展Zeldovich機理中起到關鍵作用。
在從PCCI方式過渡到SI方式中和相反的過程中，臭氧將幫助這種過渡。例如一臺發動機按PCCI方式運行，處于低負荷下。處于用于控制SOC。添加到處于量等效于IMT的顯著變化。為了轉換到SI方式，關掉臭氧。因此，該IMT太低，不能產生自點火。可能借助于氣口或直接噴射使當量比增加，從而足以維持穩定的火花點火運行。然后火花塞在合適的位置點火。
盡管增加氧濃度可使SOC提前，但申請人已經確定從20.7％-21.65％的富氧將只能SOC提前不到1度曲柄轉角。，而20.7％-23.7％的富氧將使SOC提前1.5度曲柄轉角。因此，借助于改變進氣空氣中的氧的濃度只能在極為有限的范圍內控制燃燒。這一點可借助于將氧(或富氧混合氣)添加到進氣中或借助于選擇將氮從進氣(例如用一分離膜)中去除來實現。申請人也已經顯示出在1800rpm時，氮在進氣充量中的百分比從78.6％增加到80.6％導致SOC推遲不到2度曲柄轉角。還要注意到在新鮮充量中相同量的氮增加可使FSNOx從每公斤燃料的0.144降低到0.048克的NOx。
改變氧對燃燒過程的作用的另一種方法是用EGR稀釋混合氣。在一個研究中，從排氣歧管到壓氣機進口對一發動機EGR系統進行探測。由于該EGR是混合在后冷卻器的上游，在該研究中，控制該后冷卻器出口溫度并使之固定，則EGR將對SOC處的溫度沒有明顯的影響。在這個研究中，燃料流動速率和進氣歧管溫度保持恒定。隨著EGR率的增加，排氣歧管壓力降低，這又轉過來使該渦輪增壓器的空氣流率降低。燃料流動速率保持為常數，所以新鮮空氣的當量比增加。盡管當量比增加，但SOC隨EGR率增加而推遲，其直接原因可能是該EGR稀釋的效果。如所希望的那樣，SOC隨EGR率增加而推遲。然而，當EGR率增加時，CO和HC排放也增加。此外，隨著EGR率增加，各氣缸之間的SOC分布增加。在一個相似的研究中，借助于調節IMT使SOC保持不變。當EGR率增加時，排氣歧管壓力降低，這又轉過來使空氣流率降低。燃料流動速率保持為常數，因此使當量比增加。另外，當EGR率從大約7％增加到13％的EGR時，則氣缸對氣缸的SOC變化存在一顯著的上升。最終，當EGR率增加時，為了使SOC維持為常數，需要一更高的IMT。這個要求是因為增加的EGR對進氣空氣的稀釋作用。
另一個用于改變空/燃混合氣的自點火性來控制SOC和燃燒持續期的技術，是借助于例如提供具有不同的辛烷，甲烷或辛烷值的兩種或多種燃料來改變充量的辛烷，甲烷或辛烷值。燃料供給在各燃料之間可進行可選擇的切換，或者各種燃料可混合起來。這個技術可使燃燒過程推遲或提前。例如，一種可容易地自點火的燃料(低辛烷值或甲烷值，或高辛烷值的)可被控制與一種不容易自點火的燃料(或可用一種高溫點火的燃料和一種低溫點火的燃料)混合，從而可借助于改變在燃燒過程中存在于燃燒室中的各燃料的比例對點火正時和燃燒速率進行直接控制。如圖34所示，丙烷，辛烷和庚烷對SOC具有明顯不同的作用。借助于使用一燃料添加劑，例如一控制量的丙烷，乙烷或諸如發動機潤滑油之類的其他碳氫化合物可獲得相同的效果，即改變燃料的自點火性，從而使燃燒起燃推遲或提前。當然，任何改變燃料的辛烷值/甲烷值或燃料的活性能量的方法都可用來使燃燒推遲/提前。申請人已經確定燃燒的起燃對辛烷值具有明顯的敏感性。這個作用與進氣歧管溫度是不相關的。此外，在一個研究中，辛烷值從80增加到100燃燒起燃推遲大約7°。
在一多缸PCCI發動機中，獲得在單個氣缸中的燃燒期間的動力學控制是獲得燃燒改善的關鍵。如上所述，由于許多氣體/流體，例如燃料，臭氧，潤滑油，水等等都對燃燒的SOC和/或燃燒率具有明顯的影響，因此這些添加劑可有效地用來使一臺按PCCI原理運行的多缸發動機的各氣缸之間保持平衡。例如，借助于將一種液體或氣體稀釋劑，例如一種不起反應的燃料，水，未冷卻的或冷卻的廢氣產物，空氣和/或氮，噴入進氣空氣中或直接噴入氣缸內的充量中，可使SOC推遲。此外，借助于將例如一種更容易起反應的燃料，臭氧，潤滑油和/或氧噴入充量中，可使SOC提前。圖1b示出了一個使液體多缸發動機的各氣缸之間的燃燒保持平衡的系統。該系統在發動機中采用燃料的氣道噴射，某個氣缸具體兩種類型的供給裝置-供給裝置32用于噴射液體燃料，供給裝置34用于噴射氣體燃料。盡管供給裝置32和34在圖中示出是將燃料供給單個通道中，從而輸送到進氣道中，但該供給裝置可包括在不同位置處連接到進氣道上的各個分離通道。借助于液體燃料的蒸發熱量，液體燃料可降低進氣充量的溫度。壓縮沖程的TDC處的溫度，也即SOC可借助于液體燃料相對氣體燃料的量的變化控制。此外，它將不在乎液體是否在氣道或壓縮期間蒸發。氣體燃料和液體燃料可以是處于不同狀態的相同燃料，例如丙烷，或不同的燃料，例如天然氣和液體汽油，象二氫吲哚之類。重要的是氣道噴射系統在各氣缸之間具有良好的分離，并且后續(定時于進氣過程)的噴射也可能是需要的。在運行期間，“熄火”的氣缸將供給更多的汽油，而“過熱”的氣缸將供給更多的液體。這個方法可用來獲得大約20度的溫度差。一個供給裝置供給的是一種潤滑油或臭氧，其他供給裝置供給的是一種具有高的抗點火性的燃料，例如高辛烷值燃料，從而借助于改變添加到混合氣中潤滑油或臭氧的量可有效地控制SOC。此外，利用發動機的潤滑油供給裝置，或利用在發動機運行期間由發動機產生的臭氧，可避免額外提供燃料/添加劑。
當量比申請人已經顯示出可用于有效地控制該SOC和燃燒持續期或放熱率的另一個控制變量是燃/空混合氣的當量比Φ。當量比等于燃/空比被化學當量燃/空比除(如果Φ＜1，燃料不夠，如果Φ＞1，則燃料過剩)。由于快速燃燒導致高的噪音，低的排放和高的峰值氣缸壓力，因此在PCCI發動機中燃燒速度需要降低。如果在點火處或附近，在整個空/燃充量中可獲得不同的溫度和/或當量比，則最終的燃燒率將可能降低，因此可較好地延長燃燒持續期。借助于增加流到氣缸中燃料流而不需要相應的進氣流增加或進氣流降低就可使當量比增加。借助于降低流到氣缸中的燃料流而不需要相應的進氣流降低或進氣流增加就可使當量比降低。輸送到一氣缸的燃料量的變化可借助于按公知的方式控制燃料控制閥39，41和/或噴射器35，36的運行來改變。空氣流量的改變可利用例如可變地控制壓氣機24來改變增壓壓力來獲得。
為了測試當量比的下極限，申請人對該發動機進行研究，以便確定是否可利用一種極低的稀薄混合氣獲得可接受的PCCI燃燒。結果說明在一極低的稀薄當量比，即0.05時，可獲得非常穩定的燃燒，同時獲得大約30度的放熱持續期。此外，如圖35和36所示，各個結果顯示出當當量比增加，即空/燃混合氣變濃時，燃燒起燃提前，顯示放熱持續期降低。如圖37所示，申請人已經清楚地顯示出氣缸溫度增加的地方表示放熱過程。此外，參見圖38，隨著當量比降低，即空/燃混合氣變稀薄，則顯示放熱持續期變長。此外，申請人已經顯示出對一臺四沖程發動機來說，隨著當量比變濃，峰值氣缸壓力和GIMEP都增加。對一臺兩沖程發動機來說，申請人已經確定隨著當量比增加，GIMEP增加。
所進行的各種研究的目的是為了研究當量比對燃料在PCCI燃燒中燃燒的量的影響。各個結果顯示出當當量比變濃時，燃料能量的百分比隨著顯示放熱的增加而首先增加，然后穩定于80％的水平。由于熱傳遞的原因，這個數值永遠不可能達到100％。對于排放來說，當當量比變濃時，燃料的單位碳氫化合物排放降低。此外，當當量比變濃時，平均噪音水平增加，并且GIMEP增加。當當量比變得更濃時，平均爆燃強度增加。隨著當量比進一步變濃，當由GIMEP的變化系數(COV)量度時，循環對循環的燃燒變化通常下降。實際上，在研究的條件下，GIMEP的COV處于穩定燃燒的極限(在這種情況下定義為5％)之下，此處，在該極限之上的COV說明穩定性是不能接受的。
進行的研究確定當量比的變化對PCCI燃燒的熱效率具有影響。一當量比的研究是在與下列各參數配合的情況下進行的速度，IMT，IMP，發動機潤滑油溫度及發動機水溫。當空氣流量為常數但增加流到發動機的燃料流量時，當量比增加。當燃料流增加并且當量比變濃時，總指示熱效率先增加，然后處于穩定。隨著燃料流增加，因為更多的燃料燃燒，因此發動機輸出功增加。在稀薄當量比時，相當多的燃料量沒有燃燒。在濃的當量比時，燃燒的燃料量的百分比穩定在如上所述的水平上，并且總指示熱效率變得穩定，因為發動機輸出的增加是由額外輸入的燃料補償的。
此外，一個發動機研究是以從壓縮沖程的下死點到膨脹沖程的下死點運行的發動機循環進行的。進行該研究的發動機壓縮比為14.5∶1，發動機轉速為1200rpm，下死點的壓縮溫度為389K，下死點的壓力是4.31bar，并且沒有熱傳遞。所用的燃料是丙烷。當量比改變，但所有其他參數不變。已經發現當當量比下降0.15時，釋放的能量百分數逐漸變小。這個數據說明對給定的溫度和壓力來說，完全燃燒的混合氣的當量比存在一個下極限。此外，顯示出當當量比下降0.15時，FSCO排放非常高。這個數據說明在該溫度和壓力用的這些低當量比處，只有少量的燃料完全燃燒。此外，隨著當量比從0.05-0.4的變化，FSHC稍稍降低。因此，不管當量比如何，大部分燃料都發生反應。還顯示出隨著當量比增加，SOC提前。該研究顯示出隨著當量比增加，峰值氣缸溫度逐漸增加，表示釋放的能量增加。隨著當量比增加，峰值氣缸壓力增加，表示釋放的能量增加。當當量比大于或等于0.18時，實際上所有的能量被釋放，從而導致PCP隨著當量比的增加而呈線性增加。
申請人已經確定如果IMP和IMT足夠低，以致于可防止超過峰值氣缸壓力極限，則盡管不必是理想的，但可能的是在非常濃的當量比，例如是5時仍可保持PCCI燃燒。要啟動一臺在這種濃當量比時為了使氣缸壓力保持較低而需要的低增壓壓力和IMT水平的發動機，這是困難的。非常提前的放熱，嚴重的敲缸和粗暴的燃燒使發動機在這些條件下運行是很不理想的。用于使SOC推遲的低壓縮比可對這些方面進行改進。
此外，借助于改變充量分層的水平，可改變溫度和當量比分布，從而可控制燃燒速率和/或燃燒起燃。一輔助燃燒室可以是一個用來獲得理想的分層的機構，因此對燃燒起燃過程可進行更好的控制。例如，可采用各種用在具有非直接噴射(IDI)的小型發動機和采用天然氣的大型火花點火發動機上的典型的常規的輔助燃燒室設計。
為了使優化的PCCI燃燒能在理想的稀薄條件下進行，必須將實質性空氣流提供給進氣歧管。一個渦輪增壓器可為一多缸PCCI發動機提供所需要的空氣流。申請人的原始目標是使當量比達到0.4或更稀薄。參見圖39，申請人已經顯示出在比0.29的當量比更稀薄的條件下運行可能會不符合可獲得的渦輪增壓器的壓縮比極限的要求。申請人確定在稀薄當量比時，透平的壓力比是非常高的。因此，排氣歧管壓力非常高，從而需要大的BSFC代價。由于PCCI燃燒產生相對較冷的排氣溫度，故需要非常小的透平殼體，這會導致高的排氣歧管壓力。
申請人已經確定在比原始目標稍稍稀薄一點的條件下運行是較理想的。如圖40所示，在當量比小于0.4時，用一小的透平殼體來降低壓縮比和排氣歧管壓力比，但需要付出高的BSFC代價。圖41和42表示更高的PMEP損失，同時帶有更小的透平殼體和更高的BSFC。此外，利用更小的透平殼體，則轉子速度將高許多，實際上接近轉子速度極限，如圖43所示(轉子速度極限范圍為120-125Krpm)。申請人發現對所使用的透平大小來說，由于因高背壓和達到轉子的速度極限而產生的損失，存在一個低極限。
為了回避高背壓并且轉子速度限制空氣流的問題，一種可能的解決方案是用一機械驅動的增壓器和一渦輪增壓器結合。該增壓器設置于壓氣機的上游，所以透平承受較小的用于產生增壓壓力的負荷。因該增壓器吸收軸功，因此一些BSFC代價應該付出；然而，這個BSFC代價比非常小的透平付出的非常高的代價下一些。由于增壓器是從軸上機械地驅動的，因此獲得理想的空氣流沒有任何困難。然后，透平的尺寸可做得更大，并且不會接近極限速度也不會具有極高的背壓。
申請人還已經確定出發動機速度對SOC的作用。自點火的時間依耐于溫度和壓力變化過程。借助于改變發動機轉速，這些過程改變。借助于使發動機速度降低可使燃燒過程提前，借助于使發動機速度上升可使燃燒過程推遲。具體地說，發動機速度增加75％，即從1000增加到1750，將導致燃燒起燃壓力增加1.5％，燃燒起燃溫度增加2.8％。此外，發動機速度增加75％將使放熱率持續期降低0.81ms(只降低23％)，這對應于放熱持續期增加1.7度曲柄轉角(只增加8％)。如果發動機速度對SOC和放熱的影響是最小的，并且在許多實際發動機應用中不能有效地改變發動機速度，則發動機速度不能作為一個可有效地控制燃燒的變量。然而，發動機速度可用來提供對燃燒過程進行某種程度的控制的一個示例是用在發動機驅動一個發電機或交流發電機的應用場合中。
如上所述，前述各變量用來控制SOC和燃燒持續期，以便獲得優化的PCCI燃燒。高效且優化的燃燒的一個關鍵效果是降低排放。申請人已經顯示出一PCCI發動機可獲得遠比申請人曾經說明的并使用柴油和天然氣的發動機的任何其他NOx排放更好的NOx排放水平。并且遠低于圖44所示的更進一步的排放標準。
申請人還已經確定了各控制變量和其他因素對一PCCI發動機的排放的作用。發動機速度對NOx排放量幾乎不存在作用。盡管發動機速度增加75％使FSNOx增加三倍，但產生的NOx排放水平仍然是極低的。此外，當當量比變濃時，通常燃料的單位NOx增加，但仍然保持在極低的水平。參見圖45，申請人已經確定發動機速度似乎對FSCO和FSHC排放的影響更明顯。如圖所示，在某一臨界速度之下，實質上所有的燃料都燃燒，因此FSCO和FSHC都很低。剛剛高于該臨界速度，燃料部分燃燒，導致高的FSCO排放。當發動機速度繼續增加，燃料燃燒的百分比繼續降低，導致FSCO排放更低。這些排放也隨BDC處的溫度變化而變化。參見圖46，在非常低的溫度時，極少的燃料燃燒，從而導致高的FSHC排放。由于在這樣低的溫度下沒有燃料燃燒，因此沒有一氧化碳產生。當溫度增加時，一更高百分比的燃料進行燃燒，這就會導致增加一氧化碳和FSHC的形成。最終，在高于某一臨界溫度時，所有燃料完全燃燒，從而導致極低的FSHC和FSCO。實質上，如圖47所示，申請人已經顯示出所有燃燒火焰端部溫度高于1600K的數據點都具有可接受的CO排放。已經顯示出高溫和氫氧根(OH)對CO的理想氧化是很關鍵的。重要的是，當當量比變濃時，燃料的單位CO降低，而廢氣中的CO2濃度增加。在一個研究中，在當量比＜0.2的情況下測取的所有數據點的CO排放都好于EPA(環境保護局)的CO極限。
當當量比變得更濃時，燃料的單位HC排放降低。很清楚，由于降低未燃燒碳氫化合物對一PCCI發動機的商業可靠性是關鍵，因此對一PCCI發動機來說，降低未燃燒的碳氫化合物(UHC)是關注的焦點。申請人已經確定UHC和CO是在形成燃燒室的各部件之間的小間隙處形成的，例如在活塞和氣缸套之間活塞的頂環上的間隙中；在氣缸頭和氣缸套之間的間隙中；和在安裝在氣缸頭中的各部件周圍的間隙中形成的。各間隙阻止處于其中的混合氣體積達到為了使HC燃燒并使CO氧化所需要的足夠高的溫度。例如，申請人已經顯示出具有不同間隙體積的相似活塞具有不同的UHC水平。申請人的研究已經顯示出對一PCCI發動機來說降低活塞頂環上的間隙可降低HC和CO排放。對具有相同的壓縮比并且幾何形狀實質上相同的兩個活塞來說，具有更接近活塞頂部的環的活塞具有明顯低的HC和CO排放。具體地說，申請人的研究表明活塞頂環上的間隙從余隙容積的5.6％降低到余隙容積的1.6％時，FSHC降低大約25％，而FSCO排放降低大約40％。
在PCCI發動機中排放降低的原因與一火花點火發動機中排放降低的理由是不同的。在一火花點火發動機中，火焰前鋒不能傳播到一小的間隙中。因此，在一火花點火發動機中，在小間隙中的燃料不能燃燒。在一PCCI發動機中，在該間隙中燃料太冷以致于不能點火。此外，由于在一PCCI發動機中，氣團溫度是低的，則在膨脹沖程期間從該間隙中逸出的燃料與該冷的氣團相遇。因此，原來處于間隙中燃料幾乎不可能達到高到足以產生自點火或完全燃燒的溫度。因此，HC和CO排放保持較高。所以，使間隙體積最小的一燃燒室幾何形狀是極為理想的。
本發明的PCCI發動機可包括幾種使UHC最小的設計的一種。使間隙最小的各個設計導致低的間隙體積；使燃料遠離存在的任何間隙；或使間隙體積中的混合氣進行合適的燃燒。圖48a和48b所述的各種設計最容易在一帶氣口的兩沖程發動機中實施。參見圖48a，在一個實施例中，盡管也可使用分體系統，但其中發動機具有一整體氣缸頭和氣缸套300。正好在活塞頂環302上(在TDC處)，氣缸孔304增大，以便消除活塞308頂岸306周圍的間隙。由于氣缸頭是整體的，沒有氣閥和氣墊等，因此在氣缸頭中沒有間隙。
參見圖48b，使間隙最小的設計的一第二實施例同樣包括一整體氣缸套和氣缸套310。然而，在該實施例中，活塞312具有一個構成活塞頂岸的主動切除部分314，從而加大該頂岸和氣缸套之間的間隙體積316。此時，該間隙是如此地大以致于它在該區域不再使燃燒熄火，從而允許在該體積中的燃料燃燒，故導致UHC降低。圖49示出了另一個實施例，其包括一個形成于發動機氣缸頭322中的杯形體或燃燒室320。該噴油器324設置得使燃料在壓縮沖程早期直接噴入該杯形體320中。由于空氣被推入該杯形體320中，因此燃料不會從該杯形體中排出。當壓縮點火發生后，燃燒產物可通過該杯形體320和主氣缸328之間的相當大的通道或節流口326。由于進入該杯形體的空氣的擾流作用，擾流燃料與空氣形成良好的混合。由于在該杯形體中沒有間隙，并且由于直到燃燒結束后燃料才會離開該杯形體，因此UHC極低。該杯形體上可容易地涂覆一種隔熱涂料以便降低熱損失。
圖50a和50b示出了用于一四沖程發動機的一杯形設計。進排氣閥330繞一氣缸頭334中的一杯形體332設置。如圖50a所示，該杯形體332可直接設置在燃燒室336上，或如圖50b所示，可偏離開，從而使各氣閥330具有更多的可用空間。另一種可能性是在該杯形體中包括一小的輔助閥，以便使燃燒產物更有效地排出該杯形體。這個閥可在主排氣閥開啟之后開啟，所以杯形體中的該輔助排氣閥不會克服一高壓開啟。在這種情況下，輔助排氣閥可以是電動的。這個閥的開閉正時可用來改變殘余廢氣質量組分，這就允許利用該輔助閥對SOC進行控制。此外，如上所述，借助于取消氣缸頭和相關的間隙，可用一對置活塞發動機來大大降低間隙體積。
現在參見圖1a，其中公開了本發明用于降低排放的另一個實施例。具體地說，這個實施例借助于加熱氣缸套49的上部使間隙中的充量氧化來控制UHC和CO。一加熱器51設置在該氣缸套的上部中。該加熱器可以是能有效地產生熱量的任何形式的加熱器，例如一電阻加熱器。當活塞接近TDC時，該加熱器加熱活塞頂環上的間隙中的氣體。這個加熱將使氣體密度變小，從而導致更小的充量組分留在該間隙中。由于加熱的原因，離開該間隙的充量是高溫的，從而增加了充量產生反應并形成CO2而不是CO和UHC的傾向。
此外，可用一電熱塞來加熱燃燒氣體，從而借助于使大部分間隙體積內的氣體燃燒來降低排放。申請人已經確定電熱塞對SOC只存在1輕微的影響。由于在電熱塞接通時SOC只存在輕微的變化，因此似乎電熱塞不會觸發燃燒。更可能的是，當處于一隔板中的電熱塞接通時，它逐漸加熱間隙中的氣體。這個溫度增加足以加速快速燃燒開始，并且可使比沒有電熱塞已經燃燒的燃料更多的燃料燃燒，從而導致GIMEP稍稍增加。
如圖1a和1b所示，本發明的發動機還可作為一多方式的發動機運行，種種發動機根據運行工況或特定用途的要求改變運行方式。例如，該發動機可按只作為一常規柴油機的柴油方式運行，作為一種使柴油在壓縮沖程早期噴入的改進型柴油機方式而不是常規的柴油機方式運行，作為一種用火花塞56(圖1a)點火的火花點火發動機方式運行或作為一PCCI發動機方式運行。這種類型的火花點火/壓縮點火DI(直接噴射)的可變壓縮比發動機提供了一種綜合性能，即排放低，功率密度高并且容易啟動。
根據發動機的當前運行工況/需要的要求，該發動機可在下列不同的方式下運行。
1)，中等壓縮比(10∶1)，提早噴射(燃料在進氣沖程期間或在壓縮沖程的最早期進行噴射)，混合氣近似均勻a)，整體上是稀薄的混合氣，火花點火--允許低的NOx，高的制動平均有效壓力(BMEP)運行，以及中等的BMEP運行。
b)，化學當量比的混合氣，火花點火--允許高的NOx和高的BMEP瞬態運行，以及用一個三元催化劑進行低的NOx運行。
2)，高壓縮比(約15∶1)，提早噴射，混合氣近似均勻，極稀薄(Φ＜0.5)，壓縮點火--允許以極低的NOx，中等的BMEP和低的BMEP運行。
3)，高壓縮比(約15∶1)，推遲噴射，進氣充量分層a)，火花點火--允許中等的NOx，中等的BMEP且未節流的運行，和低的BMEP運行。
b)，壓縮點火--允許中等的NOx，中等的和低的BMEP且未節流的運行。
4)，低壓縮比(約8∶1)提早點火，混合氣近似均勻，火花點火
a)，稀薄燃燒--允許極高的BMEP運行。
b)，化學當量比的燃燒--允許極高的BMEP運行。
5)，中等壓縮比(約10∶1)，推遲噴射，進氣充量分層，火花點火--允許中等NOx，中等和低的BMEP，和高的BMEP運行。
6)，極高的壓縮比(約20∶1)，稀薄燃燒，提早噴射，混合氣近似均勻，壓縮點火--允許發動機按PCCI方式啟動。
此處的關鍵是充分利用可變壓縮比。發動機的啟動在低壓縮比時可用火花點火獲得，然后過渡高壓縮比，稀薄的PCCI運行以便極低NOx。對于不很惡劣(例如不是很冷)的工況來說，發動機可直接利用極高的壓縮比的PCCI運行方式啟動。在低和中等負荷時，當壓縮比調節到保持燃燒的起燃處于優化的曲柄轉角附近時，發動機可按PCCI方式運行。對于高負荷的要求來說，空/燃比可被加濃，壓縮比降低，并且發動機可采用火花點火。為了控制突變，發動機可按推遲噴射方式之一運行，此時可采用濃的空/燃比而對發動機不會有損害。
在一多方式發動機中，ECU20(圖1)的控制戰略是為了控制發動機的各個被控特征，從而使發動機可有效地在不同的方式之間轉換和運行，以便實現不同的目的。例如，多方式發動機可在PCCI方式下獲得低的NOx排放，同時借助于提供高壓縮比或火花點火可加強燃燒穩定性。此外，借助于轉換到一低壓縮比火花點火方式，該發動機在該BMEP時可獲得一高的氣缸壓力。該多方式發動機也可允許穩定燃燒發生在轉換到推遲噴射的方式之后，這就可借助于迅速調節壓縮比來導致產生一進氣充量分層。此外，采用高的壓縮，不需要節流并具有優良的熱效率的PCCI運行和進氣充量分層可有效地控制燃料消耗量。借助于使發動機從PCCI到推遲噴射，使充量分層從而使混合氣突然變濃，這個運行也可改善瞬態響應。借助于在稀薄PCCI或充量分層或低壓縮比，稀薄燃燒或化學當量比條件下的有效運行，該多方式發動機也可有效地使爆燃敲缸和敲缸損壞達到最小。當然，在PCCI運行期間，借助于改變例如如上所述的溫度和/或當量比和/或壓力和/或空/燃混合氣的自點火性，發動機運行可有效地控制燃燒起燃。這種發動機可用不同的燃料，例如汽油或柴油工作。
另一種運行方式是雙噴射方式，其中一提早噴射用于產生PCCI運行所需要的一稀薄充量。然后一個第二的，推遲噴射添加少量可用火花點火或進行壓縮點火從而幫助剩余的燃料進行點火的分層燃料。這種方式類似于柴油導引運行方式，但它只在不同的運行方式之間的過渡期間或在發動機啟動期間才使用。申請人已經研究了柴油導引運行方式對排放的影響。圖51顯示出噴入一臺用丙烷工作的PCCI發動機中的三種不同的柴油導引噴射量的規范化放熱率與曲柄轉角的對比曲線。一0.1％的微-導引噴射導致良好的放熱率位移，同時FSNOx的增加是測量不到的。估計提供燃料能量的3.6％的柴油導引量導致放熱曲線與前述曲線具有實質上相同的形狀。該SOC比0.1％的稍稍更提前一點，但IMT更低，而當量比為常數。此外，在0.1％的情況下，FSNOx排放從0增加到3.9g/kg。最后的曲線表示燃料能量的18％來源于柴油導引的情況的放熱曲線。該放熱率曲線的形狀與帶有一預混合燃燒脈沖和一擴散燃燒區域的古典柴油放熱率曲線相同。此外，與具有更小的柴油導引的情況相比，這種情況的FSNOx(15.3g/kg)和FSHC(478g/kg)都明顯更高。
對于柴油導引噴射來說，隨著從導引中來的燃料能量百分比的增加，燃燒起燃(SOC)提前越多，盡管IMT降低而當量比為常數。這個提早的SOC是因為柴油自點火早于丙烷。隨著導引百分比的增加，則在壓縮沖程期間由該導引量釋放的熱量增加，從而導致在循環早期具有更高的溫度。更高的溫度可使丙烷的化學反應速率增加，從而導致丙烷產生更早的自點火。因此，當使用一極少量的柴油導引或微量導引，最好少于總熱量能量的4％時，可獲得極低的NOx水平和良好的放熱位移。
申請人還已經研究了與PCCI燃燒相關的噪音控制。由PCCI燃燒產生的噪音的水平與爆燃強度相關。因此，隨著爆燃強度降低，噪音也降低。如圖4a，4c和6所示例如借助于使SOC推遲來降低氣缸壓力可實質性地降低爆燃強度，因此降低噪音。本發明的發動機和控制系統借助于避免過高的峰值氣缸壓力可允許連續的PCCI燃燒而噪音最小，同時為了產生高效低排放的PCCI燃燒及理想的功率輸出，使氣缸壓力保持在所需要的大小上。
本發明的控制系統可主動地并且可變化地運行，從而控制混合氣的溫度，壓力，自點火性和當量比，以便確保燃燒過程發生在上死點前20度曲柄轉角和上死點后35度曲柄轉角之間。該控制系統利用燃燒傳感器16，例如壓力傳感器來檢測燃燒起燃的信號或每個氣缸放熱過程的位置的信號來完成這種控制功能。此外，從傳感器16處接受信號的ECU20確定該SOC是否發生在預定的角度范圍內，并確定燃燒持續期是否存在于預定的理想角度范圍內。ECU用來確定優化的SOC的一種常規方法是利用一個可查閱的表。如果SOC和/或燃燒持續期處于預定的角度范圍之外，然后ECU20確定要調節的合適控制變量或各控制變量，并產生和輸送合適的信號22給選擇的控制機構或各控制機構，例如如上所述的空氣冷卻器28，加熱器30，電熱塞44，燃料控制閥39，41，可變壓縮比裝置38等等。當需要使PCCI燃燒起燃的正時最好保持在上死點前20度曲柄轉角和上死點后10度曲柄轉角的范圍內，且燃燒持續期最好保持在5-30度曲柄轉角范圍內時，這些控制變量變化。
申請人已經確定在一冷的發動機中在啟動時，為了觸發并維持PCCI燃燒，必須主動地影響缸內的各個條件，例如溫度和/或壓力。例如，可用加熱器30和/或電熱塞44，和/或用缸壁加熱器51進行缸壁加熱和/或一發動機冷卻劑/潤滑油加熱器來使進氣溫度上升。此外，也可用可變壓縮比裝置38使缸內溫度和壓力增加。用于改善啟動性的另一個有效控制特征是用噴射器42將少量的臭氧添加在提供的進氣空氣中，或用噴射器40噴入氣缸中。替換地或另外地，提供的燃料之一具有高的自點火性，即低辛烷值。此外，在發動機啟動期間，發動機也可不按PCCI方式運行，例如按火花點火方式，雙燃料方式或柴油機方式運行。根據上述原理，對每個控制特征來說，這些控制的一個或組合都是變化的，從而可使PCCI燃燒發生。當發動機啟動時，在發動機整個運行過程中，借助于從傳感器16中接收燃燒數據，例如壓力信號，ECU將對燃燒的起燃和燃燒的持續期進行跟蹤。
一旦發動機加熱后，由于PCCI燃燒對溫度和壓力變化過程的敏感性，燃燒的SOC和持續期將改變。影響溫度和壓力變化過程的許多因素的少量變化，例如燃燒室壁溫，IMT，當量比，IMP等等都會導致明顯改變燃燒的SOC和持續期。在運行期間，利用上述的各種控制機構，按使燃燒的SOC和持續期保持在理想的范圍內的方式，本發明的控制系統可改變一個或多個控制變量，即溫度，壓力，空/燃混合氣的自點火性和/或當量比。例如，申請人已經顯示出如圖8所示，借助于使IMT從184°F增加到195°F，SOC可從上死點后5°提前到上死點前0.5°。申請人還已經顯示出增加使缸內溫度上升的壓縮比CR可使SOC提前。例如圖21表示當當量比為0.35且IMT為380K時，壓縮比從14∶1增加到22∶1可使SOC從上死點后2°提前到上死點前13°。此外，申請人還已經顯示出增加RMF可使充量溫度上升，也可用來使SOC提前。當借助于將排氣閥間隙從0.025”調節到0.046”而增加RMF時，如圖16所示，SOC可從上死點后6.4°提前到上死點后1.7°。無論是從主動加熱元件或者是諸如燃燒室壁之類的熱表面傳遞給充量的熱量也已經顯示出可以使SOC提前。申請人還已經顯示出如圖11所示，利用一個安裝在燃燒室中的電熱塞，當使其斷電后，SOC從上死點后0.6°推遲到上死點后1.5°。如圖9所示，申請人已經確定燃燒室壁溫從400K增加到933K可使SOC從上死點后7°提前到上死點前14°。
對于壓力控制來說，增加IMP可用于使SOC提前。例如圖31c示出了在一單個發動機中，IMP從52psia(磅/英寸2)增加到57psia可使SOC從上死點后3.7°提前到上死點前1.5°。任何影響氣缸壓力的方法，例如改變壓縮比或改變氣閥正時(這兩者都在上面示出了)的方法都可用來控制SOC。
對于當量比來說，如圖38所示，申請人已經確定借助于增加流到發動機中的燃料流量使當量比從0.30增加到0.33可使SOC從上死點后5.5°提前到上死點后2.0°。此外，借助于添加反應組分或者借助于稀釋來改變空/燃混合氣的自點火性也可影響SOC。申請人已經顯示出對圖33所示的情況來說，添加到充量中臭氧量從燃料量0增加到36g/kg具有使SOC從上死點后1°提前到上死點前12.5°的效果。在一個將柴油用在一導引噴射以便觸發一種空氣-丙烷混合氣的SOC的研究中，所用的導引量對SOC存在影響。例如，當導引量從總燃料能量的大約0.1％增加到18％時，SOC從上死點后2°提前到上死點前10°。在一個研究中，EGR用作一稀釋劑使SOC推遲，同時利用一后冷卻器使IMT保持為常數。如圖17所示，當EGR率從2.9％增加到8.0％時，SOC從上死點后1.2°推遲到上死點后4.2°。上申請人已經顯示出例如借助于增加辛烷值來增加空/燃混合氣的自點火阻力可用來使SOC推遲。此外，申請人已經顯示出當辛烷值從80增加到100時，對IMT脈沖再熱溫度為311K的情況來說，SOC從上死點前14°推遲到上死點前7°。
當然，如果需要，這些控制變量的任一個都可沿與上述示例中相反的反向進行調節，從而獲得對SOC相反的效果。例如，不采用使IMT增加來使SOC提前，而采用使IMT降低來使SOC推遲。此外，隨著為了保持理想的SOC的需要，這些變量的變化大小也可增加或減小。
申請人已經顯示出借助于改變不同的參數可影響燃燒或放熱持續期。隨著SOC推遲，放熱持續期增加。例如，圖8示出了隨著借助于使IMT從195°F降低到184°F而使SOC推遲，放熱持續期從大約6度增加到大約24度。相似地，當量比增加會使放熱持續期降低。申請人還相信溫度增加及充量的當量比分層將使放熱持續期增加。然而，如果溫度測量或當量比分層測量都很困難，則需要做更多的工作來確定分層程度的數量值。
當然，如果SOC和放熱持續期之間的關系確定了，則任何使SOC推遲的控制戰略也都會使持續期增加。借助于使SOC和燃燒持續期保持在理想的范圍內，同時控制當量比以便保證達到稀薄燃燒的條件，該控制系統可使NOx排放最小。此外，該發動機設計借助于使氣缸中的各個間隙最小化也可降低UHC和CO，從而如圖48a-50b所示使未燃燒氣體最小。
在運行期間，借助于改變如上所述的用于控制SOC的任何控制變量可實現圖1b所示發動機的各氣缸之間的燃燒過程平衡。ECU20將由每個氣缸用的傳感器16提供的SOC和燃燒持續期數據進行比較。當該數據表明一個或多個氣缸的SOC和/或燃燒持續期發生在預定角度之外時，該ECU將確定對給定的工況最有效的合適控制變量或各控制變量，并產生一個控制該控制變量的信號，從而對該SOC和/或燃燒持續期進行調節，以致于使它們處于理想的范圍內。申請人已經確定氣缸平衡最好可由下列方法獲得即控制當量比，將臭氧添加到混合氣中，控制與每個氣缸進氣道相關的各個獨立的加熱器，用裝置38改變壓縮比或改變氣閥定時，通過導引噴射或氣道燃料噴射添加潤滑油，氣道噴射水和/或上述任何其他的用于改變EGR或RME的方法。這些方法的任一個或其他形式的燃燒控制都可單獨使用，或幾乎起來使用，從而加強燃燒平衡控制。例如，由如上所述的多燃料/添加劑系統提供的燃燒控制可借助于提供可變閥控制和/或燃燒室表面溫度冷卻，即發動機冷卻劑控制，或活塞冷卻噴嘴控制來加強。此外，一個或多個電熱塞44(圖1a)可用作一種對各氣缸之間燃燒平衡進行至少部分控制的便宜且容易的方法。為了使燃燒質量保持平衡，也可控制每個氣缸的EGR率。
圖58示出了本發明的另一個實施例，該實施例采用一個泵氣缸129來提高一壓縮點火發動機的熱效率。這個實施例作為一PCCI發動機工作得特別好。空氣或空燃混合氣進入動力氣缸130的進氣分兩級進行。第一級進氣是通過舌形閥或各閥132以近似于大氣壓的壓力進行的。第二級進氣是通過熱交換器134并且以一個更高的壓力進行的。該泵氣缸129允許通過熱交換器134進行近似等容熱交換。該泵氣缸129以一低的溫度和壓力運行，因此它可雙向起作用。該泵活塞可由曲軸直接或間接地驅動。此外，由于泵氣缸129處于低溫低壓，因此它可由便宜且重量輕的材料制成。此外，泵氣缸的容積效率因該泵氣缸129中的溫度很低是非常高的。熱交換器從一側接收進氣空氣的新鮮充量，從另一側接收發動機冷卻劑或潤滑油。繞熱交換器134設置的一旁通閥136可用來在進氣閥關閉時控制該充量的溫度，因此控制一PCCI發動機的燃燒起燃(SOC)。請注意流過透平138的質量流量比流過壓氣機140的質量流量大。這將使與PCCI發動機相關的空氣處理的要求最小。
圖59a-59e示出了圖58所示帶有六個動力氣缸130的發動機的活塞運動。盡管圖中示出了六個動力氣缸和一個泵氣缸，但可采用更多或更少的動力氣缸與一個泵氣缸。這就要求用Miller循環(進氣閥早關)并通過熱交換器來獲得一近似等容附加加熱。由于膨脹比大于有效壓縮比，因此Miller循環可改善熱效率。這就假定泵氣缸129與其他氣缸具有相同的行程。
從圖59a-59e可知，活塞的各個運動允許采用用于一四沖程發動機的常用循環布置。如果不采用近似等容熱交換，對相同的溫度來說，在進氣閥關閉時，進入的充量的質量可能更小。由于更多的質量進來了，則對相同的當量比來說，GIMEP將更高。由于該泵氣缸的雙向活塞兩端的壓差近似為0，因此該泵氣缸129實質上不工作。
為了獲得高的GIMEP水平，現代的柴油機采用渦輪增壓。也可以采用增壓器。然而，一渦輪增壓器的綜合效率只有大約50％。
相似地，一常規增壓器的綜合效率為大約50％。
此外，增壓器的功率最終來源于發動機，該發動機的機械效率為85％。采用音速效應的增壓器具有更高的綜合效率。
因此，需要具有高的GIMEP和高的熱效率之間存在一個矛盾。驅動一渦輪增壓器需要高的排氣溫度和壓力。但高的排氣溫度和壓力說明許多廢氣能量沒有釋放出來。這些廢氣能量沒有被渦輪增壓器充分利用。此外，高的排氣歧管壓力對一個恒定的進氣壓力來說降低了BMEP。相似地，驅動一增壓器將降低軸功，因為增壓器最終要由發動機驅動。對利用音速效應的增壓器來說，這種情況可能不是真的。
如果可降低一內燃機需要的空氣量，則綜合效率可改善。這可借助于使一發動機在當量比＜0.5，和EGR為50％的情況下運行來實現。
火花點火的發動機，柴油機和PCCI發動機可按這種方式運行。盡管作為示例給出了EGR為50％，當量比為0.5，但也可采用其他數值。如圖60所示，盡管了采用其他組合，但該實施例包括一臺具有八個動力氣缸J和一個雙向作用的泵氣缸G的發動機。該發動機還包括一個渦輪增壓器T，但也可同樣包括一增壓器。
該泵氣缸G是雙向作用的，并且由曲軸直接或間接驅動。由于該泵氣缸常用相當第的溫度和壓力下，因此它可由便宜且重量輕的材料制成。此外，由于泵活塞兩端的壓差很小，故需要驅動它的功也小。
需要兩個排氣閥來實施這樣的循環。圖61表示一個氣缸的氣閥動作過程。一個排氣閥用于排出用作EGR的廢氣。另一個用于將廢氣噴入排氣歧管。
圖62a-62e表示該實施例的發動機中的各活塞的運動。新鮮空氣與EGR的良好混合對大部分應用場合都是重要的。降低流過壓氣機的質量流量對PCCI發動機是特別重要的，因為這些發動機在非常稀薄且排氣溫度很低的情況下運行。如從圖62a-62e所看出的那樣，每個氣缸利用大約50％的EGR工作。因此每人氣缸必須在稀薄的化學當量比下運行，以便具有足夠的氧可獲得用來消耗所有的燃料。如果在一短的時期內需要高的GIMEP，可開啟氣閥F，關閉氣閥D(參見圖60)，并開啟氣閥B。如上所述也可采用可變氣閥正時來影響EGR率。
在圖60中，熱交換器E可用來與調節充量溫度的閥K結合。單向閥或舌形閥C可防止新鮮空氣流到廢氣中。泵氣缸G設置有合適的進氣閥H和排氣閥I。熱交換器E可以是一個充量空氣冷卻器，或替換地，可使用發動機冷卻劑或潤滑油作為流過該熱交換器的第二流體。該發動機設計，如果需要可用于一稀薄燃燒SI發動機。請注意由于使用50％的EGR，則少于50％的空氣流過該壓氣機。這就導致了與常規的發動機布置相比需要更少的功率來驅動該壓氣機。采用50％的EGR也可降低這種發動機布置的一柴油或SI方式的NOx排放。
泵氣缸G不必與動力氣缸具有相同大小的缸孔。借助于改變泵氣缸的缸孔或由該泵氣缸服務的動力氣缸的數量，這種布置的發動機可采用Miller循環，并且可導致更高的熱效率。此外，泵氣缸進氣閥H某種程度的重疊是必要的。此外，在壓氣機出口需要設置一歧管。
圖60所示的實施例所述的發動機循環的一個新穎的特征是不管各自的壓力如何，各活塞都迫使EGR和新鮮進氣混合在一起。在一常規發動機中，如果進氣壓力高于排氣壓力，產生BGR是困難的。對圖60所述循環，不管進排氣壓力如何，各活塞都移動一相同的體積。活塞移動相同體積的EGR和新鮮進氣將導致動力氣缸的容積效率比常規發動機的更高。因此，與常規的發動機相比，更多的質量進入動力氣缸。其作用是提高了圖60所述發動機循環的GIMEP能力。
申請人的研究顯示出以沒有EGR進行運行的PCCI發動機的NOx排放在當量比增加到高于大約0.55時急劇增加。采用大量的EGR-對圖60所述的發動機循環這是可能的-可降低運行在當量比大于0.5的的條件下的PCCI發動機的NOx排放。
圖60所示的發動機循環的另一個新穎的特征是對一給定的進氣壓力來說，零部件的布置可允許具有比常規發動機布置的排氣壓力更低的排氣壓力。這就可使該循環在進排氣沖程期間具有更低的“泵氣損失”，從而導致比常規發動機更高的BMEP。
圖60所示循環的另一個優點可在發動機按Miller循環運行時實現。如果熱交換器用于將熱量從發動機潤滑油，冷卻劑，或廢氣中傳遞給新鮮進氣，則可改善熱效率。此外，對一PCCI發動機來說，峰值氣缸壓力因在IVC處溫度的增加而降低。在IVC處這個增加的壓力可允許使用一低壓縮比，并且仍可在理想的曲柄轉角處獲得自點火。低的壓縮比導致低的峰值氣缸壓力，并且用來壓縮氣缸內充量所需的功更少。此外，不管充量的溫度如何，采用活塞使EGR和新鮮進氣移動實質上是使相同的質量流入動力氣缸。在一臺常規發動機中，如果進氣溫度增加，進入的新鮮充量的質量成比例地降低。因此，對常規發動機來說，加熱進氣充量可降低功率密度。由于在這種情況下可采用Miller循環，因此膨脹比大于壓縮比。這就允許從充量中獲得更多的功，因此提高熱效率。
本發明的另一個實施例包括一個用于控制一PCCI發動機的燃燒起燃(SOC)的平衡器350。一平衡器相似于一活塞，并且典型地用在Stirling發動機中，用于使工作流體從冷的區域移動到熱的區域。該平衡器的運行方式與1907年頒發給Ossian Ringbom的美國專利US856102中所公開的方式相似，該專利的全部內容結合在本文中作為參考。一個涉及該專利的有用參考是由James Senet(1993)，在ISBN0-19-507798-9上發表的Ringbom Stirling Engines(倫波姆.斯特林發動機)。
運行如下所述。圖63顯示出發動機活塞352和平衡器350在壓縮沖程的下死點處的位置。該平衡器包括一個平衡器活塞354，一平衡器連桿356和一止動件358。該止動件358設置在氣簧腔360中，該腔360的作用是作為一個處于壓力PS的氣簧。在下死點附近，PCYL＞PS并且在這個位置作用在該平衡器上的凈作用力FNET＝PCYLAR-PSAS，此處，AS是止動件358的面積，AR是平衡器連桿356的面積，PCYL是氣缸362中的壓力。由于在該點處，PCYLAR＜PSAS，因此作用在平衡器上的凈作用力在圖63中是朝上的。請注意為了便于分析，摩擦力忽略不計。因此平衡器350被推壓到其沖程的頂端或附近。一電熱塞264和/或加熱器266在它們附近對氣體進行加熱。平衡器350的形狀設計得便于裝納該電熱塞。處于加熱器和電熱塞附近的氣體主要是從上一個循環殘留下來的殘余廢氣，而主氣缸內充滿的是一種新鮮充量。在壓縮沖程的TDC處或附近，PCYLAR＞PSAS，并且平衡器被迫非常迅速地朝下將新鮮充量從平衡器下面移過加熱器并移動到電熱塞附近的熱的區域中，如圖64所示。也即，當平衡器連桿356的止動件358的頂部暴露在PS(氣簧壓力)中時，假定摩擦力忽略不計，則作用在平衡器350上的凈作用力是FNET＝PCYLAR-PSAS。由于PCYLAR＞PSAS，則作用在平衡器上的凈作用力朝下。由于PCYLAR＞PSAS，則平衡器在其開始運動后更迅速地加速向下運動。平衡器向下運動之前，新鮮充量的溫度低于自點火所要求的溫度。當平衡器朝下運動之后，新鮮充量被加熱器，電熱塞和熱的氣體及加熱器和電熱塞附近的金屬加熱。該新鮮充量被加熱到在一合適的時間內足以產生自點火。新鮮充量的自點火使氣缸內的溫度和壓力上升，并且燃料能量迅速釋放。
在燃料能量釋放后或的同時，發動機活塞352朝下向下死點運動。在排氣閥開啟后或之前一短時間內，PCYLAD＜PSAR，因此平衡器被迫迅速向上到達沖程的頂端，此時AD表示平衡器活塞354的面積。由于PCYLAD＜PSAR，混頻器在整個排氣沖程和進氣沖程中都將處于其沖程的頂端。電熱塞和加熱器附近的氣體和表面將被加熱，從而可使循環再一次開始。
當需要使SOC保持在理想的位置時，包含氣簧的腔室360內的壓力可由控制器控制改變。由加熱器和/或電熱塞提供的熱量也可由控制器控制。該控制器包括確定SOC的某些裝置。該控制器還包括檢測平衡器位置的某些裝置。利用合適的設計，有可能使SOC明顯處于上死點后。如申請人的研究已經顯示出的那樣，對PCCI發動機來說，這樣的措施將增加燃燒持續期。一個推遲的SOC和延伸的燃燒持續期將降低峰值氣缸壓力，這是所希望的。該實施例的發動機可以是一臺按PCCI方式運行的內燃機。
申請人已經說明了穩定的PCCI運行。然而，在某些情況下，使發動機按一種不穩定的方式運行是理想的或必要的。第一，在一穩定的工況下，增加IMT使SOC提前。如果使用以一個從圖53所示的累計放熱曲線(根據氣缸壓力得出)導出的SOC信號為基礎的閉路循環IMT控制，則申請人也可使該發動機在不是固有的穩定狀態工況下運行。請注意當SOC在上死點前很早開始時，如所希望的那樣，降低IMT可使SOC推遲。然而，當SOC大于TDC時，則IMT曲線基于一正的斜率。這就意味著為了使燃燒更多地推遲需要更高的IMT。然而，在任何穩定工況下，IMT的增加都會引起燃燒提前，從而導致不穩定燃燒。請注意最大的GIMEP發生在發動機從穩定運行向不穩定運行的過渡點處。因此，有時在不穩定的區域運行是所希望的。
例如，我們希望對某些運行來說，最佳的正時是處于不穩定的區域內。在許多工況下，最佳點非常接近該個不穩定區域，當發動機負荷和速度變化時，漂移到該個不穩定區域將是需要的。
采用不穩定性能的理由解析如下-如早先討論的那樣，增加IMT使SOC提前而降低IMT使SOC推遲-當SOC推遲時，熱傳遞降低。這一結果的部分原因是更多的推遲放熱本身的移動，部分原因是(對相當推遲的情況)燃料燃燒的百分比降低。降低的熱傳遞將導致更低的使SOC推遲的壁溫。
-對于推遲的正時來說，低的壁溫的作用是如此強烈，以致于穩定狀態推遲的各工況隨著SOC推遲要求更高的IMT，但對任何穩定狀態的工況來說，增加IMT將使SOC提前。因此這是一個不穩定工況。
請注意穩定狀態和可穩定的兩者之間的差別。在這種情況下，穩定狀態是指使SOC移動的所有力是平衡的，因此SOC不移動。可穩定的是指這些力中的一個的微擾動將SOC推回到其原始值。不穩定是指微擾動將使SOC移動遠離其原始值。
工業實用性本發明的PCCI發動機和控制系統可用在任何固定的或不固定的發動機中，包括汽車用，工業用，船舶用或軍用發動機中。本發明的PCCI發動機和控制系統在希望具有低排放的任何產生動力的使用場合中都是特別有利的。
權利要求
1.一種預混合充量壓縮點火內燃機，其包括一機體；一個形成在該機體中的燃燒室；用于將進氣空氣，包括空氣和空燃混合氣中的一種輸送到所述燃燒室中的進氣空氣系統；一個用于將廢氣從所述燃燒室排出的排氣系統，所述排氣系統包括一個與所述燃燒室相連并形成于所述發動機機體中排氣口，和一個根據與燃燒過程的正時關系控制所述排氣口開閉的排氣閥；用于控制后續燃燒的燃燒過程從而使發動機運行到達最佳的燃燒過程控制系統，所述燃燒過程控制系統包括用于最終改變燃空混合氣溫度的溫度控制系統，所述溫度控制系統包括用于控制所述燃燒室中燃燒產物的殘余廢氣質量組分的殘余廢氣質量組分控制系統，所述殘余廢氣質量組分控制系統包括一個與所述燃燒室相關用于控制一時間段的可變排氣閥正時控制裝置，在該時間段期間，以發動機的運行工況為基礎，所述排氣閥在發動機的進氣沖程中開啟，以致于使廢氣從所述排氣口流入所述燃燒室，從而增加進行一燃燒后所述燃燒室中的殘余廢氣量，對發動機運行進行優化。
2.如權利要求1所述發動機，其特征在于所述可變排氣閥正時控制裝置根據發動機運行工況借助于所述排氣閥使所述排氣口關閉正時推遲，從而使所述排氣閥在進氣沖程期間關閉，因此使廢氣從所述排氣系統中通過所述排氣口流入所述燃燒室中，以便增加一個燃燒之后所述燃燒室內的殘余廢氣量。
3.如權利要求1所述發動機，其特征在于還包括一個用于檢測一個代表燃燒過程的發動機運行工況并產生一個代表所述發動機運行工況的發動機運行工況信號的發動機運行工況檢測系統，和一個用于接受發動機運行工況信號，根據所述發動機運行工況信號確定一燃燒過程數值，并根據所述燃燒過程數值產生一個或多個控制信號的處理器，所述一個或多個控制信號控制所述可變排氣閥正時控制裝置，從而控制后續燃燒的燃燒過程。
4.如權利要求1所述發動機，其特征在于所述燃燒過程控制系統還包括至少一個用于最終改變混合氣壓力的壓力控制系統，一個用于改變該混合氣的當量比的當量比控制系統和一個用于改變該混合氣的自點火性的混合氣自點火控制系統。
5.如權利要求1所述發動機，其特征在于所述溫度控制系統包括一個用于控制進氣系統中進氣空氣溫度的進氣空氣溫度控制系統，所述進氣空氣溫度控制系統包括一個位于所述進氣空氣系統中的冷卻器，一個用于使氣流繞所述冷卻器流動的旁通通道和至少一個位于所述進氣空氣系統中以便控制流過所述冷卻器和所述旁通通道的流動的流動閥。
6.如權利要求5所述發動機，其特征在于所述至少一個流動閥只包括一個處于所述冷卻器下游的閥。
7.如權利要求6所述發動機，其特征在于所述單個閥是一個舌形閥。
8.如權利要求1所述發動機，其特征在于該發動機還包括一個用于控制所述排氣閥的閥鏈，所述可變排氣閥正時控制裝置包括一個位于所述閥鏈中的液壓連接系統。
9.如權利要求8所述發動機，其特征在于所述液壓連接系統包括一個液壓腔，一個位于所述液壓腔中的可泄壓的液壓連接和安裝用于在所述液壓腔中作往復運動的一柱塞，一閥桿和一推桿中的一個。
10.如權利要求9所述發動機，其特征在于所述液壓連接系統還包括一個連接到所述液壓腔上并用于將液壓流體提供給所述液壓腔從而形成液壓連接的供給通道，一個連接到所述液壓腔上并用于將液壓流體從所述液壓腔排泄出去從而使所述液壓連接泄壓的排泄通道，和至少一個用于控制流過至少一個所述供給通道和所述排泄通道的控制閥。
11.如權利要求10所述發動機，其特征在于所述至少一個控制閥包括一個位于所述供給通道中的供給控制閥和一個位于所述排泄通道中的第二控制閥。
12.如權利要求10所述發動機，其特征在于所述至少一個控制閥包括一個位于所述排泄通道內的電磁閥和一個位于所述供給通道內的單向閥。
13.如權利要求3所述發動機，其特征在于還包括形成于該發動機機體中的若干氣缸，若干氣缸的每一個限定構成一各自的燃燒室，還包括一個用于可變地調節該若干氣缸的每一個中的所述燃燒室中的運行工況的氣缸燃燒平衡裝置，從而使所述若干氣缸的燃燒獲得相似的燃燒過程，從而使所述若干氣缸之間的燃燒保持平衡。
14.如權利要求1所述發動機，其特征在于還包括形成于發動機機體中的若干氣缸，所述的若干氣缸的每一個限定構成一各自的燃燒室，還包括一個用于可變地調節該若干氣缸的每一個中的所述燃燒室中的運行工況的氣缸燃燒平衡裝置，從而使所述若干氣缸的燃燒獲得相似的燃燒過程，從而使所述若干氣缸之間的燃燒保持平衡。
15.如權利要求14所述發動機，其特征在于所述氣缸燃燒平衡裝置包括所述可變排氣閥正時控制裝置，并且可變排氣閥正時控制裝置與所述若干氣缸的每一個氣缸相關，用于接收一個來自于所述處理器的可變氣閥正時控制信號并控制一時段，在該時段期間，所述排氣閥使所述排氣口開啟，以便在一燃燒之后改變殘留在所述燃燒室中的殘余廢氣量，從而使所述若干氣缸之間的燃燒平衡。
16.如權利要求14所述發動機，其特征在于所述進氣系統包括一個與所述的若干氣缸的每一個相關并形成于所述發動機機體中的各自進氣口，和一個在該發動機運行期間在預定時間處用于開啟和關閉所述各自的進氣口的各自進氣閥，其中，所述氣缸燃燒平衡裝置包括一個與所述的若干氣缸的每一個相關，用于接收一個來自于所述處理器的可變氣閥正時控制信號并改變該時間段的可變進氣閥正時控制裝置，在該時間段期間，所述進氣閥開啟，以致于使所述的若干氣缸之間的燃燒保持平衡。
17.如權利要求14所述發動機，其特征在于所述氣缸燃燒平衡裝置包括一個安裝在所述發動機機體上，用于將一種平衡流體噴入所述進氣系統和所述燃燒室之一中的噴射器，所述平衡流體可改變該混合氣的自點火性。
18.如權利要求14所述發動機，其特征在于所述氣缸燃燒平衡裝置包括一個與所述的若干氣缸的每一個相關、用于改變所述的若干氣缸的每一個的壓縮比、從而在所述若干氣缸之間保持燃燒平衡的可變壓縮比裝置。
19.如權利要求18所述發動機，其特征在于所述可變壓縮比裝置包括一個用于改變一有效壓縮比的可變氣閥正時控制系統。
20.如權利要求14所述發動機，其特征在于所述氣缸燃燒平衡裝置包括一個連接到該發動機上用于將燃料導入該發動機的燃料供給系統，其中所述燃料供給系統包括一個第一燃料供給和一個第二燃料供給，所述第一和第二燃料供給具有不同的自點火性。
21.如權利要求1所述發動機，其特征在于所述溫度控制系統包括一個具有一個用于將廢氣從所述排氣系統中輸送到所述進氣空氣系統中以便控制進氣空氣溫度的廢氣再循環系統的進氣空氣溫度控制裝置。
22.如權利要求1所述發動機，其特征在于所述殘余廢氣質量組分控制裝置還包括一個位于所述排氣系統中以便控制廢氣流的節流閥，從而增加燃燒產物的殘余廢氣質量組分。
全文摘要
本發明提供了一種預混合充量壓縮點火發動機和控制系統(10)，它借助于壓縮點火可有效地觸發燃燒并維持穩定的燃燒，同時獲得極低的氧化氮排放，良好的綜合效率和可接受的燃燒噪音與缸內壓力。本發明的發動機和控制系統(10)借助于控制提供溫度控制，壓力控制，混合氣自點火性控制和當量比控制的某些控制變量可有效地控制燃燒過程，即燃燒開始的時間，燃燒速率，燃燒持續期和/或燃燒的完全性。該燃燒控制系統(10)提供對燃燒的主動反饋控制，并包括一個用于檢測代表燃燒過程，例如燃燒的起燃的發動機運行工況并產生一相應的發動機運行工況信號(18)的傳感器，例如壓力傳感器(16)。
文檔編號F02D41/00GK1624305SQ20041010223
公開日2005年6月8日 申請日期1999年2月23日 優先權日1998年2月23日
發明者P·F·弗林, G·L·亨特, A·O·祖爾洛耶, O·C·阿金耶米, R·P·杜雷特, G·A·莫雷, G·G·蒙特安, L·L·彼德斯, P·M·皮爾茲, J·A·瓦格納, J·F·賴特, J·M·耶格 申請人:卡明斯發動機公司