1

Introduzione: confronto fra motori GDI e PFI

I principali obiettivi di progettazione dei motori ad iniezione diretta per

autoveicoli sono:

Il miglioramento della sicurezza;

Il miglioramento della guidabilità e del comfort (drivability);

La minimizzazione dei consumi di benzina;

Il rispetto delle normative anti-inquinamento.

Oltre al beneficio economico diretto per gli acquirenti, la riduzione del

combustibile implica una riduzione del prodotto di combustione CO2,

che rappresentano un obiettivo critico, a causa dei noti effetti che

l’anidrde carbonica esercita sul riscaldamento globale.

Elevata economia dei consumi, come d’altra parte elevate performance di

guida sono i traguardi dei moderni motori ad iniezione diretta, i quali

operano con carica omogenea ( rapporto stechiometrico aria/carburante)

oppure con carica stratificata (con miscele “povere” ad alto rapporto

aria/carburante) che consente di ridurre il consumo di carburante del 20-

25%. La differenza principale tra i motori ad iniezione indiretta (PFI) e i

motori ad iniezione diretta (GDI) la si riscontra nelle strategie adottate

per la preparazione della miscela.

Figura 1. Rappresentazione schematica di motori GDI [1] e PFI [2].

2

Nei motori PFI, il combustibile è iniettato a monte della valvola di

aspirazione di ciascun cilindro determinando un ritardo tra il comando

d’iniezione e l’aspirazione della carica di aria e combustibile all'interno

del cilindro. Durante l’avviamento si forma un film liquido sulla valvola

di aspirazione causando un ritardato rilascio di combustibile ed un

relativo smagrimento della miscela, rendendo necessario un incremento

della quantità di combustibile da iniettare per poter ottenere un rapporto

stechiometrico. Tale ritardo potrebbe causare al motore un’ accensione

irregolare o una parziale combustione dopo i primi 4-10 cicli, con un

associato aumento delle emissioni di idrocarburi incombusti (HC,

unburned hydrocarbons). In alternativa, iniettando il combustibile

direttamente all’interno del cilindro, si evitano totalmente tutte le

problematiche riguardanti la formazione del film liquido che si forma

sulle pareti della porta di aspirazione, facilitando il processo di iniezione

del combustibile. I motori GDI non solo offrono una meno marcata

variazione del rapporto aria-combustibile tra i vari cilindri rispetto ai

motori PFI, ma anche una migliore atomizzazione del combustibile

soprattutto in condizioni di funzionamento a caldo, accelerando il

processo di combustione. La misura media del diametro della goccia di

combustibile è di 12 μm contro i 16 dei sistemi PFI. Il grafico seguente

mostra la quantità di combustibile richiesto per l’accensione in relazione

alle differenti temperature ambientali.

3

Figura 2. Confronto fra la quantità di combustibile richiesta all’avvio

da un motore GDI e uno PFI a differenti temperature ambiente [3].

E’ facile dedurre dal grafico che i motori GDI alla partenza richiedono

molto meno combustibile rispetto ai PFI.

Un’altra limitazione che presentano i motori ad iniezione indiretta è la

presenza della valvola a farfalla per il controllo del carico, che determina

una sostanziale perdita fluidodinamica correlata al ciclo di pompaggio

del combustibile.

E’ importante sottolineare che, con l’iniezione diretta in camera non si

garantisce l’assenza del film fluido anzi, in questo tipo di sistemi, ad

essere interessati da tale problematica, sono la superficie del pistone e le

pareti della camera di combustione. In una sua recensione Takagi [4]

4

ha riportato che durante l’avviamento a caldo del motore, nel caso di un

prototipo GDI della Nissan, le emissioni di UBHC risultano essere

superiori del 30% rispetto ad un motore ottimizzato PFI.

Riassumendo, i teorici vantaggi che potrebbe offrire un motore GDI

rispetto ad uno PFI, sono:

Risparmio di combustibile;

Migliore risposta nei transitori;

Miglior controllo del rapporto aria-combustibile;

Aumento del limite di tolleranza del ricircolo dei gas incombusti

(EGR, exhaust gas recirculation).

E’ importante sottolineare che la sostituzione dei motori ad iniezione

indiretta pur presentando importanti potenziali vantaggi, è vista con

scetticismo per i seguenti motivi:

Difficoltà nel controllare la combustione della carica al disopra del

range operativo;

Tecnologie di controllo ed iniezione alquanto complesse per

improvvisi e non progressivi variazioni di carico;

Rapida formazione di depositi sugli iniettori;

Emissioni relativamente alte di UBHC ed xNO a basso carico;

Aumento della potenza elettrica e del voltaggio richiesti dagli

iniettori;

5

Più rapida usura delle pareti del cilindro;

Catalizzatore a tre vie non utilizzabile.

1. Motore GDI

1.1. Il sistema di alimentazione del combustibile

Il sistema di alimentazione del combustibile in un motore GDI, è un

componente chiave che deve essere accuratamente accoppiato con il

campo di moto all’interno del cilindro per stabilire lo spray desiderato

di miscela nell’intero range operativo. Inoltre per una efficiente

combustione della miscela stratificata è necessario che lo spray

iniettato, abbia una geometria stabile e compatta.

Nelle condizioni in cui il motore opera a carico parziale, il sistema di

alimentazione dovrebbe essere in grado di fornire una rapida iniezione

durante la fase di compressione in un ambiente la cui pressione supera

1.0 MPa, che richiede una pressione di iniezione del combustibile

relativamente alta.

Una più alta pressione di iniezione del combustibile riduce il diametro

medio dello spruzzo approssimativamente come l’inverso della radice

quadrata della pressione differenziale ( cylinj PP ). Del resto, però, un

eccessivo valore di essa, ad esempio 20 MPa, causerebbe una

sovrapenetrazione dello spruzzo, con un conseguente bagno delle pareti

interne del cilindro.

6

Il range ottimale per i motori GDI è da 4 MPa a 13 MPa che risulta

essere abbastanza basso, se paragonato con i sistemi di iniezione diesel il

cui valore va da 50 MPa a 160 MPa e, relativamente alto se paragonato ai

sistemi di iniezione dei motori PFI dove il range è fissato fra 0.25 MPa e

0.45 MPa.

I sistemi di alimentazione per una completa configurazione dei motori

GDI devono essere in grado di realizzare sia l’iniezione durante la fase di

compressione per l’ottenimento di una combustione stratificata della

carica a carico parziale, sia l’iniezione durante l’aspirazione per

l’ottenimento di una combustione omogenea della carica a pieno carico.

A carico parziale per ottenere una rapida formazione di miscela e una

stratificazione controllata è desiderato uno spruzzo compatto e ben

atomizzato o una colonna di miscela; a pieno carico, invece, è desiderato

uno spruzzo più disperso per garantire una carica omogenea anche per la

più grande quantità di combustibile.

Questo solitamente accade durante la fase di aspirazione, quando la

pressione all’interno del cilindro è bassa.

Gli odierni sistemi di controllo dell’alimentazione hanno capacità tali da

permettere complesse strategie per la formazione ed il controllo della

miscela. Per esempio, nel sistema di combustione Toyota GDI D-4 è

utilizzata una strategia di iniezione a due fasi al fine di migliorare le

prestazioni durante i transitori.

7

Mitsubishi invece, sui motori GDI destinati al mercato Europeo ha

impiegato un’iniezione ritardata durante la corsa di espansione per

aumentare la temperatura dei gas esausti per una rapida catalizzazione

nell’avviamento a caldo. Durante l’avviamento a caldo, la pompa di alta

pressione generalmente non può fornire combustibile esattamente alla

pressione stabilita a causa sia del breve tempo a disposizione che ha per

portarsi in condizioni di funzionamento efficienti che della bassa

velocità del sistema biella-manovella.

Per fronteggiare questo problema, i motori GDI della Mitsubishi si

avvalgono di una pompa di alimentazione elettrica posta nel serbatoio

simile a quella usata nei motori ad iniezione indiretta che spinge il

combustibile alla pompa meccanica di alta pressione trascinata

direttamente dal motore e che deve essere alimentata continuamente con

una certa pressione. Una valvola bypass è usata affinché il combustibile

bypassi il regolatore di alta pressione durante la fase di avviamento del

motore cosicché il combustibile fluisca direttamente nel collettore ad alta

pressione. Appena la velocità del motore e la pressione aumentano, la

valvola bypass si chiude ed il regolatore inizia a stabilizzare la pressione

intorno ai 5MPa. Il risultato ottenuto è che il motore può essere avviato

entro 1.5 s per entrambi le condizioni di riavviamento a freddo e a caldo.

8

1.2. L’iniettore

L’iniettore, considerato l’elemento più critico nel sistema di

alimentazione GDI, deve avere i seguenti requisiti:

accurata dosatura del combustibile;

minima inclinazione dello spruzzo;

buona simmetria dello spruzzo entro tutto il range operativo;

minimo gocciolamento e bassa perdita di carburante, in

particolare in caso di funzionamento a caldo;

piccole variazioni, da impulso a impulso, nella quantità di

carburante iniettato e nelle caratteristiche dello spruzzo;

buona atomizzazione;

funzionamento stabile ad elevate pressioni in camera di

combustione.

9

Un iniettore GDI dovrebbe essere progettato per rilasciare una quantità di

combustibile precisamente misurata con un’accurata e ripetibile

geometria dello spruzzo, oltre ad una buona atomizzazione dello stesso

avente un diametro (SMD, Sauter mean diameter of a fuel spray) non

superiore a 25 μm. Piccoli valori del diametro delle goccioline

consentono una migliore penetrazione dello spruzzo. La pressione

richiesta per un singolo iniettore è di almeno 4 MPa per passare dai 5 ai 7

MPa nel caso di miscela stratificata.

Un importante fenomeno che si verifica nel momento in cui l’iniettore si

apre è dovuto alla formazione di una ‘sacca’, costituita da gocce aventi

diametro maggiore e avente pressione differente dal resto del

combustibile da iniettare. Tale sacca formandosi all’interno della punta

dell’iniettore, ritarda l’accelerazione della più piccola porzione di

carburante iniettato abbassando il livello di atomizzazione e

conseguentemente il risultato della combustione.

Una seconda iniezione contribuirebbe non solo a ridurre l’accuratezza

della misurazione del combustibile ma aumenterebbe gli UBHC e le

emissioni di particolato.

E’ evidente come un breve impulso corrispondente ad una più alta

velocità di iniezione è una prerogativa dei motori GDI, specialmente nel

caso in cui si operi a bassi carichi e con carica stratificata.

10

Il risultato è una parete meno bagnata ed un angolo dello spruzzo conico

ottimizzato. Per quanto riguarda le tipologie di ugelli, quello costituito da

più fori si è visto non essere facilmente adoperabile nei motori GDI in

quanto il fronte di fiamma non riesce a propagarsi omogeneamente nella

camera di combustione poiché le zone ‘abitate’ da miscela ricca sono

ostacolate da zone occupate da miscela magra. Quindi il numero di

vacanze, come è facile dedurre è determinante per il rendimento della

combustione. Questi ugelli ‘multi-hole’, nelle applicazioni GDI, cedono

il posto a quelli ‘high-pressure’, ‘swirl-spray’, ovvero iniettori ad alta

pressione e spruzzo a mulinello con geometria conica. Essi possono

essere rivisti come dei multi-hole con un numero infinito di vacanze e dai

quali è possibile ottenere una distribuzione uniforme dello spruzzo oltre

la superficie conica.

.

Figura 3. Meccanismo secondo il quale prende forma lo spruzzo in un iniettore ‘swirl’ [5].

11

Gli ugelli high-pressure, swirl-spray, sono progettati per dare al

combustibile un forte momento rotazionale che va a sommarsi al

momento assiale. Il liquido fuoriuscendo da una serie di fori tangenziali

che risiedono in una camera a vortice, emerge come una sottile lamina

anulare da un orifizio propagandosi radialmente in tutte le direzioni,

dando origine ad uno spruzzo conico concavo con apertura che va da un

minimo di 25° ad un massimo di 180°.

L’energia dovuta all’alta pressione viene effettivamente trasformata in

momento rotazionale che da un lato migliora l’atomizzazione dello

spruzzo ma dall’altro ne limita la penetrazione.

Misure della velocità della gocciolina realizzate usando un doppler,

mostrarono che la componente assiale della velocità decresce

all’aumentare della distanza dalla punta dell’iniettore e questo è dovuto

alla resistenza che l’aria all’interno del cilindro esercita sulle goccioline,

mentre per quanto riguarda la componente vorticosa, essa si mantiene

completamente costante poiché l’aria ruota insieme alle goccioline di

combustibile.

1.3. Caratteristiche del combustibile iniettato

Parametri come l’angolo di apertura dello spruzzo avente geometria

conica, la dimensione della goccia, la penetrazione e la velocità di

distribuzione del combustibile non solo sono conosciuti come parametri

critici ma anche come i più significanti nei sistemi di combustione GDI.

12

In questi ultimi il tempo impiegato per la preparazione della miscela è

molto minore di quello di cui si dispone nei sistemi PFI e c’è molta più

dipendenza dalle caratteristiche dello spruzzo al fine di preparare e

distribuire il combustibile in posizioni ottimali.

I motori a iniezione indiretta possono operare usando un diametro medio

dello spruzzo di 250 μm contro i 25 μm dei motori ad

iniezione diretta che consente livelli accettabile di emissioni di UBHC

qualora la vaporizzazione del combustibile anticipi il moto del pistone.

La vaporizzazione di uno spruzzo avente diametro medio pari a 25 μm,

richiede pochi millisecondi corrispondenti al massimo ad un angolo di

10° di manovella. Diverse tecniche sono state proposte per migliorare

l’atomizzazione del combustibile ma, la più efficace è risultata essere

quella in cui si prevede l’uso di un iniettore a mulinello ad elevata

pressione, nell’ordine dei 5MPa.

Secondo gli studi compiuti da Dodge [6,7] riguardo l’evaporazioni del

combustibile iniettato, la dimensione media della gocciolina non deve

superare i 15 μm, misura ottenibile con una pressione dell’atomizzatore

pari a 4.9 MPa.

Inoltre, dalle stime effettuate, si evince che il tempo a disposizione in

caso di iniezione anticipata, non aumenta significativamente la posizione

dell’angolo di manovella in corrispondenza del quale le goccioline

evaporano, questo perché le alte temperature di compressione, che si

verificano in prossimità del punto morto superiore, influenzano

l’evaporazione delle stesse.

13

In figura è mostrata una comparazione della distribuzione in base alla

misura della goccia fra i due tipi di iniettori, swirl-type e hole-type.

E’ chiaro che anche se la differenza del SMD fra i due spruzzi è di soli 4

μm, l’ugello hole-type produce una più ampia distribuzione dello spruzzo

rilasciando goccioline con un diametro maggiore.

Figura 4. Confronto della distribuzione della goccia secondo

la misura, tra un iniettore ‘hole type’ ed uno ‘swirl type hihg pressure’

per una pressione d’iniezione pari a 20MPa .

Secondo studi effettuati, l’aumento delle emissioni UBHC è proprio

dovuto alla presenza di queste ultime goccioline.

Non è certo che un atomizzazione maggiore ridurrebbe gli idrocarburi

incombusti. E’ richiesta una forte turbolenza per migliorare il

mescolamento tra aria e combustibile per eliminare le piccole sacche di

miscela molto magra.

14

La struttura dello spruzzo rilasciato da un iniettore assistito da aria, fu

analizzata da Miyamoto [8] il quale identificò in essa tre principali

regioni: stabile, instabile e di flusso stagnante.

Nella regione instabile, il flusso può essere caratterizzato da un vortice

iniziale che si muove verso il basso.

Nella regione stabile, sotto la valvola a fungo si forma un vortice fisso e

l’aria è fatta risalire dall’esterno dello spruzzo cinico.

Anche le piccole goccioline formano un cono solido poiché sono

influenzate dal flusso di gas.

D’altro canto, le goccioline più grandi conservando la traiettoria grazie

alla loro maggiore inerzia, danno luogo ad una struttura conica concava.

Così, si è riscontrato che la misura media delle goccioline risulta essere

più grande alla punta dello spruzzo e vicino le superfici laterali del cono

di spruzzo, più piccola all’interno dello stesso.

Figura 5. Rappresentazione schematica della struttura di uno

spruzzo conico - concavo, assistito dal flusso d’aria [9].

15

2. Processo di mescolamento combustibile-aria all’interno del cilindro

2.1. Caratteristiche del campo di moto

Il campo di moto transitorio che si presenta all’interno del cilindro

durante le fasi di aspirazione e compressione di un motore GDI, è un

altro fattore chiave che determina la flessibilità operazionale del sistema.

Su scala microscopica, per migliorare il processo di mescolamento aria-

combustibile, è richiesto un alto livello di turbolenza; ma

addizionalmente, è richiesto anche un piccolo o grande flusso d’aria per

la stabilizzazione della colonna di miscela stratificata.

Ci sono quattro modi per controllare le caratteristiche del campo di moto

all’interno del cilindro ovvero, i componenti medi del flusso, la stabilità

del flusso medio, l’evoluzione temporale della turbolenza durante la fase

di compressione e la velocità media al momento dell’accensione vicino

lo spinterogeno. Nel caso in cui si desideri una combustione omogenea, è

preferibile che l’alta intensità di turbolenza si combini ad una basso

valore della velocità media vicino lo spinterogeno. E’ il caso dei motori

PFI e dei GDI caratterizzati da iniezione anticipata mentre per quanto

riguarda i motori ad iniezione diretta ritardata, un’elevata velocità media

ed un ridotta turbolenza contribuiscono a rendere più stabile la miscela

stratificata. Questo indica che un campo di moto ottimale, dipende in

primis dalla strategia di iniezione che si sta usando.

16

In generale, all’interno del cilindro e della camera di combustione, esiste

un flusso con una struttura rotazionale la quale presenta un istantaneo

angolo di rotazione fra l’asse del cilindro e l’asse principale di rotazione.

La componente rotazionale che ha un asse perpendicolare a quello del

cilindro è denominata ‘tumble’ (caduta).

Figura 4. Componente ’ tumble’ nei casi di iniezione (a) ritardata e ( b) anticipata [10].

La componente che ha un asse parallela all’asse del cilindro è detta ‘swirl’

(vortice).

17

Figura 5. Componente 'swirl' [11].

La grandezza di entrambe le componenti dipende da come è stata

progettata la porta di aspirazione, dalla geometria della valvola di

aspirazione, dall’alesaggio ossia il rapporto fra il diametro del cilindro e

la corsa, ed infine dalla forma delle pareti della camera di combustione.

Entrambe le componenti swirl e tumble, come sostiene Matsushita [12],

sono usate per migliorare la combustione stratificata nei sistemi GDI. Nel

caso in cui si considera la componente tumble, la colonna di combustibile

è deviata da una cavità presente sulla superficie della testa del pistone e

sia il vapore che il liquido di combustibile sono successivamente

trasportati verso lo spinterogeno. Invece, per quanto riguarda il campo di

moto dominato dalla componente swirl, lo spray di miscela si concentra

alla periferia della suddetta cavità del pistone.

18

Figura 6. Cavità presente sulla testa del pistone.

La componente swirl, generalmente, mostra all’interno del cilindro una

minore dissipazione viscosa rispetto alla componente tumble, dunque è

mantenuta più a lungo nella fase di compressione ed è di maggiore utilità

per l’ottenimento di una stratificazione costante della miscela.

Essa, solitamente, è combinata ad un flusso schiacciato che attribuisce al

moto una componente radiale, nel momento in cui il pistone raggiunge il

punto morto superiore. Una cavità o rientranza sulla superficie della testa

del pistone, potrebbe anche essere utilizzata per ottenere la richiesta

turbolenza nella fase di compressione. L’effetto di entrambi i moti,

schiacciato e a vortice, porta ad un aumento dell’intensità della

turbolenza durante l’immediato periodo di combustione.

19

La componente tumble del campo di moto, in prossimità del punto morto

superiore, deformandosi e generando forti gradienti di velocità, si

trasforma in turbolenza; la trasformazione si completa del tutto solo se la

geometria della camera di combustione è sufficientemente appiattita

altrimenti, si verificano incrementi della velocità del flusso medio in

prossimità dello spinterogeno. Altresì, il campo di moto dominato dalla

componente tumble, nei motori GDI, generalmente produce da ciclo a

ciclo variazioni più marcate del flusso medio rispetto ad uno in cui

predomina la componente swirl. Secondo Takagi [13], queste variazioni

dopo l’accensione della carica, causano sia uno scostamento del principio

di fiamma dal centro del volume della camera di combustione, sia un

mutamento dello stesso nella forma, ma non arrecano cambiamenti al

tempo di combustione e alla velocità di propagazione del fronte di

fiamma.

Inoltre, la componente tumble del moto tende a venir meno in strutture

secondarie del flusso dovute agli effetti della parete curva del cilindro, la

quale rende più complicato mantenere una stabile stratificazione della

miscela.

20

Il moto di caduta tumble, appena presente nella fase di compressione,

rapidamente degenera in diversi vortici con successiva trasformazione di

energia cinetica in turbolenza. Intanto, il flusso a mulinello (swirl flow),

continua a ruotare con precessione intorno all’asse del cilindro dall’inizio

della fase di compressione finché il pistone non raggiunge il punto morto

superiore. E’ importante notare che moti altamente vorticosi, potrebbero

allontanare le goccioline più larghe dallo spruzzo di combustibile verso

la parete del cilindro, causando un bagno maggiore della stessa.

Nella maggior parte dei sistemi di combustione GDI, è la componente

swirl a governare il moto dell’aria nel cilindro combinata o con una

semplice camera di combustione aperta o una cilindrica o una conca

rientrante sulla testa del pistone.

Di seguito, sono illustrati alcuni esempi chiave di sistemi di combustione

GDI. Tutti questi sistemi, per rendere stabile la stratificazione della

miscela, si avvalgono di un flusso all’interno del cilindro, dominato dalla

componente swirl. La stabilità dell’accensione è mantenuta posizionando

lo spinterogeno nella zona periferica dello spruzzo di combustibile ma

questa soluzione prevede l’impiego di candele con elettrodi più lunghi i

quali però, hanno condotto verso alcuni problemi di durata ad alte

potenze.

Figura 7. Sistemi ‘ swirl-based’ con iniettore montato al centro [14]

21

Nella figura successiva vengono riportati alcuni speciali modelli i quali

prevedono una candela al centro ed una posizione decentrata

dell’iniettore.

Figura 8. Sistemi ’ swirl-based’ con spinterogeno montato al centro [14].

Di seguito, la soluzione che prevede una cavità fuori asse sulla

superficie della testa del pistone, iniezione sulle pareti della stessa

rientranza ed accensione nel cilindro principale.

Figura 9. Iniezione sulla parete della cavità posta fuori

asse e, spinterogeno centrale [14].

Nell’immagine successiva è mostrato il concetto che richiama la

collisione fra i flussi al centro della camera di combustione dove avviene

22

l’accensione.

Figura 10. Collisione tra i flussi al centro

della camera di combustione [14].

Infine, una camera aperta progettata per generare una ‘quasi-divisa camera’ in

prossimità del punto morto superiore.

Figura 11. Camera aperta disegnata per generare una ‘quasi – divisa camera’

in prossimità del punto punto morto superiore [14].

23

Come risultato della sua inerente accelerazione, il moto con componente

tumble può effettivamente dar luogo a elevate velocità vicino la parete,

favorendo l’evaporazione del film liquido che si attacca su di essa.

Ingegneri prima della Ricardo e poi della Mitsubishi hanno proposto il

concetto di ‘tumble inverso’ in relazione ad una cavità sul pistone

progettata in modo particolare per controllare l’interferenza dello spruzzo

con la parete e la propagazione del fronte di fiamma, in modo da favorire

la formazione della carica stratificata vicino lo spinterogeno. Il tumble

inverso, visto come moto d’aria dominante nel cilindro potrebbe essere

efficace per progetti nei quali la candela è posizionata al centro e

l’iniettore posto al di sotto della valvola di aspirazione. In tali progetti, il

tumble inverso può essere molto efficace nel muovere il vapore ed il

liquido di combustibile verso lo spinterogeno, dopo aver interferito con

le pareti della cavità del pistone.

Il tumble inverso, è ottenuto con una diretta porta di aspirazione verticale

avente un elevato coefficiente di efflusso, così da migliorare la potenza

massima del motore. Inoltre questo modello è efficace nell’accrescere lo

spazio a disposizione nel cilindro per accogliere l’iniettore. Vengono

riportati di seguito tre esempi di tumble.

Figura 12. Esempi di sistemi di alimentazione GDI che

si avvalgono del moto ‘tumble’ [14]

24

Un confronto delle prestazioni di un motore GDI che lavora usando

entrambe le componenti swirl e reverse tumble , mostra che questi due

tipi di campo di moto forniscono simili prestazioni del motore a carico

leggero per rapporti aria-combustibile in un range da 35 a 40 .

Comunque per condizioni di funzionamento a pieno carico, con rapporto

di miscela tra 20 e 30, i problemi relativi alla stabilità della combustione

e all’emissione di fumi si riscontrano nei motori in cui prevale la

componente swirl. Sulla base delle esperienze acquisite nello sviluppo di

motori funzionanti con miscela povera, Yamada [15] propone un motore

concepito usando uno swirl inclinato. Questo flusso all’interno del

cilindro contiene entrambi swirl e tumble in un modello che combina le

migliori configurazioni delle due strutture di flusso.

Come riporta Furuno [16], uno swirl inclinato di un angolo di 45°

migliora in modo significativo l’intensità della turbolenza. Alcuni esempi

di strategia di preparazione della miscela che impiegano, come

componente dominante del moto, quella appiattita per carichi stratificati,

sono mostrati in figura 13.

Figura 13. Sistemi ’ squish-based’ [14].

25

Il principio, è di usare la generazione del moto appiattito ritardato per

produrre turbolenza al fine di migliorare la preparazione della miscela e

di aumentare l’evaporazione del combustibile sulle pareti della camera di

combustione. Per il moto appiattito la superficie piana richiesta deve

essere attentamente determinata per controllare l’inizio della detonazione

e deve presentare ampie parti ‘fessurate’ in caso di funzionamento a

pieno carico.

E’ importante notare che il campo di moto indotto dallo spruzzo, può

esercitare una forte influenza sulla struttura del flusso all’interno del

cilindro come ha dimostrato Han [17] avvalendosi del ‘codice KIVA’.

Egli trovò che, nel caso di iniezione anticipata, il momento generarto dal

flusso di goccioline liquide iniettate, è parzialmente trasferito verso i gas

circostanti incrementando, a seguito dell’iniezione, l’energia cinetica

della carica; non appena, però, il pistone si sposta verso l’alto, durante la

corsa di compressione, l’energia cinetica decresce rapidamente.

Il flusso indotto, non solo provvede a migliorare il mescolamento aria-

combustibile ma, aumenta la velocità media dei gas e riduce la

dimensione del flusso generato durante tutto il tempo di iniezione.

Inoltre, l’intensità della turbolenza risulta migliorata di circa il 10%

qualora l’iniezione avvenga dopo i 150°.

Lake [18] invece, ha determinato la variazione dell’intensità della

turbolenza corrispondente, nel motore GDI, ad entrambi i casi di carica

omogenea e stratificata.

26

Usando come codice ‘Vectis CFD’, egli ha riscontrato che l’intensità

della turbolenza, nel caso di iniezione anticipata, è doppia rispetto al

caso in cui lo spruzzo di combustibile avviene a compressione iniziata.

Il seguente abbassamento a livelli iniziali più alti di turbolenza, risulta in

un valore di turbolenza maggiore in prossimità del punto morto superiore

nella fase di compressione.

Figura 14. Variazione dell’intensità di turbolenza al variare

dell’angolo di manovella per entrambe le modalità

di combustione con carica stratificata ed omogenea [19].

2.2. Preparazione della miscela combustibile-aria.

Le condizioni all’interno del cilindro, così come la pressione, la

temperatura, il moto dell’aria, esercitano un sostanziale effetto

sull’atomizzazione e la dispersione dello spruzzo, sull’aria che risale la

colonna d’aria e sul successivo processo di mescolamento aria-

combustibile. Il complesso e tempo-dipendente processo di interazione

fra essi, determinerà la velocità con la quale combustibile e aria si

combineranno ed il grado di stratificazione.

27

La preparazione della miscela dipende molto dalla geometria dello

spruzzo, dalla struttura del flusso nel cilindro e dalla strategia adottata

per iniettare il combustibile.

Adottando nei suoi studi la configurazione in cui l’iniettore è montato al

centro e lo spruzzo cade verticalmente nel cilindro durante la fase di

compressione, Han [20] ha trovato sia che la traiettoria dello spruzzo

conico è influenzata dal moto generato durante l’aspirazione e, sia che la

penetrazione assiale della punta dello spruzzo cresce.

Per questi motivi, quando il combustibile è iniettato 90°-120° dopo il

punto morto superiore, lo spruzzo interferisce con la camicia del cilindro

e ciò non dipende solo dalla cadenza dell’iniezione o dalla relazione fra

spruzzo di combustibile e velocità del pistone, ma anche dall’istantaneo

campo di moto che si genera.

La percentuale di liquido che impatta contro la parete potrebbe essere il

18% di quello complessivamente iniettato, dando luogo poi, durante la

corsa di compressione, alla formazione di regioni sulla superficie del

pistone ricche di vapore.

Come già detto, la cadenza con cui avvengono le iniezioni, gioca un

ruolo molto importante per quanto riguarda la formazione della miscela.

Egli, dunque, sostiene che le caratteristiche della distribuzione del carico

sono determinate dall’iniezione e dall’orientamento del campo di moto.

Per l’iniezione anticipata, solitamente, la miscela è più magra nelle

principali regioni della camera di combustione e più ricca in quelle

appiattite, con un rapporto di miscela che va da 8 a 24.

28

Ottimizzando la penetrazione della testa dello spruzzo e l’angolo di

apertura del cono, si può minimizzare il bagno della parete riducendo le

missioni di UBHC. Dodge [21], mediante il coefficiente di resistenza

della goccia, ha calcolato la penetrazione della stessa associata al bagno

della parete. Il caso peggiore analizzato fu per uno spruzzo di

combustibile emesso da un iniettore swirl con un angolo di apertura di

50°: massimizzava la distanza di penetrazione mentre preservava

dall’impatto con lo spruzzo sia le pareti del cilindro, sia la superficie del

pistone. Nel caso di iniezione anticipata dello spruzzo con un SMD di 15

μm, si riscontrò che la maggior parte di goccioline decelera fino a

raggiungere velocità molto basse prima di impattare sul pistone. Un

simile risultato fu trovato per l’iniezione ritardata, nonostante la ridotta

velocità di penetrazione disponibile prima che lo spruzzo colpisca il

pistone. Questa distanza è di 20 mm contro gli 80 mm nel caso di

iniezione anticipata. La rapida decelerazione delle goccioline è dovuta

principalmente a valori maggiori di densità. In figura è mostrata la

relazione fra la velocità iniziale della testa dello spruzzo e il SMD.

Figura 15. Effetto della velocità della testa dello spruzzo sulla misura media

della goccia per un ampio range d’iniettori e pressioni del combustibile [21] .

29

3. Il controllo del rapporto di miscela nei motori GDI

In questo capitolo viene presentata una raccolta bibliografica di studi

relativi al controllo del rapporto di miscela (AFR) nei motori ad iniezione

diretta, al fine di assicurare risparmio di combustibile e valori di emissioni

sotto i livelli consentiti, in sinergia con maggiore comfort e sicurezza

nella guida dell’autoveicolo.

3.1)Peter J. Maloney, “A Production Wide-Range AFR Control

Algorithm for Direct-Injection Gasoline Application”, SAE

PAPER 2001-01-0260 World Congress Detroit, Michigan, March

5-8, 2001.

Descrizione: L’algoritmo WRAF, montato su un motore Mitsubishi 1.8L

nel rispetto delle normative sulle emissioni Euro 4, corregge il tempo

d’iniezione di un iniettore a ciclo aperto, usando il segnale di retroazione

proveniente da un sensore Wide-Range AFR posto a monte del

precatalizzatore, per un rapido controllo del rapporto di miscela.

30

Figura 16. Funzionalità del Wide-Range AFR Control Algorithm.

Una sonda lambda (λ) posta a valle di un assorbitore di xNO usato

contemporaneamente con il Post Adsorber Oxigen Sensor Feedback

Algorithm corregge, con uno scarto, il voltaggio del sensore a monte del

precatalizzatore.

Le correzioni del moltiplicatore di ampiezza di impulso sono

immagazzinate in una memoria Powertrain Control Module con un

algoritmo Adaptive AFR Feedback.

L’algoritmo WRAF è composto da tre blocchi principali destinati

rispettivamente alla stima dell’errore, al controllo e alla perturbazione del

rapporto di miscela per l’ottimizzazione del rendimento del catalizzatore.

31

Figura 18. Funzionalità del blocco Wide-Range AFR Control.

Il blocco AFR Control Error Estimator effettua una stima principale

degli errori di controllo di combustibile comparando il segnale AFR

comandato a ciclo aperto, al sensore tarato precatalizzatore.

L’errore di controllo stimato è un valore percentuale dell’ AFR

comandato nel ciclo aperto.

Tale segnale è ricevuto dal blocco Open-Loop Fuel Algorithm per una

stima primaria del rapporto di miscela atteso nel sistema di aspirazione.

Per calcolare l’esatto errore di iniezione di combustibile, il blocco

relativo alla valutazione dell’errore rilevato nell’erogazione della

quantità di combustibile, deve tener conto sia degli effetti fisici dovuti al

ritardo di trasporto attraverso il motore che degli effetti dinamici legati al

sensore precatalizzatore, come si può osservare in figura 19.

32

Figura 19 . Effetti fisici che il motore ed il sensore hanno sull’AFR.

La miscela iniettata di aria e combustibile deve muoversi dal punto di

iniezione al punto di misurazione.

Il tempo di transito attraverso il motore viene considerato come solo

funzione del tempo tra gli eventi di erogazione di combustibile nella

camera di combustione del motore.

Nel Control Error Estimator, l’input perturbato del rapporto di miscela è

ritardato ed attenuato secondo algoritmi contenuti rispettivamente nei

blocchi Engine Trasport Delay e WRAF Sensor Lag Model.

Il blocco Engine Trasport Delay, composto da un insieme di buffer di

memoria raccoglie 25 comandi precedenti dell’AFR. Si usa una taratura

per determinare quale buffer di memoria leggere come funzione delle

condizioni operative del motore.

33

Il rapporto di miscela comandato è poi comparato al rapporto di miscela

misurato dal sensore precatalizzatore con il blocco Disturbance

Estimator PI per stimare un primo errore di controllo del rapporto aria-

combustibile.

Il blocco Disturbance Estimator PI usa una retroazione

‘proporzionale/integrale’ con un guadagno fissato per azzerare l’errore

tra l’AFR risultante dal modello e quello misurato.

La misura dell’AFR è costruita nel blocco AFR Control Error Estimator

misurando il voltaggio del sensore precatalizzatore WRAF,

correggendolo con un voltaggio di scarto retroattivo proveniente dal

post- xNO assorbitore e calcolando l’ AFR misurato usando una raccolta

tabellata di sensori tarati.

Il blocco Disturbance Estimator PI è basato sulla teoria del controllo

della reazione di disturbo analitica, nel quale si adotta la sezione integrale

del PI retroattivo per stabilire una errore principale di controllo fra

l’output dato impiegando il modello ed il valore stimato.

Il blocco Gain-Scheduled PI Control, che modifica la durata

dell’iniezione, è adottato per correggere gli errori di dosatura di

combustibile rilevati con il blocco AFR Control Error Estimator.

Infine, il blocco AFR Perturbation Generator aggiunge una frequenza

variabile all’ onda quadra di scarto che si dirige verso l’ AFR comandato,

per l’ottimizzazione del rendimento del catalizzatore.

Il blocco AFR Perturbation Generator contiene frequenza e ampiezza

dell’onda quadra ottimizzate durante lo sviluppo del veicolo per

massimizzare gli scambi di efficienza del catalizzatore.

34

L’output del generatore è inviato verso l’AFR Control Error Estimator

cosicché le perturbazioni sono valutate nei calcoli di errore. La durata

dell’iniezione è modificata direttamente dal blocco di perturbazione per

rilasciare al motore e al sistema di scarico le perturbazioni desiderate sul

rapporto di miscela.

Durante lo sviluppo della taratura dell’algoritmo WRAF, i guadagni PI di

entrambi i blocchi Control Error Estimator e Gain-Scheduled PI Control

sono messi a punto simulando con variazioni della durata dell’iniezione,

disturbi sconosciuti.

Risultati: L’algoritmo di controllo proposto ha dimostrato di poter

fornire un forte contributo nell’abbattimento delle emissioni rispetto

ai valori standard, come riportato di seguito:

35

3.2)Maria Druzhinina, Ilya kolmanovsky, Jing Sun, “Hybrid

Control of a Gasoline Direct Injection Engine”, 38th Conference

on Decision & Control Phoenix, Arizona USA – Dicembre 1999,

pp. 2667-2672.

Descrizione: Il motore GDI opera in due diversi modi di combustione

con caratteristiche di coppia e di emissioni diverse.

Il sistema di controllo deve essere in grado di variare rapidamente sia il

rapporto di miscela sia la modalità di combustione senza che il guidatore

possa avvertire disturbi causati da fluttuazioni di coppia.

Di seguito viene descritto uno “schema di controllo ibrido” in grado di

controllare il motore durante i transitori, ovvero nel passaggio da una

modalità di combustione dove la carica è stratificata (bassi carichi) ad

una dove la carica è omogenea (alti carichi).

In condizioni operative di miscela magra (ricca di ossigeno), un

catalizzatore convenzionale a tre vie favorisce la conversione di

idrocarburi ( HC ) e di monossido di carbonio (CO ) in gas poco nocivi ma,

risulta avere un’efficienza di conversione bassa per gli ( xNO ).

36

Una tecnica per trattare gli xNO è di inserire, a valle del catalizzatore , nel

sistema di trattamento dei gas di scarico un LNT (lean nitrogen trap),

ovvero una trappola per gli xNO . Questa soluzione perde di efficienza nel

momento in cui il filtro si riempie, quindi l’LNT va periodicamente

depurato dagli ossidi di azoto raccolti, purge operation, per ripristinarne

la funzionalità iniziale, nominal operation. Di conseguenza, la fase

transitoria fra le due modalità di combustione potrebbe avere inizio sia

quando è necessario incrementare la coppia motrice sia quando c’è

bisogno di depurare l’LNT, sebbene i valori di coppia siano bassi.

Il sistema di controllo deve assicurare un valore della coppia τ = τd

costante durante il passaggio dalla condizione operativa normale a quella

di depurazione.

Il controllore ha un struttura ibrida, con un livello alto detto ‘Transition

Governor’ che guida l’istante di accensione e l’input della valvola a

farfalla durante i rapidi transitori e decide anche quando passare dalla

combustione con carica stratificata alla combustione con carica

omogenea; un livello più basso detto ‘Coordinated feedback controller’,

impegnato nel coordinare il tempo di accensione e l’input della valvola a

farfalla, viene usato vicino al punto operativo desiderato per guidare gli

input della valvola a farfalla e dell’istante di accensione in risposta al

punto di funzionamento richiesto generato dal Transition Governor. Il

terzo sottosistema, il ‘Fueling Controller’, assicura il valore desiderato

della coppia motrice durante il transitorio, regolando l’erogazione del

combustibile iniettato nel cilindro.

37

Il Transition Governor ha uno stato discreto, μ, che assume valori 0, 1, 2,

3. Ogni valore dello stato corrisponde ad un particolare modo operativo

del motore:

μ=0: Il motore sta operando con carica stratificata e l’input del

tempo di accensione e della valvola a farfalla governato dal

Coordinated Feedback Controller dati i punti di funzionamento

richiesti d , d e dp ,1 e la posizione della valvola a farfalla dthu , .

μ=1: Il motore sta operando con carica stratificata con la valvola a

farfalla comandata verso la completa chiusura se tptp d,11 o tutto

aperta se tptp d,11 .

L’input del tempo di accensione t è scelto per minimizzare

l’emissione di HC , alti nel caso di combustione stratificata.

μ=2: Il motore sta operando con carica omogenea con la valvola a

farfalla comandata verso la completa chiusura se tptp d,11 o tutta

aperta se tptp d,11 .

L’input del tempo di accensione t è scelto per minimizzare

l’emissione di xNO , alti nel caso di combustione omogenea.

38

μ=3: Il motore sta operando con carica stratificata e l’input del

tempo di accensione e della valvola a farafalla governati dal

Coordinated Feedback Controller dati i punti di funzionamento

richiesti d , d e dp ,1 e la desiderata posizione della valvola a farfalla

dthu , .

Risultati: Inizialmente si suppone μ=0 e ρ=0 (combustione stratificata)

mentre il risultato dell’operazione è la depurazione dell’LNT come viene

definito dai valori dei punti di funzionamento richiesti e da 1d .

Il Transition Governor passa a μ=1 e la valvola a farfalla è chiusa; ad

intervalli di tempo definiti esso cerca di trovare un valore relativo al

quale la carica deve accendersi tale che il rapporto di miscela stimato nel

regime di combustione omogeneo cada all’interno di un range possibile

per questo tipo di combustione. Se si può definire il valore del tempo di

accensione, si passa da μ=1 a μ=2.

Il passaggio da μ=2 a μ=3 è indotto se ad un certo intervallo di tempo t,

la pressione tp1 all’interno del collettore di aspirazione è tale che esista

un valore del tempo di accensione per cui la coppia di valori ( tp1 , sv )

cade all’interno del range possibile per il nuovo stato di funzionamento

con carica omogenea.

Inizialmente se μ=3 e ρ=1, ma ρd=0 si passa a μ=2. Se è possibile

determinare il valore del tempo di accensione tale che il rapporto di

miscela stimato ricada all’interno del range di fattibilità, si passa a μ=2.

39

Infine si passa a μ=0 quando la pressione nel collettore di aspirazione

ritorna sufficientemente alta e si ha un appropriato valore del tempo di

accensione.

La transizione dalle condizioni operative normali a quelle di depurazione

sono mostrate nelle figure 20 e 21. Il transitorio inizia al tempo t=0,2 sec.

La coppia motrice e la velocità del motore restano costanti durante il

transitorio. Il rapporto aria-combustibile passa da 35 a 14 in 0,5 sec.

Figura 20. Evoluzione temporale del Mode Transition Governor State μ,

della posizione della valvola a farfalla uth e dell'istante di accensione della carica δ.

I punti di funzionamento corrispondenti a ρd =1, sono rappresentati con la linea

tratteggiata.

40

Figure 21. Evoluzione temporale della pressione nel collettore di aspirazione p1 (kPa),

del rapporto di miscela λ e della velocità d’iniezione del combustibile nel cilindro Wf.

I punti di funzionamento corrispondenti a ρd =1, sono rappresentati con la linea tratteggiata.

Commento: Il passaggio dalla modalità di combustione stratificata alla

modalità omogenea per il ripristino della funzionalità del filtro per gli

ossidi d’azoto si realizza con un valore di coppia costante e in un arco

temporale molto ristretto che assicura la guidabilità ed il comfort

dell’autoveicolo.

41

3.3)Hossein Javaherian, Derong Liu, Olesia Kovalenko, “Automotive

Engine Torque and Air-Fuel Ratio Control Using Dual

Heuristic Dynamic Programming”, International Joint

Conference on Neural Networks 2006, Vancouver-Canada, July

16-21, 2006, pp. 518-525.

Descrizione: Lo sviluppo del controllo adattativo della coppia motrice e

del rapporto aria-combustibile è oggetto della pubblicazione di seguito

riportata, in cui è presentata una versione derivata dall’adaptative critic

designs.

Questa versione avanzata che prende il nome di “Dual Heuristic

Program” o brevemente DHP richiede per l’implementazione un

modello a rete neurale.

I risultati relativi al controllo della coppia motrice e del rapporto aria-

combustibile sono ottenuti impiegando un singolo controllore per

entrambi i modelli relativi alla coppia e al rapporto di miscela.

Per quanto riguarda il motore, è stato sviluppato un modello che,

avvalendosi di una rete neurale, fornisce un meccanismo di back

propagation dei segnali realizzando un controllo efficace.

Gli input di controllo sono la durata dell’iniezione del combustibile (fuel

pulse width o FPW) e la posizione della valvola a farfalla (throttle

position o TPS) mentre gli output sono la coppia motrice e il rapporto di

miscela.

42

Il modello è rappresentato da due sotto modelli a rete neurale che

inizialmente sono identificati separatamente per ottenere una migliore

accuratezza e successivamente accoppiati per formare un unico sistema

che rappresenti il sistema di combustione del motore.

Nella figura 22 è rappresentato un modello in cui i controllori TRQ e

AFR sono combinati per generare i comandi di controllo TPS e FPW.

Figura 22. Modello combinato per il controllo

della coppia motrice e del rapporto di miscela.

43

Gli input per il modello del motore vengono generati secondo lo schema

seguente di figura 23:

Figura 23. Struttura di un controllore di apprendimento

critico adattativo del motore.

Detta U la funzione di costo locale, essa è definita come

2

*2

1tTRQtTRQtU

2

1 2* tAFRtAFR

dove TRQ è la coppia motrice generata usando il controllore, TRQ* è il

valore richiesto di TRQ, AFR il rapporto di miscela e AFR* il valore

richiesto di AFR; mediante l’impiego di questa funzione si giunge ad un

controllo di TRQ in funzione di TRQ* e di AFR in funzione di AFR*.

44

La struttura “Critic Network” possiede quattro neuroni di input che sono

TRQ, AFR, TRQ*, AFR*, dodici neuroni nello strato nascosto e due

neuroni di output, ovvero le derivate della funzione del costo totale

rispetto a TRQ e AFR.

Anche la struttura “Controller/Action Network”, presenta gli stessi

quattro neuroni di input della Critic Network, i dodici neuroni nascosti e i

due di output ovvero FPW e TPS, che sono i segnali di controllo da

valutare per l’autocontrollo della coppia e del rapporto di miscela.

Tutte le altre variabili, come la velocità del flusso di massa dell’aria

(mass air flow o MAF), la pressione nel collettore di aspirazione

(manifold absolut pressare o MAP), la velocità del motore (RPM),

l’angolo di accensione (SPA), ricavate da test effettuati su di un

autoveicolo equipaggiato con un motore 5.3L V8 restano costanti.

La procedura di allenamento della Critic Network e della Action Network

si ripete fin quando si ottiene un controllore soddisfacente.

La figura 24 evidenzia la convergenza, nel processo iniziale di

allenamento, da errori più marcati tra TRQ e TRQ* e tra AFR ed AFR* a

valori minori dopo circa 23 cicli di allenamento.

45

Figura 24. Convergenza del processo di

allenamento del controllore.

Nella figura 25 è riportato il diagramma di flusso che descrive il processo

di apprendimento della rete neurale.

Figura 25. Diagarmma di flusso per l’addesrtamento

delle reti neurali che costituiscono i controllori ‘critic and action’.

46

Risultati: Nelle figure 26 e 27 sono riportati rispettivamente il controllo della

coppia motrice dopo l’istruzione del controllore della rete neurale quando

TRQ* (desiderato) è scelto come valore misurato preso dall’insieme di dati di

cui si dispone ed il controllo del rapporto di miscela (A/F) che corrisponde all’

AFR* scelto anch’esso come valore misurato preso dall’insieme dei dati dopo

l’istruzione della rete neurale.

Figura 26. Output della coppia (N*m) generato con il ‘ neural

network controller’.

47

Figura 27. Output dell’AFR generato istruendo

il ‘neural network controller’.

48

Esercitando i controllori, l’allineamento dei segnali di coppia motrice e

rapporto di miscela con i rispettivi segnali di funzionamento, risulta

essere, man mano, maggiormente accurato. Le figure 28 e 29 riportano i

due segnali di output relativi alla coppia ed al rapporto aria-combustibile,

derivanti dall’ applicazione del modello a rete neurale.

Figura 28. Segnale di controllo ( TPS %) generato

con il ’ neural network controller’.

49

Figura 29. Durata dell’iniezione di

combustibile (FPW in ms) generato con il’ neural

network controller’.

Osservando gli output del controllore si nota che l’attuazione della

valvola a farfalla presenta un (apparente) errore maggiore ad elevati

carichi del motore, mentre il controllo dell’erogazione del combustibileè

più accurato.

In realtà l’errore apparente è una piccola conseguenza

dell’implementazione del DHP perchè, dal punto di vista matematico è

molto complicato determinare la posizione della valvola a farfalla

corrispondente alla coppia richiesta ad ogni condizione operativa del

motore.

50

Commenti: In questo studio non si controlla il motore in modo che

AFR possa fornire il punto di funzionamento stechiometrico ma

l’obiettivo è il controllo del motore affinché AFR fornisca i valori

misurati del rapporto di miscela in uscita dal motore.

51

3.4)Nicolò Giorgetti, Giulio Ripaccioli, Alberto Bemporad, Ilya V.

Kolmanovsky, Davorin Horvat, “Hybrid model Predictive

Control of Direct Injection Stratified Charge Engines”,

Transaction on Mechatronics, vol. 11, N°5, October 2006, pp.

499-506.

Descrizione: Il sistema di controllo dei motori ad iniezione diretta con

carica stratificata (DISC), deve rilasciare accuratamente la coppia

motrice ed il rapporto di miscela richiesti in ogni caso attraverso un

ottimo coordinamento della valvola a farfalla, del tempo di accensione

della miscela, della velocità di riempimento dei cilindri ed infine, la

tipologia di combustione desiderata.

Inoltre, deve legare nel modo migliore la transizione fra la combustione

in carica stratificata e quella in carica omogenea in modo da assicurare il

comfort di guida.

Gli approcci esistenti per questo tipo di problema di controllo , si basano

su di una logica mutevole applicata ad una famiglia di controllori di

basso livello.

Per i tempi rapidi d’implementazione, viene presa in considerazione una

delle procedure classiche di controllo, ovvero il modello a struttura

predittiva (model predictive control o MPC).

52

Con questo approccio, il controllore del MPC è progettato e messo a

punto attraverso simulazioni che fanno riferimento alle dinamiche ibride.

Il processo di messa a punto implica la correzione dei pesi nella funzione

di costo, fino ad ottenere il risultato voluto.

In seguito l’output del controllore MPC, ovvero la curva piece-wise è

calcolata usando un risolutore multiparametrico.

Per compensare il disadattamento fra il modello non lineare (motore) ed

il modello linearizzato sono aggiunti degli integratori.

Questo tipo di approccio, basato sulla combinazione del riferimento

generato dal meccanismo di regolazione con il segnale di retroazione

proveniente dal controllore MPC, migliora l’andamento della curva

relativo alla coppia ed al rapporto di miscela. Allo stesso tempo, questo

particolare controllore riduce l’errore rispetto ai valori di riferimento sia

del rapporto di miscela che del ritardo di accensione della carica anche

quando la velocità di rotazione del motore devia dalla velocità nominale.

La risposta al transitorio è regolata dalla variazione dei pesi nella

funzione di costo.

Risultati: Il comportamento del motore DISC governato dal controllore

MPC è stato valutato in diverse simulazioni, usando il modello non

lineare del motore.

53

Il controllo si basa su una strategia articolata in due step: nel primo, dati

la velocità di rotazione del motore, la coppia desiderata, il rapporto di

miscela e i ritardi di accensione, i restanti parametri sono generati ad

ogni istante di tempo; nel secondo, questi parametri sono inviati al

controllore ibrido MPC.

Come parametri di progetto nel MPC, si sono scelti i pesi:

,04.0

,01.0

,1

pm

Wth

s

r

q

,10*5.1

,10

,10

3

3

3

s

r

q

Wf

,01.0

01,0

,01.0

s

r

q

1r

Si considera q molto più grande di q e s che tende a grandi valori,

per mettere in evidenza la traccia della coppia; r assume piccole

dimensioni affinché si possa avere la libertà di scegliere la migliore

modalità di combustione ad ogni istante di tempo, ma il suo valore non

deve essere eccessivamente basso poiché s’incorre nel rischio di un

funzionamento eccessivamente rumoroso del motore.

Si è assunto:

,211

,380

min

max

12

19

min

min

Si prendono in esame due casi differenti: nel primo, sia la coppia motrice

richiesta che la velocità di rotazione del motore sono costanti.

54

Come riportato in figura 30, al tempo t=1 è richiesto il passaggio da

carica omogenea a carica stratificata ed al tempo t=4 si verifica la

condizione inversa. Il controllore coordina con successo la valvola a

farfalla, l’iniezione di combustibile nei cilindri, l’anticipo di accensione e

la scelta della modalità di combustione in modo da rendere impercettibili

anche le più piccole fluttuazioni di coppia.

Lo scostamento dal valore richiesto è inferiore ad 1 N*m durante i

transitori.

Figura 30. Risposta del ciclo chiuso (modello non lineare + controllore MPC) a velocità nominale del

motore). (a) Coppia motrice τ(t) (linea a tratto: valore desiderato, linea continua: risposta del modello

non lineare). (b) Rapporto ‘air -to- fuel’ λ(t) (linea a tratto:valore desiderato, linea continua: risposta del

modello non lineare, linea tratto - punto: limiti del rapporto A/F ).(c) ritardo d’accensione dalla massima

coppia motrice (MBT), δmbt(t)- δ(t). (d) Modalità di combustione ρ(t).

55

Nel secondo caso, la velocità di rotazione del motore non è più costante

ed è basata su alcuni cicli di guida europei diversi fra loro.

Basate sul profilo di velocità del veicolo determinato mediante l’analisi

dei cicli di guida considerati, l’andamento delle curve relative a ref ed

viene generato prendendo in considerazione veicoli particolari ed una

lista in cui scegliere il cambio di trasmissione desiderato. La carica

stratificata 0 , viene consentita per valori di 2000 r/min e ref 50

N*m. L’AFR ottenuto, nella condizione stratificata, è circa 40; in

condizioni omogenee, è 14,64. I risultati sono riportati nelle figure 31 e

32.

56

Figura 31. Risposta del ciclo chiuso(modello non lineare + controllore MPC) a velocità nominale del

motore). (a) Coppia motrice τ(t) (linea a tratto: valore desiderato, linea continua: risposta del modello

non lineare). (b) Rapporto ‘air – to-fuel’ λ(t) (linea a tratto:valore desiderato, linea continua: risposta del

modello non lineare, linea tratto-punto: limiti del rapporto A/F ). (c) velocità del flusso di massa dell’aria

attraverso la valvola a farfalla, Wth(t)(linea a tratto: valore desiderato, linea continua: risposta del

controllore + dinamiche della valvola a farfalla). (d) pressione nel collettore di aspirazione pm(t) (linea a

tratto: valore desiderato, linea continua: risposta del modello non lineare).

57

Figura 32. Risposta del ciclo chiuso (modello non lineare + controllore MPC) a velocità del

motore non costante. (a) Velocità del flusso di massa del combustibile Wf (t) (linea a tratto:

valore desiderato, linea continua: risposta del controllore).(b) Ritardo di accensione dalla

massima coppia frenante MBT, δMBT(t)- δ(t). (c) Modalità di combustione ρ(t). (d) Velocità di

rotazione del motore ω.

Nelle figure si nota che la simulazione inizia con carica stratificata; la

coppia richiesta è di 21 N*m e la velocità del motore è di 2000 r/min.

Una variazione di coppia si ha per t=5 s, in risposta alla quale il

controllore MPC varia la modalità di combustione da stratificata ad

omogenea, in sinergia con l’aggiustamento della valvola a farfalla,

58

dell’accensione e, della portata di combustibile iniettato, in modo da

poter tracciare le curve relative a τ e λ.

Da t=5 s a t=16 s, aumentano sia la velocità di rotazione del motore sia

la coppia, tranne che per piccole variazioni di τ, finché al tempo t=15 s

sono raggiunti i valori massimi di 70 N*m e 2500 r/min.

Al tempo t=16 s, τref decresce a 40 N*m, mentre la velocità del motore

resta circa di 2000 r/min. Di conseguenza, il controllore non cambia la

modalità di combustione ma riduce la velocità del flusso di massa del

combustibile e quella dell’aria.

La piccola violazione della soglia limite dell’AFR intorno a t=16 s, è

dovuto alle discrepanze tra il modello ibrido linearizzato fatto girare a

2000 r/min e tra il modello non lineare fatto girare a circa 2400 r/min.

Infine, la riduzione richiesta della coppia e della velocità di rotazione del

motore rispettivamente sotto i 50 N*m e i 2000 r/min, fanno sì che il

controllore possa passare alla modalità di combustione stratificata.

Commenti: I risultati ottenuti ricorrendo al modello a struttura predittiva

per il controllo delle grandezze caratterizzanti il modulo di combustione

del motore generate impiegando il controllore MPC, presentano un

piccolo scostamento dai valori richiesti per il funzionamento del motore

in condizioni di regime, sia in termini di coppia motrice che di rapporto

di miscela; questo risultato si ottiene anche nel caso in cui le variazioni di

coppia ricorrono con elevata frequenza.

59

3.5)Ilya V. Kolmanovsky, Maria Druzhinina, Jing Sun, “Speed

Gradient Approach to Torque and Air-to-Fuel Ratio Control in

DISC Engines”, Transaction on Control System Technology, vol.

10, N°5, September 2002, pp. 671-678.

Descrizione: E’ impiegata la tecnica progettuale Lyapunov, detta anche

approccio Speed-Gradient o SG, per il controllo della coppia e del

rapporto di miscela nei motori DISC (direct-injection stratified-charge).

La tecnica è basata sulla minimizzazione dinamica di una funzione di

prestazione, performance function, espressa da:

bp QQQ

dove il primo termine pQ , che rappresenta un errore sulla prestazione

transitoria, è la somma pesata dei quadrati degli scostamenti della coppia

frenante , del flusso d’aria nel cilindro cylW e dell’istante di accensione

della carica δ, dai loro rispettivi punti di funzionamento d , fd W e d .

Essa è espressa mediante la seguente relazione:

232221

222,, dfcylddfmp WWWpQ

60

La modalità di controllo della coppia, corrisponde alla scelta dei pesi per

i quali 1 è molto più grande di 3 , mentre la modalità di controllo del

rapporto aria-combustibile corrisponde alla scelta dei pesi per i quali 3 è

più grande di 1 .

Il secondo termine bQ , “barrier function” assicura che le limitazioni

relative al rapporto di miscela ed all’istante di accensione siano

soddisfatte. La limitazione sul rapporto di miscela si manifesta sia nel

caso in cui si hanno rapporti aria-combustibile troppo magri dovuti ad

un’accensione irregolare della carica sia nel caso in cui si hanno rapporti

di miscela eccessivamente ricchi dovuti ad un incremento degli

idrocarburi e delle emissioni. Nella simulazione si sono assunte le

seguenti limitazioni sul rapporto di miscela:

1hom5.12

05.19min

ogeneous

stratified

1hom5.22

05.40max

ogeneous

startified

La forma più semplice che si può attribuire alla “barrier function” per

imporre le limitazioni, è la seguente:

2

44

2

33

2

22

2

11 sbsbsbsbQb

61

I pesi 4321 ,,, bbbb sono numeri positivi grandi ed è chiaro che, se le

limitazioni non sono superate, ovvero si rimane entro i valori di

tolleranza stabiliti, 04321 ssss e di conseguenza la barrier

function non ha più effetto.

Qualora i limiti imposti fossero superati, il controllore SG progettato

rispettando la performance function Q costringe il sistema ad allontanarsi

dai valori-soglia.

Risultati: Nelle figure 33 e 34 è illustrato il comportamento del sistema

closed-loop durante il transitorio dalla condizione operativa normale con

carica stratificata 35d alla condizione con carica omogenea

14d durante la quale si richiede la ripulitura della trappola di xNO

(LNT).

62

Figura 33. Risposta della coppia, dell’AFR e della pressione nel collettore di aspirazione

durante la transizione dal funzionamento normale a quello di ripulitura del LNT (linea

continua). I punti di funzionamento sono rappresentati con la linea a tratto

Figura 34. Traiettorie della valvola a farfalla, del combustibile e dell’accensione durante la transizione

da funzionamento normale ad operazioni di ripulitura del LNT (linea continua). I punti di funzionamento

sono riportati mediante linea a tratto. La linea tratto – punto indica il valore di accensione alla massima

coppia motrice (MBT).

63

Durante la simulazione, in cui la velocità di rotazione del motore è

mantenuta costante al valore di 2000 r/min, al tempo t=0,3 s la coppia

richiesta varia da 30 a 40 N*m.

Il controllore SG, impegnato nella modalità di controllo della coppia,

coordina l’iniezione, l’istante di accensione e la posizione della valvola a

farfalla, in modo da soddisfare la coppia richiesta e ripristinare

gradualmente il rapporto aria-combustibile.

Al tempo t=0,7 s viene inviata la richiesta di ripulire la trappola di ossidi

di azoto cosicché si verifica la transizione verso la condizione operativa

di ‘pulizia’, corrispondente ad una miscela ricca (ρ=1), con il controllore

impegnato nel controllare la coppia motrice.

La valvola a farfalla viene chiusa affinché la pressione nel collettore di

aspirazione diminuisca rapidamente mentre, sia l’iniezione nei cilindri

che l’istante di accensione della carica vengono corretti in modo da

mantenere l’output della coppia motrice vicino al valore richiesto.

Il regime di combustione può passare da stratificato ad omogeneo quando

il rapporto di miscela scende sotto il valore 21.

Nel momento in cui il regime di combustione varia da omogeneo a

stratificato o viceversa, le discontinuità che potrebbero verificarsi nella

coppia motrice possono essere evitate ripristinando la durata

dell’iniezione in camera di combustione e l’istante di accensione

simultaneamente con la transizione da un regime di combustione

all’altro. Questo è possibile perché sia la velocità d’iniezione fW , sia

l’istante di accensione δ, sono limitati dal controllore.

64

La relazione di ripristino è definita cercando i valori di fW e δ che

generano la coppia richiesta d nel regime di combustione in atto in

modo che si minimizzi la performance function Q.

Al tempo t=1,01 s si ha la variazione di regime di combustione ed

entrambi fW e δ sono ripristinati per assicurare l’output di coppia

richiesto.

Fin quando il regime di combustione omogeneo è più efficace di quello

stratificato alla stessa pressione nel collettore di aspirazione, il

controllore diminuisce la velocità di riempimento e ritarda l’accensione

della carica per mantenere l’allineamento della coppia; non appena la

pressione nel collettore di aspirazione decresce, fW aumenta in modo da

contrastare la maggiore perdita di pompaggio e mantenere l’output di

coppia motrice richiesto.

Al tempo t=1,6 s il rapporto di miscela si avvicina sufficientemente al

valore desiderato per ripulire il raccoglitore di ossidi di azoto ed il

controllore passa alla modalità di controllo del rapporto aria-

combustibile; al tempo t=1,7 s la coppia richiesta scende a 30 N*m.

Le figure 35 e 36 rappresentano il comportamento del controllore, in

modalità controllo di coppia, ad una brusca variazione della coppia

motrice richiesta.

65

Figura 35. Risposta della coppia, dell’AFR e della pressione

nel collettore di aspirazione in modalità controllo della coppia

(linea continua).I punti di funzionamento sono rappresentati

mediante linea a tratto.

Figure 36. Risposte della valvola a farfalla e dell’accensione in

modalità controllo della coppia(linea continua).

I punti di funzionamento sono rappresentati dalla linea a tratto.

La linea tratto - punto indica il valore dell’istante di accensione

alla massima coppia motrice (MBT).

66

In questa simulazione il rapporto di miscela è stechiometrico ed il regime

di combustione è omogeneo.

Il controllore SG risulta in grado di seguire perfettamente piccole

variazioni nella coppia richiesta, come ad esempio al tempo t=0,5

mentre, per variazioni più marcate come ad esempio al tempo t=1 s e

t=1,5 s, la risposta della coppia motrice (output) devia lievemente dal

valore richiesto nel transitorio.

La causa di questo comportamento è da attribuirsi all’attivazione della

barrier function per proteggere l’AFR da incrementi superiori (a 0.1t s)

ed inferiori (a 5.1t s) ai valori accettabili per il regime di combustione

omogeneo.

Inoltre, la barrier function, impedisce che l’istante di accensione superi il

valore MBT (maximum break torque) a 5.1t s.

Commenti: Questo tipo di approccio fornisce un meccanismo certo per

modellare la risposta del motore ma come si evince dai risultati,

l’allineamento fra la curva dell’AFR richiesto e la curva di

funzionamento dello stesso è più preciso nelle condizioni di passaggio da

normal a purge operation mentre durante brusche variazioni di coppia, si

riscontrano errori più evidenti.

67

Conclusioni

L’elaborato proposto ha come obiettivo la raccolta bibliografica degli

studi più recenti relativi al “controllo del rapporto di miscela nei motori a

combustione interna ad iniezione diretta”, al fine di offrire una

panoramica delle differenti metodologie a cui si è ricorso per affrontare

tale problematica.

La necessità di un ‘severo’ controllo dell’AFR è cresciuta di pari passo

con la normativa anti-inquinamento ‘Euro 4’, nonché con il bisogno di

soddisfare gli opportuni requisiti tra ‘fuel economy’ e prestazioni, visto il

notevole e progressivo incremento del costo del petrolio e le richieste

sempre più spinte in ambito di performance del motore.

I sistemi di controllo sviluppati per i motori GDI devono essere in grado

di garantire accuratamente la coppia motrice ed il rapporto di miscela

richiesti in ogni circostanza di funzionamento, attraverso il

coordinamento ottimale della valvola a farfalla, dell’istante di accensione

della carica presente nel cilindro e della modalità di combustione

selezionata dalla centralina (ECU) affinché sia in condizioni di regime

stazionario che soprattutto durante i transitori di marcia, si possa

ottimizzare il comfort dell’autoveicolo, legato a fluttuazioni degli output

delle diverse grandezze in gioco nel sistema di alimentazione del

combustibile.

I diversi studi sopra riportati, relativi al problema del controllo, hanno

come comune denominatore una logica “switch - based” applicata ad una

68

famiglia di controllori “low - level” esercitati con un’ampia gamma di

dati, estratti da test effettuati sul motore in esame, che tendono a coprire

in gran parte tutto il range di funzionamento del motore.

Di seguito si riportano alcune delle più interessanti soluzioni di motori ad

iniezione diretta di benzina adottate dalle principali case

automobilistiche.

Audi 1.6 FSI (Fuel Stratified Injection) è uno dei primi motori avente

questo tipo di iniezione realizzato dal gruppo Seat - Audi – Volkswagen,

montato inizialmente sulla A2. Il sistema d’iniezione è Common Rail con

testata a quattro valvole per cilindro ed iniettori posti ai lati della camera

di scoppio. Il 1.6 FSI utilizza un sistema esterno di ricircolo dei gas di

scarico e adotta due modalità di esercizio: a carica omogenea e a carica

stratificata gestite elettronicamente; una per ottenere maggiore potenza e

l’altra per ridurre i consumi [23].

Volkswagen 1.4 16V TSI (Twincharged Stratified Injection), il motore è

dotato di doppio sistema di sovralimentazione, che ha come scopo quello

di garantire doti tipiche dei diesel come: bassi consumi, buone

prestazioni in termini di coppia ai bassi regimi, aumento delle prestazioni

e grazie alla cilindrata ridotta, il contenimento dei consumi e quindi la

riduzione delle emissioni [23].

Alfa Romeo JTS (Jet Thrust Stoichiometric) adotta una particolare

interpretazione dell’iniezione diretta di benzina: combustione magra fino

ad un regime di circa 1500 giri/min, garantendo il risparmio di

carburante, mentre al di sopra di tale regime di rotazione utilizza una

miscela aria - benzina ‘stechiometrica’, cioè con un normale rapporto di

69

14.6:1 tra i due componenti, in modo da garantire prestazioni sportive

[23].

BMW 1.6 Turbo.

La scelta si è concentrata su due propulsori turbocompressi, ad iniezione

diretta, di 1.6 litri con potenza di 143 CV e 170 CV inizialmente montati

sulle Mini Cooper.

La filosofia è la stessa seguita dalla casa Volkswagen (1.4 TSI): ridurre

la cilindrata, contenere il peso quindi aumentare il rendimento

meccanico, garantire una coppia elevata ai medi regimi e ridurre i

consumi grazie all’iniezione GDI e all’adozione della sovralimentazione

[23].

Fiat debutta con il motore turbocompresso 1.4 T-Jet in grado di

assicurare consumi contenuti, basse emissioni e buone prestazioni [23].

Ferrari, debutterà nel 2009 con il sistema di alimentazione GDI,

montato sulla F430 per poi fare la sua comparsa sulla 612 Scaglietti e

sulla 599 GTB Fiorano: secondo indiscrezioni, la Casa del Cavallino sta

lavorando a stretto contatto con il gruppo Bosh per portare a termine la

realizzazione di questi particolari motori di nuova concezione [23].

Lexus IS F con il V8 da 5.0 litri, monta il modernissimo sistema

d’iniezione diretta D-4S (Direct injection 4-Stroke Superior) che

combina i vantaggi dell’iniezione diretta con quelli dell’iniezione

indiretta: un iniettore si trova nella camera di combustione, mentre un

altro è disposto, come di consueto, sul condotto di aspirazione. Il D-4S

realizza l’efficienza ottimale del motore lungo tutta la banda di potenza e

70

migliora la coppia nell’arco dei giri mentre minimizza i consumi e le

emissioni [24].

Quindi come è evidente, ogni marchio automobilistico ha interpretato il

sistema di iniezione diretta in modo autonomo e diversificato.

I punti in comune, tra le varie case, sono rappresentati dall’unanime

consapevolezza che i propulsori di questo tipo possono fornire notevoli

vantaggi in termini di riduzione dell’inquinamento e miglioramento del

bilancio energetico garantendo ottima guidabilità e silenziosità.

I motori a benzina si preparano a ridurre quel gap prestazionale,

soprattutto in termini di fruibilità e coppia, manifestato nei confronti dei

migliori motori a gasolio.