車用汽油機(jī)停缸時(shí)循環(huán)功耗研究

胡茂楊 常思勤 劉 梁 陸佳瑜 徐亞旋

南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京，210094

0 引言

停缸技術(shù)能夠有效地提高發(fā)動(dòng)機(jī)部分負(fù)荷下的燃油經(jīng)濟(jì)性[1-3]。停缸后為了保證相同的動(dòng)力輸出，需增大節(jié)氣門開度來提高工作氣缸的進(jìn)氣量，從而降低泵氣損失。停缸后壁面?zhèn)鳠釗p失和摩擦功耗也相應(yīng)減小。停缸技術(shù)按停缸模式是否固定可分為兩類，一類是模式固定的停缸，如V8-V4、V6-L3；另一類是間歇停缸，即工作氣缸與非工作氣缸是動(dòng)態(tài)變化的，其優(yōu)勢為停缸模式多，有利于進(jìn)一步提高經(jīng)濟(jì)性，同時(shí)具有更好的熱平衡性。固定模式的停缸技術(shù)研究和應(yīng)用較為廣泛，美國福特公司研究表明[4]，停缸過程中關(guān)閉非工作氣缸的進(jìn)排氣門，氣缸反復(fù)經(jīng)歷壓縮膨脹過程，循環(huán)功耗較低。MEGLI等[5]研究表明，停缸過程中開啟非工作氣缸進(jìn)氣門或排氣門，同樣也有利于降低循環(huán)功耗。MILLO等[6]基于MultiAir配氣機(jī)構(gòu)提出了與廢氣再循環(huán)結(jié)合的停缸方案，研究確定了最小停缸循環(huán)功耗對(duì)應(yīng)的氣門正時(shí),該方案需精準(zhǔn)控制氣門正時(shí)，否則易造成尾氣富氧。對(duì)于間歇停缸技術(shù)，ZHAO等[7]研究表明，非工作氣缸吸入空氣，空氣受氣缸高溫環(huán)境加熱，在壓縮膨脹過程中實(shí)現(xiàn)能量回收，從而降低循環(huán)功耗。燕山大學(xué)對(duì)動(dòng)態(tài)停缸技術(shù)做了相關(guān)研究，設(shè)計(jì)了不同發(fā)動(dòng)機(jī)停缸模式[8-9]，但僅通過停止噴油的方式實(shí)現(xiàn)動(dòng)態(tài)停缸技術(shù)易造成尾氣富氧。

停缸的應(yīng)用主要為了改善經(jīng)濟(jì)性，停缸循環(huán)功耗越低越有利于提高經(jīng)濟(jì)性，但在特殊工況下，如車輛升擋過程中，更大的停缸循環(huán)功耗有利于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速更迅速地降低至目標(biāo)值，從而改善換擋品質(zhì)。文獻(xiàn)[10]研究了升擋過程中通過停止噴油的停缸方式來降低離合器接合時(shí)的轉(zhuǎn)速差，但僅通過停止噴油易造成尾氣富氧。

電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)是一種無凸輪全可變配氣機(jī)構(gòu)。美國通用公司較早地開始了電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的研究，并提出了典型的雙電磁鐵、雙彈簧的技術(shù)方案[11]。德國FEV公司[12]、法國Valeo公司[13]、美國密歇根大學(xué)[14]等都研制出了具有代表性的電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)樣機(jī)。清華大學(xué)[15]、浙江大學(xué)[16]等對(duì)雙電磁鐵雙彈簧型的技術(shù)方案進(jìn)行了相關(guān)的仿真與試驗(yàn)研究。天津大學(xué)[17]對(duì)動(dòng)磁式電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的技術(shù)方案進(jìn)行了初步探索。

應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)能夠較為便捷地實(shí)現(xiàn)各缸獨(dú)立的逐循環(huán)控制，為停缸技術(shù)實(shí)現(xiàn)提供了一種可行的途徑。SHIAO等[18]在四缸發(fā)動(dòng)機(jī)中應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)停缸，使經(jīng)濟(jì)性提升7%～21%，但沒有分析停缸氣門方案。俞曉璇[19]應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)，以單缸一個(gè)循環(huán)內(nèi)所做負(fù)功最小為優(yōu)化目標(biāo)，確定了單缸停止一個(gè)工作循環(huán)的起始點(diǎn)。

本文在此基礎(chǔ)上，應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)提出了滯留廢氣、滯留空氣、排氣門常開3種間歇停缸方案，分析了不同控制參數(shù)對(duì)3種方案停缸循環(huán)功耗和摩擦功耗的影響。確定了以最小功耗提高經(jīng)濟(jì)性和最大功耗改善換擋品質(zhì)的停缸方案。

1 試驗(yàn)平臺(tái)與模型驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)平臺(tái)

自主研發(fā)的電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)是一種無凸輪配氣機(jī)構(gòu)(圖1，已在缸蓋上完成了試驗(yàn)研究)，它具備高響應(yīng)、緩氣門落座以及低功耗等特點(diǎn)[20-22]。

圖1 電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)樣機(jī)Fig.1 Prototype of the EMVT

電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)單個(gè)執(zhí)行器內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖見圖2，主要由內(nèi)磁軛、外磁軛、永磁體、動(dòng)圈等組成。電磁直線執(zhí)行器控制系統(tǒng)包括控制器、執(zhí)行器、功率驅(qū)動(dòng)模塊、傳感器、顯示模塊。試驗(yàn)時(shí)控制器完成對(duì)各路傳感器信號(hào)的采集和控制信號(hào)的輸出，實(shí)現(xiàn)控制算法的功能?？刂破鬏敵龅男」β市盘?hào)通過功率驅(qū)動(dòng)模塊放大。通過控制執(zhí)行器的電流和位移實(shí)現(xiàn)雙閉環(huán)控制動(dòng)圈運(yùn)動(dòng)，從而控制與動(dòng)圈連接在一起的氣門的升程。試驗(yàn)時(shí)驅(qū)動(dòng)電壓為24 V，電流采用閉環(huán)控制，開啟8 mm時(shí)峰值電流約為7.5 A，采用頻率為10 kHz。位移傳感器有效量程為10 mm，精度為0.005 mm。圖3為試驗(yàn)所得曲線，由圖3可見，在開啟和關(guān)閉階段電流較大，而在氣門開啟保持階段電流較小，能耗集中消耗在開啟和關(guān)閉階段，因而應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)停缸時(shí)，應(yīng)盡量減少開啟和關(guān)閉次數(shù)以降低氣門自身功耗。

圖2 電磁直線執(zhí)行器內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.2 The inside structure of the EMVT

圖3 測試電流和升程Fig.3 Current and valve lift of the test

1.2 模型驗(yàn)證

基于1.8 L四缸樣機(jī)，在GT-Power中建立了一維發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型，主要參數(shù)見表1。傳熱模型選用WoschniGT，傳熱系數(shù)

hc=3.26D-0.2p0.8T-0.55w0.8

(1)

式中，D為氣缸直徑,m；p缸內(nèi)壓力,kPa；T為缸內(nèi)溫度,K；w為缸內(nèi)氣體平均速度,m/s。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

摩擦模型采用Chen-Flynn經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停骄行Σ翂毫?FMEP)

(2)

式中，F(xiàn)C為平均有效摩擦壓力常數(shù)部分；pCyl，max為缸內(nèi)最大壓力；vp,m為活塞平均速度；A為缸內(nèi)最大壓力系數(shù)；B為活塞平均速度系數(shù)；C為活塞速度平方系數(shù)。

模型中幾何尺寸(如管道、氣門、氣缸等)以及各工況下空燃比、噴油量、點(diǎn)火角等參數(shù)按測量值和試驗(yàn)值設(shè)定。在不同轉(zhuǎn)速滿負(fù)荷下，仿真結(jié)果與樣機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比見圖4，仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度較高，誤差小于3%。為研究基于電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的停缸方案，需在樣機(jī)模型基礎(chǔ)上建立電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)發(fā)動(dòng)機(jī)模型。GT-Power中提供了ValveSolSignalConn模塊，該模塊通過邏輯信號(hào)0或1控制,當(dāng)信號(hào)在0和1之間切換時(shí)，氣門實(shí)現(xiàn)開啟或關(guān)閉。這為本文的研究提供了一種可行的方法。

圖4 發(fā)動(dòng)機(jī)仿真與試驗(yàn)對(duì)比Fig.4 Comparison of simulated results andexperimental results for prototype engine

2 停缸氣門方案

2.1 方案要求

發(fā)動(dòng)機(jī)停缸循環(huán)為了避免因缸內(nèi)壓力過低導(dǎo)致機(jī)油竄入氣缸，通常在缸內(nèi)滯留一部分廢氣或空氣。根據(jù)文獻(xiàn)[23]設(shè)定停缸循環(huán)最低壓力不低于0.02 MPa。停缸氣門方案要避免空氣流入排氣歧管，以免尾氣富氧，造成三元催化轉(zhuǎn)化器效率下降。另外，在停缸循環(huán)上止點(diǎn)時(shí)要避免氣門與活塞相撞。根據(jù)樣機(jī)測量結(jié)果，上止點(diǎn)時(shí)氣門開啟升程不超過4 mm可避免氣門與活塞干涉。

2.2 方案

根據(jù)上述要求提出了3種停缸氣門方案，分別為滯留廢氣方案、滯留空氣方案和排氣門常開方案。以停缸一個(gè)循環(huán)做功一個(gè)循環(huán)為例，進(jìn)排氣門升程曲線見圖5。其中，TDC表示上止點(diǎn)，BDC表示下止點(diǎn)。滯留廢氣方案在做功循環(huán)排氣行程過程中提前關(guān)閉排氣門，滯留一部分廢氣于缸內(nèi)；停缸過程中，廢氣在缸內(nèi)反復(fù)壓縮膨脹；在停缸循環(huán)末排氣門再次開啟，將廢氣排出。滯留空氣方案在停缸循環(huán)進(jìn)氣行程吸入適量空氣后關(guān)閉進(jìn)氣門；停缸過程中，空氣在缸內(nèi)反復(fù)壓縮膨脹；在停缸循環(huán)末進(jìn)氣門提前開啟，將空氣壓入進(jìn)氣歧管，此時(shí)不能將空氣壓入排氣歧管，否則尾氣富氧。以上兩種方案是通過滯留氣體來避免機(jī)油倒吸。排氣門常開方案中，整個(gè)停缸循環(huán)排氣門始終開啟，廢氣被反復(fù)吸入排出，缸內(nèi)壓力在0.1 MPa附近變化，同樣也避免了機(jī)油倒吸的可能。

圖5 停缸氣門方案示意圖Fig.5 The schematic diagrams of CDA valve strategies

3 循環(huán)功耗與摩擦功耗分析

本節(jié)以停缸一個(gè)循環(huán)做功一個(gè)循環(huán)為例，分析停缸循環(huán)功耗與摩擦功耗。圖5中除了做功循環(huán)的壓縮行程和做功行程外，其余6個(gè)行程的缸內(nèi)壓力均受氣門升程和開啟關(guān)閉正時(shí)影響，這里定義單個(gè)氣缸在此6個(gè)行程的傳熱損失與換氣損失總和為循環(huán)功耗，定義摩擦功耗為發(fā)動(dòng)機(jī)停缸一個(gè)循環(huán)過程中的摩擦損失。停缸后循環(huán)功耗和摩擦功耗越低，經(jīng)濟(jì)性提升越顯著。在升擋過程中通過停缸降低發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，因而循環(huán)功耗和摩擦功耗越大，越有利于縮小離合器接合時(shí)主動(dòng)盤與從動(dòng)盤轉(zhuǎn)速差，從而改善換擋品質(zhì)。本節(jié)將分析所提出的3種停缸方案功耗與氣門升程以及開啟關(guān)閉正時(shí)的關(guān)系，確定各方案最小與最大功耗對(duì)應(yīng)的配氣相位與升程。

選取工況點(diǎn)如下：轉(zhuǎn)速為1 600 r/min，工作氣缸負(fù)荷率70%(該負(fù)荷為1 600 r/min下最優(yōu)燃油經(jīng)濟(jì)性點(diǎn))。當(dāng)停缸多個(gè)循環(huán)時(shí)，每多停一個(gè)循環(huán)，額外增加兩次壓縮膨脹行程功耗。本節(jié)以停缸一個(gè)循環(huán)為例，分析循環(huán)功耗與摩擦功耗。

3.1 滯留廢氣方案

圖6所示為滯留廢氣方案循環(huán)功耗和最低壓力。由圖6可見，排氣門關(guān)閉時(shí)刻推遲有利于降低循環(huán)功耗，主要因?yàn)榕艢忾T推遲關(guān)閉，缸內(nèi)高溫廢氣量減少，降低了傳熱損失。最低壓力也相應(yīng)地隨著排氣門關(guān)閉時(shí)刻推遲而減小。圖7所示為不同排氣門關(guān)閉時(shí)刻下，停缸循環(huán)平均有效摩擦壓力。隨著排氣門關(guān)閉推遲，平均有效摩擦壓力也逐漸降低，同樣是因?yàn)楦變?nèi)高溫廢氣量的減少使缸內(nèi)最高壓力降低。

圖6 滯留廢氣方案循環(huán)功耗和最低壓力Fig.6 The cycle’s energy losses and minimum in-cylinder pressure for trapped exhaust gas strategy

圖7 滯留廢氣方案停缸循環(huán)平均有效摩擦壓力Fig.7 The friction mean effective pressure for trapped exhaust gas strategy

隨著排氣門關(guān)閉時(shí)刻的推遲，循環(huán)功耗、摩擦功耗、最低壓力都隨之降低。為減少功耗，排氣門應(yīng)推遲關(guān)閉。最小功耗對(duì)應(yīng)的排氣門關(guān)閉時(shí)刻由最低壓力0.02 MPa確定，約在302°CA關(guān)閉。在停缸循環(huán)末排氣門約在300°CA開啟將滯留廢氣排出，而停缸循環(huán)前排氣門不開啟，將上一做功循環(huán)全部廢氣滯留于缸內(nèi)，對(duì)應(yīng)的停缸循環(huán)功耗最大。

3.2 滯留空氣方案

圖8所示為滯留空氣方案循環(huán)功耗和最低壓力。由圖8可見，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻提前有利于降低循環(huán)功耗和最低壓力。圖9所示為滯留空氣方案停缸循環(huán)平均有效摩擦壓力，隨著進(jìn)氣門關(guān)閉提前，平均有效摩擦壓力也降低。主要因?yàn)檫M(jìn)氣量減少，缸內(nèi)壓力降低導(dǎo)致摩擦功耗下降。

圖8 滯留空氣方案循環(huán)功耗和最低壓力Fig.8 The cycle’s energy losses and minimum in-cylinder pressure for trapped fresh air strategy

圖9 滯留空氣方案停缸循環(huán)平均有效摩擦壓力Fig.9 The friction mean effective pressure of deactivated cycle for trapped fresh air strategy

對(duì)于滯留空氣方案，為獲得最小功耗，進(jìn)氣門應(yīng)采用小升程、較短的開啟持續(xù)期來減少停缸循環(huán)缸內(nèi)滯留空氣量，同時(shí)需保證最低壓力不小于0.02 MPa。本例中停缸循環(huán)進(jìn)氣門采用小升程1 mm，在435°CA關(guān)閉；停缸循環(huán)末進(jìn)氣門在300°CA開啟，對(duì)應(yīng)停缸循環(huán)功耗最小。反之，進(jìn)氣門應(yīng)采用大升程和較長的開啟持續(xù)期來增加缸內(nèi)滯留空氣量，獲得最大的功耗。

3.3 排氣門常開方案

停缸過程中，該方案排氣門始終開啟，廢氣被反復(fù)吸入排出氣缸。在上止點(diǎn)時(shí)，允許的最大氣門升程為4 mm。圖10所示為排氣門升程由4 mm減小至1 mm過程中，停缸循環(huán)功耗和最低壓力。由圖10可見，隨著排氣門升程的減小，循環(huán)功耗逐漸增加，這是因?yàn)樯痰臏p小增加了節(jié)流，使得每一次吸入排出廢氣過程中泵氣損失增大。最低壓力也隨著排氣門升程的減小而略有降低，但遠(yuǎn)大于0.02 MPa。與滯留氣體方案相比，排氣門常開方案無需對(duì)氣門正時(shí)精準(zhǔn)控制，即可避免機(jī)油倒吸。圖11所示為不同排氣門升程下停缸循環(huán)平均有效摩擦壓力，隨著排氣門升程減小，摩擦功耗相應(yīng)增加，但低于滯留氣體方案。由上述分析可得，增大排氣門升程能夠同時(shí)降低循環(huán)功耗和摩擦功耗，因而排氣門開啟最大允許升程4 mm時(shí)，對(duì)應(yīng)的功耗最?。婚_啟小升程對(duì)應(yīng)的停缸循環(huán)功耗大。

圖10 排氣門常開方案循環(huán)功耗和最低壓力Fig.10 The energy losses of cylinder and minimum in-cylinder pressure for exhaust valve opening strategy

圖11 排氣門常開方案停缸循環(huán)平均有效摩擦壓力Fig.11 The friction mean effective pressure deactivated cycle for exhaust valve opening strategy

4 最小與最大功耗方案的確定

4.1 停缸循環(huán)最小功耗方案

由第3節(jié)分析得到了3種停缸方案功耗與配氣相位及升程的關(guān)系。以停缸提高經(jīng)濟(jì)性時(shí)，應(yīng)盡量降低停缸循環(huán)功耗。圖12所示為不同工況下3種停缸方案循環(huán)功耗和摩擦功耗，圖中摩擦功耗為總摩擦功耗的1/4，用以表示單個(gè)氣缸分擔(dān)的摩擦功耗。由圖12可見，在3種工況下，滯留廢氣方案和排氣門常開4 mm方案功耗較小且接近，但排氣門常開方案優(yōu)勢在于僅需控制排氣門升程，無需對(duì)氣門正時(shí)精準(zhǔn)控制，同時(shí)該方案可避免缸內(nèi)壓力過低，因此確定排氣門常開4 mm方案為停缸循環(huán)最小功耗方案。

應(yīng)用排氣門常開方案，可便捷地實(shí)現(xiàn)間歇停缸，保證工作氣缸處于最優(yōu)經(jīng)濟(jì)性區(qū)域。圖13所示為1 600 r/min下，排氣門常開方案對(duì)經(jīng)濟(jì)性的改善情況。平均有效壓力(brake mean effective pressure，BMEP)等于0.2 MPa時(shí)，有效燃油消耗率(brake specific fuel consumption，BSFC)降低約20.7%。隨著負(fù)荷的增加，經(jīng)濟(jì)性改善程度逐漸降低。在BMEP為0.4 MPa時(shí)，停缸對(duì)經(jīng)濟(jì)性的提升與進(jìn)氣門早關(guān)(early intake valve closing，EIVC)策略接近。因此當(dāng)BMEP小于0.4 MPa時(shí)，采用停缸提高經(jīng)濟(jì)性；反之，采用EIVC控制負(fù)荷。

(a)n=1 600 r/min，工作氣缸負(fù)荷率70%

(b)n=1 200 r/min，工作氣缸負(fù)荷率68%

(c)n=1 200 r/min，工作氣缸負(fù)荷率48%圖12 不同工況下3種停缸方案總功耗Fig.12 Total energy losses of three CDA strategies under different operating conditions

圖13 排氣門常開停缸方案對(duì)經(jīng)濟(jì)性改善Fig.13 Fuel economy benefits achieved by exhaust valve opening strategy

4.2 停缸循環(huán)最大功耗方案

對(duì)于滯留廢氣或空氣方案，缸內(nèi)滯留氣體量最大時(shí)功耗最大。滯留廢氣方案最大滯留廢氣量與前一工作氣缸負(fù)荷相關(guān)。滯留空氣方案最大滯留空氣量在最大升程和最長的開啟持續(xù)期時(shí)獲得。排氣門常開方案停缸循環(huán)最大功耗在小升程時(shí)獲得，本文以1 mm升程為例分析其最大功耗。

圖14所示為3種停缸方案在其最大功耗下連續(xù)停缸多個(gè)循環(huán)，累計(jì)循環(huán)功耗和摩擦功耗總和。由圖14可見，滯留廢氣方案停缸前負(fù)荷率越高，總功耗越大。同時(shí)隨著停缸循環(huán)數(shù)增加，功耗增長量逐漸減緩，主要因?yàn)楦變?nèi)高溫廢氣逐漸冷卻，溫度和壓力的下降使傳熱損失和摩擦功耗相應(yīng)降低。滯留空氣方案和排氣門常開方案功耗近似直線上升，因?yàn)樵谕８锥鄠€(gè)循環(huán)過程中缸內(nèi)溫度和壓力整體變化較小。由此，總功耗較大的方案為停缸前處于高負(fù)荷的滯留廢氣方案和排氣門常開(1 mm)方案。

(a)n=2 000 r/min

(b)n=2 400 r/min圖14 3種停缸方案累計(jì)總功耗Fig.14 Accumulative energy losses of three CDA valve strategies

車輛升擋時(shí)，離合器從分離至接合的過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)歷數(shù)個(gè)循環(huán)。以升擋過程中停缸0.3 s為例，平均轉(zhuǎn)速2 000 r/min和2 400 r/min下對(duì)應(yīng)的循環(huán)數(shù)分別為5和6。由圖14可見，2 000 r/min停缸5個(gè)循環(huán)時(shí)，排氣門常開(1 mm)方案累計(jì)總功耗接近高負(fù)荷的滯留廢氣方案。2 400 r/min停缸6個(gè)循環(huán)時(shí)，排氣門常開(1 mm)方案累計(jì)總功耗遠(yuǎn)大于其他方案。在這段時(shí)間內(nèi)，排氣門常開(1 mm)方案更有利于轉(zhuǎn)速下降，確定該方案為改善升擋品質(zhì)的停缸方案。

5 結(jié)論

(1)對(duì)于滯留氣體方案，減少滯留氣體量，有利于降低循環(huán)功耗和摩擦功耗。隨排氣門升程的增加，排氣門常開方案循環(huán)功耗和摩擦功耗逐漸降低。排氣門升程為4 mm時(shí)功耗最低，且停缸循環(huán)缸內(nèi)壓力約0.1 MPa，避免了機(jī)油倒吸。

(2)3種停缸方案中，排氣門常開(4 mm)方案具有功耗低、無機(jī)油倒吸、氣門控制簡單等優(yōu)點(diǎn)，確定該方案為提高經(jīng)濟(jì)性的停缸方案。在1 600 r/min下BMEP為 0.2～0.4 MPa時(shí)，經(jīng)濟(jì)性相應(yīng)提升20.7%～7.2%。

(3)車輛升擋過程中應(yīng)用停缸技術(shù)，增大循環(huán)功耗和摩擦功耗有利于降低發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。以升擋過程中停缸0.3 s為例，滯留空氣方案總功耗最??；滯留廢氣方案總功耗隨停缸前負(fù)荷率降低而減少；排氣門常開(1 mm)方案總功耗大，隨著升擋時(shí)轉(zhuǎn)速的升高，功耗大的優(yōu)勢更為顯著，確定該方案為改善升擋品質(zhì)的停缸方案。