崔亞彬,袁中營,郭峰,王闊,吳慎超,宋東先,高定偉
(1.長城汽車股份有限公司,河北 保定 071000;2.河北省汽車工程技術(shù)研究中心,河北 保定 071000)
連續(xù)可變氣門升程(CVVL)技術(shù),通過連續(xù)改變氣門升程,調(diào)節(jié)進(jìn)入缸內(nèi)的氣量,控制發(fā)動機(jī)負(fù)荷,弱化甚至取消節(jié)氣門的節(jié)流作用,吸氣損失因而減少;同時CVVL技術(shù)可降低對進(jìn)氣凸輪軸的驅(qū)動力矩,有效提高發(fā)動機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。
應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu)后,節(jié)氣門全開,用CVVL機(jī)構(gòu)來控制發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量,使進(jìn)氣歧管中的進(jìn)氣壓力接近大氣壓,可有效降低發(fā)動機(jī)在吸氣過程中的吸氣損失。同時CVVL機(jī)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)進(jìn)氣門早關(guān)(EIVC)的米勒循環(huán)效果,降低部分負(fù)荷的泵氣損失。
CVVL機(jī)構(gòu)采用不同升程控制負(fù)荷,部分負(fù)荷采用低氣門升程時,可以降低發(fā)動機(jī)驅(qū)動進(jìn)氣凸輪軸所需要的力矩,間接降低發(fā)動機(jī)的摩擦功。
低壓外部廢氣再循環(huán)技術(shù)(LP-EGR),將燃燒后經(jīng)催化器過濾的廢氣,經(jīng)過EGR冷卻器冷卻后引入缸內(nèi),通過改變缸內(nèi)工質(zhì)的比熱容比,降低燃燒溫度,提升燃燒等容度來提升熱效率。
某產(chǎn)品發(fā)動機(jī)(排量1.5 L,直噴,廢氣渦輪增壓)在升級換代過程中,引入機(jī)械式CVVL技術(shù),本研究結(jié)合臺架試驗,對CVVL的應(yīng)用策略進(jìn)行研究,挖掘CVVL技術(shù)的潛力,并匹配LP-EGR技術(shù),進(jìn)一步提高發(fā)動機(jī)熱效率。
CVVL結(jié)構(gòu)見圖1,通過驅(qū)動電機(jī)改變偏心軸的旋轉(zhuǎn)角來改變擺臂機(jī)構(gòu)擺動角,從而調(diào)節(jié)氣門升程。
圖1 CVVL結(jié)構(gòu)
試驗發(fā)動機(jī)為一臺1.5 L直噴增壓汽油機(jī),主要技術(shù)參數(shù)見表1,主要試驗設(shè)備見表2,發(fā)動機(jī)布置方案見圖2。
表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)
表2 主要試驗設(shè)備
圖2 臺架示意
試驗使用INCA軟件,實(shí)現(xiàn)對發(fā)動機(jī)噴油時刻、軌壓、點(diǎn)火時刻、進(jìn)排氣相位及進(jìn)氣門升程的控制。試驗采用AVL電力測功機(jī),安裝火花塞式缸壓傳感器,采用燃燒分析儀采集燃燒放熱數(shù)據(jù)。
試驗首先對原機(jī)進(jìn)行性能摸底試驗,將基礎(chǔ)工況點(diǎn)進(jìn)行優(yōu)化,將油耗調(diào)整到最佳。
試驗中節(jié)氣門全開,調(diào)節(jié)CVVL升程進(jìn)行負(fù)荷控制。固定發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和扭矩,通過調(diào)節(jié)VVT對配氣正時進(jìn)行正交掃點(diǎn),掃點(diǎn)步長為10°,該過程中調(diào)節(jié)進(jìn)氣門升程,保持扭矩固定,點(diǎn)火角調(diào)節(jié)到最佳位置(燃燒累計放熱50%對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角即θAI50,位于6°ATDC~8°ATDC),平均指示壓力變動率小于3%。選取最低油耗對應(yīng)的氣門升程及VVT組合,進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。
選擇CVVL主要工作區(qū)域進(jìn)行分析,將CVVL機(jī)構(gòu)運(yùn)行策略匹配優(yōu)化后,選取最佳熱效率點(diǎn)進(jìn)行LP-EGR匹配,對米勒循環(huán)與LP-EGR的耦合關(guān)系進(jìn)行分析。
圖3示出2 000 r/min下5種工況點(diǎn)(見表3)的燃油消耗及降幅。由圖3可見,工況1、工況4、工況5的燃油消耗降幅較小,工況2和工況3的油耗有所升高。
圖3 油耗降幅
參數(shù)工況1工況2工況3工況4工況5轉(zhuǎn)速/r·min-12 000平均有效壓力/MPa0.20.40.60.81.0
使用CVVL控制負(fù)荷,節(jié)氣門全開,進(jìn)氣歧管壓力接近大氣壓,具有進(jìn)氣門早關(guān)的米勒循環(huán)效果,吸氣損失降低明顯,如圖4虛線包裹部分面積明顯減小,所有工況的泵氣損失均降低(見圖5)。由于取消節(jié)氣門節(jié)流作用,相同負(fù)荷下進(jìn)氣門升程較小,凸輪軸的驅(qū)動力矩減小,機(jī)械損失呈減小趨勢(見圖6)。
雖然泵氣損失及機(jī)械損失均有降低,但油耗降幅沒有體現(xiàn)。下文針對油耗升高的兩個工況點(diǎn)進(jìn)行分析,解析CVVL未發(fā)揮節(jié)油效果的原因。
圖4 吸氣損失對比
圖5 泵氣損失對比
圖6 機(jī)械損失對比
從表4可見,工況2和工況3在應(yīng)用CVVL控制負(fù)荷后,燃燒持續(xù)期(燃燒累計放熱10%到90%對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)均有一定程度的縮短,燃燒效率有一定提高,但由實(shí)際油耗計算得出的指示熱效率反而有一定的降低。燃燒效率是指燃料燃燒實(shí)際釋放出的總熱量與燃料所能釋放的總熱量之比,體現(xiàn)了燃燒的充分程度,與排放物測量結(jié)果相關(guān)聯(lián),根據(jù)排放物能量平衡分析得到,其計算公式為
(1)
式中:ηc為燃燒效率;[CO],[HC],[CO2]為摩爾濃度;Hμ為燃油低熱值;hCO為CO的燃燒焓,取值283.24 kJ/mol;hH2為H2的燃燒焓,取值244 kJ/mol;MWf為碳原子歸一后的燃油分子質(zhì)量。
表4 燃燒參數(shù)及臺架熱效率
臺架指示熱效率計算公式為
(2)
式中:η為發(fā)動機(jī)指示熱效率;Pi為指示功率;B為燃油消耗量;Hμ為燃料低熱值。
燃燒效率的提升和燃燒持續(xù)期的縮短,一般與缸內(nèi)殘余廢氣的減少有關(guān)。應(yīng)用CVVL控制負(fù)荷,相同工況對應(yīng)的進(jìn)氣門升程較小,進(jìn)氣門開啟持續(xù)期減小,與排氣門所形成的重疊角減?。煌瑫r由于進(jìn)氣歧管壓力大幅度升高,進(jìn)排氣壓差很小,廢氣從排氣回流到進(jìn)氣的趨勢減小,造成缸內(nèi)殘余廢氣減少。殘余廢氣對缸內(nèi)混合氣的稀釋作用減弱,導(dǎo)致燃燒速度加快,燃燒充分,排放物減少,因此,燃燒效率有所提升。燃燒持續(xù)期的縮短與燃燒效率的提升,均有利于油耗的降低,但對應(yīng)臺架指示熱效率反而下降,最終油耗升高,以下作進(jìn)一步分析。
經(jīng)過統(tǒng)計,采用CVVL控制負(fù)荷后,發(fā)動機(jī)在工況2和工況3的排氣溫度升高了30 ℃左右,內(nèi)部殘余廢氣量減小10%左右(見表5)。
表5 殘余廢氣率及排氣溫度
內(nèi)部殘余廢氣比例會改變工質(zhì)的比熱容比,奧拓循環(huán)的理論指示熱效率公式為
(3)
式中:k為比熱容比;εc為壓縮比。
內(nèi)部殘余廢氣比例增加會增加工質(zhì)中雙原子分子的比例,從而增大k值,對理論指示熱效率有一定影響。經(jīng)過查表計算,內(nèi)部殘余廢氣變化10%時,k值變化極小,可以忽略由于比熱容比改變帶來的理論熱效率的改變。
內(nèi)部殘余廢氣(內(nèi)部EGR)的量,根據(jù)進(jìn)排氣壓力差及氣門重疊角計算而來:
(4)
式中:Rri為內(nèi)部EGR率;mr為內(nèi)部EGR質(zhì)量;ml為缸內(nèi)進(jìn)氣質(zhì)量;V1為排氣門關(guān)閉0.5 mm相位對應(yīng)的缸內(nèi)體積;qrsp_s為回流廢氣聲速流量;Φlap為0.5 mm氣門重疊角;pex為排氣歧管壓力;Tex為排氣溫度;n為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速;Cyl為氣缸數(shù);Rg為氣體常數(shù),取值273.24 J/(kg·K);KLAF為氣體流量特性系數(shù);ftex為排氣溫度修正因子;fpex為排氣壓力修正因子。
工況2和工況3內(nèi)部殘余廢氣的來源:在吸氣過程中,活塞下行,此時排氣門還沒有完全關(guān)閉,由排氣歧管倒吸回缸內(nèi)。殘余廢氣的溫度等于發(fā)動機(jī)的排氣溫度。對此過程進(jìn)行模型抽象(見圖7),可見,兩種控制只是內(nèi)部殘余廢氣的比例不同,殘余廢氣進(jìn)入和排出氣缸的溫度不變,所以殘余廢氣并沒有給缸內(nèi)帶進(jìn)或帶出熱量。綜合其對比熱容比的影響來看,這兩個工況下殘余廢氣對理論指示熱效率的影響可以忽略。
圖7 不同殘余廢氣(內(nèi)部EGR)抽象模型
進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn),采用CVVL控制負(fù)荷,進(jìn)氣門升程以及開啟持續(xù)期均有一定程度減小,這就使發(fā)動機(jī)有效壓縮比有一定減小(見式(5))。同時發(fā)動機(jī)排氣門的開啟時刻、持續(xù)期和升程不變,因此發(fā)動機(jī)有效膨脹比不變(見式(6))。因此,有效壓縮比小于有效膨脹比,形成了典型的米勒循環(huán)。
有效壓縮比計算公式:
(5)
有效膨脹比計算公式:
(6)
式中:εe為有效膨脹比;εc為有效壓縮比;ε為幾何壓縮比;α為0.5 mm進(jìn)氣門關(guān)閉時刻對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(BTDC);β為0.5 mm排氣門開啟時刻對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(BTDC);l為連桿長度;r為曲柄半徑。
選取工況2和工況3氣門開閉所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角,根據(jù)發(fā)動機(jī)幾何壓縮比9.6計算有效壓縮比和有效膨脹比,結(jié)果見表6。
表6 有效壓縮比與膨脹比
由表6可知,采用CVVL控制負(fù)荷后,有效壓縮比明顯減小,有效膨脹比變化不大。因此推測是有效壓縮比的變化降低了發(fā)動機(jī)的理論指示熱效率,泵氣損失及機(jī)械損失降低的優(yōu)勢不能發(fā)揮,最后導(dǎo)致油耗降幅不理想。
理論指示熱效率與有效壓縮比、有效膨脹比、壓力升高率以及比熱容比相關(guān)(見式(7))。
(7)
式中:ρ為壓力升高比,為試驗控制量,取值為4.5;k為比熱容比,取值為1.3(當(dāng)量比1.0)。
統(tǒng)計臺架指示熱效率及理論指示熱效率,結(jié)果見表7。結(jié)果顯示,在應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu)前后,理論指示熱效率的降幅與臺架指示熱效率的降幅相當(dāng)。理論計算的指示熱效率與臺架計算的指示熱效率之間誤差為20%左右。
表7 理論熱效率與臺架熱效率
理論計算指示熱效率,沒有將傳熱部分剔除,而根據(jù)油耗反算得到的臺架指示熱效率是剔除傳熱損失的。假設(shè)理論熱效率與臺架熱效率是對應(yīng)的,只是多了傳熱而已,那么優(yōu)化前后的傳熱變化并不大,理論指示熱效率的降低直接導(dǎo)致臺架指示熱效率降低。
為了驗證上述推測,使用GT軟件針對工況3建立一維模型,對發(fā)動機(jī)能量損失進(jìn)行分析,結(jié)果見圖8。由圖8知,傳熱損失占比為19.1%,與理論熱效率與臺架熱效率差值相吻合。
圖8 各損失的占比
由此,可以確認(rèn)上述推測成立。由于應(yīng)用CVVL控制負(fù)荷后,相同工況下有效壓縮比降低,造成理論熱效率的降低,從而直接導(dǎo)致臺架指示熱效率降低。因此,提高發(fā)動機(jī)幾何壓縮比,使發(fā)動機(jī)在應(yīng)用CVVL后能有一個比較高的有效壓縮比,可保持理論熱效率不變或者稍高,將泵氣損失和機(jī)械損失改善的優(yōu)勢發(fā)揮出來。
根據(jù)式(5),為了將應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu)后的有效壓縮比維持在之前的水平,采用幾何壓縮比為11的活塞進(jìn)行試驗驗證。表8列出不同壓縮比下工況2和工況3所對應(yīng)的有效壓縮比、有效膨脹比以及理論指示熱效率。
表8 有效壓縮比、膨脹比及理論熱效率
由表8可知,采用CR11以后,有效壓縮比與之前相當(dāng),有效膨脹比有一定增加,理論熱效率稍高于原機(jī)。圖9油耗結(jié)果顯示,所有工況的油耗均有一定幅度的降低,降低幅度與泵氣損失以及摩擦損失的降幅對應(yīng)。
圖9 油耗優(yōu)化結(jié)果
采用CR11的活塞,選取最佳熱效率點(diǎn)(2 800 r/min@1.2 MPa),應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu),將進(jìn)氣門開啟持續(xù)期分別調(diào)整為215°,195°,170°,150°,針對不同的開啟持續(xù)期,優(yōu)化進(jìn)排氣相位,選取燃油消耗率最低的VVT組合。然后打開EGR閥,加入LP-EGR,在燃燒穩(wěn)定性指標(biāo)指示有效壓力變動率小于3%的邊界條件下,將EGR率增加到大于20%(微調(diào)VVT,保證EGR率),同時優(yōu)化進(jìn)排氣相位,調(diào)整點(diǎn)火角,并采集燃油消耗率最低的參數(shù)組合。
圖10顯示,在不加EGR的條件下,燃油消耗率隨進(jìn)氣門開啟持續(xù)期的減小,呈現(xiàn)先升高再降低的趨勢,最低點(diǎn)出現(xiàn)在持續(xù)期150°處,燃油消耗率為222.5 g/(kW·h)。增加EGR后,燃油消耗率大幅度降低,降幅在15 g/(kW·h)左右,并且在170°處出現(xiàn)拐點(diǎn),油耗開始升高,最低燃油消耗率為214.3 g/(kW·h)。此趨勢與對應(yīng)的外部EGR率的趨勢相同。在進(jìn)氣門開啟持續(xù)期150°處,EGR率比持續(xù)期170°時有所增加,但油耗呈增長趨勢。
圖10 加入LP-EGR后的油耗結(jié)果
為了找到油耗增加的原因,分析不同開啟持續(xù)期對應(yīng)的θAI50和米勒度(MCR)(見式(8))。由圖11可看出,隨著進(jìn)氣門開啟持續(xù)期的減小,在增加外部EGR的情況下,θAI50的變化趨勢與燃油消耗率的變化趨勢相同,由于此工況爆震比較強(qiáng)烈,所以θAI50是影響燃油消耗率的主要因素。
(8)
圖11 米勒度EGR率與θAI50的關(guān)系
米勒度表征發(fā)動機(jī)有效壓縮比相對于幾何壓縮比降低的程度,米勒度越大,有效壓縮比越低,發(fā)動機(jī)對于爆震的抑制作用越強(qiáng),米勒度變小,對爆震的抑制能力減弱。
圖11顯示,在沒有外部EGR和增加外部EGR兩種情況下,不同進(jìn)氣門開啟持續(xù)期對應(yīng)的米勒度基本相同,只有進(jìn)氣門開啟持續(xù)期在150°時,增加外部EGR,米勒度大幅度減小,與170°時米勒度相近,對爆震抑制能力也相近。造成在EGR率基本相同的情況下,θAI50由6.7°ATDC推遲到8.5°ATDC,油耗呈微增的趨勢。
分析進(jìn)氣相位發(fā)現(xiàn),進(jìn)氣門開啟持續(xù)期150°時,發(fā)動機(jī)充氣能力降低,為了保證能夠加入20%以上的EGR,進(jìn)氣門開啟相位由原來的-49°調(diào)整為-39°(見圖12)。進(jìn)氣相位推遲,對應(yīng)有效壓縮比升高,造成米勒度由17.4降低至12.2,造成爆震趨勢的增加,點(diǎn)火推后,θAI50隨之推后,因此油耗微增。
圖12 進(jìn)氣VVT與米勒度的關(guān)系
a) 使用CVVL機(jī)構(gòu)控制負(fù)荷,取消節(jié)氣門的節(jié)流作用,可以降低發(fā)動機(jī)的泵氣損失,同時降低凸輪軸驅(qū)動力矩,有助于降低部分工況的油耗;
b) 使用CVVL機(jī)構(gòu)后,部分負(fù)荷對應(yīng)的進(jìn)氣門升程及開啟持續(xù)期減小,降低了有效壓縮比,實(shí)現(xiàn)了米勒循環(huán)的效果;但有效壓縮比降低導(dǎo)致理論指示熱效率降低,所帶來的負(fù)面作用高于泵氣損失及摩擦降低對于油耗的正面作用,因此需要提高發(fā)動機(jī)幾何壓縮比,才能發(fā)揮CVVL機(jī)構(gòu)的節(jié)油優(yōu)勢;
c) 對于有爆震傾向的工況,LP-EGR加入20%以上,節(jié)油效果明顯,米勒循環(huán)的作用弱化;
d) 外部EGR的加入對于發(fā)動機(jī)充氣能力的要求增強(qiáng),為保證足夠的EGR率,需要較大的進(jìn)氣持續(xù)期,或較遲的進(jìn)氣關(guān)閉角,這樣就造成米勒度的降低,影響油耗降低幅度。