可變進氣凸輪對增壓直噴汽油機經(jīng)濟性的影響

馮浩，劉洋，林思聰，秦博，陳泓，李鈺懷

(廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院，廣東 廣州 511434)

傳統(tǒng)點燃式汽油機常采用節(jié)氣門調(diào)節(jié)進氣量以控制發(fā)動機負荷，而乘用車用汽油機又常工作在部分負荷，部分負荷工況節(jié)氣門的節(jié)流作用使進氣沖程缸內(nèi)壓力低于大氣壓，造成換氣過程的泵氣損失。為降低部分負荷泵氣損失，國內(nèi)外汽車廠商常利用小型化downsizing技術(shù)降低排量，使發(fā)動機工作在更高負荷工況。為保證相同的功率、扭矩輸出，小排量發(fā)動機常搭配使用渦輪增壓技術(shù)以提高進氣壓力，但較高的進氣壓力同樣會增加發(fā)動機的爆震傾向。為降低爆震傾向，最常用的方法是降低幾何壓縮比，而這同樣不利于downsizing帶來的部分負荷油耗收益。

為降低發(fā)動機爆震傾向，可利用進氣門早關(guān)(Early Intake Valve Closing，EIVC)實現(xiàn)米勒循環(huán)，以降低有效壓縮比。國內(nèi)汽車廠商已將米勒循環(huán)技術(shù)應(yīng)用于量產(chǎn)機型。長城汽車股份有限公司[1]在1臺1.5 L渦輪增壓直噴汽油機上應(yīng)用連續(xù)可變氣門升程(CVVL)技術(shù),在一定程度上實現(xiàn)米勒循環(huán)效果，有效降低了發(fā)動機的泵氣損失；廣州汽車集團股份有限公司[2-3]在G平臺發(fā)動機上利用進氣門早關(guān)的米勒循環(huán)和高壓縮等技術(shù)，在實現(xiàn)升功率75 kW/L的前提下有效熱效率達到了39.3%；上海汽車集團股份有限公司[4]在1.5 L 4缸直噴增壓發(fā)動機上應(yīng)用米勒循環(huán)和高滾流技術(shù)，實現(xiàn)127 kW功率的同時達到了39%的有效熱效率。盡管米勒循環(huán)在實現(xiàn)高熱效率上有優(yōu)勢，但對于全負荷工況常需要更高的進氣壓力，這對增壓系統(tǒng)提出了極大的挑戰(zhàn)[5-7]。

為平衡部分負荷油耗和全負荷增壓壓力問題，在1臺4缸直噴增壓發(fā)動機上采用可變進氣凸輪技術(shù)，發(fā)動機部分負荷時使用短行程凸輪，利用氣門早關(guān)實現(xiàn)米勒循環(huán)，全負荷附近使用長行程凸輪，利用奧拓循環(huán)增加進氣量。為探討可變進氣凸輪技術(shù)應(yīng)用潛力，主要研究了可變凸輪技術(shù)對發(fā)動機部分負荷經(jīng)濟性的影響，并分析不同負荷下可變凸輪對泵氣損失及燃油消耗率影響機理和規(guī)律。

1 試驗設(shè)備及方法

1.1 試驗用發(fā)動機及測控系統(tǒng)

可變進氣凸輪系統(tǒng)如圖1所示，電磁閥控制pin1和pin2伸入凸輪軸上相應(yīng)導(dǎo)軌，使得凸輪滑動單元延軸向移動，從而改變驅(qū)動滾子搖臂的凸輪型線?？勺兺馆営砷L行程凸輪和短行程凸輪組成，二者對應(yīng)的氣門升程規(guī)律如圖2所示，其中長行程凸輪的1 mm行程較短行程凸輪長40°曲軸轉(zhuǎn)角。

圖1 可變凸輪機構(gòu)

圖2 可變進氣凸輪升程曲線

選取自主研發(fā)的2.0T 4缸渦輪增壓直噴汽油機開展試驗研究，試驗發(fā)動機示意圖和基本參數(shù)分別如圖3及表1所示。試驗中使用AVL 7351 CST 瞬態(tài)油耗儀測量發(fā)動機燃油消耗量，燃燒過量空氣系數(shù)λ通過ETAS ES430測量，缸內(nèi)壓力曲線通過Kistler 6115B傳感器測量，進、排氣道瞬態(tài)壓力分別通過Kistler4007/4049測量，缸壓曲線、燃燒數(shù)據(jù)及殘余廢氣率等使用AVL IndiCom燃燒分析儀計算，發(fā)動機原始排放(CO，HC，NOx等)通過HORIBA MEXA-7100DEGR測量。

圖3 試驗發(fā)動機示意

表1 發(fā)動機特征參數(shù)

1.2 研究方案及數(shù)據(jù)分析方法

選取發(fā)動機轉(zhuǎn)速2 000 r/min，平均有效壓力(Brake Mean Effective Pressure，BMEP)0.5～1.7 MPa工況開展試驗研究，以探討可變凸輪在不同負荷下的影響規(guī)律。試驗工況及關(guān)鍵控制參數(shù)如表2所示，試驗過程中確保不同行程凸輪的氣門相位、噴射策略參數(shù)相同，燃油噴射選擇進氣沖程單次噴射，使得壓縮上止點附近有較均質(zhì)混合氣。研究中試驗邊界條件如進氣溫度、中冷后溫度、發(fā)動機出水溫度及環(huán)境溫度等維持穩(wěn)定。

表2 試驗工況及控制參數(shù)

試驗過程中點火角控制主要依據(jù)燃燒重心CA50和爆震邊界。對于非爆震限制工況，逐步調(diào)節(jié)點火角直到燃燒重心CA50達到上止點后8°；對于受爆震限制而CA50無法提前到8°的工況，通過調(diào)節(jié)點火時刻使發(fā)動機工作在爆震邊界，爆震識別主要依據(jù)缸壓曲線4 kHz高通濾波曲線峰值判斷[8]。滯燃期定義為火花塞點火時刻到10%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為10%放熱量到90%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒重心CA50定義為50%放熱量對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。瞬時放熱率依據(jù)如下公式計算：

(1)

(2)

Cvi=0.7+Ti·(1+Ai)·10-3，

(3)

(4)

式中：Qi為瞬時放熱率；Vi為瞬時氣缸工作容積；ki為多變指數(shù)；Cvi為比定容熱容；Ai為經(jīng)驗系數(shù)，汽油機取0.1；Ti為缸內(nèi)平均溫度；m為缸內(nèi)進氣量。燃燒循環(huán)變動系數(shù)定義為

(5)

2 結(jié)果與討論

2.1 可變進氣凸輪對換氣過程的影響

不同負荷下，采用長行程凸輪和短行程凸輪對泵氣平均有效壓力(Pumping Mean Effective Pressure，PMEP)和泵氣損失的影響如圖4所示，其中泵氣損失定義為進、排氣沖程活塞消耗功占燃油完全燃燒低熱能量的比值。試驗結(jié)果表明，采用短行程凸輪在各個負荷下均能降低泵氣損失，例如平均有效壓力BMEP為0.5～1.7 MPa之間時，PMEP增加3.4～6.7 kPa，但泵氣損失降低僅為0.14%～0.25%。對于節(jié)氣門調(diào)節(jié)進氣歧管壓力的非增壓工況，如平均有效壓力為0.5 MPa時，換氣過程中活塞消耗功(PMEP為負)，短行程凸輪提升進氣壓力，從而減少換氣過程消耗的功；對于渦輪廢氣閥控制進氣歧管壓力的增壓工況，如平均有效壓力為1.4 MPa時，換氣過程中氣體對活塞做正功(PMEP為正)，短行程凸輪使得進氣壓力增加、壓氣機壓縮比上升，渦輪增壓器有較高效率時增壓比上升，有利于提高PMEP[8]。

圖4 可變凸輪對PMEP和泵氣損失的影響

可變凸輪對發(fā)動機進氣歧管壓力和新鮮空氣充量系數(shù)的影響如圖5所示。試驗結(jié)果表明，短行程凸輪在各個負荷下均導(dǎo)致充量系數(shù)下降、進氣壓力增加，在平均有效壓力0.5 MPa和1.4 MPa工況，充量系數(shù)分別下降6.8%和14.6%，進氣歧管壓力分別增加7.1 kPa和18.5 kPa。相比長行程凸輪，短行程凸輪在同樣的進氣門開啟時刻下氣門早40°曲軸轉(zhuǎn)角關(guān)閉，即進氣門在活塞下行到達換氣下止點前即關(guān)閉，阻止了空氣進一步流入氣缸，造成充量系數(shù)下降。為保證目標負荷進氣量，短行程凸輪應(yīng)用需要調(diào)節(jié)節(jié)氣門開度或渦輪廢氣閥以提高增壓壓力。

圖5 可變凸輪對進氣壓力及充量系數(shù)的影響

長行程凸輪和短行程凸輪的應(yīng)用對換氣過程缸內(nèi)壓力的影響如圖6所示。對于平均有效壓力0.5 MPa工況，兩種凸輪在排氣沖程的缸壓曲線幾乎完全一致，短行程凸輪在進氣過程由于進氣壓力高，缸內(nèi)壓力明顯高于長行程凸輪，換氣過程活塞消

圖6 可變凸輪對換氣過程缸內(nèi)壓力的影響

耗的功減少、泵氣損失降低。短行程凸輪由于進氣門早40°曲軸轉(zhuǎn)角關(guān)閉，活塞在到達換氣下止點前缸內(nèi)壓力隨活塞下行逐漸降低，即氣體在燃燒室內(nèi)逐漸膨脹，而活塞到達下止點后上行，造成燃燒室內(nèi)氣體壓縮，壓縮線膨脹線基本重合。對于平均有效壓力1.4 MPa工況，進氣沖程缸內(nèi)壓力大于排氣沖程缸內(nèi)壓力，換氣過程氣體對活塞做正功。短行程凸輪的應(yīng)用在進、排氣沖程缸內(nèi)壓力均較長行程凸輪增加，其中進氣沖程缸內(nèi)壓力增加較多，因而泵氣正功增加。與平均有效壓力0.5 MPa工況類似，進氣沖程進氣門提前關(guān)閉造成活塞到達下止點前缸內(nèi)氣體膨脹，但壓縮曲線與膨脹曲線較早分離，這主要是因為燃燒室內(nèi)氣體被加熱，氣體等熵效率下降。

長行程凸輪和短行程凸輪應(yīng)用對不同負荷缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)的影響如圖7所示。顯然短行程凸輪應(yīng)用在平均有效壓力小于1.4 MPa工況時可顯著降低缸內(nèi)殘余廢氣率，例如0.5 MPa，0.8 MPa，1.1 MPa工況，殘余廢氣率分別下降6.9%，4.9%和2.6%。而對于1.4 MPa和1.7 MPa工況，由于進氣壓力高于排氣壓力，換氣過程中燃燒室存在掃氣，總體上缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)處于極低水平，長、短行程凸輪的殘余廢氣系數(shù)差異不大。從前述圖6a的結(jié)果可知，對節(jié)氣門調(diào)節(jié)進氣歧管壓力的非增壓工況，短行程凸輪應(yīng)用使得進氣壓力增加，而排氣壓力接近于大氣壓，使得氣門重疊期內(nèi)殘留的廢氣減少。

圖7 可變凸輪對缸內(nèi)殘余廢氣率的影響

2.2 可變進氣凸輪對燃燒的影響

長行程凸輪和短行程凸輪應(yīng)用對不同負荷下點火時刻、滯燃期、燃燒持續(xù)期及燃燒重心的影響如圖8所示。從圖8可知，對于燃燒相位受爆震限制的平均有效壓力0.8～1.7 MPa工況，短行程凸輪應(yīng)用均能提前燃燒相位，對于不受爆震限制的0.5 MPa工況，兩種凸輪的燃燒相位接近。從點火角來看，短行程凸輪在不同負荷下均需要有較早的點火時刻。從燃燒滯燃期來看，短行程凸輪在0.5 MPa工況滯燃期較長行程凸輪延長5°曲軸轉(zhuǎn)角，而在0.8～1.7 MPa工況兩者的滯燃期基本相當。從燃燒持續(xù)期來看，除0.8 MPa和1.1 MPa工況外，短行程凸輪的燃燒持續(xù)期均長于長行程凸輪。

圖8 可變凸輪對點火時刻、滯燃期、燃燒持續(xù)期及燃燒重心的影響

對于平均有效壓力0.5 MPa工況，短行程凸輪由于進氣門早關(guān)，有效壓縮比下降，同時缸內(nèi)殘余廢氣率較低，導(dǎo)致壓縮沖程同樣曲軸轉(zhuǎn)角時缸內(nèi)氣體溫度較低。而進氣門早關(guān)，同樣導(dǎo)致壓縮過程末期缸內(nèi)流場平均速度以及湍流強度降低[10-11]。較低的湍流強度和較低的缸內(nèi)溫度，均不利于缸內(nèi)火焰發(fā)展及燃燒速度，使得短行程凸輪的燃燒持續(xù)期和滯燃期延長，維持相同燃燒相位的點火時刻提前。對于受爆震限制的0.8 MPa及以上工況，進氣門早關(guān)同樣導(dǎo)致圧縮溫度及缸內(nèi)湍動能下降，但有效壓縮比減少、圧縮溫度下降同樣有利于抑制爆震、改善燃燒相位。對于平均有效壓力0.8～1.7 MPa工況，短行程凸輪應(yīng)用使燃燒重心提前2.6°～3.9°曲軸轉(zhuǎn)角，而燃燒相位提前使得混合氣在更靠近壓縮上止點位置燃燒，改善燃燒的定容度，提高燃燒溫度、促進火焰?zhèn)鞑ニ俾省?/p>

圖9示出0.8 MPa工況及1.4 MPa工況長行程凸輪和短行程凸輪應(yīng)用對缸內(nèi)壓力、瞬時放熱率及缸內(nèi)平均溫度的影響。從缸壓曲線可以看出，進氣門早關(guān)使得短行程凸輪的壓縮沖程缸內(nèi)壓力低于長行程凸輪，而從純壓縮階段缸內(nèi)平均溫度來看，壓縮上止點前30°曲軸轉(zhuǎn)角時短行程凸輪的缸內(nèi)平均溫度較長行程凸輪在0.8 MPa和1.4 MPa工況分別降低29.5 K和18.5 K。對于平均有效壓力0.8 MPa工況，盡管進氣門早關(guān)容易導(dǎo)致缸內(nèi)湍動能和壓縮溫度下降，但由于燃燒放熱更靠近上止點，燃燒定容度高、缸內(nèi)最高溫度上升，最終短行程凸輪的最大放熱速率及燃燒持續(xù)期與長行程凸輪基本相當；對于平均有效壓力1.4 MPa工況，由于發(fā)動機負荷增加，爆震傾向更加明顯、燃燒相位更加靠后，同時進氣門早關(guān)導(dǎo)致缸內(nèi)壓縮溫度降幅不如0.8 MPa工況，最終盡管短行程凸輪改善了燃燒相位，但燃燒最大放熱速率及燃燒持續(xù)期均差于長行程凸輪。

圖9 可變凸輪對缸壓曲線、瞬時放熱率和燃燒溫度的影響

長行程凸輪和短行程凸輪應(yīng)用對不同負荷下燃燒穩(wěn)定性的影響如圖10所示。從圖10可以看出，短行程凸輪在各個負荷下均改善了燃燒穩(wěn)定性。盡管進氣門早關(guān)導(dǎo)致點火角提前，同時除0.8 MPa外其他工況燃燒持續(xù)期均延長，但得益于殘余廢氣系數(shù)降低、燃燒相位靠前等因素，短行程凸輪應(yīng)用仍有利于改善燃燒穩(wěn)定性。

圖10 可變凸輪對燃燒穩(wěn)定性的影響

長行程凸輪和短行程凸輪應(yīng)用對不同負荷下未燃損失及指示熱效率的影響如圖11所示。圖中，未燃損失定義為尾氣中未燃HC及CO的完全燃燒低熱值與燃油完全燃燒低熱能量的比值?？梢钥闯?，短行程凸輪和長行程凸輪在0.8～1.7 MPa工況未燃損失基本相當，而對于平均有效壓力0.5 MPa工況，由于短行程凸輪缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)下降，缸內(nèi)平均氧濃度增加，CO和HC與氧氣分子碰撞概率增加，未燃CO和HC排放減少，最終未燃損失降低0.4%。從指示熱效率可以看出，短行程凸輪應(yīng)用在各個負荷下均能提高指示熱效率。對于燃燒相位不受爆震限制的0.5 MPa工況，盡管燃燒持續(xù)期延長，得益于泵氣損失和未燃損失降低，短行程凸輪指示熱效率最終改善0.4%，其中未燃損失降低是主要因素；對于燃燒受爆震限制的0.8～1.7 MPa工況，短行程凸輪指示熱效率提升主要因為燃燒相位靠前、燃燒定容度增加。

圖11 可變凸輪對未燃損失和指示熱效率的影響

2.3 可變進氣凸輪對機械效率及油耗的影響

長行程凸輪和短行程凸輪應(yīng)用對不同負荷下摩擦平均有效壓力(Friction Mean Effective Pressure，F(xiàn)MEP)的影響如圖12所示。得益于較小升程和較小凸輪包角，短行程凸輪應(yīng)用在0.5～1.4 MPa工況下均能降低摩擦功。圖13示出長行程凸輪和短行程凸輪應(yīng)用對不同負荷下燃油消耗率(Brake Specific Fuel Consumption，BSFC)及燃油消耗率降低幅度的影響。短行程凸輪應(yīng)用在各個負荷下實現(xiàn)了1.9%～3.4%的油耗降幅，特別是對于0.5 MPa工況，盡管短行程凸輪指示熱效率改善較少，但由于摩擦功明顯降低，最終燃油消耗率降低2.2%。

圖12 可變凸輪對摩擦平均有效壓力的影響

圖13 可變凸輪對燃油消耗率及油耗降幅的影響

3 結(jié)論

a) 短行程凸輪應(yīng)用可降低新鮮空氣充量系數(shù)，增加進氣歧管壓力，導(dǎo)致泵氣損失及缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)降低；

b) 對于非爆震限制工況，短行程凸輪應(yīng)用導(dǎo)致燃燒持續(xù)期延長，但未燃損失和機械功損失降低，最終指示熱效率和燃油消耗率均得到改善；在平均有效壓力為0.5 MPa的工況，燃油消耗率下降2.2%，主要影響因素為未燃損失下降和機械損失降低；

c) 對于爆震限制工況，短行程凸輪應(yīng)用燃燒相位明顯改善，燃燒定容度增加、燃燒溫度提高，彌補了進氣門早關(guān)對缸內(nèi)湍動能的不利影響；在平均有效壓力為0.8～1.7 MPa的工況，燃油消耗率下降1.9%～3.4%，主要影響因素為燃燒定容度增加導(dǎo)致指示熱效率提高。