采用單氣門變升程工作模式的發動機經濟性能仿真

許江濤 常思勤 劉 梁 范新宇

南京理工大學機械工程學院，南京，210094

采用單氣門變升程工作模式的發動機經濟性能仿真

許江濤 常思勤 劉 梁 范新宇

南京理工大學機械工程學院，南京，210094

基于全柔性化的電磁驅動配氣技術，提出了單氣門變升程工作模式；在考慮驅動機構驅動功耗的基礎上對發動機進行了建模和仿真分析。研究結果表明：在發動機中低轉速工況下，采用單氣門變升程工作模式能夠適度增大充氣流速，減小泵氣損失和配氣機構驅動功耗，進而達到改善發動機燃油經濟性的目的；且隨著發動機轉速和負荷的降低，改善幅度呈上升趨勢，如發動機轉速1000 r/min、負荷率40%工況下單氣門2.00 mm升程運行模式有效燃油消耗率相比原型機減小了12.2%。

電磁驅動配氣機構；泵氣損失；工作模式；燃油經濟性

0 引言

傳統的汽油發動機采用節氣門控制負荷，在部分負荷下節氣門的開度較小，容易造成明顯的泵氣損失，因此傳統的發動機燃油經濟性尚存在提升的空間[1-2]，而取消節氣門的連續可變配氣技術被認為是提高汽油機經濟性的有效手段[3]。

對可變配氣技術的研究主要集中在改善發動機缸內工質運動強度和降低泵氣損失的氣門控制策略上：文獻[4]對部分負荷下帶渦輪增壓的汽油機采用進氣門兩次開啟的方案來改善部分負荷下工質運動強度進而改善燃燒過程，典型工況下發動機有效燃油消耗率降低達到5.70%；文獻[5]研究表明，在發動機轉速低于2400 r/min工況下，氣門最大升程為0.65 mm時可以顯著降低泵氣損失，從而改善發動機燃油經濟性；文獻[6]通過對氣門重疊角、進氣關閉角和排氣開啟角的優化，來減小泵氣損失，優化后發動機燃油經濟性有顯著的改善，尤其在發動機低轉速工況下改善效果尤為明顯。

改變氣門控制參數(相位、升程和開啟次數)可以提高缸內工質運動強度從而改善燃燒過程，然而工質運動強度的提高是通過節流實現的，這樣也造成了泵氣損失的增大；另外，不同的氣門運行模式所需要的驅動功耗也存在差異(如進氣門兩次開啟勢必帶來驅動功耗的增大)。因此本文在發動機中等轉速和低轉速工況下，采用單氣門升程可變的進氣策略，通過對升程的調節來平衡燃燒性能、泵氣損失和驅動功耗三者間的關系，從而在提高缸內工質運動強度的同時限制泵氣損失的增大，進而改善發動機燃油經濟性。

1 研究方案

1.1 負荷控制方案

本文在進氣側應用電磁驅動配氣機構，通過調節進氣門的關閉相位來控制進氣量以實現對發動機負荷的調節。由于取消節氣門，部分負荷下氣缸充氣過程的壓力將得到改善，從而可以降低泵氣損失。本文研究的磁驅動配氣機構是全柔性的可變配氣機構，氣門開啟次數、氣門升程、響應時間以及氣門工作模式均靈活可調，充氣流速可以結合單氣門工作模式和降低氣門升程來得到補償。發動機轉速為1000 r/min下負荷標定如圖1所示。

圖1 進氣關閉相位的標定Fig.1 Intake closed phase calibrating

1.2 氣門工作模式

本文在進行配氣機構參數調節時，在適度提高工質運動強度保證燃燒質量不下降的前提下[7-8]，主要通過減小泵氣損失以及電磁配氣機構驅動功耗來提高汽油機的做功能力，改善燃油經濟性。

單氣門升程可變進氣策略在顯著提高工質運動強度的同時，電磁驅動配氣機構的驅動功耗和摩擦功耗更小，有利于增強電磁驅動配氣機構工作的可靠性[9-11]。本文研究方案如圖2所示,主要研究單氣門模式4種小升程(2 mm，4 mm，6 mm和8 mm)策略，將雙氣門大升程策略作為對比。

圖2 研究方案Fig.2 Design scheme

2 基本模型與主要參數

2.1 試驗平臺

本文采用自行研制的電磁驅動配氣機構，它是一種基于動圈式永磁直線執行器的全柔性可變配氣機構[12]。設計的電磁驅動配氣機構樣機結構和實物如圖3所示。

圖3 結構圖和測試樣機Fig.3 The structure and testing prototype

電磁驅動配氣機構的核心是電磁直線執行器，它是一個由機械、電路和磁路相互耦合的復雜非線性系統。電磁驅動配氣機構的運動控制方案采用了逆系統的控制策略(通過非線性反饋或者動態補償的方法將非線性系統轉化為線性系統)，基于這種策略完成各種控制目標。文獻[13]提出了氣門運動分段控制的總體方案，對電磁驅動配氣機構系統進行了可逆性分析，本文在此基礎上建立了其逆系統，并構建了偽線性系統，設計了狀態反饋控制器及狀態觀測器，對氣門速度和加速度進行了狀態重構。

逆系統控制方法在電磁驅動配氣機構中的應用，實現了電磁驅動配氣機構的氣門位移精確控制的要求，可以達到快速的氣門開啟和關閉響應、精確的位移控制以及良好的氣門落座性能(最短響應時間為2.9 ms，開啟升程為8 mm)，試驗測試所得運動曲線如圖4所示，驗證了逆系統控制方法的良好性能。

圖4 電磁驅動配氣機構性能測試曲線Fig.4 Performance testing curves of electromagnetic actuated valvetrain

由圖4可以發現，氣門開啟和關閉過渡時間內線圈中電流較大，而保持氣門開啟和關閉過程中的電流很小，所以主要的能量損耗用在氣門開啟和關閉兩個動作過程中。進一步測得不同策略下的單個電磁驅動氣門機構功耗如圖5所示。

從試驗測得的功耗可以看出，選用較長的響應時間、較小的氣門升程、單氣門工作模式，可以有效降低電磁驅動配氣機構的驅動功耗。

圖5 單個電磁驅動氣門的功耗Fig.5 Power consumption of an electromagnetic actuated valve

2.2 仿真模型

本文所研究汽油機的主要參數見表1。

表1 汽油機主要參數Tab.1 The main parameters of gasoline engine

基于原型機的參數，采用一維數值仿真軟件AVL-Boost建立發動機性能仿真模型，研究方案僅在進氣系統中應用電磁驅動配氣機構，排氣門仍采用原型機的凸輪驅動方式。

燃燒模型采用Fractal燃燒模型[14-15]，與韋伯燃燒模型相比，Fractal燃燒模型可以通過一些影響燃燒過程的基本物理量來預測汽油機的燃燒規律。與傳統湍流燃燒模型相比，Fractal燃燒模型燃燒表面積是從分形幾何學的角度提高湍流火焰精度的。

因此主燃燒階段可以表述為

(1)

(2)

即

這些參數由氣缸內湍流流場的特性決定。研究表明，湍流強度越大，D3越大，Lmax與Lmin的比值越大，火焰傳播越快，而單氣門模式和降低氣門升程均能提高氣缸內湍流強度，因此仿真模型能夠通過氣門控制參數的變化反映對燃燒過程的影響。

主要的燃燒參數設置如下：點火延遲參數cign=1.0，火焰參考半徑Rf,ref=0.01 mm，壁面燃燒的質量分數w2=0.20，殘余氣體含量影響參數d=2，紊流燃燒作用系數m=-0.33，湍流生成常數ct=0.50，湍流長度尺度系數cL=0.50。

發動機轉速為1000 r/min下仿真模型初始條件及邊界參數如表2所示。

表2 模型主要參數設置

依據原型機試驗數據對發動機模型進行驗證，結果如圖6所示。

圖6 模型驗證Fig.6 Verification of the simulation model

對滿負荷不同轉速下仿真數據與試驗數據進行對比，結果表明兩者吻合度很高，因此可以利用該模型進行發動機經濟性優化的研究。

3 典型工況下發動機經濟性能分析

3.1 低速工況下發動機性能分析

由于在發動機低速負荷工況下，發動機熱效率低、燃油經濟性差，通過氣門運行策略來提高工質運動強度的需求相比其他工況更為強烈，因此本文取發動機轉速為1000 r/min、負荷率為40%工況，對比雙氣門8 mm升程、單氣門8 mm升程、單氣門4 mm升程和單氣門2 mm升程4種電磁驅動配氣機構運行模式與傳統的凸輪驅動配氣機構(以下簡稱為原型機)進行對比分析，來判斷不同運行模式對發動機燃油經濟性的影響。

3.1.1 工質運動強度和缸內壓力的變化

單氣門工作策略除了能提高工質運動強度外還能帶來配氣機構驅動功耗的降低，因此本文優先考慮單氣門升程可變進氣策略來增強缸內工質運動強度。圖7為不同控制策略下進氣和壓縮沖程缸內湍流強度曲線，圖8為缸內壓力變化曲線。其中雙氣門8 mm運行模式簡稱為2閥8 mm，單氣門4 mm運行模式簡稱為1閥4 mm，單氣門2 mm運行模式簡稱為1閥2 mm。

圖7 缸內湍流強度Fig.7 The turbulent kinetic velocity in cylinder

圖8 缸內壓力Fig.8 The pressure in cylinder

從圖7可以看出，雙氣門大升程運行模式下湍流強度比原型機弱，而采用單氣門低氣門升程工作模式，能明顯改善缸內的工質運動強度。由于缸內工質運動強度的增大改善了缸內工質的燃燒速度，使得缸內瞬時最高壓力得到了提升(圖8)，如在單氣門2 mm最大開啟升程下，缸內瞬時最高壓力達到了2.71 MPa，相比雙氣門8 mm模式壓力提高了17.3%，相比節氣門控制缸內最高壓力提高了8.70%。

3.1.2 泵氣損失分析

降低氣門升程策略在提高工質運動強度的同時也帶來充氣壓力損失，造成泵氣損失的增大。單氣門低升程模式造成的節流損失尤為明顯(進氣流通截面變化最為明顯)，如文獻[3]所研究的汽油發動機，當進氣門最大開啟升程為0. 379 mm時造成了相當大的節流損失，甚至超過了有節氣門的節流損失。從圖9和圖10可以看出,電磁驅動配氣機構的4種運行模式下泵氣功耗非常接近，遠低于原型機的泵氣損失，主要原因在于該工況下原型機節氣門開度僅為5.3°，此時氣道的流通面積僅為節氣門全開流通面積的0.38%，而單氣門2 mm運行模式下流通面積為節氣門全開的16.3%。因此平均充氣壓力有了大幅提高，從而泵氣損失功耗得到了大幅降低，如單氣門2 mm升程下每個循環的泵氣功耗僅為0.53 J，相比原型機的5.2 J降低了近90.0%。

圖9 平均進氣壓力Fig.9 The mean effective intake pressure

圖10 泵氣損失Fig.10 Pumping loss

3.1.3 配氣機構的驅動功耗

采用單氣門工作模式可以減少電磁驅動機構的功耗，對于凸輪驅動配氣機構氣門功耗主要表現為凸輪組件的摩擦功耗。通過計算得到不同策略下的驅動功耗如圖11所示。

圖11 驅動功耗Fig.11 The driven power consumption

通過對比可以看出：電磁驅動配氣機構的驅動功耗相比傳統的配氣機構驅動功耗，有了相當程度的降低，如單氣門2 mm策略下需要消耗的驅動功耗最低，功率為24.0 W，相比傳統的凸輪驅動機構的184 W，降低了87.1%。與文獻[16]所研究的某2.0 L、16氣門的四缸發動機中，6000 r/min凸輪驅動配氣機構單個氣門每循環所消耗2.5 J能量的結果接近，因此電磁驅動配氣機構的驅動功耗較原型機驅動功耗有明顯的降低，單氣門小升程策略消耗能量得到進一步降低。

3.1.4 有效燃油消耗率

綜合以上的分析得到了發動機有效燃油消耗率如圖12所示。從圖12可以看出，采用電磁驅動配氣機構后，發動機的有效燃油效率得到很大程度的改善，如單氣門2 mm升程運行模式有效燃油消耗率為251.17 g/(kW·h)，相比原型機減少了12.2%，相比雙氣門8 mm升程模式，燃油消耗率降低了3.70%。

圖12 有效燃油消耗率Fig.12 Brake specific fuel consumption

發動機有效燃油消耗率得到改善的主要原因是減小了發動機的泵氣損失和配氣機構的驅動功耗，盡管采用單氣門小升程工作模式帶來了一定的節流損失，但相比泵氣損失的變化量并不顯著，單驅動功耗得到大比例的下降，相比原型機這兩部分功耗的改善分別為：泵氣功耗減小了157 W，驅動功耗減小了160 W。

另外單氣門小升程的工作模式能夠帶來缸內工質運動強度的增大，有利于改善油氣混合以及火焰的燃燒速度。綜上所述，采用電磁驅動配氣機構能明顯改善發動機低速部分工況下的燃油經濟性。

3.2 中高轉速下發動機經濟性能分析

發動機低轉速工況經濟性能可以改善的主要原因是減小了發動機的泵氣損失和配氣機構的驅動功耗，但隨著發動機轉速和負荷提高，缸內工質運動強度也得到提高，適度增大充氣流速來改善燃燒的需求下降，需要增大氣門升程乃至變換雙氣門工作模式來滿足進氣量的需求，而這將增大電磁驅動配氣機構驅動功耗(圖5)。

為了研究隨著轉速和負荷的增大，不同氣門工作模式下泵氣損失的變化規律，對2000～5000 r/min轉速、單/雙氣門工作模式下發動機的泵氣損失進行分析，結果如圖13所示。

圖13 2000～5000 r/min轉速下平均進氣壓力Fig.13 The mean effective intake pressure under 2000～5000 r/min engine speeds

隨著轉速和負荷的提高，兩種氣門工作模式下的泵氣損失差距逐漸增大，這主要是由于單氣門模式造成的壓力損失變大，因此應用電磁驅動配氣機構改善發動機燃油經濟性時，在低轉速小負荷采用單氣門低升程工作模式改善程度更為顯著，且轉速越低，負荷越小，改善程度越高。

另外在發動機高轉速下，由于單氣門工作模式造成有效流通截面的減小，所以充氣量不能完全滿足高速工況的負荷要求。

4 全工況下氣門運行模式的優化

本文所研究的電磁驅動配氣機構，運行模式眾多，計算量大。遺傳算法能實現同時對多點進行搜索的功能，減小了迭代過程中收斂于局部解的可能性，便于搜索多峰的復雜空間[17]，因此選擇遺傳算法作為優化算法。取進氣門開啟時刻β1和關閉時刻β2為連續變量；氣門升程k1、氣門工作個數k2、氣門響應時間k3為離散變量，對每個轉速確定若干個典型的工況以有效燃油消耗率(BSFC)最小為目標進行優化,設計流程見圖14。

4.1 單/雙氣門工作模式的對比

圖15為發動機萬有特性圖,其中實線為雙氣門8 mm模式，虛線為單氣門8 mm模式。

圖15 單/雙氣門工作模式下的萬有特性圖Fig.15 Engine MAP for single and double valve mode

分析圖15可以得到如下結論：①發動機在中低轉速時，采用單氣門工作模式，能夠使有效燃油消耗率降低，原因在于提高工質運動強度改善了燃燒過程，減少了配氣機構驅動功耗；②發動機高速中高負荷工況，不再適于采用單氣門工作模式，主要原因在于發動機改善缸內工質運動強度帶來的收益不足以彌補泵氣損失的增加。如圖15所示：270.00 g/(kW·h)的油耗線更是以轉速4100 r/min為轉折點，小于這一轉速單氣門工作模式油耗更低，高于這一轉速雙氣門工作模式更省油。而且單氣門工作模式的充氣效率將不能滿足高速大負荷工況的要求。

4.2 不同氣門運行模式的適用工況

在發動機工作范圍內以有效燃油消耗率對氣門控制參數尋優計算，得到不同工況下最佳的氣門運行模式如圖16所示。

圖16 不同氣門策略適用范圍Fig.16 The scope of application of valve working strategies

圖16顯示：在發動機低轉速小負荷工況下，單氣門小升程運行模式不僅滿足提高工質運動強度和降低泵氣損失的需求，同時電磁驅動機構的驅動功耗也較低，能有效改善發動機燃油經濟性。

隨著發動機轉速和負荷升高，充氣流速強度得到改善，需要逐漸增大單氣門模式下的最大升程來削弱節流引起的充氣壓力損失，以保證凈收益最大化，進而降低發動機燃油消耗。

在發動機高速工況下，提高工質運動強度的需要降低，改善燃油經濟性的途徑主要集中在降低泵氣損失上，因此發動機采用雙氣門大升程運行模式有效燃油消耗率更低。

5 結論

(1)本文通過對電磁驅動配氣機構性能試驗得到各種策略下的驅動功耗，并引入到發動機性能優化中，使優化過程更接近實際運行條件。

(2)提出了單氣門升程可變的進氣策略，研究表明：在發動機低轉速部分負荷工況下，通過選擇單氣門小升程進氣策略，不僅可以提高工質運動強度改善燃燒質量，而且還能降低電磁驅動配氣機構的驅動功耗。

(3)通過控制單氣門工作模式下氣門開啟升程能夠調節泵氣損失和適度改善燃燒這一對矛盾間的平衡，使發動機燃油經濟性處于最優。

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(編輯 王艷麗)

Engine Economic Performance Simulation by Single Valve Working Mode with Variable Lift

XU Jiangtao CHANG Siqin LIU Liang FAN Xinyu

Nanjing University of Science and Technology, Nanjing,210094

A working mode of single intake valve with variable lift was put forward based on the fully flexible EMVT technology. Based on EMVT power consumption, the engine was modeled and simulated. The results show that, in the low speed engine conditions by single valve with variable lift mode, the air charging rates may be enhanced, the pumping loss and EMVT driving power may be reduced, so the aims of improving the fuel economy of the engine are achieved. And with the decreasing engine speeds and loadings, the improvement rates assume the increasing trend, such as in engine speed 1000r/min, load 40.0% condition and single valve with 2mm lift, the fuel consumption may be decreased 12.2% compared to the prototype.

electromagnetic valve train(EMVT); pumping loss; working mode; fuel economy

2016-06-05

國家自然科學基金資助項目(51306090)；江蘇省自然科學基金資助項目(BK20130762)

TK441

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.05.018

許江濤，男，1982年生。南京理工大學機械工程學院博士研究生。主要研究方向為新能源車輛動力裝置。常思勤，男，1954年生。南京理工大學機械工程學院教授、博士研究生導師。劉 梁，男，1984年生。南京理工大學機械工程學院講師。范新宇，男，1991年生。南京理工大學機械工程學院博士研究生。