可變進氣凸輪對增壓直噴汽油機經濟性的影響

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)

傳統點燃式汽油機常采用節氣門調節進氣量以控制發動機負荷，而乘用車用汽油機又常工作在部分負荷，部分負荷工況節氣門的節流作用使進氣沖程缸內壓力低于大氣壓，造成換氣過程的泵氣損失。為降低部分負荷泵氣損失，國內外汽車廠商常利用小型化downsizing技術降低排量，使發動機工作在更高負荷工況。為保證相同的功率、扭矩輸出，小排量發動機常搭配使用渦輪增壓技術以提高進氣壓力，但較高的進氣壓力同樣會增加發動機的爆震傾向。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。

為降低發動機爆震傾向，可利用進氣門早關(Early Intake Valve Closing，EIVC)實現米勒循環，以降低有效壓縮比。國內汽車廠商已將米勒循環技術應用于量產機型。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用連續可變氣門升程(CVVL)技術,在一定程度上實現米勒循環效果，有效降低了發動機的泵氣損失；廣州汽車集團股份有限公司[2-3]在G平臺發動機上利用進氣門早關的米勒循環和高壓縮等技術，在實現升功率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缸直噴增壓發動機上應用米勒循環和高滾流技術，實現127 kW功率的同時達到了39%的有效熱效率。盡管米勒循環在實現高熱效率上有優勢，但對于全負荷工況常需要更高的進氣壓力，這對增壓系統提出了極大的挑戰[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缸直噴增壓發動機上采用可變進氣凸輪技術，發動機部分負荷時使用短行程凸輪，利用氣門早關實現米勒循環，全負荷附近使用長行程凸輪，利用奧拓循環增加進氣量。為探討可變進氣凸輪技術應用潛力，主要研究了可變凸輪技術對發動機部分負荷經濟性的影響，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律。

1 試驗設備及方法

1.1 試驗用發動機及測控系統

可變進氣凸輪系統如圖1所示，電磁閥控制pin1和pin2伸入凸輪軸上相應導軌，使得凸輪滑動單元延軸向移動，從而改變驅動滾子搖臂的凸輪型線。可變凸輪由長行程凸輪和短行程凸輪組成，二者對應的氣門升程規律如圖2所示，其中長行程凸輪的1 mm行程較短行程凸輪長40°曲軸轉角。

圖1 可變凸輪機構

圖2 可變進氣凸輪升程曲線

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

圖3 試驗發動機示意

表1 發動機特征參數

1.2 研究方案及數據分析方法

選取發動機轉速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律。試驗工況及關鍵控制參數如表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混合氣。研究中試驗邊界條件如進氣溫度、中冷后溫度、發動機出水溫度及環境溫度等維持穩定。

表2 試驗工況及控制參數

試驗過程中點火角控制主要依據燃燒重心CA50和爆震邊界。對于非爆震限制工況，逐步調節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，通過調節點火時刻使發動機工作在爆震邊界，爆震識別主要依據缸壓曲線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%放熱量的曲軸轉角，燃燒持續期定義為10%放熱量到90%放熱量的曲軸轉角，燃燒重心CA50定義為50%放熱量對應的曲軸轉角。瞬時放熱率依據如下公式計算：

(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；Cvi為比定容熱容；Ai為經驗系數，汽油機取0.1；Ti為缸內平均溫度；m為缸內進氣量。燃燒循環變動系數定義為

(5)

2 結果與討論

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%。對于節氣門調節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

可變凸輪對發動機進氣歧管壓力和新鮮空氣充量系數的影響如圖5所示。試驗結果表明，短行程凸輪在各個負荷下均導致充量系數下降、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°曲軸轉角關閉，即進氣門在活塞下行到達換氣下止點前即關閉，阻止了空氣進一步流入氣缸，造成充量系數下降。為保證目標負荷進氣量，短行程凸輪應用需要調節節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的影響

長行程凸輪和短行程凸輪的應用對換氣過程缸內壓力的影響如圖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°曲軸轉角關閉，活塞在到達換氣下止點前缸內壓力隨活塞下行逐漸降低，即氣體在燃燒室內逐漸膨脹，而活塞到達下止點后上行，造成燃燒室內氣體壓縮，壓縮線膨脹線基本重合。對于平均有效壓力1.4 MPa工況，進氣沖程缸內壓力大于排氣沖程缸內壓力，換氣過程氣體對活塞做正功。短行程凸輪的應用在進、排氣沖程缸內壓力均較長行程凸輪增加，其中進氣沖程缸內壓力增加較多，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閉造成活塞到達下止點前缸內氣體膨脹，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用對不同負荷缸內殘余廢氣系數的影響如圖7所示。顯然短行程凸輪應用在平均有效壓力小于1.4 MPa工況時可顯著降低缸內殘余廢氣率，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，總體上缸內殘余廢氣系數處于極低水平，長、短行程凸輪的殘余廢氣系數差異不大。從前述圖6a的結果可知，對節氣門調節進氣歧管壓力的非增壓工況，短行程凸輪應用使得進氣壓力增加，而排氣壓力接近于大氣壓，使得氣門重疊期內殘留的廢氣減少。

圖7 可變凸輪對缸內殘余廢氣率的影響

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用對不同負荷下點火時刻、滯燃期、燃燒持續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。從燃燒持續期來看，除0.8 MPa和1.1 MPa工況外，短行程凸輪的燃燒持續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，有效壓縮比下降，同時缸內殘余廢氣率較低，導致壓縮沖程同樣曲軸轉角時缸內氣體溫度較低。而進氣門早關，同樣導致壓縮過程末期缸內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溫度，均不利于缸內火焰發展及燃燒速度，使得短行程凸輪的燃燒持續期和滯燃期延長，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，進氣門早關同樣導致圧縮溫度及缸內湍動能下降，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，短行程凸輪應用使燃燒重心提前2.6°～3.9°曲軸轉角，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、促進火焰傳播速率。

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用對缸內壓力、瞬時放熱率及缸內平均溫度的影響。從缸壓曲線可以看出，進氣門早關使得短行程凸輪的壓縮沖程缸內壓力低于長行程凸輪，而從純壓縮階段缸內平均溫度來看，壓縮上止點前30°曲軸轉角時短行程凸輪的缸內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，盡管進氣門早關容易導致缸內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，同時進氣門早關導致缸內壓縮溫度降幅不如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用對不同負荷下燃燒穩定性的影響如圖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定性。盡管進氣門早關導致點火角提前，同時除0.8 MPa外其他工況燃燒持續期均延長，但得益于殘余廢氣系數降低、燃燒相位靠前等因素，短行程凸輪應用仍有利于改善燃燒穩定性。

圖10 可變凸輪對燃燒穩定性的影響

長行程凸輪和短行程凸輪應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。可以看出，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殘余廢氣系數下降，缸內平均氧濃度增加，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用對不同負荷下摩擦平均有效壓力(Friction Mean Effective Pressure，FMEP)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。短行程凸輪應用在各個負荷下實現了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 結論

a) 短行程凸輪應用可降低新鮮空氣充量系數，增加進氣歧管壓力，導致泵氣損失及缸內殘余廢氣系數降低；

b) 對于非爆震限制工況，短行程凸輪應用導致燃燒持續期延長，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，彌補了進氣門早關對缸內湍動能的不利影響；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致指示熱效率提高。