凸輪軸配氣相位對發動機性能的影響

趙峰,肖有強,杜偉康

濰柴動力股份有限公司，山東 濰坊 261061

0 引言

凸輪軸是配氣機構的關鍵部件，按照點火順序定時控制各缸進、排氣門的開啟和關閉，保證燃燒過程中氣缸內存在充足的新鮮空氣，最大限度降低缸內殘余廢氣量[1]，凸輪軸的設計及理論研究對改善發動機綜合性能有重要意義[2-3]。隨著計算機技術的發展，近年來國內外許多學者借助軟件實現配氣相位的仿真優化，楊樹彬[4]通過AVL Timing Drive軟件對凸輪軸型線進行多項式仿真，為凸輪軸設計提供指導；王一[5]分析了凸輪軸運動規律，從運動學角度闡釋凸輪軸型線的最優設計。孫建軍[6]通過試驗方法，對比分析了氣門升程和氣門重疊角對發動機燃油消耗率的影響。

渦輪增壓柴油發動機在氣門重疊期間，進氣端、活塞、排氣端連通，利用中冷后進氣壓力與渦前排氣壓力的壓力差實現掃氣功能，降低發動機殘余廢氣系數，但氣門重疊角過大導致發動機充量系數減少，燃燒惡化，整車動力性下降[7-8]。排氣提前角增大，能夠降低強制排氣階段的泵氣損失，但會影響做功效率[9]。結合發動機運行工況設計合理的配氣相位，能夠提高發動機進氣量，降低泵氣損失，改善油氣混合比，提高升功率，降低排放污染。

本文中采用不同配氣相位的凸輪軸，通過試驗對比分析不同工況下，氣門重疊角和排氣提前角對柴油發動機燃油消耗率及煙度排放的影響。

1 試驗方案

試驗采用渦輪增壓中冷柴油發動機，發動機主要技術參數如表1所示。

表1 柴油機主要技術參數

試驗設備布置結構如圖1所示。通過進氣空調控制環境溫度、壓力，冷卻系統控制進氣溫度、機油溫度，保證試驗邊界的一致性；采用測功機測量發動機的輸出轉速、轉矩；燃燒分析儀確認發動機燃燒狀態；483煙度計測量排放氣體中的煙度；氣體分析儀測量尾氣中NOx。

圖1 試驗設備布置

表2 凸輪軸配氣相位關鍵參數 (°)

選取3種不同配氣相位的凸輪軸進行試驗，記為方案1、2、3。3種凸輪軸對應的配氣相位關鍵參數如表2所示，表中所有參數均以曲軸轉角計算。

選擇4種不同轉速、轉矩的工況點表示發動機高轉速高轉矩、中轉速中轉矩、中轉速高轉矩、低轉速低轉矩，控制發動機運行參數，保證噴油提前角、噴射壓力、放氣閥開度在一定邊界范圍內，4種工況點的標定參數邊界如表3所示。

表3 發動機標定參數邊界

在保證模型精度的基礎上，避免采用全因子抽樣法出現組合指數增長的問題，本文中用試驗設計(design of experiments，DoE)對發動機運行參數進行組合，DoE可基于統計學實現多自變量組合，采用拉丁超立方抽樣法降低試驗次數[10]，計算得出變量最優組合。采集每個工況點在臺架試驗時的40個變量組合數據，結合Cameo軟件進行多變量數據建模，優化輸入對象，生成發動機trade-off趨勢線。

為了分析不同氣門重疊角、不同排氣提前角對發動機性能的影響，研究不同凸輪軸方案在4種工況點的燃油消耗率、煙度排放隨NOx排放的變化，結合文獻[11]要求，4種工況點的NOx比排放為9～11 g/(kW·h)時，符合排放標準。

由于發動機燃油消耗率與煙度排放的量綱不同，無法準確反映NOx排放對燃油消耗率與煙度排放的影響，為了消除不同參數量綱的影響，增加參數可比性，對采集的數據進行歸一化處理：

式中：xnew為歸一化后數值，x為所測實際數值，xmin為所測數據中最小值，xmax為所測數據中最大值，歸一化處理后，所有參數映射到[-1,1]。

2 試驗結果分析

2.1 氣門重疊角對性能的影響

4種工況下，凸輪軸方案2、3所對應的燃油消耗率及煙度排放隨NOx排放的變化曲線，如圖2所示。

圖2 凸輪軸方案2、3在4種工況下所對應的燃油消耗率及煙度排放隨NOx排放的變化曲線

由圖2a)可知：當發動機處于工況1時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案2、3的燃油消耗率減小，燃油消耗率變化曲線基本重合；隨著NOx排放增加，凸輪軸方案2、3的煙度排放減小，方案2的煙度排放比方案3降低28.6%。由圖2b)可知：當發動機處于工況2時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案2、3的燃油消耗率逐漸減小且趨于平緩，燃油消耗率變化曲線差別不大；隨著NOx排放增加，凸輪軸方案2、3的煙度排放減小，方案3煙度排放比方案2降低了45.8%。由圖2c)可知:當發動機處于工況3時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案3的燃油消耗率比方案2降低了6.25%；隨著NOx排放增加，凸輪軸方案2、3的煙度變化比較平穩，煙度排放變化曲線基本一致。由圖2d)可知：當發動機處于工況4時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案2和3的燃油消耗率減小；隨著NOx排放增加，方案3煙度排放下降幅度高于方案2。

測量凸輪軸方案2、3在4種工況下對應的中冷后進氣壓力與渦前排氣壓力，結果如表4所示。

表4 不同工況、方案下中冷后進氣壓力與渦前排氣壓力結果 kPa

由表4可知：工況1時，凸輪軸方案2、3的中冷后進氣壓力比渦前排氣壓力低40～50 kPa，不能發揮氣門重疊角的掃氣功能，導致排氣管內高溫廢氣回流到氣缸內，倒流進氣管中，方案3中進氣提前角增大，增加了廢氣回流的風險，導致缸內廢氣增多，燃燒惡化，出現方案3煙度高的現象；工況2時，凸輪軸方案2、3的中冷后進氣壓力比渦前排氣壓力低5～15 kPa，高溫廢氣回流滲透現象不明顯，方案3中進氣提前角增大有利于提高充量系數，煙度排放略有下降；工況3時，凸輪軸方案2、3的中冷后進氣壓力比渦前排氣壓力高30 kPa左右，氣門重疊角掃氣能力強，改善了缸內燃燒環境，2種方案均降低了燃油消耗率和煙度排放；工況4時，凸輪軸方案2、3的中冷后進氣壓力與渦前排氣壓力相當，同一工況下NOx排放降低時，造成缸內燃燒環境惡化，高溫廢氣能量高，導致中冷后進氣壓力與渦前排氣壓力相繼提高，加快中冷后進氣壓力增長速率，弱化大氣門重疊角掃氣能力，方案3煙度排放下降更明顯。

2.2 排氣提前角對性能的影響

4種工況下，凸輪軸方案1、2所對應的燃油消耗率及煙度排放隨NOx排放的變化曲線如圖3所示。

圖3 凸輪軸方案1、2在4種工況下所對應的燃油消耗率及煙度排放隨NOx排放的變化曲線

由圖3a)可知：當發動機處于工況1時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案1與方案2的燃油消耗率的差逐漸趨于穩定；隨著NOx排放增加，凸輪軸方案1和2的煙度排放相差不大。主要原因是：工況1時，發動機轉速快，排氣時間縮短，方案1排氣提前角增大，降低了缸內殘余廢氣系數，提高了熱效率，曲軸轉角為30°～40°時處于做功后期，排氣提前角增大并未損失過多的有效功，改善了強制排氣階段功率損失，方案1燃油消耗率低于方案2。由圖3b)可知：當發動機處于工況2時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案1與方案2燃油消耗率的差相比工況1逐步縮??；方案1與方案2的煙度排放下降趨勢基本重合。主要原因是：方案1排氣提前角增大，降低了缸內殘余廢氣系數，改善了燃燒環境，降低了燃油消耗率；但隨著發動機轉速下降，縮小了方案1排氣提前角增大的自由排氣時間，對比工況1，方案1燃油消耗率優勢減弱，2個方案的燃油消耗率的差逐步縮小。由圖3c)可知：當發動機處于工況3時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案1燃油消耗率比方案2降低16.7%；隨著NOx排放增加，方案1比方案2煙度排放降低35.7%左右。主要原因是：工況3時轉速繼續下降，減弱了方案1排氣提前角增大帶來的優勢，隨著NOx排放增加，噴油提前角增大、噴射壓力提高，減少有效功損失，方案1、2的燃油消耗率出現曲線重合現象。由圖3d)可知：當發動機處于工況4時，隨著NOx排放增加，凸輪軸方案1、2的燃油消耗率曲線基本重合；方案2歸一化煙度排放比方案1低0.11。主要原因是：工況4時，循環噴油量較少，過量空氣系數過大，缸內稀薄燃燒導致平均溫度較低，不利于NOx形成；NOx排放相同時，方案2的噴油提前角比方案1大，提高了噴射壓力，降低了煙度排放。

3 結語

1)氣門重疊角對燃油消耗率影響不明顯，對煙度排放的影響與發動機轉速、中冷后進氣壓力和渦前排氣壓力的差具有明顯相關性；轉速越高，氣門重疊角過渡時間越短，氣門重疊角掃氣能力減弱，氣門重疊角增大，煙度排放增高；中冷后進氣壓力高于渦前排氣壓力時，壓差越大，更利于提高氣門重疊角掃氣能力，增大氣門重疊角能降低煙度排放。

2)排氣提前角對燃油消耗率和煙度排放的影響取決于發動機的轉速；轉速升高，增大排氣提前角有利于降低缸內殘余廢氣系數，提高熱效率，降低燃油消耗率；轉速降低，發動機過量空氣系數大，減小排氣提前角，在一定程度上降低煙度排放。