可变进气凸轮对增压直喷汽油机经济性的影响

2021-06-30冯浩刘洋林思聪秦博陈泓李钰怀

车用发动机 2021年3期

冯浩，刘洋，林思聪，秦博，陈泓，李钰怀

(广州汽车集团股份有限公司汽车工程研究院，广东广州 511434)

传统点燃式汽油机常采用节气门调节进气量以控制发动机负荷，而乘用车用汽油机又常工作在部分负荷，部分负荷工况节气门的节流作用使进气冲程缸内压力低于大气压，造成换气过程的泵气损失。为降低部分负荷泵气损失，国内外汽车厂商常利用小型化downsizing技术降低排量，使发动机工作在更高负荷工况。为保证相同的功率、扭矩输出，小排量发动机常搭配使用涡轮增压技术以提高进气压力，但较高的进气压力同样会增加发动机的爆震倾向。为降低爆震倾向，最常用的方法是降低几何压缩比，而这同样不利于downsizing带来的部分负荷油耗收益。

为降低发动机爆震倾向，可利用进气门早关(Early Intake Valve Closing，EIVC)实现米勒循环，以降低有效压缩比。国内汽车厂商已将米勒循环技术应用于量产机型。长城汽车股份有限公司[1]在1台1.5 L涡轮增压直喷汽油机上应用连续可变气门升程(CVVL)技术,在一定程度上实现米勒循环效果，有效降低了发动机的泵气损失；广州汽车集团股份有限公司[2-3]在G平台发动机上利用进气门早关的米勒循环和高压缩等技术，在实现升功率75 kW/L的前提下有效热效率达到了39.3%；上海汽车集团股份有限公司[4]在1.5 L 4缸直喷增压发动机上应用米勒循环和高滚流技术，实现127 kW功率的同时达到了39%的有效热效率。尽管米勒循环在实现高热效率上有优势，但对于全负荷工况常需要更高的进气压力，这对增压系统提出了极大的挑战[5-7]。

为平衡部分负荷油耗和全负荷增压压力问题，在1台4缸直喷增压发动机上采用可变进气凸轮技术，发动机部分负荷时使用短行程凸轮，利用气门早关实现米勒循环，全负荷附近使用长行程凸轮，利用奥拓循环增加进气量。为探讨可变进气凸轮技术应用潜力，主要研究了可变凸轮技术对发动机部分负荷经济性的影响，并分析不同负荷下可变凸轮对泵气损失及燃油消耗率影响机理和规律。

1 试验设备及方法

1.1 试验用发动机及测控系统

可变进气凸轮系统如图1所示，电磁阀控制pin1和pin2伸入凸轮轴上相应导轨，使得凸轮滑动单元延轴向移动，从而改变驱动滚子摇臂的凸轮型线。可变凸轮由长行程凸轮和短行程凸轮组成，二者对应的气门升程规律如图2所示，其中长行程凸轮的1 mm行程较短行程凸轮长40°曲轴转角。

图1 可变凸轮机构

图2 可变进气凸轮升程曲线

选取自主研发的2.0T 4缸涡轮增压直喷汽油机开展试验研究，试验发动机示意图和基本参数分别如图3及表1所示。试验中使用AVL 7351 CST 瞬态油耗仪测量发动机燃油消耗量，燃烧过量空气系数λ通过ETAS ES430测量，缸内压力曲线通过Kistler 6115B传感器测量，进、排气道瞬态压力分别通过Kistler4007/4049测量，缸压曲线、燃烧数据及残余废气率等使用AVL IndiCom燃烧分析仪计算，发动机原始排放(CO，HC，NOx等)通过HORIBA MEXA-7100DEGR测量。

图3 试验发动机示意

表1 发动机特征参数

1.2 研究方案及数据分析方法

选取发动机转速2 000 r/min，平均有效压力(Brake Mean Effective Pressure，BMEP)0.5～1.7 MPa工况开展试验研究，以探讨可变凸轮在不同负荷下的影响规律。试验工况及关键控制参数如表2所示，试验过程中确保不同行程凸轮的气门相位、喷射策略参数相同，燃油喷射选择进气冲程单次喷射，使得压缩上止点附近有较均质混合气。研究中试验边界条件如进气温度、中冷后温度、发动机出水温度及环境温度等维持稳定。

表2 试验工况及控制参数

试验过程中点火角控制主要依据燃烧重心CA50和爆震边界。对于非爆震限制工况，逐步调节点火角直到燃烧重心CA50达到上止点后8°；对于受爆震限制而CA50无法提前到8°的工况，通过调节点火时刻使发动机工作在爆震边界，爆震识别主要依据缸压曲线4 kHz高通滤波曲线峰值判断[8]。滞燃期定义为火花塞点火时刻到10%放热量的曲轴转角，燃烧持续期定义为10%放热量到90%放热量的曲轴转角，燃烧重心CA50定义为50%放热量对应的曲轴转角。瞬时放热率依据如下公式计算：

(1)

(2)

Cvi=0.7+Ti·(1+Ai)·10-3，

(3)

(4)

式中：Qi为瞬时放热率；Vi为瞬时气缸工作容积；ki为多变指数；Cvi为比定容热容；Ai为经验系数，汽油机取0.1；Ti为缸内平均温度；m为缸内进气量。燃烧循环变动系数定义为

(5)

2 结果与讨论

2.1 可变进气凸轮对换气过程的影响

不同负荷下，采用长行程凸轮和短行程凸轮对泵气平均有效压力(Pumping Mean Effective Pressure，PMEP)和泵气损失的影响如图4所示，其中泵气损失定义为进、排气冲程活塞消耗功占燃油完全燃烧低热能量的比值。试验结果表明，采用短行程凸轮在各个负荷下均能降低泵气损失，例如平均有效压力BMEP为0.5～1.7 MPa之间时，PMEP增加3.4～6.7 kPa，但泵气损失降低仅为0.14%～0.25%。对于节气门调节进气歧管压力的非增压工况，如平均有效压力为0.5 MPa时，换气过程中活塞消耗功(PMEP为负)，短行程凸轮提升进气压力，从而减少换气过程消耗的功；对于涡轮废气阀控制进气歧管压力的增压工况，如平均有效压力为1.4 MPa时，换气过程中气体对活塞做正功(PMEP为正)，短行程凸轮使得进气压力增加、压气机压缩比上升，涡轮增压器有较高效率时增压比上升，有利于提高PMEP[8]。

图4 可变凸轮对PMEP和泵气损失的影响

可变凸轮对发动机进气歧管压力和新鲜空气充量系数的影响如图5所示。试验结果表明，短行程凸轮在各个负荷下均导致充量系数下降、进气压力增加，在平均有效压力0.5 MPa和1.4 MPa工况，充量系数分别下降6.8%和14.6%，进气歧管压力分别增加7.1 kPa和18.5 kPa。相比长行程凸轮，短行程凸轮在同样的进气门开启时刻下气门早40°曲轴转角关闭，即进气门在活塞下行到达换气下止点前即关闭，阻止了空气进一步流入气缸，造成充量系数下降。为保证目标负荷进气量，短行程凸轮应用需要调节节气门开度或涡轮废气阀以提高增压压力。

图5 可变凸轮对进气压力及充量系数的影响

长行程凸轮和短行程凸轮的应用对换气过程缸内压力的影响如图6所示。对于平均有效压力0.5 MPa工况，两种凸轮在排气冲程的缸压曲线几乎完全一致，短行程凸轮在进气过程由于进气压力高，缸内压力明显高于长行程凸轮，换气过程活塞消

图6 可变凸轮对换气过程缸内压力的影响

耗的功减少、泵气损失降低。短行程凸轮由于进气门早40°曲轴转角关闭，活塞在到达换气下止点前缸内压力随活塞下行逐渐降低，即气体在燃烧室内逐渐膨胀，而活塞到达下止点后上行，造成燃烧室内气体压缩，压缩线膨胀线基本重合。对于平均有效压力1.4 MPa工况，进气冲程缸内压力大于排气冲程缸内压力，换气过程气体对活塞做正功。短行程凸轮的应用在进、排气冲程缸内压力均较长行程凸轮增加，其中进气冲程缸内压力增加较多，因而泵气正功增加。与平均有效压力0.5 MPa工况类似，进气冲程进气门提前关闭造成活塞到达下止点前缸内气体膨胀，但压缩曲线与膨胀曲线较早分离，这主要是因为燃烧室内气体被加热，气体等熵效率下降。

长行程凸轮和短行程凸轮应用对不同负荷缸内残余废气系数的影响如图7所示。显然短行程凸轮应用在平均有效压力小于1.4 MPa工况时可显著降低缸内残余废气率，例如0.5 MPa，0.8 MPa，1.1 MPa工况，残余废气率分别下降6.9%，4.9%和2.6%。而对于1.4 MPa和1.7 MPa工况，由于进气压力高于排气压力，换气过程中燃烧室存在扫气，总体上缸内残余废气系数处于极低水平，长、短行程凸轮的残余废气系数差异不大。从前述图6a的结果可知，对节气门调节进气歧管压力的非增压工况，短行程凸轮应用使得进气压力增加，而排气压力接近于大气压，使得气门重叠期内残留的废气减少。

图7 可变凸轮对缸内残余废气率的影响

2.2 可变进气凸轮对燃烧的影响

长行程凸轮和短行程凸轮应用对不同负荷下点火时刻、滞燃期、燃烧持续期及燃烧重心的影响如图8所示。从图8可知，对于燃烧相位受爆震限制的平均有效压力0.8～1.7 MPa工况，短行程凸轮应用均能提前燃烧相位，对于不受爆震限制的0.5 MPa工况，两种凸轮的燃烧相位接近。从点火角来看，短行程凸轮在不同负荷下均需要有较早的点火时刻。从燃烧滞燃期来看，短行程凸轮在0.5 MPa工况滞燃期较长行程凸轮延长5°曲轴转角，而在0.8～1.7 MPa工况两者的滞燃期基本相当。从燃烧持续期来看，除0.8 MPa和1.1 MPa工况外，短行程凸轮的燃烧持续期均长于长行程凸轮。

图8 可变凸轮对点火时刻、滞燃期、燃烧持续期及燃烧重心的影响

对于平均有效压力0.5 MPa工况，短行程凸轮由于进气门早关，有效压缩比下降，同时缸内残余废气率较低，导致压缩冲程同样曲轴转角时缸内气体温度较低。而进气门早关，同样导致压缩过程末期缸内流场平均速度以及湍流强度降低[10-11]。较低的湍流强度和较低的缸内温度，均不利于缸内火焰发展及燃烧速度，使得短行程凸轮的燃烧持续期和滞燃期延长，维持相同燃烧相位的点火时刻提前。对于受爆震限制的0.8 MPa及以上工况，进气门早关同样导致圧缩温度及缸内湍动能下降，但有效压缩比减少、圧缩温度下降同样有利于抑制爆震、改善燃烧相位。对于平均有效压力0.8～1.7 MPa工况，短行程凸轮应用使燃烧重心提前2.6°～3.9°曲轴转角，而燃烧相位提前使得混合气在更靠近压缩上止点位置燃烧，改善燃烧的定容度，提高燃烧温度、促进火焰传播速率。

图9示出0.8 MPa工况及1.4 MPa工况长行程凸轮和短行程凸轮应用对缸内压力、瞬时放热率及缸内平均温度的影响。从缸压曲线可以看出，进气门早关使得短行程凸轮的压缩冲程缸内压力低于长行程凸轮，而从纯压缩阶段缸内平均温度来看，压缩上止点前30°曲轴转角时短行程凸轮的缸内平均温度较长行程凸轮在0.8 MPa和1.4 MPa工况分别降低29.5 K和18.5 K。对于平均有效压力0.8 MPa工况，尽管进气门早关容易导致缸内湍动能和压缩温度下降，但由于燃烧放热更靠近上止点，燃烧定容度高、缸内最高温度上升，最终短行程凸轮的最大放热速率及燃烧持续期与长行程凸轮基本相当；对于平均有效压力1.4 MPa工况，由于发动机负荷增加，爆震倾向更加明显、燃烧相位更加靠后，同时进气门早关导致缸内压缩温度降幅不如0.8 MPa工况，最终尽管短行程凸轮改善了燃烧相位，但燃烧最大放热速率及燃烧持续期均差于长行程凸轮。

图9 可变凸轮对缸压曲线、瞬时放热率和燃烧温度的影响

长行程凸轮和短行程凸轮应用对不同负荷下燃烧稳定性的影响如图10所示。从图10可以看出，短行程凸轮在各个负荷下均改善了燃烧稳定性。尽管进气门早关导致点火角提前，同时除0.8 MPa外其他工况燃烧持续期均延长，但得益于残余废气系数降低、燃烧相位靠前等因素，短行程凸轮应用仍有利于改善燃烧稳定性。

图10 可变凸轮对燃烧稳定性的影响

长行程凸轮和短行程凸轮应用对不同负荷下未燃损失及指示热效率的影响如图11所示。图中，未燃损失定义为尾气中未燃HC及CO的完全燃烧低热值与燃油完全燃烧低热能量的比值。可以看出，短行程凸轮和长行程凸轮在0.8～1.7 MPa工况未燃损失基本相当，而对于平均有效压力0.5 MPa工况，由于短行程凸轮缸内残余废气系数下降，缸内平均氧浓度增加，CO和HC与氧气分子碰撞概率增加，未燃CO和HC排放减少，最终未燃损失降低0.4%。从指示热效率可以看出，短行程凸轮应用在各个负荷下均能提高指示热效率。对于燃烧相位不受爆震限制的0.5 MPa工况，尽管燃烧持续期延长，得益于泵气损失和未燃损失降低，短行程凸轮指示热效率最终改善0.4%，其中未燃损失降低是主要因素；对于燃烧受爆震限制的0.8～1.7 MPa工况，短行程凸轮指示热效率提升主要因为燃烧相位靠前、燃烧定容度增加。

图11 可变凸轮对未燃损失和指示热效率的影响

2.3 可变进气凸轮对机械效率及油耗的影响

长行程凸轮和短行程凸轮应用对不同负荷下摩擦平均有效压力(Friction Mean Effective Pressure，FMEP)的影响如图12所示。得益于较小升程和较小凸轮包角，短行程凸轮应用在0.5～1.4 MPa工况下均能降低摩擦功。图13示出长行程凸轮和短行程凸轮应用对不同负荷下燃油消耗率(Brake Specific Fuel Consumption，BSFC)及燃油消耗率降低幅度的影响。短行程凸轮应用在各个负荷下实现了1.9%～3.4%的油耗降幅，特别是对于0.5 MPa工况，尽管短行程凸轮指示热效率改善较少，但由于摩擦功明显降低，最终燃油消耗率降低2.2%。