气门重叠角对GDI发动机性能和微粒排放的影响 *

李晓娜，解方喜，窦慧莉，刘江唯，刘 宇

（1.吉林大学，汽车仿真与控制国家重点实验室，长春 130025；2.中国第一汽车股份有限公司技术中心，长春 130011）

前言

近年来随着全球能源短缺和环境污染问题的日渐突出，实现低能耗、低排放成为了内燃机发展的主要趋势。通过采用先进的燃烧技术有望实现内燃机节能减排的目标。许多学者发现依靠缸内直喷技术、可变压缩比技术、发动机熄缸技术和可变气门技术等能够改善发动机工作过程从而提升发动机的热效率［1-2］。其中可变气门技术和缸内直喷技术是目前广泛应用于实现汽油机高效清洁燃烧的技术。

缸内直喷技术是将高压燃油直接喷入到发动机燃烧室中，喷入的燃油吸热蒸发能够降低缸内温度从而减小了发动机的爆震倾向，因此可使用更高压缩比来提高理论热效率。但是，由于将燃油直接喷入缸内，往往会造成局部混合气过浓以及燃油撞壁的现象最终导致缸内直喷发动机的NOx以及微粒排放较高［3-5］。通过优化内燃机的工作过程有望实现在保证直喷汽油机性能的同时降低微粒和NOx排放的目标。就汽油机而言，其燃烧方式是基于量的调节，发动机性能和排放很大程度上取决于气体交换过程，而气门重叠角的大小能够明显地影响发动机的换气过程，因此应当能够显著地影响直喷汽油机的燃烧和排放［6-9］。刘青林等［10］研究了扫气对发动机性能的影响。结果表明，气门重叠角增加，扫气增强。利用扫气可以有效提高发动机的充气效率和动力性，扫气越强，动力性提升越大，同时还能降低缸内的燃烧温度，减小爆震和超级爆震的倾向。同样的，马俊杰等［11］的仿真研究表明，在扫气区增加重叠角有利于提高充气效率同时抑制爆震。在采用相同的IVO 为340 °CA、重叠角为40 °CA 时对爆震抑制最好。信松岭等［12］的研究结果表明，随着气门重叠角的增加，直喷汽油发动机的泵气损失得到改善，BMEP 可以提高7.5%。因此实现气门重叠角可变有望成为缸内直喷汽油机改善动力和排放的有效举措之一。

可变气门正时技术是实现气门重叠角可变的一种可变气门技术，主要通过改变气门的开闭时刻从而改变气门重叠角来影响发动机的换气过程并可达到降低泵气损失、改善燃油经济性的目的［13］。可变气门正时技术通过控制参数不同可分为可变进气正时和可变排气正时，它们对缸内直喷发动机的扫气和燃烧过程的影响类似［14］，但两者也有不同。就换气过程来说，Rajput 等［15］的研究表明通过提前进气门开启时间能够提高充气效率，因此进气正时对汽油直喷发动机的燃烧性能起着决定性的作用；而Insu 等［16］的研究表明，在气体交换过程中，气缸中截留的内部残余气体水平主要是通过排气门关闭的时间来调整的。因此进排气正时技术对汽油机燃烧以及排放应当具有不同的影响效果。另外，张龙平等［17］的研究表明，在可变进气正时和排气正时下形成相同的气门重叠角时，缸内的充量系数也不尽相同。因此通过可变进气门和可变排气门正时技术形成的相同的气门重叠角在改善直喷汽油机燃烧性能和排放方面也应当具有不同的效果。但针对不同气门正时参数下的气门重叠角对直喷汽油机的性能和微粒排放的改善效果对比研究较少。

综上所述，气门重叠角的大小直接影响着发动机的换气过程和燃烧过程，而关于进排气可变气门正时技术下的相同气门重叠角对缸内直喷汽油机的燃烧和微粒排放的影响对比鲜有研究。因此本文中在一台缸内直喷汽油发动机上，对比研究了可变进气门正时、可变排气门正时和双可变气门正时策略下的相同气门重叠角对直喷汽油机燃烧性能、微粒和常规排放物的影响。

1 试验装置与方法

1.1 试验装置与参数定义

本文中选用了一台进气增压缸内直喷火花点火汽油机，具备独立且可变正时的进排气门，进排气门的开启持续期分别是230 和220 °CA，可调控的范围是0-60 °CA。发动机具体的参数如表1所示。

表1 发动机参数

在试验台架中，开放ECU 控制单元能够灵活调控点火、喷油、节气门和进排气门相位。如图1 所示，在发动机排气管安装了BOSCH 公司的宽裕氧传感器，它将排气中的氧含量信号传输给了ETAS 公司的LA4型Lambda 分析仪，对过量空气系数进行实时测量和显示。发动机的缸压信号是通过将Kistler公司6114B 型缸压传感器安装在第4 缸上的火花塞安装位置，对缸压信号进行采集并通过AVL 电荷放大器进行处理和放大，最终将信号传送到燃烧分析仪上进行显示和记录。在试验中，采集卡收集了200 个连续燃烧循环。同时，将指示平均有效压力（IMEP）在200个连续燃烧循环之间的变化系数视为燃烧过程的循环变化，计算公式为

图1 试验台架实物图

发动机的燃油消耗量是由日本小野公司FX3400 型油耗仪测得，发动机的常规排放物是通过MEXA-7100D EGR 气体分析仪进行测量，DMS500快速气溶胶电迁移粒径谱仪分析用来测量发动机微粒浓度和微粒尺寸分布，其中DMS500 微粒的尺寸谱图是4.87～1 000 nm。

1.2 试验工况

在城市驾驶工况中，汽车大多时候都是在1 500 r/min 下的部分负荷下运行的［18］，因此，本文中选取了在1 500 r/min、13.6%负荷下，研究不同气门正时策略下的气门重叠角对缸内直喷汽油机的燃烧性能和排放的影响。在试验过程中，固定循环喷油量，通过调节节气门开度保证过量空气系数为1时调整进排气正时并保证点火正时是最佳的。进排气门都是单向动作，调整范围都是0-60 °CA，将进排气门重叠角为0 °CA 作为原机基准与其它气门重叠角进行对比分析。试验以10 °CA 为间隔进行调整气门正时，其中只提前进气门正时称为IVT 策略，只推迟排气门正时称为EVT 策略，进气门正时提前的同时排气门正时推迟称为IEVT 策略，其中IEVT策略下根据排气门正时推迟20、30、40 °CA 分为了IEVT1、IEVT2、IEVT3。具体策略下的气门重叠角增值如表2 所示。扫气、正时和增压之间密切相关，然而本工作是在小负荷条件下研究气门重叠角对汽油机的影响，如图2 所示，不同气门重叠角下的排气压力变化不明显，因此在研究过程中忽略了增压的影响，只考虑了正时的影响。

表2 试验工况

图2 不同气门重叠角下的排气压力

2 试验结果与分析

2.1 气门正时策略下不同重叠角对燃烧和性能的影响

气门正时的变化会影响内部残余废气量的多少［12，19］。如图3 所示，在排气正时推迟策略下，排气关闭时刻推迟到进气行程，在本工作中的小负荷下会出现排气压力大于缸内压力的情况，废气在排气管和气缸的压差作用下被重新吸入气缸。排气关闭正时越推迟，重新吸入的废气量便会越多。在进气正时提前策略下，进气开启正时提前到排气行程时，因在小负荷条件下的气缸压力会大于进气压力，在气缸和进气管压差的作用下，缸内的废气会回流到进气道中，另外在气门叠开期间，排气压力大于进气压力时，废气可能从排气道回流到进气道中，在进气冲程开始进气时，废气随着新鲜空气重新进入到气缸内。在进气门提前排气门推迟的策略下，缸内残余废气量的增加过程耦合了上述两种方式。

图3 不同气门策略下的气门型线

图4 所示是EVT、IVT、IEVT 3 种气门策略下的缸内压力和放热率的变化规律。不同策略下的气门重叠角会随着进气正时提前或者排气正时推迟而增加。由图4 可知，在压缩冲程阶段，随着气门重叠角的增加，EVT、IVT和IEVT策略下的压缩压力相比原机下的均会增加。在本文的试验过程中保证当量燃烧比和固定循环喷油量的情况下，压缩压力的增加代表着缸内工质量增加，也就是废气量的增加。因此本文以压缩压力的变化定性地代表缸内残余废气量的变化。缸内压缩压力越大，认为缸内残余废气量越多。也就是说，3 种气门正时策略下的缸内残余废气量均增加。另外可以看到，在相同的气门重叠角下，例如在40 °CA 的重叠角下，EVT 策略下的压缩压力大于IVT 策略0.03 MPa，残余废气量略大于IVT，而IEVT 策略下的压缩压力相比最小，残余废气量最少；在IEVT 策略内进一步对比可以发现，IEVT1的残余废气量最少，最多的是IEVT3，而IEVT1与EVT下的压缩压力相比仍然小了0.23 MPa，IEVT3较EVT下的压缩压力小了0.04 MPa。

图5 所示为3 种气门正时策略下滞燃期的变化趋势，滞燃期定义为从点火时刻到CA10（累计放热量10%对应的曲轴转角）的曲轴角度。由图可知在3 种气门正时策略下随着气门重叠角的增加，滞燃期均增加。这主要是因为3 种气门正时策略均会导致缸内废气量增加，而废气的稀释作用以及氧浓度的下降共同导致火花塞附近着火困难，滞燃期增加。当气门重叠角相同时，例如在40 °CA，对比不同策略发现，EVT 下的滞燃期大于IVT 策略1.5 °CA，这是EVT 策略下的残余废气量相比IVT 更多导致的，而IEVT 策略下的滞燃期最小，这是由于在相同的气门重叠角下IEVT策略下的残余废气量最少。另外，通过对比IEVT1、IEVT2和IEVT3发现在形成相同的气门重叠角时，IEVT1 策略下的滞燃期更短，IEVT3 相对较长，这可以解释为IEVT1 策略下的残余废气量相比IEVT3 下的少，稀释作用减弱，滞燃期相比较短。

图5 不同气门策略下的滞燃期

图6 所示为3 种气门正时策略下的燃烧持续期和燃烧循环变动（COVIMEP）的变化趋势。燃烧持续期定义为燃烧质量分数从10%到90%对应的曲轴转角。由图可知，在IVT、EVT 和IEVT 策略下，随着气门重叠角增加，缸内的残余废气增加，也就是缸内非活性气体成分增加，这会降低缸内的燃烧温度和氧浓度，使得燃烧过程减慢，燃烧持续期均延长。对比3种策略可以发现，EVT和IVT策略在气门重叠角达到40 °CA 以前的滞燃期数值相差不大，IEVT 策略仍然具有相对较短的燃烧持续期，且IEVT1 因为残余废气量最少，燃烧持续期最短。

图6 不同气门策略下的燃烧持续期和燃烧循环变动

COVIMEP通常用于评估发动机的燃烧稳定性。在本文中当COVIMEP超过5%定为不稳定燃烧。如图6（b）所示，在IVT、EVT和IEVT策略下随着气门重叠角的增加，缸内残余废气的增加导致了火焰传播速度降低，燃烧持续期增加，最终表现为燃烧循环变动增加。在相同的气门重叠角下，EVT 策略下的燃烧循环变动较其它策略大，这是EVT 策略下的缸内残余废气量更多导致的。在IEVT 策略内进行对比发现，相同的重叠角下，IEVT3 的循环变动较大，当气门重叠角增大到70 °CA 时，即使在最佳的点火角下，燃烧循环变动也超过了5%，此时燃烧不稳定。

燃料燃烧产生的化学能在转换为指示功时，会产生燃烧损失，传热损失和排气损失。由热力学第二定律可知，热量自发地从高温向低温传递。缸内最高燃烧温度越高，向外界传递的热量越多，传热损失越大，因此缸内燃烧温度的变化可以表征传热损失的大小。如图7 所示在3 种正时策略下缸内最高燃烧温度相比原机状态下的都降低，这表明3 种策略下的传热损失都会减少。但是在形成相同的气门重叠角时，例如在50 °CA 的气门重叠角下，对比EVT和IVT、IEVT策略下的缸内最高燃烧温度发现，EVT 下的最低，相比原机降低了508 K，其次是IVT策略，相对较大的是IEVT 策略，即便是IEVT3 下的缸内最高燃烧温度相比原机只减小了194 K，也就是说，在形成相同的气门重叠角时，EVT策略下的传热损失最小，IEVT 的最大。但IEVT 策略能够实现更大的气门重叠角从而能够更大程度上降低缸内燃烧温度，减少传热损失。

图7 不同气门策略下的缸内最高燃烧温度

图8所示是3种正时策略下的排气温度，排气温度可以评价排气损失的大小，排气温度越高，排气带走的能量就越多，排气损失就越大。由图可知，3 种气门策略下的排气温度相比原机都降低，表明3 种策略都可以降低排气损失，但3 种正时策略对排气温度变化的影响程度是不同的。例如当形成重叠角50 °CA 时，IVT 策略下的排气温度最低，能够更大程度上减少排气损失。这是由于IVT 策略相较EVT 具有更短的燃烧持续期，燃烧速度更快，燃烧过程远离了排气冲程，排气温度相对低；IVT 相较于IEVT 策略的缸内最高燃烧温度更低，因而排气温度相对也较小，所以IVT 策略下的排气损失小。而IEVT 可以实现更大的气门重叠角，在3 种策略中排气温度能够降到最小，排气损失最小，且在IEVT策略内，对比相同重叠角时的排气温度发现，IEVT3 策略下的排气损失最小。

图8 不同气门策略下的缸内排气温度

2.2 气门正时策略下的不同重叠角对油耗和排放的影响

发动机的指示功转换为有效功时会不可避免地产生泵气损失和摩擦损失。图9所示是IVT、EVT 和IEVT 策略下的泵气损失的变化。泵气损失包括了膨胀损失，推出损失和进气损失。进气损失是指与理论循环相比进气过程中功的减少，可以通过进气压力线与大气压力线围成的面积表示进气损失的大小。由图可知，在IVT、EVT 和IEVT 策略下，进气损失都是减小的。3 种策略增大了重叠角使得缸内的残余废气量增加，为保证理论空燃比燃烧，需要增加进气压力来保证足够的进气量，进气压力增加，其与大气压力围成的面积减小，因此进气损失减小。膨胀损失的大小可以表示为与理论循环相比，排气门提前开启到下止点两者之间压力线围成的面积大小。由图可知，当形成相同的气门重叠角时，EVT策略能更多的减小膨胀损失。推出损失的值可以通过排气压力线与大气压力线围成面积的大小表示。由图可知，在EVT和IEVT策略下，排气门晚开，活塞从下止点开始向上止点运动时缸内废气较多，压力较大，明显大于大气压力线，因此推出损失增加。综上所示，当形成相同的气门重叠角时，IVT 策略能够减小进气损失，因此能够减小泵气损失。EVT 策略能够减小进气损失和膨胀损失，但推出损失增加，最终表现为EVT 策略也能够减小泵气损失。与EVT 策略相似，IEVT 策略增加推出功损失，减小进气损失和膨胀损失，最终表现为泵气损失的减小。在3 种气门策略下，IVT 能够最大程度地减小泵气损失达到15.6%。

图10 所示为IVT、EVT 和IEVT 策略下不同气门重叠角对燃油消耗率的影响。由图10可知3种气门策略下的燃油消耗率均呈现先减小后增加的趋势。通过对比3 种气门正时策略可以发现在气门重叠角达到40 °CA 之前，EVT 策略下的燃油消耗率最小。这是由于相同的气门重叠角下，EVT 策略下的缸内残余废气最多，传热损失和排气损失相比IVT 和IEVT 策略下的都小，燃料燃烧的化学能更有效地转换为指示功。另外，EVT 策略下的泵气损失相比IVT 和IEVT 策略下的改善效果更好，指示功转换为有效功的过程中损失更少，最终表现为燃油消耗率的改善效果最佳。随着气门重叠角继续增加，在60 °CA 的气门重叠角下，EVT 和IVT 策略下的燃烧循环变动增加，燃烧不稳定，但IEVT 策略仍然能够稳定地运行，且IEVT3下的传热损失和排气损失均较小，获得了最小的油耗，相比于原机减少了8.67%。

图10 不同气门策略下的燃油消耗率

图11 所示是3 种气门策略下的NOx和HC 排放。由图可知3种气门策略均可以显著地降低NOx排放。根据Zeldovich 理论，影响NOx排放的主要因素是燃烧温度和气缸中的氧气浓度［20］。而EVT、IVT 和IEVT 策略会增加缸内残余废气量，导致在缸内燃烧温度降低的同时减小了缸内氧浓度，NOx排放减小。进一步对比3 种气门策略发现，在形成相同的气门重叠角时，相比于IEVT 和IVT 策略，EVT 策略下缸内残余废气量更多导致NOx排放最少。但IEVT3 可以实现更大的气门重叠角，使得缸内最高燃烧温度降低更多，因此改善效果最好，NOx可以降低96.57%。

图11 不同气门策略下的NOx和HC排放

EVT、IVT和IEVT策略下的HC排放呈现先减小后增加的趋势。这是由于随着气门重叠角增加，缸内废气增加，废气重新引入缸内使得HC 能够重新燃烧，HC 排放降低。而气门重叠角继续增加，燃烧不稳定性增加，燃烧恶化，HC 排放增加。对比3 种气门策略发现在气门重叠角50 °CA 之前差值不大，但在气门重叠角60 °CA之后，IEVT3的HC排放明显增加，这是由于此时相比于IEVT1 和IEVT2 来说，IEVT3 的缸内残余废气量多，燃烧循环变动相对更大，燃烧不稳定，因而HC排放明显增加。

图12所示是在3种气门策略下不同重叠角的微粒排放的变化趋势。图12（a）和图12（b）分别表示了IVT、EVT 和IEVT2 策略下的微粒数量浓度-粒径分布和核态，集聚态以及总微粒浓度的变化。其中核态微粒是粒径小于35 nm 的微粒，而集聚态微粒粒径大于35 nm。由图可知，在3 种策略下，微粒数量浓度分布均呈现双峰分布，但不同策略下的微粒数量浓度-粒径分布的变化趋势以及改善程度却不相同。在EVT 策略中，微粒数量浓度呈现先增加后减小的趋势。首先，随着排气门正时的推迟，在气门重叠角达到30 °CA 之前，最佳点火角的提前是导致微粒浓度增加的主要因素。这是因为点火提前一方面使得排气温度降低抑制了微粒的氧化，另一方面过早的点火使得油气混合时间缩短造成更多的微粒生成，最终造成了核态微粒、集聚态微粒和总微粒排放升高［21-22］。继续推迟排气门正时到30 °CA 之后，缸内废气增多导致燃烧温度的降低，抑制了初级碳烟颗粒的形成，成为降低微粒排放的主要因素。相比原机的微粒排放，在EVT 策略下，核态微粒总数减少了70.3%。在IVT 策略下，微粒数量浓度呈现减小的趋势，但其微粒改善效果没有EVT 策略的好，微粒总数减少了43.11%，主要是因为在相同的气门重叠角下，IVT 策略下的缸内残余废气量较少导致对初级碳烟颗粒形成的抑制作用减弱。同样地，在相同的气门重叠角下，IEVT 策略下因缸内残余废气量最少，相较EVT 和IVT 策略对微粒数量浓度改善效果最小。但IEVT 策略下的气门重叠角能实现更大的数值，因而缸内的残余废气量多，缸内燃烧温度的降低导致核态，集聚态和总微粒数量浓度均有明显的降低，总微粒数降低了89.43%。

图12 不同气门策略下的微粒浓度和数量变化

3 结论

本文探究了在3 种气门正时策略下的气门重叠角的变化对缸内直喷汽油发动机13.6%的小负荷下的燃烧性能和排放的影响，具体结论如下。

（1）EVT、IVT 和IEVT 策略均增加气门正重叠角而导致缸内的残余废气量的增加，造成滞燃期延长、燃烧持续期和燃烧循环变动增加的现象。对比相同气门重叠角发现，EVT 相比其它两种策略带来的残余废气更多，对燃烧过程的抑制作用更明显，同样的，循环变动相对更大。

（2）随着气门重叠角的增加，缸内最大燃烧温度和排气温度均会降低，这意味着3 种气门策略都可改善传热损失和排气损失；同时泵气损失也都得到改善。对比发现：IVT 策略可降低15.6%的泵气损失；在稳定燃烧的范围内，IEVT 能够最大程度地降低传热损失和排气损失。3 种气门策略下的油耗均呈现先减小后增加的趋势。IEVT 策略能够取得最小的BSFC，与原机相比改善效果达到了8.67%.

（3）3 种气门策略下，随着气门重叠角的增加，NOx排放均能够明显地降低，而其中IEVT3可以达到96.57%的改善效果。HC 排放在3 种气门策略下呈先降低后增加的趋势。对于微粒排放来说，相同的气门重叠角下，EVT策略对核态、集聚态和总微粒数的排放改善效果最好，IVT和IEVT次之。但IEVT策略可实现更大的气门重叠角而微粒改善效果最好，微粒总数减少了89.43%。