連續(xù)可變氣門升程技術(shù)在汽油機(jī)上的應(yīng)用研究

崔亞彬，袁中營，郭峰，王闊，吳慎超，宋東先，高定偉

(1.長城汽車股份有限公司，河北 保定 071000；2.河北省汽車工程技術(shù)研究中心，河北 保定 071000)

連續(xù)可變氣門升程(CVVL)技術(shù)，通過連續(xù)改變氣門升程，調(diào)節(jié)進(jìn)入缸內(nèi)的氣量，控制發(fā)動機(jī)負(fù)荷，弱化甚至取消節(jié)氣門的節(jié)流作用，吸氣損失因而減少；同時CVVL技術(shù)可降低對進(jìn)氣凸輪軸的驅(qū)動力矩，有效提高發(fā)動機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。

應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu)后，節(jié)氣門全開，用CVVL機(jī)構(gòu)來控制發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量，使進(jìn)氣歧管中的進(jìn)氣壓力接近大氣壓，可有效降低發(fā)動機(jī)在吸氣過程中的吸氣損失。同時CVVL機(jī)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)進(jìn)氣門早關(guān)(EIVC)的米勒循環(huán)效果，降低部分負(fù)荷的泵氣損失。

CVVL機(jī)構(gòu)采用不同升程控制負(fù)荷，部分負(fù)荷采用低氣門升程時，可以降低發(fā)動機(jī)驅(qū)動進(jìn)氣凸輪軸所需要的力矩，間接降低發(fā)動機(jī)的摩擦功。

低壓外部廢氣再循環(huán)技術(shù)(LP-EGR)，將燃燒后經(jīng)催化器過濾的廢氣，經(jīng)過EGR冷卻器冷卻后引入缸內(nèi)，通過改變缸內(nèi)工質(zhì)的比熱容比，降低燃燒溫度，提升燃燒等容度來提升熱效率。

某產(chǎn)品發(fā)動機(jī)(排量1.5 L，直噴，廢氣渦輪增壓)在升級換代過程中，引入機(jī)械式CVVL技術(shù)，本研究結(jié)合臺架試驗，對CVVL的應(yīng)用策略進(jìn)行研究，挖掘CVVL技術(shù)的潛力，并匹配LP-EGR技術(shù)，進(jìn)一步提高發(fā)動機(jī)熱效率。

1 試驗設(shè)備及方法

CVVL結(jié)構(gòu)見圖1，通過驅(qū)動電機(jī)改變偏心軸的旋轉(zhuǎn)角來改變擺臂機(jī)構(gòu)擺動角，從而調(diào)節(jié)氣門升程。

圖1 CVVL結(jié)構(gòu)

試驗發(fā)動機(jī)為一臺1.5 L直噴增壓汽油機(jī)，主要技術(shù)參數(shù)見表1，主要試驗設(shè)備見表2，發(fā)動機(jī)布置方案見圖2。

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)

表2 主要試驗設(shè)備

圖2 臺架示意

試驗使用INCA軟件，實(shí)現(xiàn)對發(fā)動機(jī)噴油時刻、軌壓、點(diǎn)火時刻、進(jìn)排氣相位及進(jìn)氣門升程的控制。試驗采用AVL電力測功機(jī)，安裝火花塞式缸壓傳感器，采用燃燒分析儀采集燃燒放熱數(shù)據(jù)。

試驗首先對原機(jī)進(jìn)行性能摸底試驗，將基礎(chǔ)工況點(diǎn)進(jìn)行優(yōu)化，將油耗調(diào)整到最佳。

試驗中節(jié)氣門全開，調(diào)節(jié)CVVL升程進(jìn)行負(fù)荷控制。固定發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和扭矩，通過調(diào)節(jié)VVT對配氣正時進(jìn)行正交掃點(diǎn)，掃點(diǎn)步長為10°，該過程中調(diào)節(jié)進(jìn)氣門升程，保持扭矩固定，點(diǎn)火角調(diào)節(jié)到最佳位置(燃燒累計放熱50%對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角即θAI50，位于6°ATDC～8°ATDC)，平均指示壓力變動率小于3%。選取最低油耗對應(yīng)的氣門升程及VVT組合，進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。

選擇CVVL主要工作區(qū)域進(jìn)行分析，將CVVL機(jī)構(gòu)運(yùn)行策略匹配優(yōu)化后,選取最佳熱效率點(diǎn)進(jìn)行LP-EGR匹配，對米勒循環(huán)與LP-EGR的耦合關(guān)系進(jìn)行分析。

2 CVVL試驗結(jié)果分析

2.1 CVVL控制負(fù)荷的油耗結(jié)果

圖3示出2 000 r/min下5種工況點(diǎn)(見表3)的燃油消耗及降幅。由圖3可見，工況1、工況4、工況5的燃油消耗降幅較小，工況2和工況3的油耗有所升高。

圖3 油耗降幅

參數(shù)工況1工況2工況3工況4工況5轉(zhuǎn)速/r·min-12 000平均有效壓力/MPa0.20.40.60.81.0

使用CVVL控制負(fù)荷，節(jié)氣門全開，進(jìn)氣歧管壓力接近大氣壓，具有進(jìn)氣門早關(guān)的米勒循環(huán)效果，吸氣損失降低明顯，如圖4虛線包裹部分面積明顯減小，所有工況的泵氣損失均降低(見圖5)。由于取消節(jié)氣門節(jié)流作用，相同負(fù)荷下進(jìn)氣門升程較小，凸輪軸的驅(qū)動力矩減小，機(jī)械損失呈減小趨勢(見圖6)。

雖然泵氣損失及機(jī)械損失均有降低，但油耗降幅沒有體現(xiàn)。下文針對油耗升高的兩個工況點(diǎn)進(jìn)行分析，解析CVVL未發(fā)揮節(jié)油效果的原因。

圖4 吸氣損失對比

圖5 泵氣損失對比

圖6 機(jī)械損失對比

2.2 油耗影響因素分析

從表4可見，工況2和工況3在應(yīng)用CVVL控制負(fù)荷后，燃燒持續(xù)期(燃燒累計放熱10%到90%對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)均有一定程度的縮短，燃燒效率有一定提高，但由實(shí)際油耗計算得出的指示熱效率反而有一定的降低。燃燒效率是指燃料燃燒實(shí)際釋放出的總熱量與燃料所能釋放的總熱量之比，體現(xiàn)了燃燒的充分程度，與排放物測量結(jié)果相關(guān)聯(lián)，根據(jù)排放物能量平衡分析得到，其計算公式為

(1)

式中：ηc為燃燒效率；[CO]，[HC]，[CO2]為摩爾濃度；Hμ為燃油低熱值；hCO為CO的燃燒焓，取值283.24 kJ/mol；hH2為H2的燃燒焓，取值244 kJ/mol；MWf為碳原子歸一后的燃油分子質(zhì)量。

表4 燃燒參數(shù)及臺架熱效率

臺架指示熱效率計算公式為

(2)

式中：η為發(fā)動機(jī)指示熱效率；Pi為指示功率；B為燃油消耗量；Hμ為燃料低熱值。

燃燒效率的提升和燃燒持續(xù)期的縮短，一般與缸內(nèi)殘余廢氣的減少有關(guān)。應(yīng)用CVVL控制負(fù)荷，相同工況對應(yīng)的進(jìn)氣門升程較小，進(jìn)氣門開啟持續(xù)期減小，與排氣門所形成的重疊角減?。煌瑫r由于進(jìn)氣歧管壓力大幅度升高，進(jìn)排氣壓差很小，廢氣從排氣回流到進(jìn)氣的趨勢減小，造成缸內(nèi)殘余廢氣減少。殘余廢氣對缸內(nèi)混合氣的稀釋作用減弱，導(dǎo)致燃燒速度加快，燃燒充分，排放物減少，因此，燃燒效率有所提升。燃燒持續(xù)期的縮短與燃燒效率的提升，均有利于油耗的降低，但對應(yīng)臺架指示熱效率反而下降，最終油耗升高，以下作進(jìn)一步分析。

經(jīng)過統(tǒng)計，采用CVVL控制負(fù)荷后，發(fā)動機(jī)在工況2和工況3的排氣溫度升高了30 ℃左右，內(nèi)部殘余廢氣量減小10%左右(見表5)。

表5 殘余廢氣率及排氣溫度

內(nèi)部殘余廢氣比例會改變工質(zhì)的比熱容比，奧拓循環(huán)的理論指示熱效率公式為

(3)

式中：k為比熱容比；εc為壓縮比。

內(nèi)部殘余廢氣比例增加會增加工質(zhì)中雙原子分子的比例，從而增大k值，對理論指示熱效率有一定影響。經(jīng)過查表計算，內(nèi)部殘余廢氣變化10%時，k值變化極小，可以忽略由于比熱容比改變帶來的理論熱效率的改變。

內(nèi)部殘余廢氣(內(nèi)部EGR)的量，根據(jù)進(jìn)排氣壓力差及氣門重疊角計算而來：

(4)

式中：Rri為內(nèi)部EGR率；mr為內(nèi)部EGR質(zhì)量；ml為缸內(nèi)進(jìn)氣質(zhì)量；V1為排氣門關(guān)閉0.5 mm相位對應(yīng)的缸內(nèi)體積；qrsp_s為回流廢氣聲速流量；Φlap為0.5 mm氣門重疊角；pex為排氣歧管壓力；Tex為排氣溫度；n為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速；Cyl為氣缸數(shù)；Rg為氣體常數(shù)，取值273.24 J/(kg·K)；KLAF為氣體流量特性系數(shù)；ftex為排氣溫度修正因子；fpex為排氣壓力修正因子。

工況2和工況3內(nèi)部殘余廢氣的來源：在吸氣過程中，活塞下行，此時排氣門還沒有完全關(guān)閉，由排氣歧管倒吸回缸內(nèi)。殘余廢氣的溫度等于發(fā)動機(jī)的排氣溫度。對此過程進(jìn)行模型抽象(見圖7)，可見，兩種控制只是內(nèi)部殘余廢氣的比例不同，殘余廢氣進(jìn)入和排出氣缸的溫度不變，所以殘余廢氣并沒有給缸內(nèi)帶進(jìn)或帶出熱量。綜合其對比熱容比的影響來看，這兩個工況下殘余廢氣對理論指示熱效率的影響可以忽略。

圖7 不同殘余廢氣(內(nèi)部EGR)抽象模型

進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，采用CVVL控制負(fù)荷，進(jìn)氣門升程以及開啟持續(xù)期均有一定程度減小，這就使發(fā)動機(jī)有效壓縮比有一定減小(見式(5))。同時發(fā)動機(jī)排氣門的開啟時刻、持續(xù)期和升程不變，因此發(fā)動機(jī)有效膨脹比不變(見式(6))。因此，有效壓縮比小于有效膨脹比，形成了典型的米勒循環(huán)。

有效壓縮比計算公式：

(5)

有效膨脹比計算公式：

(6)

式中：εe為有效膨脹比；εc為有效壓縮比；ε為幾何壓縮比；α為0.5 mm進(jìn)氣門關(guān)閉時刻對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(BTDC)；β為0.5 mm排氣門開啟時刻對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(BTDC)；l為連桿長度；r為曲柄半徑。

選取工況2和工況3氣門開閉所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，根據(jù)發(fā)動機(jī)幾何壓縮比9.6計算有效壓縮比和有效膨脹比，結(jié)果見表6。

表6 有效壓縮比與膨脹比

由表6可知，采用CVVL控制負(fù)荷后，有效壓縮比明顯減小，有效膨脹比變化不大。因此推測是有效壓縮比的變化降低了發(fā)動機(jī)的理論指示熱效率，泵氣損失及機(jī)械損失降低的優(yōu)勢不能發(fā)揮，最后導(dǎo)致油耗降幅不理想。

2.3 理論指示熱效率

理論指示熱效率與有效壓縮比、有效膨脹比、壓力升高率以及比熱容比相關(guān)(見式(7))。

(7)

式中：ρ為壓力升高比，為試驗控制量，取值為4.5；k為比熱容比，取值為1.3(當(dāng)量比1.0)。

統(tǒng)計臺架指示熱效率及理論指示熱效率，結(jié)果見表7。結(jié)果顯示，在應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu)前后，理論指示熱效率的降幅與臺架指示熱效率的降幅相當(dāng)。理論計算的指示熱效率與臺架計算的指示熱效率之間誤差為20%左右。

表7 理論熱效率與臺架熱效率

理論計算指示熱效率，沒有將傳熱部分剔除，而根據(jù)油耗反算得到的臺架指示熱效率是剔除傳熱損失的。假設(shè)理論熱效率與臺架熱效率是對應(yīng)的，只是多了傳熱而已，那么優(yōu)化前后的傳熱變化并不大，理論指示熱效率的降低直接導(dǎo)致臺架指示熱效率降低。

為了驗證上述推測，使用GT軟件針對工況3建立一維模型，對發(fā)動機(jī)能量損失進(jìn)行分析，結(jié)果見圖8。由圖8知，傳熱損失占比為19.1%，與理論熱效率與臺架熱效率差值相吻合。

圖8 各損失的占比

由此，可以確認(rèn)上述推測成立。由于應(yīng)用CVVL控制負(fù)荷后，相同工況下有效壓縮比降低，造成理論熱效率的降低，從而直接導(dǎo)致臺架指示熱效率降低。因此，提高發(fā)動機(jī)幾何壓縮比，使發(fā)動機(jī)在應(yīng)用CVVL后能有一個比較高的有效壓縮比，可保持理論熱效率不變或者稍高，將泵氣損失和機(jī)械損失改善的優(yōu)勢發(fā)揮出來。

2.4 結(jié)果驗證

根據(jù)式(5)，為了將應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu)后的有效壓縮比維持在之前的水平，采用幾何壓縮比為11的活塞進(jìn)行試驗驗證。表8列出不同壓縮比下工況2和工況3所對應(yīng)的有效壓縮比、有效膨脹比以及理論指示熱效率。

表8 有效壓縮比、膨脹比及理論熱效率

由表8可知，采用CR11以后，有效壓縮比與之前相當(dāng)，有效膨脹比有一定增加，理論熱效率稍高于原機(jī)。圖9油耗結(jié)果顯示，所有工況的油耗均有一定幅度的降低，降低幅度與泵氣損失以及摩擦損失的降幅對應(yīng)。

圖9 油耗優(yōu)化結(jié)果

3 CVVL與LP-EGR耦合

采用CR11的活塞，選取最佳熱效率點(diǎn)(2 800 r/min@1.2 MPa)，應(yīng)用CVVL機(jī)構(gòu)，將進(jìn)氣門開啟持續(xù)期分別調(diào)整為215°，195°，170°，150°，針對不同的開啟持續(xù)期，優(yōu)化進(jìn)排氣相位，選取燃油消耗率最低的VVT組合。然后打開EGR閥，加入LP-EGR，在燃燒穩(wěn)定性指標(biāo)指示有效壓力變動率小于3%的邊界條件下，將EGR率增加到大于20%(微調(diào)VVT，保證EGR率)，同時優(yōu)化進(jìn)排氣相位，調(diào)整點(diǎn)火角，并采集燃油消耗率最低的參數(shù)組合。

3.1 加入EGR后的油耗

圖10顯示，在不加EGR的條件下，燃油消耗率隨進(jìn)氣門開啟持續(xù)期的減小，呈現(xiàn)先升高再降低的趨勢，最低點(diǎn)出現(xiàn)在持續(xù)期150°處，燃油消耗率為222.5 g/(kW·h)。增加EGR后，燃油消耗率大幅度降低，降幅在15 g/(kW·h)左右，并且在170°處出現(xiàn)拐點(diǎn)，油耗開始升高，最低燃油消耗率為214.3 g/(kW·h)。此趨勢與對應(yīng)的外部EGR率的趨勢相同。在進(jìn)氣門開啟持續(xù)期150°處，EGR率比持續(xù)期170°時有所增加，但油耗呈增長趨勢。

圖10 加入LP-EGR后的油耗結(jié)果

3.2 米勒度與EGR率的耦合關(guān)系

為了找到油耗增加的原因，分析不同開啟持續(xù)期對應(yīng)的θAI50和米勒度(MCR)(見式(8))。由圖11可看出，隨著進(jìn)氣門開啟持續(xù)期的減小，在增加外部EGR的情況下，θAI50的變化趨勢與燃油消耗率的變化趨勢相同，由于此工況爆震比較強(qiáng)烈，所以θAI50是影響燃油消耗率的主要因素。

(8)

圖11 米勒度EGR率與θAI50的關(guān)系

米勒度表征發(fā)動機(jī)有效壓縮比相對于幾何壓縮比降低的程度，米勒度越大，有效壓縮比越低，發(fā)動機(jī)對于爆震的抑制作用越強(qiáng)，米勒度變小，對爆震的抑制能力減弱。

圖11顯示，在沒有外部EGR和增加外部EGR兩種情況下，不同進(jìn)氣門開啟持續(xù)期對應(yīng)的米勒度基本相同，只有進(jìn)氣門開啟持續(xù)期在150°時，增加外部EGR，米勒度大幅度減小，與170°時米勒度相近，對爆震抑制能力也相近。造成在EGR率基本相同的情況下，θAI50由6.7°ATDC推遲到8.5°ATDC，油耗呈微增的趨勢。

分析進(jìn)氣相位發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣門開啟持續(xù)期150°時，發(fā)動機(jī)充氣能力降低，為了保證能夠加入20%以上的EGR，進(jìn)氣門開啟相位由原來的-49°調(diào)整為-39°(見圖12)。進(jìn)氣相位推遲，對應(yīng)有效壓縮比升高，造成米勒度由17.4降低至12.2，造成爆震趨勢的增加，點(diǎn)火推后，θAI50隨之推后，因此油耗微增。

圖12 進(jìn)氣VVT與米勒度的關(guān)系

4 結(jié)論

a) 使用CVVL機(jī)構(gòu)控制負(fù)荷，取消節(jié)氣門的節(jié)流作用，可以降低發(fā)動機(jī)的泵氣損失，同時降低凸輪軸驅(qū)動力矩，有助于降低部分工況的油耗；

b) 使用CVVL機(jī)構(gòu)后，部分負(fù)荷對應(yīng)的進(jìn)氣門升程及開啟持續(xù)期減小，降低了有效壓縮比，實(shí)現(xiàn)了米勒循環(huán)的效果；但有效壓縮比降低導(dǎo)致理論指示熱效率降低，所帶來的負(fù)面作用高于泵氣損失及摩擦降低對于油耗的正面作用，因此需要提高發(fā)動機(jī)幾何壓縮比，才能發(fā)揮CVVL機(jī)構(gòu)的節(jié)油優(yōu)勢；

c) 對于有爆震傾向的工況，LP-EGR加入20%以上，節(jié)油效果明顯，米勒循環(huán)的作用弱化；

d) 外部EGR的加入對于發(fā)動機(jī)充氣能力的要求增強(qiáng)，為保證足夠的EGR率，需要較大的進(jìn)氣持續(xù)期，或較遲的進(jìn)氣關(guān)閉角，這樣就造成米勒度的降低，影響油耗降低幅度。