用于未來發(fā)動機(jī)小型化方案的全可變氣門機(jī)構(gòu)與米勒／阿特金森循環(huán)的組合

【德】 A．MAYER D．WOLF M．GUNTHER M．MEDICKE

1 動機(jī)

全球統(tǒng)一的輕型車試驗循環(huán)（WLTC）和實際行駛排放（RDE）法規(guī)的實施對內(nèi)燃機(jī)設(shè)計產(chǎn)生了一定影響，因為RDE試驗是在日常的道路交通運輸過程中隨機(jī)開展的，要求其在整個發(fā)動機(jī)運行范圍內(nèi)不超過相應(yīng)的廢氣排放限值。

因?qū)囕v平均燃油耗目標(biāo)要求較高，一方面需要進(jìn)一步提高效率，另一方面目前的增壓發(fā)動機(jī)僅通過加濃和掃氣就能獲得良好的全負(fù)荷性能，但是在實際行駛過程中會導(dǎo)致較高的有害物排放。為了實現(xiàn)米勒／阿特金森循環(huán)，全可變氣門機(jī)構(gòu)能在整個發(fā)動機(jī)特性曲線場中始終采用效率最佳的進(jìn)氣門開關(guān)時間，通過Schaeffler公司的UniAir電液式全可變氣門機(jī)構(gòu)（圖1）取代進(jìn)排氣側(cè)的凸輪軸相位調(diào)節(jié)器，使2根凸輪軸減少為1根。針對米勒／阿特金森循環(huán)而進(jìn)行優(yōu)化的單級廢氣渦輪增壓采取了以上措施。

圖1 UniAir電液式全可變氣門機(jī)構(gòu)

采用UniAir全可變氣門機(jī)構(gòu)可應(yīng)用較高的幾何壓縮比ε＝12．5，從而達(dá)到了更高的熱效率，較高的壓縮比能獲得最佳的效果，在全負(fù)荷工況下由最佳增壓裝置提供滿足需求的增壓壓力，通過進(jìn)氣門關(guān)閉即可調(diào)節(jié)有效壓縮比的可能性?；A(chǔ)發(fā)動機(jī)的主要參數(shù)如表1所示。

表1 基礎(chǔ)發(fā)動機(jī)的技術(shù)參數(shù)

2 UniAir電液式氣門機(jī)構(gòu)的描述

氣門升程是在高速電磁轉(zhuǎn)換閥（3）關(guān)閉和處于凸輪升程工作面時由傳感柱塞1與輸出柱塞2之間的液壓力耦合而實現(xiàn)的（圖2）。圖中氣門升程期間高系統(tǒng)壓力腔室用紅色表示，此時凸輪廓線升程被全部或部分利用，進(jìn)行循環(huán)調(diào)節(jié)以實現(xiàn)“進(jìn)氣門開”和“進(jìn)氣門關(guān)”等步驟。當(dāng)轉(zhuǎn)換閥提早打開時，進(jìn)氣門就可實現(xiàn)早關(guān)，同時從系統(tǒng)中推移出來的機(jī)油就被轉(zhuǎn)移到中間壓力室4a或機(jī)油儲存室4b中，并準(zhǔn)備好將其用于下一個循環(huán)，在凸輪基圓階段系統(tǒng)再次被充滿。除了可能的最大氣門升程（圖2中實線）之外，還可獲得具有較小氣門重疊角或提前關(guān)閉的升程（圖2中虛線）。

圖2 UniAir電液式全可變氣門機(jī)構(gòu)功能描述

與2009年的批量機(jī)型相比，通過下列方面的進(jìn)一步開發(fā)，節(jié)油潛力顯著提高：

（1）凸輪廓線或運動學(xué)氣門升程配備了預(yù)升程和后升程，以此即使在不采用凸輪軸相位調(diào)節(jié)器的前提下也能實現(xiàn)氣門重疊，從而能連續(xù)地調(diào)節(jié)缸內(nèi)殘余廢氣或掃氣度，此外還可通過減小后升程，在部分負(fù)荷運行時和進(jìn)氣門晚關(guān)的情況下也能以較小的液壓損失實現(xiàn)無節(jié)流負(fù)荷調(diào)節(jié)；

（2）優(yōu)化凸輪廓線以改善系統(tǒng)的動態(tài)特性，能持續(xù)地減小氣門彈簧力，從而減小與此相關(guān)的功率損失；

（3）良好的液力制動效果能獲得較陡的氣門升程曲線關(guān)閉段，而與常規(guī)的氣門機(jī)構(gòu)相比則不會增加噪聲輻射。

3 全負(fù)荷設(shè)計

表2示出了全負(fù)荷試驗的目標(biāo)特性值，圖3示出了全負(fù)荷試驗結(jié)果。

表2 目標(biāo)特性值

在采用可變氣門機(jī)構(gòu)使壓縮比提高2．5的情況下達(dá)到了以下試驗結(jié)果：

圖3 全負(fù)荷試驗結(jié)果與基本型發(fā)動機(jī)的比較

（1）在避免為確保零件工作狀態(tài)而加濃混合氣的同時，額定功率提高到110kW；

（2）在減少低轉(zhuǎn)速時的掃氣度和完全避免高轉(zhuǎn)速時加濃需求的情況下降低了全負(fù)荷燃油耗；

（3）低轉(zhuǎn)速時為采用正換氣功而降低了全負(fù)荷燃油耗；

（4）采用了米勒／阿特金森配氣定時（全可變進(jìn)氣門關(guān)閉），即使提高了幾何壓縮比但仍能獲得可接受的燃燒重心位置。

4 全負(fù)荷時的氣門機(jī)構(gòu)策略

在轉(zhuǎn)速低于3 000r／min時使用米勒配氣定時（進(jìn)氣門早關(guān)（FES））（圖4），為提供一定的增壓壓力即可采用該方法，而在高轉(zhuǎn)速時氣門配氣定時策略就轉(zhuǎn)換到阿特金森配氣定時（進(jìn)氣門晚關(guān)（SES））。在高轉(zhuǎn)速時則可根據(jù)氣門升程設(shè)計米勒循環(huán)，并采用比SES時更高的增壓壓力。此外，UniAir全可變氣門機(jī)構(gòu)所采用的最小氣門開啟持續(xù)時間已確定了該系統(tǒng)的極限，因此在最高轉(zhuǎn)速時就無法再獲得最佳的米勒配氣定時。

在低轉(zhuǎn)速時，米勒循環(huán)比阿特金森循環(huán)更為有利，而廢氣在較低掃氣度λ＝1時仍然是必不可少的，因為壓氣機(jī)特性曲線場中的運行工況點受到喘振的限制，此外還提高了渦輪前的熱焓供應(yīng)，并減少了氣缸中殘余廢氣所占的比例。在掃氣換氣時再加上可減小爆燃傾向的米勒／阿特金森循環(huán)及汽油在缸內(nèi)直接噴射的情況下，進(jìn)氣門晚關(guān)時依然無法確保未燃混合氣不被帶出氣缸，以此會造成較高的原始排放和催化轉(zhuǎn)化器中的較高放熱現(xiàn)象。

此外，就減小低轉(zhuǎn)速時的爆燃傾向而言，阿特金森循環(huán)的效果不如米勒循環(huán)，因為其會加熱空燃混合氣而使進(jìn)氣溫度提高，以此又導(dǎo)致了對增壓壓力需求的不斷提升。此類效應(yīng)的影響與轉(zhuǎn)速有關(guān)，因為其取決于熱傳導(dǎo)。在該應(yīng)用所介紹的措施情況下，只要確保燃燒重心位置＜35°CA ATDC和廢氣λ＝1的條件，就能達(dá)到低速扭矩范圍內(nèi)的目標(biāo)扭矩值。

5 廢氣渦輪增壓器的設(shè)計

采用米勒／阿特金森循環(huán)需具備較高的增壓壓力，因為通過活塞式發(fā)動機(jī)壓縮的一部分氣體被轉(zhuǎn)移到了增壓器壓氣機(jī)上，同時產(chǎn)生了較為有利的效果，壓氣機(jī)產(chǎn)生的增壓空氣在增壓空氣冷卻器中得到了冷卻。隨著冷卻能力的提高應(yīng)準(zhǔn)備好相應(yīng)的冷卻方案，而且隨著新鮮空氣質(zhì)量流量的降低，所需的增壓壓力相應(yīng)提高，這是由良好的內(nèi)燃機(jī)效率和低轉(zhuǎn)速時的掃氣度減小所造成的，以此對增壓裝置的設(shè)計提出了較高的要求。直至達(dá)到3 000r／min的轉(zhuǎn)速，全負(fù)荷運行時壓氣機(jī)會產(chǎn)生喘振現(xiàn)象，因此除了在額定功率時產(chǎn)生足夠高的流量和壓比之外，壓氣機(jī)特性曲線場還應(yīng)具備較陡的喘振線。

圖4 最佳進(jìn)氣門配氣定時和全負(fù)荷時的增壓壓力

進(jìn)氣門配氣定時的可變跨度與最佳的進(jìn)氣門關(guān)閉時刻相組合，能達(dá)到所要求的全負(fù)荷性能，這是采用機(jī)械式氣門機(jī)構(gòu)所無法實現(xiàn)的。最佳的排氣門配氣定時應(yīng)設(shè)計得使額定功率時的排氣功不會過度增加，同樣還要在部分負(fù)荷和低轉(zhuǎn)速高負(fù)荷（低速扭矩）時僅產(chǎn)生較小的膨脹損失。

要充分發(fā)揮在規(guī)定的最高廢氣溫度980℃下和保持所要求的廢氣掃氣度λ＝1時提高功率的潛力，渦輪前的最高廢氣壓力為0．32MPa，因此其處于所規(guī)定的極限之內(nèi)。

6 部分負(fù)荷的潛力

圖5示出了采用UniAir全可變氣門機(jī)構(gòu)和基礎(chǔ)發(fā)動機(jī)壓縮比所測得的熱力學(xué)效果。為了便于比較，提高壓縮比的有效比燃油耗的潛力總是針對最佳配氣定時而標(biāo)出的。對于通過星形標(biāo)出的點，在圖5下方示出了相應(yīng)的氣門升程曲線。

6．1 轉(zhuǎn)速2 000r／min，平均有效壓力0．2MPa，壓縮比為10．0時的運行工況點

在該運行工況點上，可通過采用最佳配氣定時消除節(jié)流而使進(jìn)氣管壓力達(dá)到0．08MPa，從而顯著降低換氣損失，但是進(jìn)氣門早關(guān)會使缸內(nèi)擾動耗損時間明顯加長并引起其動力學(xué)能量（TKE）損失從而導(dǎo)致燃燒持續(xù)期延長并使殘余廢氣相容性降低。合適的對策是進(jìn)氣門采用導(dǎo)氣屏，其由導(dǎo)氣屏高度、包角以及縫隙尺寸等參數(shù)確定，有針對性地優(yōu)化這些參數(shù)就能在進(jìn)氣道流量略有不足的情況下獲得適合于米勒配氣定時的充量運動水平，因此即使進(jìn)氣門早關(guān)并具有較高的殘余廢氣率，引起的平均指示壓力的效率變化也并不顯著。

6．2 轉(zhuǎn)速2 000r／min，平均有效壓力0．55MPa，壓縮比為10．0時的運行工況點

此時，消除節(jié)流的主要部分是由殘余廢氣份額增加所引起的，這是通過氣門機(jī)構(gòu)的預(yù)升程實現(xiàn)的，而其余的消除節(jié)流效果則是由進(jìn)氣門早關(guān)所導(dǎo)致的。與基礎(chǔ)發(fā)動機(jī)相比，其優(yōu)點在于即使沒有凸輪軸相位調(diào)節(jié)器也能獲得較高的殘余廢氣份額。

6．3 轉(zhuǎn)速2 000r／min，平均有效壓力1．4MPa，壓縮比為10．0時的運行工況點

在該運行工況點上，米勒／阿特金森循環(huán)并非用于消除節(jié)流，而是用于降低爆燃傾向。由于其具備可供使用的增壓壓力，就能通過進(jìn)氣門早關(guān)或晚關(guān)而降低有效壓縮比，結(jié)果使燃燒重心位置向早期方向移動，并改善了高壓效率，而燃油耗的進(jìn)一步降低是由換氣功所導(dǎo)致的，因為增壓壓力提升速度通常比廢氣背壓更快。

圖5 壓縮比為10．0時測得的部分負(fù)荷效果

圖6示出了通過模擬計算查明的提高壓縮比和采用UniAir全可變氣門機(jī)構(gòu)方案的部分負(fù)荷潛力，提高壓縮比即可提高整個特性曲線場的熱效率。

圖6 模擬的部分負(fù)荷效果

6．4 轉(zhuǎn)速2 000r／min，平均有效壓力0．2MPa，壓縮比12．5時的運行工況點

提高幾何壓縮比補(bǔ)償了因進(jìn)氣門早關(guān)降低有效壓縮比所引起的壓力降低和溫度較低的缺陷，這對于氣缸中的著火條件及其殘余廢氣相容性的改善是較為有利的。提高壓縮比才能完全消除節(jié)流，通過提高壓縮比和減少換氣損失約0．029MPa使效率提高，從而減少了10．1%的燃油耗，其基礎(chǔ)是完全消除節(jié)流使進(jìn)氣管壓力達(dá)到約0．095MPa并相應(yīng)改善殘余廢氣相容性。即使進(jìn)氣門早關(guān)，與基準(zhǔn)方案相比，殘余廢氣相容性僅能提高約5%，而高壓損失（主要是壁面熱傳導(dǎo)）和摩擦（UniAir的液壓損失和電損耗）僅比基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)稍有增加。

6．5 轉(zhuǎn)速2 000r／min，平均有效壓力1．5MPa，壓縮比12．5時的運行工況點

與平均有效壓力為0．2MPa的運行工況點相比，在該運行工況點由于存在爆燃現(xiàn)象，因而燃燒重心位置出現(xiàn)較晚，而使得高壓損失增大，這種效應(yīng)通常因壓縮比提高而加劇，但是采取最佳的進(jìn)氣門關(guān)閉能完全予以補(bǔ)償，因此與基準(zhǔn)方案相比，幾乎能使其調(diào)整到相同的燃燒重心位置。在該運行工況點通過提高增壓壓力約為0．01MPa的換氣功即可將其轉(zhuǎn)換成正功，是優(yōu)化增壓裝置與進(jìn)氣門早關(guān)相組合的結(jié)果。綜合而言，該運行工況點總體可獲得高達(dá)3．7%的節(jié)油效果。

7 行駛循環(huán)潛力和動力學(xué)潛力

在整備質(zhì)量為1 360kg的中級車RDE行駛循環(huán)中的發(fā)動機(jī)運行工況點如圖7所示。從燃油耗變化等值線可以看出：在低負(fù)荷時的高節(jié)油效果是由提高壓縮比和消除節(jié)流與提高殘余廢氣相容性相結(jié)合所導(dǎo)致的；在較高轉(zhuǎn)速和較高負(fù)荷時的節(jié)油效果是通過避免加濃混合氣而實現(xiàn)的；在低轉(zhuǎn)速和高負(fù)荷時的節(jié)油效果是通過較小的掃氣度以及避免因提高壓縮比，使燃燒重心位置推遲出現(xiàn)而獲得的。

圖7 行駛循環(huán)中的節(jié)油潛力

循環(huán)中精確的氣門配氣定時在瞬態(tài)運行時總能獲得最佳的燃油耗。為了快速調(diào)節(jié)扭矩可充分利用進(jìn)氣，為此就不必再通過對點火角的干預(yù)來修改對效率產(chǎn)生負(fù)面影響的燃燒重心位置的瞬態(tài)扭矩。

此外，通過合適的氣門策略可避免在發(fā)動機(jī)倒拖階段出現(xiàn)的新鮮空氣貫穿掃氣催化轉(zhuǎn)化器現(xiàn)象，從而可取消為確保三元催化轉(zhuǎn)化器工作能力而與貫穿掃氣相結(jié)合的加濃階段，因此與設(shè)計方案和行駛循環(huán)相關(guān)的節(jié)油效果可達(dá)到1%～3%。與傳統(tǒng)使用凸輪軸相位調(diào)節(jié)器的氣門機(jī)構(gòu)相比，另一個約1%的瞬態(tài)節(jié)油效果是由與工作循環(huán)同步和通過優(yōu)化運行工況點而選擇的配氣定時所獲得的。瞬態(tài)節(jié)油潛力附加于穩(wěn)態(tài)節(jié)油潛力，因此由上述穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)效應(yīng)所獲得的與行駛循環(huán)相關(guān)的節(jié)油潛力高達(dá)12%。

與采用凸輪軸相位調(diào)節(jié)器的方案相比，發(fā)動機(jī)的加速響應(yīng)特性得到了改善。循環(huán)中精確的氣門配氣定時在任何時候均可獲得最優(yōu)的換氣狀態(tài)，并使進(jìn)氣管壓力始終較高。

8 采用UniAir可能的混合動力方案

在采用P1混合動力方案的情況下，通過接通電機(jī)輔助內(nèi)燃機(jī)，內(nèi)燃機(jī)的負(fù)荷工況點向低負(fù)荷方向移動，因此部分負(fù)荷的潛力與純粹的內(nèi)燃機(jī)運行方案相比，可進(jìn)一步實現(xiàn)節(jié)油。因為通過合適的氣門配氣定時減小內(nèi)燃機(jī)的驅(qū)動扭矩，即可優(yōu)化倒拖運行時的能量回收效果，并且在P1混合動力情況下仍能獲得上文所述的瞬態(tài)潛力。

在P2混合動力方案的情況下，在發(fā)動機(jī)低負(fù)荷或瞬態(tài)短暫助力階段，電機(jī)會與內(nèi)燃機(jī)實現(xiàn)分離。如果在發(fā)動機(jī)需要高負(fù)荷時內(nèi)燃機(jī)直接將電能供應(yīng)蓄電池使用的話，其運行工況點會移向平均有效壓力較高的工況點，雖然以此會致使消除節(jié)流的潛力減小，但是在中等直至高負(fù)荷時仍能有較高的節(jié)油潛力。瞬態(tài)節(jié)油潛力會有所提高，與P1混合動力方案相比，發(fā)動機(jī)在停車－起動階段和催化轉(zhuǎn)化器掃氣的次數(shù)會相應(yīng)增多。因此，采用這種全可變氣門機(jī)構(gòu)在大多數(shù)情況下應(yīng)避免采取對燃油耗不利的干預(yù)措施。

9 結(jié)論和展望

UniAir全可變氣門機(jī)構(gòu)能有效提高幾何壓縮比，從而在滿足RDE法規(guī)要求的同時提高整個發(fā)動機(jī)特性曲線場的效率，不僅在法定的全球輕型車測試規(guī)程（WLTP）行駛循環(huán)中，而且在對用戶具有重要意義的行駛場景中都具有顯著降低CO2排放的潛力，而且還能獲得行駛靈活性或負(fù)荷突變方面的瞬態(tài)節(jié)油潛力，只需采用此類全可變氣門機(jī)構(gòu)就能充分挖掘該方面的潛力。除此之外，無需附加額外的硬件，即可在排氣門開大的情況下通過關(guān)閉進(jìn)氣門而使氣缸停止運作。此外，在各種不同的混合動力方案中采用UniAir全可變氣門機(jī)構(gòu)也是卓有成效的。

除了UniAir全可變氣門機(jī)構(gòu)特有的優(yōu)點之外，使用UniAir還能進(jìn)一步優(yōu)化整個熱力學(xué)設(shè)計，總之其可使未來的發(fā)動機(jī)技術(shù)方案更具發(fā)展?jié)摿Α?/p>