宋義忠，胡 瑋，石 磊，鄧康耀，孫衛(wèi)清，靳 嶸

（1.泛亞汽車技術(shù)中心有限公司，上海 201201；2.上海交通大學(xué)動力機(jī)械及工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240；3.中國北方發(fā)動機(jī)研究所（天津），天津 300400）

增壓汽油機(jī)有改善發(fā)動機(jī)性能、降低油耗和控制廢氣排放等方面的優(yōu)勢［1－3］，是近期研究的熱點(diǎn)。但是，它也存在著最大燃燒壓力過高、加速性能變差和排氣溫度過高等缺點(diǎn)［4－5］，限制了其進(jìn)一步應(yīng)用?？勺儦忾T相位的GDI發(fā)動機(jī)可通過氣門正時的控制，實(shí)現(xiàn)掃氣、內(nèi)部EGR和進(jìn)氣門晚關(guān)等［6－7］。利用掃氣可對燃燒和排溫進(jìn)行控制，提高充氣效率、降低排溫［8－9］，而高負(fù)荷時進(jìn)氣門晚關(guān)可減小有效壓縮比、降低缸內(nèi)溫度和傳熱損失，能有效抑制爆震［10－13］。H.Kleeberg等研究發(fā)現(xiàn)，對于配氣正時固定的發(fā)動機(jī)，在較高的轉(zhuǎn)速下，由于不同的氣體動力學(xué)邊界條件，無法形成掃氣正壓，會導(dǎo)致掃氣逆轉(zhuǎn)，使更多的殘余廢氣截留在氣缸中［14－15］。因此，只有當(dāng)氣門重疊角內(nèi)進(jìn)氣壓力大于排氣壓力時，才能進(jìn)行掃氣?？梢?，氣門正時控制對于發(fā)動機(jī)性能有著重要的影響。因此，對于可變氣門正時GDI發(fā)動機(jī)，確定可用掃氣轉(zhuǎn)速區(qū)域、研究氣門正時優(yōu)化策略，具有十分重要的理論和實(shí)際意義。

本研究基于某1.4L可變氣門正時增壓直噴汽油機(jī)，通過GT－Power建立仿真模型，分析進(jìn)排氣道壓力波動規(guī)律，確定可用掃氣轉(zhuǎn)速區(qū)域。針對全負(fù)荷7個穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速點(diǎn)，研究氣門正時對發(fā)動機(jī)性能的影響，完成氣門正時策略的優(yōu)化研究。

1 計算模型與校核

本研究以某1.4L可變氣門正時增壓直噴汽油機(jī)為研究對象，開展掃氣特性及氣門正時策略的優(yōu)化研究。該發(fā)動機(jī)的主要參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動機(jī)部分性能和結(jié)構(gòu)參數(shù)

基于GT－Power建立計算仿真模型，該模型由環(huán)境模塊、進(jìn)排氣管模塊、渦輪增壓模塊、中冷器模塊和發(fā)動機(jī)本體模塊組成。其中，發(fā)動機(jī)本體模塊包括曲軸箱、氣缸、進(jìn)排氣門、噴油嘴和進(jìn)排氣歧管。該計算模型在固定各轉(zhuǎn)速空燃比的情況下進(jìn)行計算，設(shè)置進(jìn)排氣門正時參數(shù)，實(shí)現(xiàn)對氣門正時的調(diào)整。

為了校核計算模型，對發(fā)動機(jī)功率、油耗、壓氣機(jī)后壓力和渦前壓力的仿真數(shù)據(jù)及試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比（見圖1）。

由圖1可知，外特性各轉(zhuǎn)速點(diǎn)參數(shù)的仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差均在5%范圍內(nèi)，模型精度較高，可用于發(fā)動機(jī)性能及設(shè)計細(xì)節(jié)研究。

2 掃氣特性研究

2.1 進(jìn)排氣壓力波動規(guī)律分析

選擇最大扭矩工況（1 750r／min）和標(biāo)定功率工況（5 000r／min），分析發(fā)動機(jī)第1缸的一個工作循環(huán)內(nèi)進(jìn)排氣道壓力波動情況（見圖2）。其中，以壓縮上止點(diǎn)為0°。

由圖2可知，最大扭矩工況360°附近存在進(jìn)氣壓力大于排氣壓力的區(qū)域，標(biāo)定功率工況由于空氣流量增大，排氣壓力明顯增加，在進(jìn)排氣沖程之間，排氣壓力均大于進(jìn)氣壓力。此外，兩種工況下，進(jìn)氣壓力均在0.2MPa附近波動，最大扭矩工況時進(jìn)氣壓力波動較為明顯。由于發(fā)動機(jī)為直列4缸布置，第2，3，4缸的排氣會對第1缸的排氣背壓產(chǎn)生影響，因此，一個工作循環(huán)內(nèi)出現(xiàn)了4個較為明顯的峰值，但最大值出現(xiàn)在第1缸的排氣沖程中。

2.2 可用掃氣區(qū)域分析

氣門正時的控制參數(shù)為排氣門關(guān)閉正時（θEVC）和進(jìn)氣門開啟正時（θIVO），均發(fā)生在360°附近。選取全負(fù)荷7個穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速點(diǎn)（其工況參數(shù)見表2）分別將θIVO和θEVC固定為350°和370°，即氣門重疊角為20°，分析掃氣系數(shù)隨轉(zhuǎn)速的變化（見圖3）。

由圖3可知，固定θIVO和θEVC，氣門重疊角為20°時，掃氣系數(shù)隨著轉(zhuǎn)速的增大而減小。當(dāng)掃氣系數(shù)大于1.03時，掃氣明顯。因此，為了保證良好的掃氣效果，選擇掃氣系數(shù)1.03為掃氣限值，得到可用掃氣轉(zhuǎn)速區(qū)域?yàn)? 000～2 700r／min。氣門正時固定工況下掃氣系數(shù)的變化主要是進(jìn)排氣道的壓力差導(dǎo)致的。因此，對上述7個穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速點(diǎn)在排氣上止點(diǎn)附近分別開展進(jìn)排氣壓差研究，得到不同轉(zhuǎn)速下進(jìn)排氣壓差為正值的曲軸轉(zhuǎn)角區(qū)域，結(jié)果見圖4。為表明壓差值正負(fù)，標(biāo)出0值線作為參考。

表2 全負(fù)荷7個穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速點(diǎn)的工況參數(shù)

由圖4可知，轉(zhuǎn)速為1 000r／min時，雖然壓差為正的曲軸轉(zhuǎn)角范圍較大，但壓差值較小。轉(zhuǎn)速為1 750r／min時，壓差值增加。這是因?yàn)椋阂环矫?，廢氣旁通閥在1 750r／min時打開，導(dǎo)致渦輪效率降低；另一方面，相對于1 000r／min時，該工況點(diǎn)壓氣機(jī)的壓比和折合流量向其高效率區(qū)偏移，壓氣機(jī)效率顯著提高。此時壓氣機(jī)效率提高，進(jìn)排氣壓差增大。隨著轉(zhuǎn)速繼續(xù)增大，壓氣機(jī)效率增幅減小，但廢氣旁通閥開度增大，渦輪效率下降明顯，因此壓差值減小。當(dāng)轉(zhuǎn)速大于3 000r／min后，在上止點(diǎn)附近不存在壓差為正的區(qū)域，此時不能存在氣門重疊角，否則會出現(xiàn)掃氣倒流現(xiàn)象，影響發(fā)動機(jī)性能。

3 氣門正時策略優(yōu)化研究

3.1 氣門正時策略優(yōu)化方法

基于不同轉(zhuǎn)速下進(jìn)排氣壓力波動和可用掃氣區(qū)域研究結(jié)果對氣門正時策略進(jìn)行優(yōu)化。選擇最大扭矩和標(biāo)定功率工況進(jìn)行研究。在最大扭矩工況（1 750r／min），306°～394°ATDC范圍內(nèi)，進(jìn)氣壓力高于排氣壓力，因此，可利用氣門重疊角進(jìn)行掃氣。分別在345°～365°ATDC和365°～385°ATDC范圍選擇θIVO和θEVC，開展氣門正時研究。在標(biāo)定功率工況（5 000r／min），由于超出了可用掃氣轉(zhuǎn)速范圍，無法進(jìn)行掃氣，因此，調(diào)整θIVO和θEVC為370°～390°ATDC和340°～360°ATDC，分析氣門正時對發(fā)動機(jī)性能的影響。氣門正時對掃氣系數(shù)和缸內(nèi)殘余廢氣的影響見圖5。

由圖5可知，在1 750r／min處，氣門重疊角為正值，因此，存在掃氣現(xiàn)象，掃氣系數(shù)均大于1。隨著氣門重疊角增加，掃氣系數(shù)逐漸增大，有利于缸內(nèi)廢氣的排出和氣缸壁冷卻。在5 000r／min處，當(dāng)θEVC在353°ATDC附近時，殘余廢氣系數(shù)最小，隨著θEVC的提前，殘余廢氣系數(shù)增大，θIVO對缸內(nèi)殘余廢氣的影響較小。

圖6示出氣門正時對每缸每循環(huán)進(jìn)氣量的影響。由圖6可知，1 750r／min處，適當(dāng)增大氣門重疊角進(jìn)行掃氣，有利于提高進(jìn)氣量。相對于θIVO，θEVC正時對進(jìn)氣量的影響較為明顯。這是因?yàn)棣菼VO提前能增大氣門重疊角增大掃氣量，但也損失了進(jìn)氣沖程的進(jìn)氣量。5 000r／min處，當(dāng)θIVO和θEVC從370°ATDC和340°ATDC逐漸延遲時，進(jìn)氣量增大，當(dāng)θIVO和θEVC分別為384°ATDC和355°ATDC時，進(jìn)氣量最大。

氣門正時對最大燃燒壓力的影響見圖7。由圖7可見，兩種轉(zhuǎn)速下，最大燃燒壓力的變化趨勢與每缸每循環(huán)進(jìn)氣量基本一致。這是因?yàn)槠蜋C(jī)根據(jù)缸內(nèi)新鮮空氣量，基于固定當(dāng)量比噴油，進(jìn)氣量增多，燃燒加劇，燃燒壓力增加。

圖8示出氣門正時對渦前排溫的影響。由圖8可知，1 750r／min處，隨著氣門重疊角的增加，渦前排溫明顯下降。這是因?yàn)樵龃髿忾T重疊角使掃氣更完全，中冷后的新鮮空氣將缸內(nèi)廢氣掃出的同時也吸收了部分廢氣熱量，導(dǎo)致氣缸和排氣溫度均降低。當(dāng)氣門重疊角由0°變化為40°時，渦前排溫降低了約106K。5 000r／min處，該工況無法進(jìn)行掃氣，此時，氣門正時對渦前排溫的影響極小。

為了提高缸內(nèi)新鮮空氣質(zhì)量，基于每缸每循環(huán)進(jìn)氣量，并權(quán)衡發(fā)動機(jī)其他性能參數(shù)，對氣門正時進(jìn)行優(yōu)化，得到最大扭矩工況的氣門正時優(yōu)化策略，即最佳θIVO，θEVC正時分別為354°ATDC和385°ATDC。5 000r／min處，最佳θIVO和θEVC分別為384°ATDC和355°ATDC。

3.2 氣門正時策略優(yōu)化結(jié)果

在保證缸內(nèi)最大燃燒壓力低于限值的前提下，以提高發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量為目標(biāo)，對全負(fù)荷工況其他5個穩(wěn)態(tài)工況點(diǎn)的氣門正時進(jìn)行優(yōu)化，得到的氣門正時策略優(yōu)化結(jié)果見圖9。

由圖9可知，當(dāng)轉(zhuǎn)速低于2 700r／min時，氣門重疊角為正，通過掃氣提高發(fā)動機(jī)性能，且隨著轉(zhuǎn)速的增大，最佳氣門正時所形成的氣門重疊角增大，掃氣加劇，可見，低速時適當(dāng)?shù)膾邭庥欣诎l(fā)動機(jī)進(jìn)氣量的提高。當(dāng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速達(dá)到3 000r／min左右時，氣門重疊角變?yōu)樨?fù)，此時，排氣壓力升高導(dǎo)致進(jìn)排氣壓差為負(fù)，正氣門重疊角會導(dǎo)致掃氣倒流，因此，采用負(fù)氣門重疊角避免該現(xiàn)象。隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的進(jìn)一步升高，負(fù)氣門重疊角增大，即內(nèi)部EGR增大，有利于限制缸內(nèi)最大燃燒壓力，降低NOx排放。隨著轉(zhuǎn)速的增大，θIVO明顯推后，進(jìn)氣門晚關(guān)有利于減小有效壓縮比，降低缸內(nèi)溫度，起到全負(fù)荷下抑制爆震的作用。

圖10示出氣門正時優(yōu)化結(jié)果對比。由圖10可看出，采用氣門正時優(yōu)化策略后，進(jìn)氣量和功率明顯提高，殘余廢氣系數(shù)顯著降低。在全負(fù)荷6 000r／min處，進(jìn)氣量提高了19%，殘余廢氣系數(shù)降低0.018，功率較原機(jī)提升了21%。此外，壓氣機(jī)后壓力和渦前壓力均有所提高。在最大扭矩工況附近，增壓壓力提高了11.7%，渦前壓力增大19.4%。

4 結(jié)論

a）該GDI發(fā)動機(jī)的可用掃氣轉(zhuǎn)速區(qū)域?yàn)? 000～2 700r／min，此時，掃氣系數(shù)均大于1.03，廢氣旁通閥打開會影響渦輪效率，導(dǎo)致進(jìn)排氣正壓差區(qū)域減小，當(dāng)轉(zhuǎn)速高于3 000r／min時，進(jìn)排氣壓差為負(fù)值；

b）在最大扭矩工況，氣門重疊角增大，掃氣系數(shù)增加，渦前排溫明顯降低，適當(dāng)?shù)膾邭庥欣谔岣哌M(jìn)氣量，進(jìn)氣量直接影響缸內(nèi)最大燃燒壓力；標(biāo)定功率工況，θEVC在353°ATDC附近時，殘余廢氣系數(shù)最小；

c）氣門正時優(yōu)化可顯著提升發(fā)動機(jī)性能，全負(fù)荷6 000r／min處，進(jìn)氣量提高了19%，殘余廢氣系數(shù)降低了0.018，功率提升了21%；最大扭矩工況附近，增壓壓力提高了11.7%，渦前壓力增大19.4%。

［1］ Wirth M，Mayerhofer U，Piock W F，et al.Turbo－charging the DI Gasoline Engine［C］.SAE Paper 2000－01－0251.

［2］ Bandel，F(xiàn)raidl，Kapus.The Turbocharged GDIEngine：Boosted Synergies for High Fuel Economy Plus Ultralow Emission［C］.SAE Paper 2006－01－1266.

［3］ Jean－Marc Zaccardi，Alexandre Pagot，F(xiàn)ranck Vangraefschepe.Optimal Design for a Highly Downsized Gasoline Engine［C］.SAE Paper 2009－01－1794.

［4］ 牟 陽，陳 波.淺談汽油機(jī)增壓器的應(yīng)用在汽車產(chǎn)業(yè)中的重要性［J］.科技與企業(yè)，2012（2）：218－219.

［5］ 肖茂宇，石 磊，鄧康耀.增壓直噴汽油機(jī)增壓系統(tǒng)瞬態(tài)過程建模計算與優(yōu)化［J］.上海汽車，2010（5）：12－17.

［6］ Wolfgang Salber，Peter Wolters，Thomas Esch.Synergies of Variable Valve Actuation and Direct Injection［C］.SAE Paper 2002－01－0706.

［7］ 騰 勤，張赟赟，張 健.直噴增壓汽油機(jī)掃氣功能作用機(jī)理及應(yīng)用研究［J］.內(nèi)燃機(jī)與動力裝置，2014，31（2）：5－9.

［8］ 李正偉，張志福，王孟軻，等.利用掃氣抑制增壓直噴汽油機(jī)爆震的試驗(yàn)研究［J］.車用發(fā)動機(jī)，2011（4）：31－35.

［9］ Haiqiao Wei，Tianyu Zhu，Gequn Shu，et al.Gasoline engine exhaust gas recirculation－A review［J］.Applied Energy，2002（99）：534－544.

［10］ 高永興，張玉銀，許 敏，等.基于LIVC和雙VVT技術(shù)的增壓直噴汽油機(jī)抑制爆震試驗(yàn)研究［J］.車用發(fā)動機(jī)，2012（1）：63－67.

［11］ Alberto A Boretti.On the Advantages of E100Over Gasoline in Down－Sized，Turbo－Charged，Di－rect－Injected，Variable Valve Actuated，and Stoichiometric S.I.Engines［C］.SAE Paper 2011－28－0020.

［12］ 李正偉，張志福，王孟軻，等.利用掃氣抑制增壓直噴汽油機(jī)爆震的試驗(yàn)研究［J］.車用發(fā)動機(jī)，2011（4）：31－36.

［13］ 賈志超，朱 航，張揚(yáng)軍，等.利用掃氣抑制增壓直噴汽油機(jī)“超爆”的研究［J］.車用發(fā)動機(jī)，2013（4）：50－55.

［14］ Henning Kleeberg，Dean Tomazic，Oliver Lang，et al.Future potential and development methods for high output turbocharged direct injected gasoline engines［C］.SAE Paper 2006－01－0046.

［15］ Amann M，Alger T，Mehta D.The Effect of EGR on Low Speed Pre Ignition in Boosted SI Engines［C］.SAE Paper 2011－01－0339.