李獻(xiàn)菁 李理光,2 鄧俊 胡宗杰 童孫禹 栗工

（1.同濟(jì)大學(xué)；2.同濟(jì)大學(xué)中德學(xué)院；3.聯(lián)合汽車電子有限公司）

帶EGR的兩段式VVL發(fā)動機(jī)點(diǎn)火策略仿真分析＊

李獻(xiàn)菁1李理光1,2鄧俊1胡宗杰1童孫禹1栗工3

（1.同濟(jì)大學(xué)；2.同濟(jì)大學(xué)中德學(xué)院；3.聯(lián)合汽車電子有限公司）

基于GT-Power軟件構(gòu)建兩段式可變氣門升程發(fā)動機(jī)性能仿真模型，并對模型進(jìn)行標(biāo)定。燃燒模型及外特性計(jì)算結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)吻合，驗(yàn)證了模型的有效性?；谠摲抡婺Ｐ停治霾捎么?、小兩種不同進(jìn)氣門升程時(shí)點(diǎn)火提前角對發(fā)動機(jī)爆震、動力性、經(jīng)濟(jì)性及NOx排放特性的影響。無EGR時(shí)，使用小進(jìn)氣門升程時(shí)較大氣門升程有更高的缸內(nèi)峰值壓力和最高缸內(nèi)溫度，更易爆震且NOx排放也更高；在各自爆震邊界點(diǎn)火時(shí)，兩者動力性及經(jīng)濟(jì)性相近；EGR增加后爆震趨勢減弱。

1 前言

通過取消節(jié)氣門、采用全可變氣門的控制方式來控制進(jìn)氣量，是最直接、有效的降低部分負(fù)荷泵氣損失的方式，但該系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)及控制復(fù)雜且成本較高[1]。目前大都采用VVL的配氣機(jī)構(gòu)來提高充氣效率，由于仍然通過節(jié)氣門來控制負(fù)荷，因此未能真正消除泵氣損失的影響，但可以通過調(diào)節(jié)氣門運(yùn)動和控制進(jìn)排氣過程來有效管理和引導(dǎo)缸內(nèi)流場，提高部分工況下的熱效率。兩段式VVL技術(shù)便是其中一種[1]。

兩段式VVL發(fā)動機(jī)在低轉(zhuǎn)速時(shí)，因發(fā)動機(jī)主、副進(jìn)氣門開度不同，形成巨大的升降差異，從而得到強(qiáng)烈的回轉(zhuǎn)渦流，產(chǎn)生高燃燒效率，可降低燃油消耗量；而在高速時(shí)，因主、副氣門同時(shí)大開，故也能產(chǎn)生高功率[1]。Peter Kreuter等人[2～4]對兩段式可變氣門驅(qū)動（VVA）系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)及其對發(fā)動機(jī)性能的影響進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)兩段式VVA系統(tǒng)有利于提高發(fā)動機(jī)低速轉(zhuǎn)矩及經(jīng)濟(jì)性。EGR可增加新鮮混合氣中已燃?xì)怏w的比例，增大混合氣的熱容，使最高燃燒溫度下降，從而減少NOx排放。另外，通過EGR技術(shù)將廢氣引入進(jìn)氣歧管中，有利于提升進(jìn)氣歧管壓力、減小部分負(fù)荷時(shí)泵氣損失[5，6]。

空燃比和點(diǎn)火提前角是電控汽油機(jī)最重要的兩個控制參數(shù)。由于進(jìn)氣道噴射汽油機(jī)大部分工況下以理論空燃比為目標(biāo)進(jìn)行閉環(huán)控制，因此點(diǎn)火提前角成為影響汽油機(jī)工作性能的主要因素[6～8]。針對VVL和EGR的特點(diǎn)，本文利用GT-Power軟件建立相應(yīng)發(fā)動機(jī)仿真模型，并結(jié)合發(fā)動機(jī)工作過程計(jì)算的基本理論，對其點(diǎn)火策略進(jìn)行分析。

2 VVL+EGR發(fā)動機(jī)模型建立及驗(yàn)證

2.1 發(fā)動機(jī)主要參數(shù)

發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1所列。該發(fā)動機(jī)采用主、副進(jìn)氣門，文中所述大升程表示主、副進(jìn)氣門升程都為9.8 mm，而小升程指主進(jìn)氣門升程為9.8 mm、副進(jìn)氣門升程為0.65 mm。

表1 發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

2.2 仿真模型的建立及實(shí)機(jī)參數(shù)

發(fā)動機(jī)整體模型主要包括進(jìn)排氣系統(tǒng)模型、發(fā)動機(jī)本體模型、EGR控制模型、燃燒模型（爆震模型及排放模型包括在內(nèi)）等。圖1為發(fā)動機(jī)進(jìn)、排氣門升程曲線，采用小升程后，氣門正時(shí)不變。

2.3 仿真模型的驗(yàn)證

圖2對比了發(fā)動機(jī)采用大升程時(shí)在3 000 r/min且節(jié)氣門開度為25%下的缸內(nèi)壓力仿真值和試驗(yàn)值。從圖2中可見，仿真缸內(nèi)壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢與試驗(yàn)值一致，仿真缸內(nèi)壓力值與試驗(yàn)值較吻合。圖3對發(fā)動機(jī)燃油消耗率和轉(zhuǎn)矩外特性的仿真值及試驗(yàn)值進(jìn)行對比，各轉(zhuǎn)速下油耗及轉(zhuǎn)矩外特性仿真值和實(shí)測數(shù)據(jù)相差在5%以內(nèi)，因此可利用該模型進(jìn)行后續(xù)仿真。

3 兩段式VVL發(fā)動機(jī)點(diǎn)火策略仿真分析

主要從發(fā)動機(jī)爆震、動力性、燃油經(jīng)濟(jì)性及NOx排放性能等方面對兩段式VVL發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火策略進(jìn)行分析。

3.1 點(diǎn)火正時(shí)對VVL發(fā)動機(jī)爆震的影響

GT-Power中利用爆震強(qiáng)度指數(shù)評價(jià)爆震強(qiáng)度。在軟件中調(diào)用爆震模型進(jìn)行計(jì)算，指數(shù)越大，則爆震程度越高。為了利用該軟件中的爆震評價(jià)方法，需要對爆震模型進(jìn)行標(biāo)定。

通常利用爆震控制系統(tǒng)使發(fā)動機(jī)工作在輕微爆震的狀態(tài)下，以便改善發(fā)動機(jī)動力性及經(jīng)濟(jì)性[7，8]。發(fā)動機(jī)采用大升程時(shí)，在3 000 r/min、25%節(jié)氣門開度下發(fā)生輕微爆震的點(diǎn)火角為-19°。以該工況下仿真得到的爆震強(qiáng)度指數(shù)為發(fā)動機(jī)發(fā)生輕微爆震的衡量指標(biāo)，并定義此時(shí)對應(yīng)的點(diǎn)火角為其爆震邊界，其它工況下的指數(shù)若小于該值則認(rèn)為未爆震。圖4為爆震模型標(biāo)定結(jié)果，大升程發(fā)動機(jī)發(fā)生輕微爆震時(shí)的爆震強(qiáng)度指數(shù)為17（圖4中虛線表示爆震強(qiáng)度指數(shù)為17的邊界線，下同），由此得到采用小升程時(shí)發(fā)生輕微爆震的點(diǎn)火角為-16.5°，與試驗(yàn)值-16°對比，兩者較吻合，可利用該爆震模型進(jìn)一步計(jì)算。

圖5和圖6分別給出1 800 r/min和2 000 r/min且EGR均為0%及節(jié)氣門開度均為25%時(shí)，發(fā)動機(jī)爆震強(qiáng)度指數(shù)隨點(diǎn)火正時(shí)的變化情況。可知，點(diǎn)火角相同時(shí)，兩種工況下小升程爆震強(qiáng)度指數(shù)均較大，且發(fā)生輕微爆震時(shí)對應(yīng)的點(diǎn)火角延遲，延遲量分別為1.5°和2.5°。由此，在實(shí)際發(fā)動機(jī)控制當(dāng)中，若采用小升程后仍按大升程的基本點(diǎn)火角進(jìn)行控制則易爆震。

圖7為大、小升程發(fā)生輕微爆震時(shí)的點(diǎn)火角（爆震邊界）隨轉(zhuǎn)速變化的趨勢對比。從圖7中可見，兩種升程下發(fā)生輕微爆震時(shí)對應(yīng)的點(diǎn)火角隨轉(zhuǎn)速的變化趨勢一致，但小升程的更靠近上止點(diǎn)，與試驗(yàn)值相符。

圖8和圖9分別給出2000 r/min下，大、小升程缸內(nèi)最大壓力及缸內(nèi)最高溫度隨點(diǎn)火正時(shí)的變化趨勢。

小升程發(fā)生爆震時(shí)的點(diǎn)火角較大升程推遲的原因可從缸內(nèi)峰值壓力及缸內(nèi)最高溫度等方面進(jìn)行分析。由圖8和圖9可見，點(diǎn)火正時(shí)相同時(shí)，小升程的缸內(nèi)峰值壓力與缸內(nèi)最高溫度均高于大升程，增加了爆震傾向。點(diǎn)火正時(shí)推遲后，由于燃燒放熱的時(shí)刻推遲，發(fā)動機(jī)的最高爆發(fā)壓力降低，缸內(nèi)溫度也降低，爆震趨勢減弱。

3.2 點(diǎn)火正時(shí)對VVL發(fā)動機(jī)動力性的影響

圖10為2 000 r/min下大、小升程轉(zhuǎn)矩隨點(diǎn)火正時(shí)的變化趨勢對比。在小升程爆震邊界處點(diǎn)火可以擁有和大升程在爆震邊界處相當(dāng)?shù)霓D(zhuǎn)矩，點(diǎn)火正時(shí)從爆震邊界開始，推遲超過3°，則轉(zhuǎn)矩下降超過5%。試驗(yàn)用發(fā)動機(jī)控制系統(tǒng)對點(diǎn)火角的控制精度為0.7°，因此采用小升程后，可在小升程爆震邊界處點(diǎn)火，以保證發(fā)動機(jī)動力性。

3.3 點(diǎn)火正時(shí)對VVL發(fā)動機(jī)油耗的影響

圖11為2 000 r/min時(shí)，大、小升程燃油消耗率隨點(diǎn)火正時(shí)的變化趨勢對比。在各自爆震邊界點(diǎn)火時(shí)，小升程可以擁有和大升程相當(dāng)?shù)慕?jīng)濟(jì)性，點(diǎn)火正時(shí)從爆震邊界開始，每推遲1°，油耗增加超過1.7%，據(jù)此可限制點(diǎn)火推遲角度不要超過3°。

CA50常用來表示汽油機(jī)燃燒等容度，一般出現(xiàn)在上止點(diǎn)后5°～10°時(shí)熱效率最高[6，8]。圖12和圖13分別給出相應(yīng)的CA50及指示熱效率隨點(diǎn)火正時(shí)的變化趨勢。

由圖12和圖13可知，大、小升程的CA50均在10°之后，而小升程的更靠前，因此熱效率也比大升程的高。點(diǎn)火推遲后CA50推遲，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)燃燒放熱的等容度降低，因而熱效率下降，油耗升高。

3.4 點(diǎn)火正時(shí)對VVL發(fā)動機(jī)NOx排放的影響

圖14為2 000 r/min下，大、小升程N(yùn)Ox排放隨點(diǎn)火正時(shí)的變化趨勢對比?？梢?，點(diǎn)火正時(shí)相同時(shí)，小升程N(yùn)Ox排放偏高，隨點(diǎn)火推遲，NOx下降。

NOx在高溫條件下生成，推遲點(diǎn)火后，缸內(nèi)峰值壓力降低，缸內(nèi)溫度下降，因此NOx排放隨著點(diǎn)火正時(shí)的推遲也明顯下降。

4 EGR對兩段式VVL發(fā)動機(jī)點(diǎn)火策略的影響

4.1 EGR對爆震邊界的影響

發(fā)動機(jī)采用EGR技術(shù)后，使缸內(nèi)的混合氣因廢氣的加入而變稀，因此采用EGR技術(shù)后可以降低缸內(nèi)溫度，從而降低發(fā)動機(jī)的爆震傾向。

圖15和圖16分別給出了1800 r/min和2000 r/min下的爆震邊界隨EGR率的變化關(guān)系。可知，增加EGR后，爆震邊界提前，因此點(diǎn)火可相應(yīng)提前。

4.2 EGR對爆震邊界轉(zhuǎn)矩的影響

因大、小升程情況下的爆震邊界隨EGR的變化趨勢一致，因此僅分析小升程的情況。圖17為1 800 r/min時(shí)，不同EGR下指示轉(zhuǎn)矩的對比。從圖17中可看出，采用4%EGR后若仍采用0%EGR時(shí)的點(diǎn)火角，則轉(zhuǎn)矩下降較多，而點(diǎn)火正時(shí)提前到該EGR下的爆震邊界則有助于恢復(fù)部分動力性。

4.3 EGR對爆震邊界油耗的影響

圖18為1 800 r/min時(shí)不同EGR率下油耗的對比。同樣，增加EGR后，若點(diǎn)火正時(shí)不變，則油耗上升。點(diǎn)火提前到爆震邊界處，利于降低油耗。因此，為充分發(fā)揮小升程優(yōu)勢，最好是在小升程爆震邊界處點(diǎn)火。

4.4 EGR對爆震邊界NOx排放的影響

圖19為1 800 r/min、不同EGR下NOx排放的對比。由圖19可見，EGR率增加到8%后可顯著降低小升程的NOx排放。根據(jù)前述，若通過點(diǎn)火提前來恢復(fù)部分動力性和經(jīng)濟(jì)性，則NOx排放主要還是依靠后處理系統(tǒng)在降低。

5 結(jié)束語

a.同一點(diǎn)火正時(shí)，小升程缸內(nèi)最大壓力及缸內(nèi)最高溫度均高于大升程，更易爆震，點(diǎn)火應(yīng)推遲；

b.在小升程爆震邊界處點(diǎn)火，可以擁有和大升程在爆震邊界處相當(dāng)?shù)膭恿π院徒?jīng)濟(jì)性；

c.增加EGR后，可以適當(dāng)提前點(diǎn)火。EGR增加后，缸內(nèi)壓力峰值下降，爆震趨勢減弱，NOx排放降低，可適當(dāng)提前點(diǎn)火以恢復(fù)部分動力性及經(jīng)濟(jì)性。

1李偉.新型直噴、混合動力發(fā)動機(jī)構(gòu)造原理與故障排除.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2011.

2 Peter Kreuter，Peter Heuser，Joachim Reinicke Murmann，etal. Variable Valve Actuation–Switchable and Continuously Variable Valve Lifts.SAE Paper，2003-01-0026.

3 Mark Sellnau，Eric Rask.Two-Step Variable Valve Actuation for Fuel Economy，Emissions，and Performance. SAE Paper，2003-01-0029.

4 Christopher W Turner，Guy R Babbitt，Christopher S Balton，etal.Design and Control of a Two-stage lectro-hydraulic Valve Actuation System.SAE Paper，2004-01-1265.

5朱昌吉.車用柴油機(jī)電控EGR系統(tǒng)設(shè)計(jì)及性能研究:[學(xué)位論文].長春：吉林大學(xué)，2005.

6王建昕，帥石金.汽車發(fā)動機(jī)原理.北京：清華大學(xué)出版社，2011.

7劉斌.汽油機(jī)點(diǎn)火提前角及電子節(jié)氣門控制仿真研究：[學(xué)位論文].武漢：華中科技大學(xué)，2009.

8張翠云.電控汽油機(jī)燃油噴射及點(diǎn)火控制系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)研究：[學(xué)位論文].太原：太原理工大學(xué)，2007.

（責(zé)任編輯晨曦）

修改稿收到日期為2014年3月1日。

Simulation and Analysis of Ignition Strategy for a Two Step Variable Valve Lift Engine w ith EGR

Li Xianjing1，Li Liguang1，2，Deng Jun1，Hu Zongjie1，Tong Sunyu1，Li Gong3
（1.Tongji University;2.CDHK，Tongji University;3.UAES）

A simulation model of a two-step variable valve lift engine based on GT-Power is established and calibrated.The combustion model and the external characteristic calculation results match well with the measured data，proving validity of the model.Based on this model，effect of ignition advance angle on engine knock，power performance，fuel economy and NOxemissions is investigated under both high and low intake valve lift.The results also indicate that，compared with the case of high valve lift，higher in-cylinder peak pressure and the maximum in-cylinder temperature are expected under the case of low valve lift，which is more vulnerable to engine knock and more NOxemissions at the same ignition timing.The same power performance and fuel economy are expected when the ignition timing is kept at each of their knock boundary conditions，and EGR offers a considerable potential to reduce the trend of post knock.

Two-step VVL engine;EGR;Ignition strategy

兩段式VVL發(fā)動機(jī)EGR點(diǎn)火策略

U464

A

1000-3703（2014）08-0024-04

上海市科學(xué)技術(shù)委員會（11DZ2260400）、國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51376139）。