停缸技術(shù)對汽油機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究

陸 逍，高文志，許之興，張 攀，魏子清

(天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

0 概述

汽車尾氣是CO2的重要來源之一。當(dāng)前，內(nèi)燃機(jī)除了要滿足日益嚴(yán)格的有害排放物法規(guī)要求，還面臨著CO2排放法規(guī)(燃油經(jīng)濟(jì)性)挑戰(zhàn)，CO2排放法規(guī)逐步成為推動內(nèi)燃機(jī)技術(shù)進(jìn)步的重要動力。2018年9月，歐盟提出到2021年汽車平均CO2排放量要降到95 g/km，計(jì)劃到2030年汽車平均CO2排放量在2021年基礎(chǔ)上再降低37.5%。與此同時，國六發(fā)動機(jī)的CO2排放限值比國五降低50%[1]。針對越來越嚴(yán)格的排放和油耗法規(guī)，各大車企都在探索適合各自企業(yè)的節(jié)能技術(shù)，如汽油缸內(nèi)直噴(gasoline direct injection, GDI)、稀薄燃燒、停缸技術(shù)、均質(zhì)壓燃(homogeneous charge compression ignition, HCCI)等[2-6]。停缸技術(shù)在降低內(nèi)燃機(jī)CO2排放方面具有較大潛力。

停缸技術(shù)即當(dāng)內(nèi)燃機(jī)處于中低負(fù)荷工況運(yùn)行時，通過一定的控制手段(機(jī)械或電子控制)停止內(nèi)燃機(jī)部分氣缸或者工作循環(huán)的正常運(yùn)行，同時增大節(jié)氣門開度使工作氣缸的輸出功率滿足車輛的動力性要求，當(dāng)內(nèi)燃機(jī)處于高負(fù)荷工況下恢復(fù)氣缸的正常運(yùn)行。運(yùn)用停缸技術(shù)，能有效提高內(nèi)燃機(jī)有效熱效率[7]。

停缸技術(shù)有3種實(shí)現(xiàn)方案：(1) 斷油方案。該方案是當(dāng)內(nèi)燃機(jī)處于停缸運(yùn)行工況時中斷部分氣缸供油，實(shí)現(xiàn)停缸。該方案只切斷內(nèi)燃機(jī)燃油供給，發(fā)動機(jī)氣門機(jī)構(gòu)仍正常運(yùn)行，會導(dǎo)致新鮮空氣進(jìn)入停止工作的氣缸，使排氣中氧氣含量增加，影響三效催化轉(zhuǎn)化器的轉(zhuǎn)化效率。(2) 停閥方案。該方案在切斷部分氣缸供油的基礎(chǔ)上停止該部分氣缸的進(jìn)排氣門運(yùn)動。該方案內(nèi)燃機(jī)進(jìn)氣損失小，三效催化轉(zhuǎn)化器轉(zhuǎn)化效率不受停缸影響，但需要復(fù)雜的停閥機(jī)構(gòu)，制造成本高，配氣機(jī)構(gòu)的可靠性低[8]。(3) 回流方案。該方案在切斷部分氣缸供油的基礎(chǔ)上，將排氣導(dǎo)入停止工作的氣缸。該方案可以使停止工作的氣缸內(nèi)氣體溫度不降低，同時使空燃比處于三效催化轉(zhuǎn)化器的高效轉(zhuǎn)化區(qū)，成本相比于停閥方案更低，配氣機(jī)構(gòu)可靠性更高[9]。

現(xiàn)有的研究大都是對停缸方案與不停缸方案的對比研究，而缺少不同停缸方案對發(fā)動機(jī)性能影響的對比研究?；亓魍８讓Πl(fā)動機(jī)性能的影響其實(shí)是由停缸和回流廢氣兩個因素決定的。本研究中通過斷油停缸與回流停缸試驗(yàn)重點(diǎn)研究了停缸因素和回流廢氣因素對發(fā)動機(jī)性能的影響，可以為斷油回流停缸策略的應(yīng)用和優(yōu)化提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)在一臺4缸1.5 L自然吸氣汽油機(jī)上進(jìn)行，燃油噴射方式為多點(diǎn)噴射，汽油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1。斷油停缸方案通過電控單元(electronic control unit, ECU)切斷氣缸的噴油來實(shí)現(xiàn)，汽油機(jī)進(jìn)排氣門正常開啟。斷油回流方案在切斷氣缸噴油的基礎(chǔ)上通過回流管將排氣從排氣總管引入不工作的氣缸。

表1 發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖1為發(fā)動機(jī)回流停缸試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖。測功系統(tǒng)為湘儀FC2000測控系統(tǒng)。采用湘儀FC2210Z智能油耗儀測量發(fā)動機(jī)油耗。發(fā)動機(jī)缸內(nèi)壓力采用KISTLER 6115CF-4CQ06-4-1型火花塞式缸壓傳感器測量。通過奔騰動力JH612A型燃燒分析儀對發(fā)動機(jī)連續(xù)運(yùn)行50個循環(huán)的缸壓、轉(zhuǎn)速等參數(shù)進(jìn)行采集與處理。使用禹衡光學(xué)A-LEC-D10-72BM-G05L-10M角標(biāo)儀測量曲軸轉(zhuǎn)角位置。

圖1 發(fā)動機(jī)回流停缸試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)過程中，將發(fā)動機(jī)水溫與機(jī)油溫度分別控制在(85±1) ℃和(90±1) ℃之間，減少其溫度變化對試驗(yàn)結(jié)果的影響。由于在城市道路工況下，發(fā)動機(jī)通常工作在1 000～2 500 r/min之間[7]，因此，在1 200～2 400 r/min 之間每300 r/min取一個轉(zhuǎn)速進(jìn)行試驗(yàn)。

在進(jìn)行斷油停缸方案試驗(yàn)時，發(fā)動機(jī)首先以4個缸運(yùn)行，然后通過ECU切斷部分氣缸的供油和點(diǎn)火實(shí)現(xiàn)停缸運(yùn)行。停缸后，通過調(diào)節(jié)節(jié)氣門開度使發(fā)動機(jī)恢復(fù)停缸前的輸出功率。當(dāng)采用回流停缸方案試驗(yàn)時，在切斷部分氣缸噴油的基礎(chǔ)上，通過轉(zhuǎn)換閥關(guān)閉不工作氣缸的進(jìn)氣而將排氣導(dǎo)入不工作的氣缸，調(diào)節(jié)節(jié)氣門開度，恢復(fù)發(fā)動機(jī)停缸前的輸出功率。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

中低負(fù)荷下，汽油機(jī)停缸運(yùn)行，為了維持發(fā)動機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩不變，必須增大節(jié)氣門開度，發(fā)動機(jī)泵氣損失下降；同時停缸后發(fā)動機(jī)工作缸負(fù)荷增大，燃燒效率增加，因此停缸后發(fā)動機(jī)油耗下降。為了表征停缸后節(jié)油效果，引入節(jié)油率nj評價(jià)指標(biāo)。

(1)

式中，be-nor為正常模式下發(fā)動機(jī)有效燃油消耗率；be-dea為停缸后發(fā)動機(jī)有效燃油消耗率。

3.1 斷油停缸方案

在進(jìn)行斷油停缸方案試驗(yàn)時通過ECU切斷預(yù)停氣缸的供油實(shí)現(xiàn)停缸。圖2是2 100 r/min、12 N·m 工況不停缸與斷油停缸方案缸壓曲線。由圖2可以看出，發(fā)動機(jī)停缸后，節(jié)氣門開度增大使進(jìn)氣壓力增加，泵氣損失下降。

圖2 2 100 r/min、12 N·m不停缸與斷油停缸方案缸壓對比

圖3是斷油停缸方案不同停缸模式的油耗率。由圖3可以看出1 500 r/min工況下停1個缸模式和停2個缸模式，斷油停缸方案油耗均低于不停缸方案。1 500 r/min停1個缸模式12 N·m負(fù)荷工況下節(jié)油率為16.1%；24 N·m負(fù)荷工況下節(jié)油率為13.2%；36 N·m負(fù)荷工況下節(jié)油率為6.7%。1 500 r/min停2個缸模式12 N·m負(fù)荷工況下節(jié)油率為20.0%；24 N·m 負(fù)荷工況下節(jié)油率為17.4%；36 N·m負(fù)荷工況下節(jié)油率為16.0%。低負(fù)荷工況下，斷油停缸方案油耗低于不停缸方案；隨著負(fù)荷增加，停缸后節(jié)油效率下降，當(dāng)發(fā)動機(jī)達(dá)到2 100 r/min、48 N·m負(fù)荷工況時，停2個缸工作模式油耗高于停1個缸模式油耗。

圖3 斷油停缸方案不同停缸模式油耗率

圖4是1 500 r/min、12 N·m工況不同停缸模式的缸壓曲線對比。由圖4可以看出，停缸后發(fā)動機(jī)缸壓峰值顯著提升。這是因?yàn)橥８缀螅瑸榱诉_(dá)到停缸前的輸出功率，節(jié)氣門開度增大，噴油量增加，缸內(nèi)可燃混合氣總量增加，燃燒放熱量增加。停2個缸模式的峰值壓力高于停1個缸模式。

圖4 1 500 r/min、12 N·m不同停缸方案缸壓曲線

圖5是1 500 r/min、12 N·m工況不同停缸模式瞬時放熱率曲線。由圖5可以看出，停缸后工作缸放熱率峰值顯著增加。停2個缸模式的放熱率峰值比停1個缸模式更高。這是由于低負(fù)荷工況下，停缸后節(jié)氣門開度增大，缸內(nèi)進(jìn)氣量增加而使殘余廢氣系數(shù)減小，燃燒速度加快，同時停缸后工作氣缸的缸內(nèi)氣體溫度升高，可燃混合氣形成條件改善，燃燒更加完全。停缸前后燃燒持續(xù)期沒有明顯差異。

圖5 1 500 r/min、12 N·m不同停缸模式瞬時放熱率曲線

圖6是1 500 r/min、12 N·m工況不同停缸模式壓升率曲線。由圖6可以看出，停缸后壓升率峰值明顯增大，停2個缸模式的壓升率峰值高于停1個缸模式。這是因?yàn)橥８缀蠹比计诜艧崧曙@著增大，導(dǎo)致壓升率增大。

圖6 1 500 r/min、12 N·m不同停缸方案壓升率曲線

中低負(fù)荷下，停缸后為了維持發(fā)動機(jī)的輸出功率不變，節(jié)氣門開度增大，缸內(nèi)進(jìn)氣量增加而使殘余廢氣系數(shù)下降，燃燒速度加快，同時停缸后工作氣缸內(nèi)的溫度增加，可燃混合氣形成條件改善，燃燒更加完全，放熱率增加，壓力升高率增大。停缸后，工作氣缸的噴油量增大，缸內(nèi)工質(zhì)總量增加，但傳熱面積不變，單位工質(zhì)傳熱量減小，從而使停缸后發(fā)動機(jī)燃燒效率增大[10]。

3.2 回流停缸方案

采用斷油停缸方案時，停缸后新鮮空氣仍會進(jìn)入停止工作的氣缸，但停止工作的氣缸不噴油。因此，與正常工況比較，排氣中氧氣含量增加，影響三效催化轉(zhuǎn)化器的轉(zhuǎn)化率。而回流停缸方案在切斷部分氣缸供油的同時，將排氣導(dǎo)入停止工作的氣缸，可避免新鮮空氣進(jìn)入停止工作的氣缸，保證三效催化轉(zhuǎn)化器的轉(zhuǎn)化效率不受停缸影響。

圖7為通過發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)得到的斷油停缸和回流停缸方案過量空氣系數(shù)。由圖7可以看出，斷油停缸方案過量空氣系數(shù)約為2，而回流停缸方案過量空氣系數(shù)基本維持在1左右。三效催化轉(zhuǎn)化器只有在過量空氣系數(shù)在1附近狹小區(qū)間內(nèi)才能達(dá)到一個較高的轉(zhuǎn)化效率，因此斷油停缸方案的排放水平很難滿足排放法規(guī)要求。

圖7 斷油停缸和回流停缸過量空氣系數(shù)

圖8是不同停缸方案的油耗率。由圖8可以看出，在1 500 r/min、12 N·m工況下，回流停缸方案和斷油停缸方案停4號缸模式節(jié)油率分別35.0%和16.1%；2 100 r/min、12 N·m工況下，回流停缸方案和斷油停缸方案停4號缸模式節(jié)油率分別為33.5%和17.5%。由此可知，低負(fù)荷工況下，回流停缸方案油耗明顯低于斷油停缸方案。由圖8可以看出，在 1 500 r/min、24 N·m工況下，回流停缸方案和斷油停缸方案停4號缸模式節(jié)油率分別為25.1%和13.2%；36 N·m工況下，回流停缸方案和斷油停缸方案停4號缸模式節(jié)油率分別為15.4%和6.7%；48 N·m工況下，回流停缸方案和斷油停缸方案停4號缸模式節(jié)油率分別為11.1%和7.1%。同一轉(zhuǎn)速下，隨著負(fù)荷增加，回流停缸方案油耗與斷油停缸方案油耗逐漸接近。由圖8(b)和圖8(d)同樣可以看出，隨著工作缸負(fù)荷增加，回流停缸方案油耗與斷油停缸方案油耗逐漸接近。

圖8 不同停缸方案的油耗率對比

3.3 燃燒循環(huán)變動

汽油機(jī)不同循環(huán)進(jìn)入氣缸的新鮮空氣質(zhì)量和燃料質(zhì)量不完全相同，每個循環(huán)間可燃混合氣混合情況和著火時刻也存在差別，導(dǎo)致不同循環(huán)燃燒過程的差異，使發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和輸出功率存在波動。燃燒循環(huán)變動在低速低負(fù)荷工況下尤為明顯。在相同油耗下，消除汽油機(jī)的燃燒循環(huán)變動可以使發(fā)動機(jī)輸出功率提升10%左右[11]。

通常采用平均指示壓力的循環(huán)變動率(CIMEP)來表征燃燒循環(huán)變動情況[12]。

(2)

圖9是不同停缸方案平均指示壓力循環(huán)變動率。由圖9可以看出，中低負(fù)荷下，回流停缸方案平均指示壓力循環(huán)變動率明顯低于斷油停缸方案。1 500 r/min、12 N·m工況下，斷油停缸方案和回流停缸方案停4號缸模式平均指示壓力循環(huán)變動率分別為0.64%和0.41%；24 N·m工況下，斷油停缸方案和回流停缸方案停4號缸模式平均指示壓力循環(huán)變動率分別為0.37%和0.22%；48 N·m工況下，斷油停缸方案和回流停缸方案停4號缸模式平均指示壓力循環(huán)變動率分別為0.66%和0.62%?？傮w來看，中低負(fù)荷工況下，回流停缸方案平均指示壓力循環(huán)變動率明顯低于斷油停缸方案，即回流停缸方案燃燒循環(huán)變動低于斷油停缸方案，這使得中低負(fù)荷下回流停缸方案油耗低于斷油停缸方案。隨著工作缸負(fù)荷增加，回流停缸方案與斷油停缸方案平均指示壓力循環(huán)變動率逐漸接近，即兩種停缸方案燃燒循環(huán)變動差異減小，導(dǎo)致隨著工作缸負(fù)荷增大，兩種停缸方案油耗逐漸接近。

圖9 不同停缸方案平均指示壓力循環(huán)變動率

滯燃期一般定義為從火花塞點(diǎn)火到形成火焰中心的階段?；鸹ㄈc(diǎn)火后，火核首先在火花塞電極間隙間生成，此時火核尺度小于缸內(nèi)渦流尺度，這一階段火核生成速率近似等于層流火焰速率。這一階段的燃燒循環(huán)變動主要受火花塞電極附近混合氣的空燃比和混合氣的溫度影響。層流火焰?zhèn)鞑ニ俣葘囟扔泻軓?qiáng)的依賴性。滯燃期對燃燒循環(huán)變動影響最為顯著，滯燃期越短，燃燒循環(huán)變動越小[13-14]。

不同停缸方案缸內(nèi)著火時刻見圖10。由圖10可以看出，在點(diǎn)火提前角相同的情況下，中低負(fù)荷下，回流停缸方案著火時刻明顯早于斷油停缸方案，即回流停缸方案滯燃期相對斷油停缸方案更短，使得回流停缸方案燃燒循環(huán)變動小于斷油停缸方案。隨著負(fù)荷增加，兩種停缸方案著火時刻逐漸接近，燃燒循環(huán)變動差異減小。中低負(fù)荷工況下，工作氣缸缸內(nèi)溫度相對較低，回流停缸方案將排氣引入停止工作的氣缸，提高了工作缸可燃混合氣的燃燒初始溫度，使滯燃期縮短，因而燃燒循環(huán)變動減小，發(fā)動機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性改善；隨著工作缸負(fù)荷增加，工作缸缸內(nèi)溫度上升，引入不工作缸的排氣對工作缸缸內(nèi)可燃混合氣初始溫度影響減弱，回流停缸方案對燃燒循環(huán)變動的改善效果減弱。

3.4 有害氣體排放分析

由于汽油機(jī)低負(fù)荷工況下燃油消耗率高于中高負(fù)荷工況，會導(dǎo)致低負(fù)荷下CO和HC排放增加。另外，汽油機(jī)在低負(fù)荷工況下燃燒穩(wěn)定性差，失火可能性增加，也會導(dǎo)致CO和HC排放增加。為了研究停缸前后發(fā)動機(jī)污染物排放變化規(guī)律，本文建立了發(fā)動機(jī)GT-Power模型，通過試驗(yàn)對模型進(jìn)行了標(biāo)定后進(jìn)行了有害氣體排放分析。

圖11是回流停缸方案CO排放。由圖11可以看出，由于停缸后發(fā)動機(jī)工作缸的負(fù)荷增加，使燃油消耗率下降，同時也會使燃燒穩(wěn)定性增強(qiáng)，失火可能性下降，因此低負(fù)荷工況下停缸后發(fā)動機(jī)CO排放下降。

圖11 回流停缸方案的CO排放

圖12是回流停缸方案HC排放。由圖12可以看出，低負(fù)荷工況下停缸后發(fā)動機(jī)HC排放下降。這是因?yàn)橥８缀蟀l(fā)動機(jī)燃油消耗率下降及燃燒穩(wěn)定性增強(qiáng)，此外，部分停缸運(yùn)行時發(fā)動機(jī)工作缸數(shù)減少，減弱了活塞與缸壁間的竄氣及缸壁激冷效應(yīng)。

圖12 回流停缸方案的HC排放

圖13是回流停缸方案的NO排放。由圖13可以看出，停缸后發(fā)動機(jī)NO排放顯著增加，這主要是由停缸后發(fā)動機(jī)工作缸的負(fù)荷增大造成工作缸缸內(nèi)溫度升高導(dǎo)致的。

圖13 回流停缸方案的NO排放

4 結(jié)論

(1) 汽油機(jī)在低負(fù)荷工況下，停2個缸模式比停1個缸模式節(jié)油率更高。隨著負(fù)荷增加，兩種停缸模式節(jié)油差異逐漸減小，當(dāng)發(fā)動機(jī)達(dá)到2 100 r/min、48 N·m負(fù)荷工況時，停2個缸工作模式油耗高于停1個缸模式油耗。

(2) 低負(fù)荷工況下，回流停缸方案油耗明顯低于斷油停缸方案。隨著工作缸負(fù)荷增加，回流停缸方案油耗與斷油停缸方案油耗逐漸接近。

(3) 中低負(fù)荷工況下，回流停缸方案將排氣引入停止工作的氣缸，提高了工作缸可燃混合氣的燃燒初始溫度，使滯燃期縮短，燃燒循環(huán)變動減?。桓哓?fù)荷工況下，工作缸缸內(nèi)溫度增加，不工作缸缸內(nèi)的回流廢氣對工作缸缸內(nèi)混合氣燃燒初始溫度影響減弱，回流停缸方案對燃燒循環(huán)變動的改善效果減弱。

(4) 中低負(fù)荷工況下，回流停缸方案CO和HC排放低于不停缸方案；隨著負(fù)荷增加，停缸前后CO和HC排放差異減小。由于停缸后工作缸負(fù)荷增加，缸內(nèi)溫度升高，停缸后發(fā)動機(jī)NO排放增加。