進氣道滾流比對發(fā)動機充氣模型精度影響的試驗研究

鄭海亮 吳同 張蒙 郝偉

（中國第一汽車股份有限公司 研發(fā)總院，長春130013）

主題詞：增壓直噴汽油機 充氣模型精度 進氣道 滾流比

0 前言

隨著全球能源需求的日益增長和環(huán)境的不斷惡化，各國相繼推出了更嚴格的乘用車排放法規(guī)和油耗法規(guī)。汽油缸內(nèi)直噴（Gasoline Direct Injection,GDI）技術能夠精確的控制燃油噴射量，從而實現(xiàn)精確的空燃比控制，燃油經(jīng)濟性比進氣道噴射汽油機更好[1,2]，而且能夠減少冷啟動排放。高壓縮比、高充氣量燃燒系統(tǒng)能優(yōu)化燃燒過程，提高動力性和燃油經(jīng)濟性，也是當今汽油機主流技術[3]。

滾流是在發(fā)動機進氣過程中形成的繞垂直于氣缸軸線有組織的空氣旋流。研究發(fā)現(xiàn)，進氣道的結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)氣體滾流強度、氣道流量系數(shù)具有較為顯著的影響[4,5]。滾流比的改變直接影響進入氣缸新鮮空氣流量的大小和缸內(nèi)氣體運動的強弱，從而影響缸內(nèi)的殘余廢氣系數(shù)以及燃燒過程[6-8]。

在發(fā)動機開發(fā)過程中的樣機缸蓋小批量生產(chǎn)階段，由于工程制造誤差不可避免地引起的進氣道尺寸偏差，就會造成缸蓋滾流的變化。而滾流比偏差會使發(fā)動機管理系統(tǒng)（Engine Management System,EMS）中的充氣模型產(chǎn)生偏差，使發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性和排放特性受到影響。

本文結(jié)合一款增壓直噴直列四缸發(fā)動機，通過裝配不同滾流比的發(fā)動機缸蓋，對比分析發(fā)動機相對充氣量的變化，研究滾流比變化對發(fā)動機充氣模型的影響。

1 充氣模型的基本理論

1.1 充氣模型

充量系數(shù)ηV，即充氣效率，是內(nèi)燃機每循環(huán)實際進入氣缸的新鮮充量m1與以進氣環(huán)境狀態(tài)充滿氣缸工作容積的理論充量msh之比[9]。如公式1所示。

發(fā)動機管理系統(tǒng)中相對充氣量的概念與充氣效率略有不同，是每循環(huán)實際條件下進入氣缸的新鮮空氣質(zhì)量與標準狀態(tài)下充滿氣缸空氣質(zhì)量的比值。對于一般自然吸氣發(fā)動機，此值小于1(即小于100%)，而對于增壓發(fā)動機，由于增壓作用，此值會大于1（即大于100%）。

實際相對充氣量(rl)可以由實測進氣流量計算得到，如圖1所示。

圖1 相對充氣量與進氣流量的計算關系

計算公式如式(2)所示。

式中，nmot為發(fā)動機轉(zhuǎn)速，mairflow為發(fā)動機進氣流量，Cyl.No為發(fā)動機的氣缸數(shù)，Vh為發(fā)動機的排量。

Bosch發(fā)動機管理系統(tǒng)的充氣模型是根據(jù)當前的發(fā)動機轉(zhuǎn)速、進氣歧管壓力、進排氣門關閉角度、排氣背壓、進氣溫度、排氣溫度和發(fā)動機水溫等參數(shù)，通過邏輯運算得到相對充氣量。相對充氣量是點火控制、噴油控制、扭矩需求等關鍵控制模型的關鍵參數(shù)，所以相對充氣量的精確性對發(fā)動機控制穩(wěn)定性、燃油經(jīng)濟性、動力性都有重要影響。

發(fā)動機臺架充氣模型標定就是通過采集發(fā)動機各個運轉(zhuǎn)狀態(tài)下的壓力溫度參數(shù)及發(fā)動機電子控制單元（Electronic Control Unit,ECU）中的充氣模型參數(shù)，再通過軟件離線優(yōu)化ECU中的控制MAP參數(shù)，使得充氣模型計算的相對充氣量與發(fā)動機實測相對充氣量盡可能相近或相等。其中，發(fā)動機實際進氣流量可以通過外接質(zhì)量流量計或者根據(jù)燃油消耗通過排氣Lambda（過量空氣系數(shù)）值反算得到。

1.2 充氣模型精度

充氣模型精度的定義為實際發(fā)動機相對充氣量與發(fā)動機ECU計算的相對充氣量的相對差值。計算公式如式（3）所示。

式中Error_rl為充氣模型精度，rlactual為發(fā)動機實際相對充氣量，rlECU為ECU充氣模型計算的相對充氣量。

通常情況下，發(fā)動機臺架標定完成后，充氣模型精度的合格率要達到95%以上，即萬有特性所有工況點中須有95%以上工況點的Error_rl值在±5%范圍以內(nèi)。

2 試驗設備及方案

2.1 試驗裝置

本文的試驗設備主要包括電力測功機、瞬態(tài)油耗儀、排放分析儀、燃燒分析儀、空燃比計、增壓直噴發(fā)動機及相關的電控系統(tǒng)等。試驗裝置及系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖2所示，試驗過程中所使用的設備信息如表1所示。

圖2 試驗裝置及系統(tǒng)

表1 試驗設備

本文所涉及的試驗采用了一款1.2 L DVVT增壓直噴四缸汽油發(fā)動機，發(fā)動機的各項參數(shù)如表2所示。

表2 發(fā)動機參數(shù)

2.2 試驗方案

本文所述的試驗方案為在同一臺發(fā)動機上更換3種滾流比的發(fā)動機缸蓋，并保證發(fā)動機的其他部件不變。在試驗過程中，ECU標定數(shù)據(jù)保持不變。試驗工況點設置如表3所示。

表3 試驗工況點

3 試驗結(jié)果與分析

針對裝配有3種不同缸蓋的發(fā)動機，根據(jù)表3所示的發(fā)動機工況進行臺架試驗。

3.1 全負荷試驗對比

裝配3種不同缸蓋的發(fā)動機全負荷工況試驗數(shù)據(jù)結(jié)果對比如圖3-1、圖3-2、圖3-3所示。3組試驗中，發(fā)動機輸出扭矩、進氣歧管壓力、進排氣VVT正時和當量比Lambda均保持一致。

從試驗結(jié)果可以看出，隨著滾流比逐漸增大，發(fā)動機不同轉(zhuǎn)速下的全負荷工況點燃油消耗率逐漸降低。對于燃料燃燒累計放熱量50%所對應的曲軸轉(zhuǎn)角CA50（即燃燒重心）和燃燒持續(xù)期（這里用CA90～CA10表示），滾流比為2.7和2.9的燃燒過程比滾流比2.45的燃燒過程更快，燃燒持續(xù)期更短。為防止爆震損壞發(fā)動機，根據(jù)ECU控制邏輯會在檢測到爆震燃燒時自動推遲點火角，從圖中結(jié)果可知，滾流比2.9工況所對應的點火角比2.7的點火角更遲后，但兩者的CA50相近，所以可以推導得知，滾流比2.9的燃燒相位更加提前。

圖3-1 扭矩、燃油消耗率、進氣歧管壓力對比

圖3-2 MFB50、MFB10～MFB90、點火提前角對比

圖3-3 進、排氣門正時、Lambda對比

由于發(fā)動機燃燒重心CA50在8°CA ATDC～10°CA ATDC左右燃燒效率最高，在全負荷工況，為防止爆燃推遲點火角，在3組試驗結(jié)果中，滾流比為2.9的CA50最接近8 °CA ATDC～10 °CA ATDC，所以該組的燃燒效率最高，燃油消耗率最低。

針對以上不同滾流比發(fā)動機全負荷的對比分析，可得出如下結(jié)論：在發(fā)動機全負荷工況點，滾流比增大會使發(fā)動機的燃燒相位提前，燃燒持續(xù)期更短。

3.2 滾流比對充氣模型精度的影響

在本部分中，將3組不同滾流比的試驗數(shù)據(jù)進行充氣模型精度的對比。

3.2.1 全局工況充氣模型精度的對比

本文所應用的ECU標定數(shù)據(jù)是基于滾流比為2.7缸蓋發(fā)動機進行臺架標定的。

根據(jù)數(shù)據(jù)進行分析，滾流比為2.7的試驗結(jié)果中充氣模型精度的合格率為100%，Error_rl值均在±5%以內(nèi)。滾流比為2.9的模型精度的合格率為86.9%，滾流比為2.45的模型精度合格率為92.9%，3組試驗的模型精度對比結(jié)果如表4所示。

從充氣模型精度的萬有特性等高線圖中，可以發(fā)現(xiàn)滾流比2.9和2.45的偏差區(qū)域不同；滾流比2.9的偏差工況點主要分布在4 500 r/min轉(zhuǎn)速以下的小負荷工況區(qū)域，滾流比2.45的偏差工況點主要分布在4 000 r/min轉(zhuǎn)速以上的小負荷工況區(qū)域，偏差都為正偏差，即發(fā)動機實際相對充氣量大于模型相對充氣量，萬有特性充氣模型精度試驗結(jié)果如圖4-1、4-2、4-3所示。

3.2.2 特定轉(zhuǎn)速相對充氣量及燃燒狀態(tài)的對比

為深入分析進氣道滾流比變化對充氣模型偏差的影響原因，從以上萬有特性數(shù)據(jù)中挑選3個充氣模型精度偏差較為明顯的特定工況，并將3組滾流比試驗數(shù)據(jù)進行對比分析。

圖4-1 充氣模型精度的萬有特性等高線（滾流比為2.9）

圖4-2 充氣模型精度的萬有特性等高線（滾流比為2.7）

圖4-3 充氣模型精度的萬有特性等高線（滾流比為2.45）

表4 模型精度合格率對比結(jié)果

圖5-1為發(fā)動機轉(zhuǎn)速2 000 r/min工況下，不同進氣歧管壓力的3組滾流比試驗數(shù)據(jù)的對比。從圖中觀察可知，滾流比2.9試驗測得的CA50值是3組滾流比中最提前的，平均值約為4°CA ATDC，已經(jīng)明顯小于8°CA ATDC，過于提前的燃燒相位降低了燃燒效率，因為ECU中是根據(jù)扭矩模型計算節(jié)氣門開度的，所以需要加大節(jié)氣門開度以保證相同的扭矩輸出。從圖中也可以看到，滾流比2.9的節(jié)氣門開度也較另兩組更大。更大的節(jié)氣門開度使相對充氣量的數(shù)值上升。所以，最終導致滾流比2.9的試驗數(shù)據(jù)中，ECU所測的相同進氣歧管壓力（即相同的ECU所計算得出的相對充氣量）工況下，節(jié)氣門的開度更大，實際進氣量更多，從而導致充氣模型出現(xiàn)正偏差。

圖5-1 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時試驗數(shù)據(jù)對比

圖5-2 轉(zhuǎn)速為5 500 r/min時試驗數(shù)據(jù)對比

圖5-3 轉(zhuǎn)速為4 200 r/min時試驗數(shù)據(jù)對比

圖5-2為發(fā)動機轉(zhuǎn)速5 500 r/min工況下，不同進氣歧管壓力的3組滾流比試驗數(shù)據(jù)的對比。從圖中觀察可知，3組滾流比試驗的節(jié)氣門開度均無明顯差別。對于滾流比2.45試驗結(jié)果中充氣模型偏差較大的工況區(qū)域（進氣歧管壓力小于60 kPa），在相同節(jié)氣門開度的情況下，滾流比2.45試驗組的實際進氣量卻更大，這是因為低滾流比進氣道的流量系數(shù)更高[5]，并在高轉(zhuǎn)速工況下起主要作用。所以造成同節(jié)氣門開度下，滾流比2.45的實際進氣量更多。另外，從圖中可知，滾流比2.45的燃燒相位略微提前，這也是因為流量系數(shù)提高，新鮮空氣在缸內(nèi)混合氣中占比更大，從而促進了燃燒過程的進行。

圖5-3為發(fā)動機轉(zhuǎn)速4 200 r/min工況下，不同進氣歧管壓力的3組滾流比試驗數(shù)據(jù)的對比。由充氣模型精度的萬有特性圖可知在4 200 r/min，BMEP=20 kPa左右的工況區(qū)域，滾流比2.45和2.9的充氣模型偏差均較大且為正值。由圖5-3觀察可知在此進氣歧管壓力范圍內(nèi)滾流比2.45和2.9兩組數(shù)據(jù)中的相對充氣量的實測值比滾流比2.7的更高。其中，滾流比2.9的節(jié)氣門開度比另外兩組數(shù)據(jù)更高。

滾流比2.45的實際相對充氣量相比滾流比2.7的實際相對充氣量更高是因為低滾流比進氣道的流量系數(shù)更高，導致相同節(jié)氣門開度下實際進氣量更多。

對于滾流比為2.9的情況，由圖中觀察可知，其CA50更為提前且早于8°CA ATDC。這會造成燃燒效率的下降，為了保證相同的發(fā)動機扭矩輸出，需要增大發(fā)動機的節(jié)氣門開度，使實際的進氣量更高。最終使相同ECU所測的進氣歧管壓力情況下，滾流比2.9的實際相對充氣量更高。

3.2.3 滾流比合理區(qū)間選擇

滾流比增大，可增強缸內(nèi)的氣體流動，增加火焰的傳播速率，使燃燒相位提前，但是更高的進氣道滾流比會造成進氣系統(tǒng)的流量系數(shù)降低，這些特性在小負荷工況的影響較為明顯。

滾流比應該控制在一個合理的區(qū)間內(nèi)，既能改善進入缸內(nèi)氣體流動狀態(tài)，優(yōu)化燃燒過程，又盡可能減小對發(fā)動機充氣模型的影響。針對本臺發(fā)動機，利用Excel模擬模型精度與滾流比的關系曲線，為了使模型精度達到95%以上，滾流比至少需控制在2.5與2.8之間，如圖6所示。

圖6 滾流比合理區(qū)間

4 結(jié)論

本文針對換裝進氣道滾流比為2.9、2.7和2.45的同一臺增壓直噴汽油機，在相同邊界條件下進行了外特性試驗和萬有特性試驗。試驗結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，滾流比對發(fā)動機燃燒過程有顯著的影響，會造成充氣模型產(chǎn)生偏差。結(jié)論總結(jié)如下：

（1）在發(fā)動機全負荷工況點，滾流比增大會使發(fā)動機的燃燒相位提前，燃燒持續(xù)期更短；

（2）進氣道滾流比偏離設計值較多的情況下，發(fā)動機小負荷工況區(qū)域?qū)嶋H相對充氣量變小，充氣模型會產(chǎn)生正偏差；

（3）針對本文提到的滾流比設計值為2.7的發(fā)動機，進氣道滾流比應控制在2.5～2.8之間，才能保證發(fā)動機充氣模型精度合格率高于95%。所以應當在此區(qū)間內(nèi)，選擇一個合適的滾流比，達到改善發(fā)動機缸內(nèi)的氣體流動，優(yōu)化燃燒過程的目的；

（4）滾流比和流量系數(shù)是評價缸蓋進氣狀態(tài)的兩個基本參數(shù)。試驗中也發(fā)現(xiàn)過滾流比和流量系數(shù)差異較小的情況下，燃燒狀態(tài)和充氣模型精度出現(xiàn)差異的現(xiàn)象，所以應當探索提出更多的缸蓋進氣控制參數(shù)，更詳細的對比評估缸蓋進氣狀態(tài)，達到更精確控制發(fā)動機進氣狀態(tài)的目的。