許江濤 常思勤 劉 梁 范新宇

南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京，210094

采用單氣門變升程工作模式的發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能仿真

許江濤 常思勤 劉 梁 范新宇

南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京，210094

基于全柔性化的電磁驅(qū)動(dòng)配氣技術(shù)，提出了單氣門變升程工作模式；在考慮驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功耗的基礎(chǔ)上對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了建模和仿真分析。研究結(jié)果表明：在發(fā)動(dòng)機(jī)中低轉(zhuǎn)速工況下，采用單氣門變升程工作模式能夠適度增大充氣流速，減小泵氣損失和配氣機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功耗，進(jìn)而達(dá)到改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的目的；且隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的降低，改善幅度呈上升趨勢，如發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1000 r/min、負(fù)荷率40%工況下單氣門2.00 mm升程運(yùn)行模式有效燃油消耗率相比原型機(jī)減小了12.2%。

電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)；泵氣損失；工作模式；燃油經(jīng)濟(jì)性

0 引言

傳統(tǒng)的汽油發(fā)動(dòng)機(jī)采用節(jié)氣門控制負(fù)荷，在部分負(fù)荷下節(jié)氣門的開度較小，容易造成明顯的泵氣損失，因此傳統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性尚存在提升的空間[1-2]，而取消節(jié)氣門的連續(xù)可變配氣技術(shù)被認(rèn)為是提高汽油機(jī)經(jīng)濟(jì)性的有效手段[3]。

對(duì)可變配氣技術(shù)的研究主要集中在改善發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度和降低泵氣損失的氣門控制策略上：文獻(xiàn)[4]對(duì)部分負(fù)荷下帶渦輪增壓的汽油機(jī)采用進(jìn)氣門兩次開啟的方案來改善部分負(fù)荷下工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度進(jìn)而改善燃燒過程，典型工況下發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率降低達(dá)到5.70%；文獻(xiàn)[5]研究表明，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速低于2400 r/min工況下，氣門最大升程為0.65 mm時(shí)可以顯著降低泵氣損失，從而改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性；文獻(xiàn)[6]通過對(duì)氣門重疊角、進(jìn)氣關(guān)閉角和排氣開啟角的優(yōu)化，來減小泵氣損失，優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性有顯著的改善，尤其在發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速工況下改善效果尤為明顯。

改變氣門控制參數(shù)(相位、升程和開啟次數(shù))可以提高缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度從而改善燃燒過程，然而工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的提高是通過節(jié)流實(shí)現(xiàn)的，這樣也造成了泵氣損失的增大；另外，不同的氣門運(yùn)行模式所需要的驅(qū)動(dòng)功耗也存在差異(如進(jìn)氣門兩次開啟勢必帶來驅(qū)動(dòng)功耗的增大)。因此本文在發(fā)動(dòng)機(jī)中等轉(zhuǎn)速和低轉(zhuǎn)速工況下，采用單氣門升程可變的進(jìn)氣策略，通過對(duì)升程的調(diào)節(jié)來平衡燃燒性能、泵氣損失和驅(qū)動(dòng)功耗三者間的關(guān)系，從而在提高缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的同時(shí)限制泵氣損失的增大，進(jìn)而改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。

1 研究方案

1.1 負(fù)荷控制方案

本文在進(jìn)氣側(cè)應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)，通過調(diào)節(jié)進(jìn)氣門的關(guān)閉相位來控制進(jìn)氣量以實(shí)現(xiàn)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的調(diào)節(jié)。由于取消節(jié)氣門，部分負(fù)荷下氣缸充氣過程的壓力將得到改善，從而可以降低泵氣損失。本文研究的磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)是全柔性的可變配氣機(jī)構(gòu)，氣門開啟次數(shù)、氣門升程、響應(yīng)時(shí)間以及氣門工作模式均靈活可調(diào)，充氣流速可以結(jié)合單氣門工作模式和降低氣門升程來得到補(bǔ)償。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1000 r/min下負(fù)荷標(biāo)定如圖1所示。

圖1 進(jìn)氣關(guān)閉相位的標(biāo)定Fig.1 Intake closed phase calibrating

1.2 氣門工作模式

本文在進(jìn)行配氣機(jī)構(gòu)參數(shù)調(diào)節(jié)時(shí)，在適度提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度保證燃燒質(zhì)量不下降的前提下[7-8]，主要通過減小泵氣損失以及電磁配氣機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功耗來提高汽油機(jī)的做功能力，改善燃油經(jīng)濟(jì)性。

單氣門升程可變進(jìn)氣策略在顯著提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的同時(shí)，電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗和摩擦功耗更小，有利于增強(qiáng)電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)工作的可靠性[9-11]。本文研究方案如圖2所示,主要研究單氣門模式4種小升程(2 mm，4 mm，6 mm和8 mm)策略，將雙氣門大升程策略作為對(duì)比。

圖2 研究方案Fig.2 Design scheme

2 基本模型與主要參數(shù)

2.1 試驗(yàn)平臺(tái)

本文采用自行研制的電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)，它是一種基于動(dòng)圈式永磁直線執(zhí)行器的全柔性可變配氣機(jī)構(gòu)[12]。設(shè)計(jì)的電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)樣機(jī)結(jié)構(gòu)和實(shí)物如圖3所示。

圖3 結(jié)構(gòu)圖和測試樣機(jī)Fig.3 The structure and testing prototype

電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的核心是電磁直線執(zhí)行器，它是一個(gè)由機(jī)械、電路和磁路相互耦合的復(fù)雜非線性系統(tǒng)。電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)控制方案采用了逆系統(tǒng)的控制策略(通過非線性反饋或者動(dòng)態(tài)補(bǔ)償?shù)姆椒▽⒎蔷€性系統(tǒng)轉(zhuǎn)化為線性系統(tǒng))，基于這種策略完成各種控制目標(biāo)。文獻(xiàn)[13]提出了氣門運(yùn)動(dòng)分段控制的總體方案，對(duì)電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)系統(tǒng)進(jìn)行了可逆性分析，本文在此基礎(chǔ)上建立了其逆系統(tǒng)，并構(gòu)建了偽線性系統(tǒng)，設(shè)計(jì)了狀態(tài)反饋控制器及狀態(tài)觀測器，對(duì)氣門速度和加速度進(jìn)行了狀態(tài)重構(gòu)。

逆系統(tǒng)控制方法在電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)中的應(yīng)用，實(shí)現(xiàn)了電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的氣門位移精確控制的要求，可以達(dá)到快速的氣門開啟和關(guān)閉響應(yīng)、精確的位移控制以及良好的氣門落座性能(最短響應(yīng)時(shí)間為2.9 ms，開啟升程為8 mm)，試驗(yàn)測試所得運(yùn)動(dòng)曲線如圖4所示，驗(yàn)證了逆系統(tǒng)控制方法的良好性能。

圖4 電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)性能測試曲線Fig.4 Performance testing curves of electromagnetic actuated valvetrain

由圖4可以發(fā)現(xiàn)，氣門開啟和關(guān)閉過渡時(shí)間內(nèi)線圈中電流較大，而保持氣門開啟和關(guān)閉過程中的電流很小，所以主要的能量損耗用在氣門開啟和關(guān)閉兩個(gè)動(dòng)作過程中。進(jìn)一步測得不同策略下的單個(gè)電磁驅(qū)動(dòng)氣門機(jī)構(gòu)功耗如圖5所示。

從試驗(yàn)測得的功耗可以看出，選用較長的響應(yīng)時(shí)間、較小的氣門升程、單氣門工作模式，可以有效降低電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗。

圖5 單個(gè)電磁驅(qū)動(dòng)氣門的功耗Fig.5 Power consumption of an electromagnetic actuated valve

2.2 仿真模型

本文所研究汽油機(jī)的主要參數(shù)見表1。

表1 汽油機(jī)主要參數(shù)Tab.1 The main parameters of gasoline engine

基于原型機(jī)的參數(shù)，采用一維數(shù)值仿真軟件AVL-Boost建立發(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真模型，研究方案僅在進(jìn)氣系統(tǒng)中應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)，排氣門仍采用原型機(jī)的凸輪驅(qū)動(dòng)方式。

燃燒模型采用Fractal燃燒模型[14-15]，與韋伯燃燒模型相比，F(xiàn)ractal燃燒模型可以通過一些影響燃燒過程的基本物理量來預(yù)測汽油機(jī)的燃燒規(guī)律。與傳統(tǒng)湍流燃燒模型相比，F(xiàn)ractal燃燒模型燃燒表面積是從分形幾何學(xué)的角度提高湍流火焰精度的。

因此主燃燒階段可以表述為

(1)

(2)

即

這些參數(shù)由氣缸內(nèi)湍流流場的特性決定。研究表明，湍流強(qiáng)度越大，D3越大，Lmax與Lmin的比值越大，火焰?zhèn)鞑ピ娇?，而單氣門模式和降低氣門升程均能提高氣缸內(nèi)湍流強(qiáng)度，因此仿真模型能夠通過氣門控制參數(shù)的變化反映對(duì)燃燒過程的影響。

主要的燃燒參數(shù)設(shè)置如下：點(diǎn)火延遲參數(shù)cign=1.0，火焰參考半徑Rf,ref=0.01 mm，壁面燃燒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)w2=0.20，殘余氣體含量影響參數(shù)d=2，紊流燃燒作用系數(shù)m=-0.33，湍流生成常數(shù)ct=0.50，湍流長度尺度系數(shù)cL=0.50。

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1000 r/min下仿真模型初始條件及邊界參數(shù)如表2所示。

表2 模型主要參數(shù)設(shè)置

依據(jù)原型機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果如圖6所示。

圖6 模型驗(yàn)證Fig.6 Verification of the simulation model

對(duì)滿負(fù)荷不同轉(zhuǎn)速下仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明兩者吻合度很高，因此可以利用該模型進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性優(yōu)化的研究。

3 典型工況下發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能分析

3.1 低速工況下發(fā)動(dòng)機(jī)性能分析

由于在發(fā)動(dòng)機(jī)低速負(fù)荷工況下，發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率低、燃油經(jīng)濟(jì)性差，通過氣門運(yùn)行策略來提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的需求相比其他工況更為強(qiáng)烈，因此本文取發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1000 r/min、負(fù)荷率為40%工況，對(duì)比雙氣門8 mm升程、單氣門8 mm升程、單氣門4 mm升程和單氣門2 mm升程4種電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)運(yùn)行模式與傳統(tǒng)的凸輪驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)(以下簡稱為原型機(jī))進(jìn)行對(duì)比分析，來判斷不同運(yùn)行模式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響。

3.1.1 工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度和缸內(nèi)壓力的變化

單氣門工作策略除了能提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度外還能帶來配氣機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功耗的降低，因此本文優(yōu)先考慮單氣門升程可變進(jìn)氣策略來增強(qiáng)缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度。圖7為不同控制策略下進(jìn)氣和壓縮沖程缸內(nèi)湍流強(qiáng)度曲線，圖8為缸內(nèi)壓力變化曲線。其中雙氣門8 mm運(yùn)行模式簡稱為2閥8 mm，單氣門4 mm運(yùn)行模式簡稱為1閥4 mm，單氣門2 mm運(yùn)行模式簡稱為1閥2 mm。

圖7 缸內(nèi)湍流強(qiáng)度Fig.7 The turbulent kinetic velocity in cylinder

圖8 缸內(nèi)壓力Fig.8 The pressure in cylinder

從圖7可以看出，雙氣門大升程運(yùn)行模式下湍流強(qiáng)度比原型機(jī)弱，而采用單氣門低氣門升程工作模式，能明顯改善缸內(nèi)的工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度。由于缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的增大改善了缸內(nèi)工質(zhì)的燃燒速度，使得缸內(nèi)瞬時(shí)最高壓力得到了提升(圖8)，如在單氣門2 mm最大開啟升程下，缸內(nèi)瞬時(shí)最高壓力達(dá)到了2.71 MPa，相比雙氣門8 mm模式壓力提高了17.3%，相比節(jié)氣門控制缸內(nèi)最高壓力提高了8.70%。

3.1.2 泵氣損失分析

降低氣門升程策略在提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的同時(shí)也帶來充氣壓力損失，造成泵氣損失的增大。單氣門低升程模式造成的節(jié)流損失尤為明顯(進(jìn)氣流通截面變化最為明顯)，如文獻(xiàn)[3]所研究的汽油發(fā)動(dòng)機(jī)，當(dāng)進(jìn)氣門最大開啟升程為0. 379 mm時(shí)造成了相當(dāng)大的節(jié)流損失，甚至超過了有節(jié)氣門的節(jié)流損失。從圖9和圖10可以看出,電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的4種運(yùn)行模式下泵氣功耗非常接近，遠(yuǎn)低于原型機(jī)的泵氣損失，主要原因在于該工況下原型機(jī)節(jié)氣門開度僅為5.3°，此時(shí)氣道的流通面積僅為節(jié)氣門全開流通面積的0.38%，而單氣門2 mm運(yùn)行模式下流通面積為節(jié)氣門全開的16.3%。因此平均充氣壓力有了大幅提高，從而泵氣損失功耗得到了大幅降低，如單氣門2 mm升程下每個(gè)循環(huán)的泵氣功耗僅為0.53 J，相比原型機(jī)的5.2 J降低了近90.0%。

圖9 平均進(jìn)氣壓力Fig.9 The mean effective intake pressure

圖10 泵氣損失Fig.10 Pumping loss

3.1.3 配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗

采用單氣門工作模式可以減少電磁驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的功耗，對(duì)于凸輪驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)氣門功耗主要表現(xiàn)為凸輪組件的摩擦功耗。通過計(jì)算得到不同策略下的驅(qū)動(dòng)功耗如圖11所示。

圖11 驅(qū)動(dòng)功耗Fig.11 The driven power consumption

通過對(duì)比可以看出：電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗相比傳統(tǒng)的配氣機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功耗，有了相當(dāng)程度的降低，如單氣門2 mm策略下需要消耗的驅(qū)動(dòng)功耗最低，功率為24.0 W，相比傳統(tǒng)的凸輪驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的184 W，降低了87.1%。與文獻(xiàn)[16]所研究的某2.0 L、16氣門的四缸發(fā)動(dòng)機(jī)中，6000 r/min凸輪驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)單個(gè)氣門每循環(huán)所消耗2.5 J能量的結(jié)果接近，因此電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗較原型機(jī)驅(qū)動(dòng)功耗有明顯的降低，單氣門小升程策略消耗能量得到進(jìn)一步降低。

3.1.4 有效燃油消耗率

綜合以上的分析得到了發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率如圖12所示。從圖12可以看出，采用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)后，發(fā)動(dòng)機(jī)的有效燃油效率得到很大程度的改善，如單氣門2 mm升程運(yùn)行模式有效燃油消耗率為251.17 g/(kW·h)，相比原型機(jī)減少了12.2%，相比雙氣門8 mm升程模式，燃油消耗率降低了3.70%。

圖12 有效燃油消耗率Fig.12 Brake specific fuel consumption

發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率得到改善的主要原因是減小了發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失和配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗，盡管采用單氣門小升程工作模式帶來了一定的節(jié)流損失，但相比泵氣損失的變化量并不顯著，單驅(qū)動(dòng)功耗得到大比例的下降，相比原型機(jī)這兩部分功耗的改善分別為：泵氣功耗減小了157 W，驅(qū)動(dòng)功耗減小了160 W。

另外單氣門小升程的工作模式能夠帶來缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的增大，有利于改善油氣混合以及火焰的燃燒速度。綜上所述，采用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)能明顯改善發(fā)動(dòng)機(jī)低速部分工況下的燃油經(jīng)濟(jì)性。

3.2 中高轉(zhuǎn)速下發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能分析

發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速工況經(jīng)濟(jì)性能可以改善的主要原因是減小了發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失和配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗，但隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷提高，缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度也得到提高，適度增大充氣流速來改善燃燒的需求下降，需要增大氣門升程乃至變換雙氣門工作模式來滿足進(jìn)氣量的需求，而這將增大電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功耗(圖5)。

為了研究隨著轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的增大，不同氣門工作模式下泵氣損失的變化規(guī)律，對(duì)2000～5000 r/min轉(zhuǎn)速、單/雙氣門工作模式下發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失進(jìn)行分析，結(jié)果如圖13所示。

圖13 2000～5000 r/min轉(zhuǎn)速下平均進(jìn)氣壓力Fig.13 The mean effective intake pressure under 2000～5000 r/min engine speeds

隨著轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的提高，兩種氣門工作模式下的泵氣損失差距逐漸增大，這主要是由于單氣門模式造成的壓力損失變大，因此應(yīng)用電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性時(shí)，在低轉(zhuǎn)速小負(fù)荷采用單氣門低升程工作模式改善程度更為顯著，且轉(zhuǎn)速越低，負(fù)荷越小，改善程度越高。

另外在發(fā)動(dòng)機(jī)高轉(zhuǎn)速下，由于單氣門工作模式造成有效流通截面的減小，所以充氣量不能完全滿足高速工況的負(fù)荷要求。

4 全工況下氣門運(yùn)行模式的優(yōu)化

本文所研究的電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)，運(yùn)行模式眾多，計(jì)算量大。遺傳算法能實(shí)現(xiàn)同時(shí)對(duì)多點(diǎn)進(jìn)行搜索的功能，減小了迭代過程中收斂于局部解的可能性，便于搜索多峰的復(fù)雜空間[17]，因此選擇遺傳算法作為優(yōu)化算法。取進(jìn)氣門開啟時(shí)刻β1和關(guān)閉時(shí)刻β2為連續(xù)變量；氣門升程k1、氣門工作個(gè)數(shù)k2、氣門響應(yīng)時(shí)間k3為離散變量，對(duì)每個(gè)轉(zhuǎn)速確定若干個(gè)典型的工況以有效燃油消耗率(BSFC)最小為目標(biāo)進(jìn)行優(yōu)化,設(shè)計(jì)流程見圖14。

4.1 單/雙氣門工作模式的對(duì)比

圖15為發(fā)動(dòng)機(jī)萬有特性圖,其中實(shí)線為雙氣門8 mm模式，虛線為單氣門8 mm模式。

圖15 單/雙氣門工作模式下的萬有特性圖Fig.15 Engine MAP for single and double valve mode

分析圖15可以得到如下結(jié)論：①發(fā)動(dòng)機(jī)在中低轉(zhuǎn)速時(shí)，采用單氣門工作模式，能夠使有效燃油消耗率降低，原因在于提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度改善了燃燒過程，減少了配氣機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功耗；②發(fā)動(dòng)機(jī)高速中高負(fù)荷工況，不再適于采用單氣門工作模式，主要原因在于發(fā)動(dòng)機(jī)改善缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度帶來的收益不足以彌補(bǔ)泵氣損失的增加。如圖15所示：270.00 g/(kW·h)的油耗線更是以轉(zhuǎn)速4100 r/min為轉(zhuǎn)折點(diǎn)，小于這一轉(zhuǎn)速單氣門工作模式油耗更低，高于這一轉(zhuǎn)速雙氣門工作模式更省油。而且單氣門工作模式的充氣效率將不能滿足高速大負(fù)荷工況的要求。

4.2 不同氣門運(yùn)行模式的適用工況

在發(fā)動(dòng)機(jī)工作范圍內(nèi)以有效燃油消耗率對(duì)氣門控制參數(shù)尋優(yōu)計(jì)算，得到不同工況下最佳的氣門運(yùn)行模式如圖16所示。

圖16 不同氣門策略適用范圍Fig.16 The scope of application of valve working strategies

圖16顯示：在發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速小負(fù)荷工況下，單氣門小升程運(yùn)行模式不僅滿足提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度和降低泵氣損失的需求，同時(shí)電磁驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗也較低，能有效改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。

隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷升高，充氣流速強(qiáng)度得到改善，需要逐漸增大單氣門模式下的最大升程來削弱節(jié)流引起的充氣壓力損失，以保證凈收益最大化，進(jìn)而降低發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗。

在發(fā)動(dòng)機(jī)高速工況下，提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的需要降低，改善燃油經(jīng)濟(jì)性的途徑主要集中在降低泵氣損失上，因此發(fā)動(dòng)機(jī)采用雙氣門大升程運(yùn)行模式有效燃油消耗率更低。

5 結(jié)論

(1)本文通過對(duì)電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)性能試驗(yàn)得到各種策略下的驅(qū)動(dòng)功耗，并引入到發(fā)動(dòng)機(jī)性能優(yōu)化中，使優(yōu)化過程更接近實(shí)際運(yùn)行條件。

(2)提出了單氣門升程可變的進(jìn)氣策略，研究表明：在發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速部分負(fù)荷工況下，通過選擇單氣門小升程進(jìn)氣策略，不僅可以提高工質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度改善燃燒質(zhì)量，而且還能降低電磁驅(qū)動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗。

(3)通過控制單氣門工作模式下氣門開啟升程能夠調(diào)節(jié)泵氣損失和適度改善燃燒這一對(duì)矛盾間的平衡，使發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性處于最優(yōu)。

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(編輯 王艷麗)

Engine Economic Performance Simulation by Single Valve Working Mode with Variable Lift

XU Jiangtao CHANG Siqin LIU Liang FAN Xinyu

Nanjing University of Science and Technology, Nanjing,210094

A working mode of single intake valve with variable lift was put forward based on the fully flexible EMVT technology. Based on EMVT power consumption, the engine was modeled and simulated. The results show that, in the low speed engine conditions by single valve with variable lift mode, the air charging rates may be enhanced, the pumping loss and EMVT driving power may be reduced, so the aims of improving the fuel economy of the engine are achieved. And with the decreasing engine speeds and loadings, the improvement rates assume the increasing trend, such as in engine speed 1000r/min, load 40.0% condition and single valve with 2mm lift, the fuel consumption may be decreased 12.2% compared to the prototype.

electromagnetic valve train(EMVT); pumping loss; working mode; fuel economy

2016-06-05

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51306090)；江蘇省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(BK20130762)

TK441

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.05.018

許江濤，男，1982年生。南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。主要研究方向?yàn)樾履茉窜囕v動(dòng)力裝置。常思勤，男，1954年生。南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。劉 梁，男，1984年生。南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院講師。范新宇，男，1991年生。南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。