谷樂祺，解方喜，石卜從

(1. 吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 吉林 長春 130022； 2. 北京汽車股份有限公司 汽車研究院，北京 101300)

0 引言

隨著不斷嚴(yán)格的汽車油耗和排放法規(guī)的相繼推出，發(fā)動機(jī)節(jié)能和減排已成為眾多汽車企業(yè)生存和發(fā)展的關(guān)鍵。目前可變氣門升程技術(shù)是行業(yè)公認(rèn)的一種可有效推動汽油機(jī)高效、清潔工作的技術(shù)措施。寶馬利用Valvetronic可變氣門升程系統(tǒng)使歐洲駕駛測試下的節(jié)油率達(dá)到了12%[1]。Fiat公司利用一種凸輪驅(qū)動電液全可變氣門機(jī)構(gòu)使一1.5L增壓汽油機(jī)中小負(fù)荷時的泵氣損失顯著減小，油耗改善近10%；同時，通過預(yù)熱期間的進(jìn)/排氣門優(yōu)化控制，還實(shí)現(xiàn)了HC和CO的顯著降低[2-3]。CLEARY D等[4]利用進(jìn)氣門早關(guān)策略使一單缸機(jī)部分負(fù)荷工況的燃油消耗率改善7%。王天友等[5]利用可變氣門升程與定時耦合調(diào)節(jié)方式，使一發(fā)動機(jī)部分負(fù)荷的泵氣損失降低近50%，油耗改善 5.6%；胡順堂等[6]采用進(jìn)氣門升程調(diào)整的進(jìn)氣控制方式，使發(fā)動機(jī)部分負(fù)荷工況的泵氣損失減小了20%～30%。同時，文獻(xiàn)[7]發(fā)現(xiàn)降低氣門最大升程有利于進(jìn)氣初期缸內(nèi)滾流比的提高，而在進(jìn)氣后期及壓縮過程中，最大升程為1.0mm時缸內(nèi)滾流比明顯低于7.7mm和4.0mm時的缸內(nèi)滾流比。文獻(xiàn)[8]指出，使用可變氣門升程技術(shù)實(shí)現(xiàn)了米勒循環(huán)效果，泵氣損失及機(jī)械損失均有一定降低，燃燒效率提高，但油耗降幅不明顯。文獻(xiàn)[9]通過氣門正時和氣門升程聯(lián)合調(diào)整試驗(yàn)研究指出，隨著氣門升程的增加，CO和比油耗表現(xiàn)為先下降再上升。文獻(xiàn)[10]指出如果保持節(jié)氣門一直全開，在發(fā)動機(jī)小負(fù)荷由于氣門升程太小，氣門處節(jié)流損失上升，燃油消耗率反而也會增加。文獻(xiàn)[11]也指出在發(fā)動機(jī)小負(fù)荷適當(dāng)聯(lián)合節(jié)氣門控制更有利獲得較好的油耗改善效果。

通過現(xiàn)有研究，一方面表明可變氣門升程是一種極為有效的發(fā)動機(jī)節(jié)能減排技術(shù)策略；另一方面也注意到，要想實(shí)現(xiàn)可變氣門升程系統(tǒng)在發(fā)動機(jī)上的高效清潔應(yīng)用也是一個極為復(fù)雜的工作，需要與發(fā)動機(jī)運(yùn)行工況、燃燒邊界條件等進(jìn)行細(xì)致的協(xié)同優(yōu)化標(biāo)定和匹配；特別是氣門升程與氣門啟/閉正時、節(jié)氣門開度等其他進(jìn)氣控制參數(shù)之間存在著復(fù)雜的耦合作用關(guān)系。然而，當(dāng)前對相關(guān)問題還未有系統(tǒng)的認(rèn)識，亟待進(jìn)一步發(fā)展。故而，本文擬以課題組開發(fā)的一種凸輪驅(qū)動液壓可變氣門升程機(jī)構(gòu)為原型，在一臺1.4L的缸內(nèi)直噴汽油機(jī)上系統(tǒng)對比探討不同進(jìn)氣控制方式(節(jié)氣門控制方式、進(jìn)氣門早關(guān)控制方式及節(jié)氣門和進(jìn)氣門早關(guān)協(xié)同控制方式)對發(fā)動機(jī)性能的影響，并對其缸內(nèi)燃燒、機(jī)械損失、泵氣損失、排氣損失等能-功轉(zhuǎn)化細(xì)節(jié)過程進(jìn)行分析。本文研究對于可變氣門升程系統(tǒng)的優(yōu)化控制及高效應(yīng)用具有很好的工程和理論價值。

1 臺架搭建及試驗(yàn)方法

1.1 仿真模型建立

本文以一款1.4L缸內(nèi)直噴汽油機(jī)為對象進(jìn)行研究，其主要技術(shù)指標(biāo)參數(shù)如表1所示?；谠摪l(fā)動機(jī)實(shí)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)及相應(yīng)臺架測試數(shù)據(jù)利用 GT-Power 軟件搭建一維模擬平臺，并對其關(guān)鍵模型參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化選擇。該模擬平臺噴油器模型采用InjAFSeqConn模型，燃燒室壁溫模型采用EngCylTWall模型，傳熱模型采用WoschniGT模型，燃燒模型采用Turb-flame 模型。另外，進(jìn)氣系統(tǒng)、排氣系統(tǒng)、氣缸、曲軸、配氣相位等由實(shí)機(jī)值確定，所建發(fā)動機(jī)模擬平臺如圖1所示。

表1 發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖1 仿真模型

1.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所建立仿真平臺的準(zhǔn)確性，通過臺架試驗(yàn)對發(fā)動機(jī)外特性數(shù)據(jù)進(jìn)行測試，并測取發(fā)動機(jī)2200 r/min轉(zhuǎn)速、118N·m轉(zhuǎn)矩工況下的缸內(nèi)燃燒壓力。圖2和圖3所示為試驗(yàn)和模擬結(jié)果對比。由圖可見，模擬計算結(jié)果與試驗(yàn)測試結(jié)果基本一致，能夠滿足后續(xù)模擬研究的需求。

圖2 試驗(yàn)與模擬發(fā)動機(jī)外特性對比圖

圖3 試驗(yàn)與模擬缸壓對比圖

1.3 研究方案

文中采用本課題組開發(fā)的一款凸輪驅(qū)動可變氣門升程機(jī)構(gòu)為原型進(jìn)行研究，其氣門升程型線如圖4所示?；谠摍C(jī)構(gòu)對氣門升程的控制范圍和能力，文中選取了3種進(jìn)氣控制方式：節(jié)氣門進(jìn)氣控制方式(TH，氣門升程型線固定為原機(jī)情況)、進(jìn)氣門早關(guān)進(jìn)氣控制方式(EIVC，節(jié)氣門全開)、節(jié)氣門和進(jìn)氣門早關(guān)協(xié)同進(jìn)氣控制方式(TE)，同時對于TE方式又進(jìn)一步選擇了多種組合形式進(jìn)行了對比分析。

圖4 不同節(jié)流閥開度下的氣門運(yùn)動特性

選取2000 r/min發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速，10%、25%、50%、75%4個負(fù)荷比工況進(jìn)行研究。其中，負(fù)荷比以原機(jī)氣門升程曲線采用節(jié)氣門進(jìn)氣控制方式(TH)方式的外特性轉(zhuǎn)矩為基準(zhǔn)。研究中，針對同一負(fù)荷比工況進(jìn)行仿真計算時，平均有效壓力保持相同。同時，不同進(jìn)氣控制方式的點(diǎn)火正時均固定為相應(yīng)負(fù)荷比下的TH進(jìn)氣控制方式最佳點(diǎn)火提前角。不同進(jìn)氣控制方式及負(fù)荷比下所應(yīng)用的氣門升程曲線以及對應(yīng)節(jié)氣門開度調(diào)整參數(shù)分別如表2和圖5所示。

表2 不同進(jìn)氣方式調(diào)控參數(shù)表

圖5 不同負(fù)荷比下的氣門升程曲線表

2 研究結(jié)果及分析

圖6給出了不同負(fù)荷比下進(jìn)氣控制方式對發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒壓力的影響。從圖6(a)可以發(fā)現(xiàn)，TH控制方式的壓縮壓力和燃燒壓力較EIVC和TE顯著升高，而EIVC則相對較低，且燃燒過程相對推遲。10%負(fù)荷比工況下EIVC的最大燃燒壓力和壓縮上止點(diǎn)壓力分別較TH降低了約0.334MPa和0.142MPa，下降幅度達(dá)30.6%與23.2%，且最大燃燒壓力相位推遲了近8°CA。這主要因?yàn)?，一方面本文在進(jìn)行不同進(jìn)氣方式對比研究過程中，在同一負(fù)荷比工況下其BMEP基本不變。對于TH方式，其燃燒能向發(fā)動機(jī)有效功的轉(zhuǎn)化效率可能較低，進(jìn)而使得發(fā)動機(jī)需要更多的進(jìn)氣和燃油才能達(dá)到預(yù)定的BMEP效果；另一方面，TH方式在發(fā)動機(jī)排氣末期及掃氣過程中的進(jìn)氣管和進(jìn)氣壓力相對較低，可能會使更多廢氣殘留在缸內(nèi)，造成缸內(nèi)工質(zhì)總量增多。此外，結(jié)合圖7進(jìn)氣控制方式對缸內(nèi)湍動能的影響還可以發(fā)現(xiàn)，對于EIVC和TE方式，其壓縮過程的缸內(nèi)湍動能相對減弱，這在一定程度上也不利于燃燒過程的進(jìn)行，導(dǎo)致燃燒壓力和溫度較低。同時，對比不同負(fù)荷比下的缸壓曲線還可以看出，隨著負(fù)荷比的升高，缸壓變化差異越來越小，EIVC方式在75%負(fù)荷比下的壓縮上止點(diǎn)壓力和最大燃燒壓力分別較TH方式僅低約1.25%和0.31%。這主要是因?yàn)殡S著發(fā)動機(jī)負(fù)荷比的增大，EIVC 與 TE 進(jìn)氣控制模式下的氣門開啟持續(xù)期逐漸增加，進(jìn)氣沖程狀態(tài)與原機(jī)的差異逐漸減小(本刊為黑白印刷，如有疑問請咨詢作者)。

圖6 進(jìn)氣控制方式對缸內(nèi)壓力的影響

圖7 進(jìn)氣控制方式對缸內(nèi)湍動能的影響

圖7中360°CA～540°CA為發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣沖程，540°CA～720°CA為壓縮沖程。由圖7(a)-圖7(c)可見，在發(fā)動機(jī)中、小負(fù)荷工況進(jìn)氣過程中，不同進(jìn)氣控制方式下其缸內(nèi)湍動能均大體呈現(xiàn)出雙峰現(xiàn)象，其波峰分別出現(xiàn)在進(jìn)氣初期和中期位置。對于EIVC 與 TE方式，其在進(jìn)氣初期的湍動能波峰相對較小，但在進(jìn)氣中期形成的湍動能波峰卻相對較大。同時，隨著節(jié)氣門開度的降低和氣門關(guān)閉推遲，其進(jìn)氣中期形成的波峰也略有降低和推遲。通常情況下，進(jìn)氣過程缸內(nèi)湍動能波峰越推遲，越有助于氣流運(yùn)動能量在壓縮和燃燒過程的延續(xù)。進(jìn)而，10%負(fù)荷比工況下TE3進(jìn)氣控制方式在壓縮上點(diǎn)的湍動能較EIVC方式提升了近5.6 m2/s2。

對于TH進(jìn)氣控制方式，雖然其相比EIVC 與 TE 進(jìn)氣控制方式在進(jìn)氣初期形成的湍動能峰值明顯升高，但隨著進(jìn)氣過程的進(jìn)行，其會迅速衰減下來，之后在進(jìn)氣中期形成的湍動能波峰卻相對較小。然而，由于TH控制模式能夠使氣缸不斷獲得新鮮充量能量的補(bǔ)充，其第二個湍動能波峰的衰減速度較EIVC與TE方式顯著減緩，特別在進(jìn)氣下止點(diǎn)附近，活塞運(yùn)動變向和缸內(nèi)氣流可能發(fā)生了復(fù)雜的交互作用，致使其進(jìn)氣下止點(diǎn)附近又出現(xiàn)了一個小的湍動能波峰，使得其在壓縮過程中反而具有相對較高氣流運(yùn)動湍動能。

由圖7(d)還可發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機(jī)在75%負(fù)荷比工況運(yùn)轉(zhuǎn)時，雖然其整體規(guī)律與中、小負(fù)荷相類似，但不同之處在于EIVC與TE方式在壓縮沖程也仍具有相對較高的湍動能。在壓縮上止點(diǎn)，EIVC方式反而較TH方式升高了近15.0 m2/s2。這可能主要得益于當(dāng)發(fā)動機(jī)大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)時其氣門開啟持續(xù)期延長，與TH方式之間的差異縮小，且波峰的推遲又進(jìn)一步有效抵消了其由進(jìn)氣過程縮短所帶來的能量補(bǔ)給及活塞運(yùn)動擾動不足的問題。

從能量流的角度出發(fā)，在能量轉(zhuǎn)化過程中燃燒能不僅會轉(zhuǎn)換為發(fā)動機(jī)有用功，還有部分能量會通過燃燒室壁面?zhèn)鳠峒芭艢夂纳⒌?，進(jìn)而燃燒總能量可分流為指示功、排氣損失及傳熱損失3部分。圖8所示為不同進(jìn)氣控制方式對缸內(nèi)燃燒能分流特性的影響。由圖可見，在2000r/min發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速10%、25%及50%負(fù)荷比下，采用 EIVC和TE進(jìn)氣方式時發(fā)動機(jī)均展現(xiàn)出了相對較高的排氣損失和相對較低的傳熱損失。然而，當(dāng)發(fā)動機(jī)在大負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)時(75%負(fù)荷比)，EIVC與TE方式的傳熱損失上升到了與TH大致相當(dāng)?shù)乃?，但排氣損失顯著減小。同時，雖然排氣和傳熱損失變化極為復(fù)雜，但在兩者綜合作用下不同控制方式的發(fā)動機(jī)指示熱效率變化趨勢卻相對較為一致，基本上EIVC進(jìn)氣方式均具有相對較高的指示熱效率，而TH方式的熱效率則相對較低。在10%、25%、50%及75%負(fù)荷比工況下，EIVC方式的指示熱效率分別較TH方式增加了 0.77%、1.21%、1.14%與1.00%。然而，也要注意到，研究中也初步展現(xiàn)出了在發(fā)動機(jī)某些工況下(圖8(b))，TE方式不僅達(dá)到與EIVC相當(dāng)?shù)闹甘緹嵝仕剑⑶疫€有進(jìn)一步提升的趨勢。

圖8 進(jìn)氣控制方式對缸內(nèi)燃燒能分流特性的影響

在發(fā)動機(jī)實(shí)際工作過程，指示功并不能完全轉(zhuǎn)化為發(fā)動機(jī)的有效輸出功，還有部分指示功會被損耗掉。泵氣損失與摩擦損失是其主要損耗類型，圖9和圖10進(jìn)一步給出了不同進(jìn)氣控制方式下的泵氣損失與摩擦損失變化情況。由圖可見，在研究的4個負(fù)荷比工況下，EIVC進(jìn)氣方式基本顯示出了相對較低的泵氣損失和摩擦損失，而TH方式展現(xiàn)出了相對較高的泵氣損失和摩擦損失，在發(fā)動機(jī)中、小負(fù)荷比時表現(xiàn)尤為明顯。這主要是因?yàn)門H方式利用節(jié)氣門控制控制進(jìn)氣，氣體在流經(jīng)節(jié)氣門時會產(chǎn)生顯著的進(jìn)氣節(jié)流損失，負(fù)荷比越小，其損失會越大，進(jìn)而造成泵氣損失較高。對于摩擦損失，其主要由曲軸和連桿及活塞、活塞環(huán)和缸筒之間的相對運(yùn)動產(chǎn)生，通常缸內(nèi)壓力越高，摩擦副之間受到的擠壓力會越強(qiáng)，進(jìn)而摩擦力和摩擦損失越大，結(jié)合圖6，EIVC 方式的缸內(nèi)壓力也相對較小。

圖9 進(jìn)氣控制方式對泵氣損失的影響

圖10 進(jìn)氣控制方式對摩擦損失的影響

圖11進(jìn)一步給出了不同進(jìn)氣控制方式下的發(fā)動機(jī)3種主要效率(指示熱效率、機(jī)械效率、有效熱效率)變化情況。由圖可見，對于研究的4個負(fù)荷比工況，總體上隨著發(fā)動機(jī)負(fù)荷比的提高，其指示熱效率、機(jī)械效率及有效熱效率均呈現(xiàn)不斷增加的趨勢。并且，對比3種進(jìn)氣控制方式，EIVC 進(jìn)氣方式基本均具有相對較高的指示熱效率、機(jī)械效率和有效熱效率，而TH控制方式則相對較低，TE方式大多處于兩者之間。相關(guān)指示熱效率的變化前文已經(jīng)進(jìn)行論述，對于機(jī)械效率，由于EIVC 方式的泵氣損失和摩擦損失相較TH方式具有極為顯著的改善效果，進(jìn)而其機(jī)械效率有所升高。同時，有效熱效率主要受指示熱效率和機(jī)械效率的影響，EIVC 方式由于具有較高的指示熱效率和機(jī)械效率，使得其有效熱效率也相對較高。4個負(fù)荷比工況下，EIVC 方式的有效熱效率相比 TH 方式分別升高了0.57%、1.15%、1%及0.84%。此外，還需進(jìn)一步指出的是，文獻(xiàn)[12]指出，當(dāng)發(fā)動機(jī)燃燒過程過于提前和退后均不利于燃燒能向發(fā)動機(jī)有效輸出功的高效轉(zhuǎn)化，當(dāng)發(fā)動機(jī)燃燒中心上止點(diǎn)后8°CA～9°CA時發(fā)動機(jī)能夠獲得相對較佳的能-功轉(zhuǎn)化效率。結(jié)合圖6可以發(fā)現(xiàn)，對于EIVC和TE進(jìn)氣方式，其在發(fā)動機(jī)中、小負(fù)荷工況燃燒過程均明顯推遲，燃燒滯后，故而，結(jié)合點(diǎn)火提前角等協(xié)同控制，EIVC和TE進(jìn)氣控制模式還有望獲得更大的有效熱效率提升潛力。

圖11 進(jìn)氣控制方式對發(fā)動機(jī)效率指標(biāo)的影響

圖12所示為進(jìn)氣控制方式對發(fā)動機(jī)燃油消耗率的影響。為更全面了解氣門控制方式對寬范圍發(fā)動機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)工況的作用潛力，圖中又進(jìn)一步給出了3500 r/min和5000 r/min發(fā)動轉(zhuǎn)速相應(yīng)負(fù)荷比的燃油消耗率變化情況。并且，在表3中還給出了可使發(fā)動機(jī)各工況點(diǎn)獲得最佳燃油消耗率的氣門控制方式。通常，發(fā)動機(jī)燃油消耗率(BSFC)與有效熱效率基本成反比關(guān)系，進(jìn)而對于2000r/min 4個負(fù)荷比工況EIVC方式均具有相對較低的燃油消耗率，相比TH 方式分別改善了約3.2%、4.3%、3.35%和 2.57%。

從圖12(b)和圖12(c)可以發(fā)現(xiàn)，雖然在3500r/min和5000r/min發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的大負(fù)荷比工況，EIVC方式仍能取得較低的燃油消耗率。但是在一些發(fā)動機(jī)中、高轉(zhuǎn)速小負(fù)荷比工況下，例如3500r/min轉(zhuǎn)速、10%負(fù)荷比和5000r/min轉(zhuǎn)速、10%與25%負(fù)荷工況，TE進(jìn)氣方式卻獲得了相對較低的燃油消耗。研究的某些工況點(diǎn)EIVC方式甚至較TH方式還有顯著惡化，例如在 3500r/min、10%負(fù)荷，EIVC 負(fù)荷控制策略相比原機(jī) TH 負(fù)荷控制策略其指示熱效率降低 3.32%。結(jié)合圖6-圖8，這可能是因?yàn)?，在發(fā)動機(jī)中、高轉(zhuǎn)速和中、低負(fù)荷比工況，由于EIVC控制方式引發(fā)的缸內(nèi)氣流運(yùn)動減弱、燃燒過程推遲及排氣損失增加現(xiàn)象更為嚴(yán)重，進(jìn)而燃燒能向有用功的轉(zhuǎn)化效率可能發(fā)生顯著降低，抵消了由機(jī)械效率提升所帶來的收益，使得發(fā)動機(jī)最終的有效熱效率和燃油消耗率惡化。

圖12 進(jìn)氣控制方式對燃油消耗率的影響

要最終通過可變氣門技術(shù)達(dá)到提升發(fā)動機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的目的，需要綜合兼顧不同進(jìn)氣控制方式在不同工況下的各指標(biāo)益損平衡關(guān)系，不能顧此失彼。結(jié)合表3，總體上看來，對于研究樣機(jī)在發(fā)動機(jī)中、高轉(zhuǎn)速小負(fù)荷比工況采用節(jié)氣門和進(jìn)氣門早關(guān)協(xié)同進(jìn)氣控制方式更佳，一方面能提高進(jìn)氣能量的維持和延續(xù)效果，使壓縮和燃燒過程氣缸內(nèi)具有更高的氣流運(yùn)動強(qiáng)度，提升燃燒速度、降低排氣損失；另一方面還可兼顧EIVC 方式在高機(jī)械效率方面的優(yōu)勢，進(jìn)而可使發(fā)動機(jī)獲得更佳的節(jié)能效果。但在發(fā)動機(jī)低轉(zhuǎn)速和中、高轉(zhuǎn)速中、高負(fù)荷比，采用EIVC方式由于可同時具有較好的指示熱效率和機(jī)械效率，進(jìn)而可獲得相對更佳的油耗改善效果。

表3 不同轉(zhuǎn)速負(fù)荷下所對應(yīng)較優(yōu)控制策略

3 結(jié)語

本文以前期開發(fā)的一種可變氣門升程機(jī)構(gòu)和四缸缸內(nèi)直噴汽油機(jī)為對象，通過一維仿真研究了節(jié)氣門控制方式、進(jìn)氣門早關(guān)控制方式及節(jié)氣門和進(jìn)氣門早關(guān)協(xié)同控制方式等3種進(jìn)氣控制方式對發(fā)動機(jī)性能的影響，并對其能-功轉(zhuǎn)化細(xì)節(jié)過程進(jìn)行分析，本文的主要結(jié)論如下：

1)不同進(jìn)氣控制方式的缸內(nèi)湍動能存在顯著的差異，發(fā)動機(jī)中、小負(fù)荷TH方式在壓縮沖程具有較高氣流運(yùn)動強(qiáng)度，湍動能較大，而在大負(fù)荷工況下EIVC及TE方式的湍動能卻相對較高。同時，EIVC及TE方式在中、小負(fù)荷工況下的燃燒速度較慢，燃燒過程滯后，缸壓峰值較低。

2)在中、小負(fù)荷比工況下，EIVC和TE方式的傳熱損失較TH方式顯著改善，但排氣損失增加；在大負(fù)荷比工況EIVC和TE方式與TH之間的傳熱損失差異縮小，但排氣損失改善?？傮w上看，在傳熱和排氣損失的耦合作用下，EIVC方式在研究的4個負(fù)荷比下均展現(xiàn)出了較高的指示熱銷率，而TH方式的較低。

3)EIVC方式的泵氣損失和摩擦損失較小，機(jī)械效率較高，更有利于指示功向發(fā)動機(jī)有效輸出功的傳遞和轉(zhuǎn)化。TH方式的泵氣損失和摩擦損失較高，機(jī)械效率較差。同時，在研究的2000r/min轉(zhuǎn)速4個負(fù)荷比工況，EIVC方式均獲得了相對較佳的有效熱效率，而TH方式的有效熱效率較低。

4)低轉(zhuǎn)速各負(fù)荷工況下采用 EIVC 負(fù)荷控制策略時發(fā)動機(jī)指示熱效率和機(jī)械效率均較高，因此有效熱效率較大。隨著轉(zhuǎn)速升高，EIVC 負(fù)荷控制策略適宜的應(yīng)用負(fù)荷范圍逐漸減小，在中、高轉(zhuǎn)速小負(fù)荷工況，TE 負(fù)荷控制策略的能量走向分配更為合理，使有效熱效率和燃油經(jīng)濟(jì)性更佳。

5)通過進(jìn)氣方式的優(yōu)化選擇，基本能使發(fā)動機(jī)燃油消耗率較傳統(tǒng)單一進(jìn)氣門控制方式有所改善，最大改善效果近5%。