用于未来发动机小型化方案的全可变气门机构与米勒／阿特金森循环的组合

【德】 A．MAYER D．WOLF M．GUNTHER M．MEDICKE

1 动机

全球统一的轻型车试验循环（WLTC）和实际行驶排放（RDE）法规的实施对内燃机设计产生了一定影响，因为RDE试验是在日常的道路交通运输过程中随机开展的，要求其在整个发动机运行范围内不超过相应的废气排放限值。

因对车辆平均燃油耗目标要求较高，一方面需要进一步提高效率，另一方面目前的增压发动机仅通过加浓和扫气就能获得良好的全负荷性能，但是在实际行驶过程中会导致较高的有害物排放。为了实现米勒／阿特金森循环，全可变气门机构能在整个发动机特性曲线场中始终采用效率最佳的进气门开关时间，通过Schaeffler公司的UniAir电液式全可变气门机构（图1）取代进排气侧的凸轮轴相位调节器，使2根凸轮轴减少为1根。针对米勒／阿特金森循环而进行优化的单级废气涡轮增压采取了以上措施。

图1 UniAir电液式全可变气门机构

采用UniAir全可变气门机构可应用较高的几何压缩比ε＝12．5，从而达到了更高的热效率，较高的压缩比能获得最佳的效果，在全负荷工况下由最佳增压装置提供满足需求的增压压力，通过进气门关闭即可调节有效压缩比的可能性。基础发动机的主要参数如表1所示。

表1 基础发动机的技术参数

2 UniAir电液式气门机构的描述

气门升程是在高速电磁转换阀（3）关闭和处于凸轮升程工作面时由传感柱塞1与输出柱塞2之间的液压力耦合而实现的（图2）。图中气门升程期间高系统压力腔室用红色表示，此时凸轮廓线升程被全部或部分利用，进行循环调节以实现“进气门开”和“进气门关”等步骤。当转换阀提早打开时，进气门就可实现早关，同时从系统中推移出来的机油就被转移到中间压力室4a或机油储存室4b中，并准备好将其用于下一个循环，在凸轮基圆阶段系统再次被充满。除了可能的最大气门升程（图2中实线）之外，还可获得具有较小气门重叠角或提前关闭的升程（图2中虚线）。

图2 UniAir电液式全可变气门机构功能描述

与2009年的批量机型相比，通过下列方面的进一步开发，节油潜力显著提高：

（1）凸轮廓线或运动学气门升程配备了预升程和后升程，以此即使在不采用凸轮轴相位调节器的前提下也能实现气门重叠，从而能连续地调节缸内残余废气或扫气度，此外还可通过减小后升程，在部分负荷运行时和进气门晚关的情况下也能以较小的液压损失实现无节流负荷调节；

（2）优化凸轮廓线以改善系统的动态特性，能持续地减小气门弹簧力，从而减小与此相关的功率损失；

（3）良好的液力制动效果能获得较陡的气门升程曲线关闭段，而与常规的气门机构相比则不会增加噪声辐射。

3 全负荷设计

表2示出了全负荷试验的目标特性值，图3示出了全负荷试验结果。

表2 目标特性值

在采用可变气门机构使压缩比提高2．5的情况下达到了以下试验结果：

图3 全负荷试验结果与基本型发动机的比较

（1）在避免为确保零件工作状态而加浓混合气的同时，额定功率提高到110kW；

（2）在减少低转速时的扫气度和完全避免高转速时加浓需求的情况下降低了全负荷燃油耗；

（3）低转速时为采用正换气功而降低了全负荷燃油耗；

（4）采用了米勒／阿特金森配气定时（全可变进气门关闭），即使提高了几何压缩比但仍能获得可接受的燃烧重心位置。

4 全负荷时的气门机构策略

在转速低于3 000r／min时使用米勒配气定时（进气门早关（FES））（图4），为提供一定的增压压力即可采用该方法，而在高转速时气门配气定时策略就转换到阿特金森配气定时（进气门晚关（SES））。在高转速时则可根据气门升程设计米勒循环，并采用比SES时更高的增压压力。此外，UniAir全可变气门机构所采用的最小气门开启持续时间已确定了该系统的极限，因此在最高转速时就无法再获得最佳的米勒配气定时。

在低转速时，米勒循环比阿特金森循环更为有利，而废气在较低扫气度λ＝1时仍然是必不可少的，因为压气机特性曲线场中的运行工况点受到喘振的限制，此外还提高了涡轮前的热焓供应，并减少了气缸中残余废气所占的比例。在扫气换气时再加上可减小爆燃倾向的米勒／阿特金森循环及汽油在缸内直接喷射的情况下，进气门晚关时依然无法确保未燃混合气不被带出气缸，以此会造成较高的原始排放和催化转化器中的较高放热现象。

此外，就减小低转速时的爆燃倾向而言，阿特金森循环的效果不如米勒循环，因为其会加热空燃混合气而使进气温度提高，以此又导致了对增压压力需求的不断提升。此类效应的影响与转速有关，因为其取决于热传导。在该应用所介绍的措施情况下，只要确保燃烧重心位置＜35°CA ATDC和废气λ＝1的条件，就能达到低速扭矩范围内的目标扭矩值。

5 废气涡轮增压器的设计

采用米勒／阿特金森循环需具备较高的增压压力，因为通过活塞式发动机压缩的一部分气体被转移到了增压器压气机上，同时产生了较为有利的效果，压气机产生的增压空气在增压空气冷却器中得到了冷却。随着冷却能力的提高应准备好相应的冷却方案，而且随着新鲜空气质量流量的降低，所需的增压压力相应提高，这是由良好的内燃机效率和低转速时的扫气度减小所造成的，以此对增压装置的设计提出了较高的要求。直至达到3 000r／min的转速，全负荷运行时压气机会产生喘振现象，因此除了在额定功率时产生足够高的流量和压比之外，压气机特性曲线场还应具备较陡的喘振线。

图4 最佳进气门配气定时和全负荷时的增压压力

进气门配气定时的可变跨度与最佳的进气门关闭时刻相组合，能达到所要求的全负荷性能，这是采用机械式气门机构所无法实现的。最佳的排气门配气定时应设计得使额定功率时的排气功不会过度增加，同样还要在部分负荷和低转速高负荷（低速扭矩）时仅产生较小的膨胀损失。

要充分发挥在规定的最高废气温度980℃下和保持所要求的废气扫气度λ＝1时提高功率的潜力，涡轮前的最高废气压力为0．32MPa，因此其处于所规定的极限之内。

6 部分负荷的潜力

图5示出了采用UniAir全可变气门机构和基础发动机压缩比所测得的热力学效果。为了便于比较，提高压缩比的有效比燃油耗的潜力总是针对最佳配气定时而标出的。对于通过星形标出的点，在图5下方示出了相应的气门升程曲线。

6．1 转速2 000r／min，平均有效压力0．2MPa，压缩比为10．0时的运行工况点

在该运行工况点上，可通过采用最佳配气定时消除节流而使进气管压力达到0．08MPa，从而显著降低换气损失，但是进气门早关会使缸内扰动耗损时间明显加长并引起其动力学能量（TKE）损失从而导致燃烧持续期延长并使残余废气相容性降低。合适的对策是进气门采用导气屏，其由导气屏高度、包角以及缝隙尺寸等参数确定，有针对性地优化这些参数就能在进气道流量略有不足的情况下获得适合于米勒配气定时的充量运动水平，因此即使进气门早关并具有较高的残余废气率，引起的平均指示压力的效率变化也并不显著。

6．2 转速2 000r／min，平均有效压力0．55MPa，压缩比为10．0时的运行工况点

此时，消除节流的主要部分是由残余废气份额增加所引起的，这是通过气门机构的预升程实现的，而其余的消除节流效果则是由进气门早关所导致的。与基础发动机相比，其优点在于即使没有凸轮轴相位调节器也能获得较高的残余废气份额。

6．3 转速2 000r／min，平均有效压力1．4MPa，压缩比为10．0时的运行工况点

在该运行工况点上，米勒／阿特金森循环并非用于消除节流，而是用于降低爆燃倾向。由于其具备可供使用的增压压力，就能通过进气门早关或晚关而降低有效压缩比，结果使燃烧重心位置向早期方向移动，并改善了高压效率，而燃油耗的进一步降低是由换气功所导致的，因为增压压力提升速度通常比废气背压更快。

图5 压缩比为10．0时测得的部分负荷效果

图6示出了通过模拟计算查明的提高压缩比和采用UniAir全可变气门机构方案的部分负荷潜力，提高压缩比即可提高整个特性曲线场的热效率。

图6 模拟的部分负荷效果

6．4 转速2 000r／min，平均有效压力0．2MPa，压缩比12．5时的运行工况点

提高几何压缩比补偿了因进气门早关降低有效压缩比所引起的压力降低和温度较低的缺陷，这对于气缸中的着火条件及其残余废气相容性的改善是较为有利的。提高压缩比才能完全消除节流，通过提高压缩比和减少换气损失约0．029MPa使效率提高，从而减少了10．1%的燃油耗，其基础是完全消除节流使进气管压力达到约0．095MPa并相应改善残余废气相容性。即使进气门早关，与基准方案相比，残余废气相容性仅能提高约5%，而高压损失（主要是壁面热传导）和摩擦（UniAir的液压损失和电损耗）仅比基准发动机稍有增加。

6．5 转速2 000r／min，平均有效压力1．5MPa，压缩比12．5时的运行工况点

与平均有效压力为0．2MPa的运行工况点相比，在该运行工况点由于存在爆燃现象，因而燃烧重心位置出现较晚，而使得高压损失增大，这种效应通常因压缩比提高而加剧，但是采取最佳的进气门关闭能完全予以补偿，因此与基准方案相比，几乎能使其调整到相同的燃烧重心位置。在该运行工况点通过提高增压压力约为0．01MPa的换气功即可将其转换成正功，是优化增压装置与进气门早关相组合的结果。综合而言，该运行工况点总体可获得高达3．7%的节油效果。

7 行驶循环潜力和动力学潜力

在整备质量为1 360kg的中级车RDE行驶循环中的发动机运行工况点如图7所示。从燃油耗变化等值线可以看出：在低负荷时的高节油效果是由提高压缩比和消除节流与提高残余废气相容性相结合所导致的；在较高转速和较高负荷时的节油效果是通过避免加浓混合气而实现的；在低转速和高负荷时的节油效果是通过较小的扫气度以及避免因提高压缩比，使燃烧重心位置推迟出现而获得的。

图7 行驶循环中的节油潜力

循环中精确的气门配气定时在瞬态运行时总能获得最佳的燃油耗。为了快速调节扭矩可充分利用进气，为此就不必再通过对点火角的干预来修改对效率产生负面影响的燃烧重心位置的瞬态扭矩。

此外，通过合适的气门策略可避免在发动机倒拖阶段出现的新鲜空气贯穿扫气催化转化器现象，从而可取消为确保三元催化转化器工作能力而与贯穿扫气相结合的加浓阶段，因此与设计方案和行驶循环相关的节油效果可达到1%～3%。与传统使用凸轮轴相位调节器的气门机构相比，另一个约1%的瞬态节油效果是由与工作循环同步和通过优化运行工况点而选择的配气定时所获得的。瞬态节油潜力附加于稳态节油潜力，因此由上述稳态和瞬态效应所获得的与行驶循环相关的节油潜力高达12%。

与采用凸轮轴相位调节器的方案相比，发动机的加速响应特性得到了改善。循环中精确的气门配气定时在任何时候均可获得最优的换气状态，并使进气管压力始终较高。

8 采用UniAir可能的混合动力方案

在采用P1混合动力方案的情况下，通过接通电机辅助内燃机，内燃机的负荷工况点向低负荷方向移动，因此部分负荷的潜力与纯粹的内燃机运行方案相比，可进一步实现节油。因为通过合适的气门配气定时减小内燃机的驱动扭矩，即可优化倒拖运行时的能量回收效果，并且在P1混合动力情况下仍能获得上文所述的瞬态潜力。

在P2混合动力方案的情况下，在发动机低负荷或瞬态短暂助力阶段，电机会与内燃机实现分离。如果在发动机需要高负荷时内燃机直接将电能供应蓄电池使用的话，其运行工况点会移向平均有效压力较高的工况点，虽然以此会致使消除节流的潜力减小，但是在中等直至高负荷时仍能有较高的节油潜力。瞬态节油潜力会有所提高，与P1混合动力方案相比，发动机在停车－起动阶段和催化转化器扫气的次数会相应增多。因此，采用这种全可变气门机构在大多数情况下应避免采取对燃油耗不利的干预措施。

9 结论和展望

UniAir全可变气门机构能有效提高几何压缩比，从而在满足RDE法规要求的同时提高整个发动机特性曲线场的效率，不仅在法定的全球轻型车测试规程（WLTP）行驶循环中，而且在对用户具有重要意义的行驶场景中都具有显著降低CO2排放的潜力，而且还能获得行驶灵活性或负荷突变方面的瞬态节油潜力，只需采用此类全可变气门机构就能充分挖掘该方面的潜力。除此之外，无需附加额外的硬件，即可在排气门开大的情况下通过关闭进气门而使气缸停止运作。此外，在各种不同的混合动力方案中采用UniAir全可变气门机构也是卓有成效的。

除了UniAir全可变气门机构特有的优点之外，使用UniAir还能进一步优化整个热力学设计，总之其可使未来的发动机技术方案更具发展潜力。