安宗權(quán) 黃昭明 潘金元 陳偉國

（1.江蘇大學(xué)，鎮(zhèn)江 212013；2.蕪湖職業(yè)技術(shù)學(xué)院，蕪湖 241000；3.河海大學(xué)文天學(xué)院，馬鞍山 243031；4.奇瑞汽車股份有限公司，蕪湖 241006）

1 前言

由于能源危機和環(huán)境問題，越來越嚴格的節(jié)能和排放法規(guī)推動著汽車技術(shù)不斷發(fā)展，為了提高汽油機熱效率，改善燃油經(jīng)濟性，近幾年國內(nèi)各主流整車廠陸續(xù)采用了渦輪增壓和GDI（汽油機缸內(nèi)直噴）技術(shù)[1-3]，但是過度小型化和深度增壓也會導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度升高和爆震傾向增加[4-5]。

此外，車用新能源技術(shù)也快速發(fā)展，混合動力汽車以其較低的能耗和實用性成為未來汽車發(fā)展的趨勢之一，而米勒循環(huán)作為更適合混合動力的節(jié)能發(fā)動機技術(shù)受到越來越多的關(guān)注。國內(nèi)開展了對于米勒循環(huán)的一系列研究[6-11]，但很多研究和分析集中在一維或三維仿真，很少針對實際的米勒循環(huán)發(fā)動機的性能進行試驗研究，為在實際發(fā)動機上驗證米勒循環(huán)的性能優(yōu)勢，本文以某Otto循環(huán)GDI增壓汽油機為基礎(chǔ)，重新設(shè)計了進氣門早關(guān)（EIVC）米勒循環(huán)凸輪型線，并通過采用不同形狀的活塞來改變?nèi)紵規(guī)缀螇嚎s比，以此研究高壓縮比米勒循環(huán)與原發(fā)動機的性能差異并分析其原因，從而發(fā)掘米勒循環(huán)的性能優(yōu)勢。

2 試驗系統(tǒng)和研究方法

試驗用發(fā)動機為一款混合動力汽車用立式、水冷、四沖程、電控直噴、渦輪增壓、帶廢氣旁通閥的中冷1.5 L直列四缸GDI汽油機，并在試驗發(fā)動機上連接燃燒分析儀和缸壓傳感器，構(gòu)成如圖1所示的發(fā)動機性能試驗系統(tǒng)。試驗發(fā)動機的主要參數(shù)如表1所列，試驗用燃料為京標92#汽油。

圖1 發(fā)動機性能試驗系統(tǒng)

表1 試驗用發(fā)動機主要參數(shù)

為研究高壓縮比和米勒循環(huán)中的米勒度對發(fā)動機性能和排放的影響，在原試驗用發(fā)動機基礎(chǔ)上對活塞進行了改進，并設(shè)計了一套新進氣凸輪來改變米勒度。圖2為原發(fā)動機的進氣凸輪型線和新設(shè)計的EIVC凸輪型線，排氣門型線不變。

圖2 EIVC和原發(fā)動機進、排氣凸輪型線

由于米勒循環(huán)允許使用更高的壓縮比，因此在原發(fā)動機活塞基礎(chǔ)上進行了改進，重新設(shè)計的對應(yīng)不同壓縮比的3種活塞如圖3所示。

圖3 新設(shè)計的3種形狀活塞

應(yīng)用圖1所示的發(fā)動機性能試驗系統(tǒng)進行試驗。試驗過程中，分別選擇中高轉(zhuǎn)速和中低負荷進行對比。此外，為排除發(fā)動機其它系統(tǒng)的干擾，將試驗中循環(huán)波動率控制在4%以內(nèi)，中冷后的進氣溫度保持一致，冷卻水溫保持為85±2℃。

因為本文研究的是進氣門早關(guān)，因此活塞到下止點后并不立即開始壓縮行程，從理論米勒循環(huán)來講，可以認為活塞上行到進氣門關(guān)閉的位置時才開始壓縮行程?；谖墨I[12]，將米勒度εKV定義為進氣門早關(guān)后壓縮延遲容積VKV對于發(fā)動機排量Vh的比值：

為表明高壓縮比米勒發(fā)動機性能的優(yōu)勢，以原發(fā)動機性能為基礎(chǔ)，分析原發(fā)動機與不同壓縮比的米勒發(fā)動機的比油耗（BSFC）和排放性能，同時分析可能導(dǎo)致性能差異的關(guān)鍵因素（泵氣損失和尾氣損失）在3種發(fā)動機（對應(yīng)3種不同壓縮比的活塞）上的不同變化規(guī)律。為便于研究，在此定義泵氣平均有效壓力PMEP和尾氣能量平均有效壓力EGMP分別為：

式中，Pc為缸壓；Vc為燃燒室容積；Qexh為尾氣能量；mexh為尾氣質(zhì)量；Cp,exh和Cp,amb分別為尾氣和混合氣的定壓比熱；Texh和Tamb分別為尾氣和混合氣的熱力學(xué)溫度。

3 試驗結(jié)果和分析

經(jīng)過對試驗數(shù)據(jù)的整理，主要對發(fā)動機和米勒發(fā)動機的缸壓曲線和不同轉(zhuǎn)速或負荷下發(fā)動機關(guān)鍵性能參數(shù)進行對比分析。圖4為原發(fā)動機（CR=10.0）和米勒發(fā)動機（CR=12.1）在3 000 r/min、1.4 MPa工況下的示功圖，由圖4可看出，米勒發(fā)動機壓縮比的提高導(dǎo)致最高缸內(nèi)壓力比原發(fā)動機大很多；由于米勒發(fā)動機可以使點火角提前，等容度比原發(fā)動機更優(yōu)；在米勒效應(yīng)的作用下泵氣損失明顯減少；米勒效應(yīng)下發(fā)動機的進排氣壓力更高。

圖4 原發(fā)動機和米勒發(fā)動機示功圖

3.1 原發(fā)動機與高壓縮比米勒循環(huán)外特性性能對比

圖5和圖6是原發(fā)動機和兩種高壓縮比米勒發(fā)動機在外特性的性能對比。由圖5可看出，因為增壓發(fā)動機有扭矩平臺，因此在發(fā)動機轉(zhuǎn)速為2 000 r/min和4 000 r/min時的BMEP（平均有效壓力）均相同，但是EIVC發(fā)動機由于進氣行程較短再加上增壓能力不足，因此在2 000 r/min和4 000 r/min時外特性的BMEP比原發(fā)動機小。由圖6可看出，在發(fā)動機轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時，隨著壓縮比增大，燃油消耗率有所升高，這是由于在較低轉(zhuǎn)速下發(fā)動機比較容易發(fā)生爆震，而高壓縮比也是影響爆震的主要因素之一，因此只能推遲點火角來調(diào)整燃燒相位以避免爆震，如圖6中放熱率達到50%（AI50）相位。

圖5 原發(fā)動機和不同壓縮比米勒循環(huán)外特性的BMEP和BSFC

在發(fā)動機轉(zhuǎn)速為4 000 r/min時，原發(fā)動機的油耗明顯比米勒發(fā)動機高，而CR11.2的米勒發(fā)動機油耗又比CR12.1時更低，原因如下：

圖6 原發(fā)動機和不同壓縮比米勒循環(huán)外特性的過量空氣系數(shù)和AI50

a.Otto發(fā)動機一般通過提高混合氣濃度來降低燃燒和排氣溫度，以避免影響催化器對廢氣的后處理效果，因此過量空氣系數(shù)會控制在0.8～0.9。而米勒發(fā)動機能夠降低燃燒溫度，無需加濃混合氣，在發(fā)動機高轉(zhuǎn)速、高負荷下仍可以保證缸內(nèi)混合氣在更接近化學(xué)當(dāng)量比燃燒，如圖6的米勒發(fā)動機過量空氣系數(shù)比原發(fā)動機更接近1，這對油耗降低有積極作用。

b.發(fā)動機轉(zhuǎn)速提高后，爆震趨勢比低轉(zhuǎn)速下有所減緩，同時在米勒效應(yīng)作用下，在較高壓縮比下能夠進一步提前點火角，從而使燃燒相位得到較大改善，能進一步降低油耗，如圖6的AI50相位。

c.但是當(dāng)壓縮比過大時，雖然有米勒效應(yīng)的作用，依然無法將壓縮比提的過高，不能對降低油耗產(chǎn)生積極作用（圖5）。當(dāng)壓縮比達到12.1時，即使有米勒效應(yīng)也無法抑制爆震，因此不得不推遲點火角和一定程度加濃混合氣，這也導(dǎo)致了CR12.1時的油耗相比CR11.2時有所升高。

3.2 部分負荷原發(fā)動機和高壓縮比米勒循環(huán)性能對比

由于2 000 r/min、0.5 MPa和0.8 MPa是實際發(fā)動機的常用工況，因此在該工況下對比原發(fā)動機與米勒發(fā)動機在部分負荷的性能和排放。圖7為原發(fā)動機和不同壓縮比米勒發(fā)動機在部分負荷下的BSFC和點火提前角。由圖7可看出，高壓縮比的米勒循環(huán)在部分負荷對發(fā)動機經(jīng)濟性的改善比較明顯，兩種高壓縮比米勒發(fā)動機在平均有效壓力BMEP為0.5 MPa時的燃油消耗率下降率分別為6.52%和5.54%，在平均有效壓力BMEP為0.8 MPa時的下降率為3.72%和4.84%。與外特性不同，這兩個工況下3種發(fā)動機的空燃比都近似化學(xué)當(dāng)量比，因此可以排除空燃比的影響。而從圖7的點火相位來看，由于米勒效應(yīng)使得壓縮終了溫度比原發(fā)動機Otto循環(huán)要低，因此爆震趨勢較弱，可以使點火角提前，從而優(yōu)化燃燒相位，這在小負荷工況下更明顯。在平均有效壓力BMEP為0.8 MPa時，CR12.1的發(fā)動機已經(jīng)開始出現(xiàn)輕微爆震，因此比CR11.2的發(fā)動機點火角略微推遲。

圖7 原發(fā)動機和不同壓縮比米勒發(fā)動機在部分負荷下的BSFC和點火提前角

很多研究中提到了米勒循環(huán)對降低PMEP的積極作用[6,7]，本文也利用燃燒診斷法對比了3種發(fā)動機部分負荷下PMEP的情況，如圖8所示。由圖8可看出，在平均有效壓力BMEP為0.5 MPa時，兩種壓縮比米勒發(fā)動機的PMEP分別降低34.2%和31.6%，在0.8 MPa時降低了22.6%和32.3%。這是因為米勒循環(huán)氣門包角比Otto循環(huán)小，因此需要通過增加節(jié)氣門開度保證相同工況的進氣量，從而減少了泵氣損失?；诖嗽?，大負荷時，原發(fā)動機的節(jié)氣門開度本來就很大，因此隨著負荷增加，米勒循環(huán)在減少PMEP方面的潛力就會降低。

為了分析米勒發(fā)動機尾氣能量變化對降低PMEP的作用，對比原發(fā)動機和兩種不同壓縮比米勒發(fā)動機的EMEP（代表尾氣能量）變化情況，見圖8。EMEP在0.5 MPa時分別降低了10.7%和16%，在0.8 MPa時降低了9%和20%。而EMEP降低的原因可以從圖9中渦輪轉(zhuǎn)速和進氣壓力變化得到解釋。

圖8 原發(fā)動機和不同壓縮比米勒發(fā)動機在部分負荷的PMEP和EMEP

對于米勒發(fā)動機，由于進氣行程較短，在有限時間內(nèi)需要引入更多新鮮空氣到缸內(nèi)，除增大節(jié)氣門開度外，還需要更高的進氣壓力，如圖9所示。相比原發(fā)動機，米勒發(fā)動機的渦輪轉(zhuǎn)速和進氣壓力都有所升高。這說明帶有渦輪增壓的米勒發(fā)動機能夠更大程度地利用排氣能量，通過提高渦輪轉(zhuǎn)速來增大進氣壓力，從而能夠進一步減少泵氣損失。

圖9 原發(fā)動機和不同壓縮比米勒發(fā)動機在部分負荷渦輪轉(zhuǎn)速和進氣壓力

3.3 部分負荷原發(fā)動機和不同壓縮比米勒發(fā)動機排放

圖10為部分負荷下原發(fā)動機和米勒發(fā)動機CO排放量，與原發(fā)動機相比，米勒循環(huán)的CO排放量有所下降，但變化并不明顯。這是因為影響缸內(nèi)燃燒CO形成的主要因素是過量空氣系數(shù)，而部分負荷下3種發(fā)動機的過量空氣系數(shù)都是1，因此對CO排放影響不大。

圖10 原發(fā)動機和不同壓縮比米勒發(fā)動機在部分負荷的CO排放

圖11為部分負荷下原發(fā)動機和米勒發(fā)動機的NOx和THC排放情況。從圖11可看出，米勒發(fā)動機的NOx排放比原發(fā)動機好很多，并且負荷越大效果越明顯，由此可以推測，米勒效應(yīng)隨負荷增大能進一步降低缸內(nèi)燃燒溫度從而使NOx排放降低。

圖11 原發(fā)動機和不同壓縮比米勒循環(huán)在部分負荷NOx和THC排放

由圖11可看出，在小負荷時應(yīng)用米勒循環(huán)會增加THC的排放，而大負荷時THC的排放降低，這主要是因為，由于改裝活塞結(jié)構(gòu)的復(fù)雜程度較高，余隙效應(yīng)更加嚴重，并且在小負荷時米勒循環(huán)的壓縮行程初始溫度較低，缸內(nèi)直接噴射的燃油其蒸發(fā)及與空氣的混合會受到一定影響，因此米勒的THC排放有所升高。而大負荷時，燃燒溫度比低負荷時有所上升，燃油的蒸發(fā)和混合效果有所改善，且較大壓縮比對燃燒的積極作用開始凸顯，因此在0.8 MPa時米勒的THC排放有所下降。

4 結(jié)束語

通過試驗研究了不同壓縮比米勒循環(huán)對渦輪增壓GDI發(fā)動機外特性和部分負荷燃燒過程和排放的影響，試驗結(jié)果表明：

a.EIVC米勒循環(huán)發(fā)動機在外特性會損失一部分功率，而燃油消耗率會有所下降。

b.雖然米勒效應(yīng)會在一定程度上抑制爆震，但是壓縮比過高時依然需要略微推遲點火角。

c.部分負荷時，米勒發(fā)動機降低了PMEP,從而對降低燃油消耗率的作用比較明顯。對于增壓發(fā)動機，米勒循環(huán)除了通過調(diào)節(jié)節(jié)氣門開度降低PMEP外，也能通過更大程度地利用尾氣能量來降低泵氣損失。

d.由于米勒效應(yīng)導(dǎo)致燃燒溫度降低，增壓GDI發(fā)動機的NOx排放有所降低，但在低負荷時THC排放會有所升高。

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