馮 浩，秦 博，林思聰，孫云龍

（廣州汽車(chē)集團(tuán)股份有限公司汽車(chē)工程研究院，廣州 511434）

前言

隨著乘用車(chē)燃料消耗量第四階段標(biāo)準(zhǔn)的實(shí)施，提高內(nèi)燃機(jī)熱效率、降低汽車(chē)燃油消耗量成為了汽車(chē)行業(yè)的當(dāng)務(wù)之急；同時(shí)，人們對(duì)汽車(chē)駕駛樂(lè)趣的需求，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和動(dòng)力響應(yīng)性提出了更高需求。

增壓小型化技術(shù)被認(rèn)為是降低汽油機(jī)燃油消耗率的重要手段［1-2］。與同功率的自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)相比，小型化發(fā)動(dòng)機(jī)在部分負(fù)荷時(shí)節(jié)氣門(mén)開(kāi)度更大，在一定程度上降低了節(jié)流損失，從而泵氣損失降低，有利于降低燃油消耗率。但大負(fù)荷時(shí)增壓導(dǎo)致的更高的進(jìn)氣壓力增加了爆震傾向，這限制了增壓發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的進(jìn)一步提高。

米勒循環(huán)通過(guò)進(jìn)氣門(mén)早關(guān)或晚關(guān)，能降低發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比和壓縮沖程缸內(nèi)的溫度，從而抑制爆震傾向，具有提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的潛力［3-7］；另一方面，廢氣再循環(huán)（EGR）技術(shù)通過(guò)廢氣稀釋降低缸內(nèi)燃燒溫度，從而抑制爆震，同樣能有效降低發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率［8-12］。

米勒循環(huán)和EGR技術(shù)都具有提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的潛力，但二者都減少了發(fā)動(dòng)機(jī)新鮮空氣充量系數(shù)，直接限制了發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩拓展和大負(fù)荷EGR引入能力，使發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率提高直接受空氣系統(tǒng)限制；同時(shí)米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣充量系數(shù)低的特點(diǎn)不利于提高增壓發(fā)動(dòng)機(jī)的瞬態(tài)響應(yīng)性能，從而影響了車(chē)輛的駕駛體驗(yàn)。

本研究在一臺(tái)進(jìn)氣門(mén)早關(guān)的增壓米勒循環(huán)汽油機(jī)上，應(yīng)用電子增壓器提高發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速時(shí)增壓能力和EGR引入能力，探討電子增壓器對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性及動(dòng)力響應(yīng)性的影響。

1 試驗(yàn)設(shè)備與方法

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

選取廣汽集團(tuán)自主研發(fā)的某1.5T三缸直噴增壓米勒循環(huán)汽油機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，EGR系統(tǒng)采用催化器后取氣引入壓氣機(jī)前的低壓EGR方案。為進(jìn)一步提升熱效率，對(duì)原發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室和氣道進(jìn)行了改進(jìn)，發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何壓縮比從原機(jī)的11.2提升到12.5。試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的基本參數(shù)見(jiàn)表1，示意圖如圖1所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)特征參數(shù)

試驗(yàn)中使用AVL733S瞬態(tài)油耗儀測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗量，缸內(nèi)壓力曲線通過(guò)Kisler6115型傳感器測(cè)量，缸壓曲線采集和燃燒數(shù)據(jù)計(jì)算使用AVL indicom燃燒分析儀，發(fā)動(dòng)機(jī)原始排放（CO，HC，NOx，CO2，O2等）通過(guò) HORIBA MEXA-7100DEGR測(cè)量，其中非污染物O2的測(cè)量是為了便于與發(fā)動(dòng)機(jī)的掃氣展開(kāi)對(duì)照分析。EGR率計(jì)算方法為進(jìn)排氣CO2濃度在除去環(huán)境CO2濃度后的比值：

圖1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)示意圖

1.2 試驗(yàn)方法

經(jīng)濟(jì)性試驗(yàn)方面，選取2 000 r／min不同負(fù)荷的工況研究電子增壓器在發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速不同負(fù)荷時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性影響規(guī)律，同時(shí)選取3 250 r／min、平均有效壓力（BMEP）1.4 MPa工況點(diǎn)探討電子增壓器在不同發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性影響規(guī)律。試驗(yàn)過(guò)程中調(diào)節(jié)燃燒中心CA50到壓縮上止點(diǎn)后8°CA或爆震邊界，過(guò)量空氣系數(shù)為1或排溫保護(hù)邊界，平均指示壓力的循環(huán)變動(dòng)系數(shù)（IMEPCOV）不超過(guò)4%。通過(guò)調(diào)節(jié)點(diǎn)火時(shí)刻、VVT位置和EGR率以獲得發(fā)動(dòng)機(jī)在不同工況點(diǎn)時(shí)無(wú)EGR、無(wú)e-SC低壓EGR和有e-SC低壓EGR 3種條件下的最低燃油消耗率。特別地，e-SC只在低壓EGR時(shí)渦輪增壓器增壓能力不足時(shí)才接入以提高增壓壓力和EGR引入能力。

動(dòng)力響應(yīng)性試驗(yàn)方面，選取發(fā)動(dòng)機(jī)最大轉(zhuǎn)矩平臺(tái)的最低轉(zhuǎn)速1 500 r／min進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn)。試驗(yàn)過(guò)程中低壓EGR閥保持關(guān)閉，瞬態(tài)響應(yīng)前渦輪增壓器的廢氣旁通閥保持全關(guān)，點(diǎn)火時(shí)刻、進(jìn)排氣氣門(mén)相位、節(jié)氣門(mén)位置為ECU工作位置。瞬態(tài)響應(yīng)時(shí)間定義為0.2 MPa BMEP到90%最大轉(zhuǎn)矩的時(shí)間。瞬態(tài)響應(yīng)試驗(yàn)重復(fù)3遍，取3次響應(yīng)時(shí)間的平均值為最終結(jié)果。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 經(jīng)濟(jì)性試驗(yàn)

圖2為發(fā)動(dòng)機(jī)在 2 000 r／min不同負(fù)荷下無(wú)EGR、無(wú)e-SC低壓EGR和有e-SC低壓EGR 3種狀態(tài)的最低燃油消耗率（BSFC）和對(duì)應(yīng)的EGR率。圖3則為不同負(fù)荷下的燃燒中心CA50和燃燒持續(xù)期（CA10-90）。2 000 r／min無(wú) EGR時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)在0.8 MPa BMEP即實(shí)現(xiàn)了該負(fù)荷特性下約230.7 g／（kW·h）的最低燃油消耗率。隨負(fù)荷進(jìn)一步增加，較高的進(jìn)氣壓力和較大的幾何壓縮比導(dǎo)致爆震傾向愈加明顯，推遲點(diǎn)火抑制爆震導(dǎo)致燃燒相位靠后，排氣能量損失增加，最終燃油消耗率逐漸增加。無(wú)e-SC低壓EGR時(shí)，EGR引入在0.8～1.4 MPa BMEP時(shí)都能顯著提前燃燒相位，燃燒等容度增加［11］，同時(shí)EGR稀釋降低了缸內(nèi)平均溫度，發(fā)動(dòng)機(jī)傳熱損失減少，最終燃油經(jīng)濟(jì)性得到明顯改善，如2 000 r／min和1.4 MPaBMEP工況點(diǎn)時(shí)燃油經(jīng)濟(jì)性較無(wú)EGR狀態(tài)改善約5%。但對(duì)于外特性工況，受限于渦輪增壓器增壓能力，最大EGR引入率為5%，EGR對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性改善效果有限。小負(fù)荷0.2～0.5 MPa BMEP時(shí)，米勒循環(huán)提高進(jìn)氣壓力和進(jìn)排氣門(mén)相位導(dǎo)致的內(nèi)部EGR已大幅降低泵氣損失，且進(jìn)一步引入外部EGR會(huì)導(dǎo)致燃燒穩(wěn)定性變差，最終外部EGR對(duì)增壓米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)小負(fù)荷經(jīng)濟(jì)性的改善非常小。

圖2 2 000 r／min不同負(fù)荷時(shí)EGR率及燃油消耗率

圖3 2 000 r／min不同負(fù)荷時(shí)燃燒中心CA50和燃燒持續(xù)期（CA10-90）

接入電子增壓器后，BMEP從1.1 MPa到外特性工況點(diǎn)的EGR引入能力進(jìn)一步增加，燃燒相位進(jìn)一步提前。如2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點(diǎn)的EGR率從15%增加到25%，燃燒CA50從燃燒上止點(diǎn)后21提前到14°CA，燃油經(jīng)濟(jì)性改善約9%，最低燃油消耗率 BSFC為207.2 g／（kW·h），對(duì)應(yīng)的有效熱效率為41%（燃油低熱值為42.42 MJ／kg）。在此要指出的是，此處的最低燃油消耗率和有效熱效率是在未考慮電子增壓器消耗的電功率的情況下算得的。因此，從能量平衡的角度看，它不反映真實(shí)的最低燃油消耗率和有效熱效率，下文中將對(duì)此進(jìn)行修正。

圖4為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點(diǎn)時(shí)3種狀態(tài)的缸壓曲線和燃燒放熱率?？梢钥闯觯娮釉鰤浩鹘尤牒?，高EGR率引入能力使燃燒相位顯著提前，有e-SC低壓EGR時(shí)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力從無(wú)EGR時(shí)的5.5增加到7.3 MPa。同時(shí)，EGR稀釋也造成燃燒反應(yīng)速率變慢，燃燒持續(xù)期增加，如最大瞬時(shí)放熱率從無(wú) EGR時(shí)的 222降低到 149 kJ／（m3·（°）），燃燒持續(xù)期從 19增加到 23°CA，這在一定程度上不利于燃燒等容度，同時(shí)EGR率的增加也會(huì)導(dǎo)致燃燒循環(huán)變動(dòng)（IMEPCOV）增加，這些因素限制了熱效率的進(jìn)一步提升。圖5為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點(diǎn)時(shí)3種狀態(tài)的缸內(nèi)氣體平均溫度。可以看出，EGR稀釋造成燃燒結(jié)束時(shí)缸內(nèi)平均溫度顯著降低，而靠前的燃燒相位同時(shí)也導(dǎo)致缸內(nèi)最高溫度對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角提前，這使有e-SC低壓EGR狀態(tài)下燃燒中前期的缸內(nèi)平均溫度比同時(shí)刻的無(wú)EGR和無(wú)e-SC低壓EGR狀態(tài)高。

圖 4 2 000 r／min和 1.4 MPa BMEP 2次缸壓曲線和燃燒放熱率

圖 5 2 000 r／min和 1.4 MPa BMEP 2次缸內(nèi)氣體平均溫度

圖6 為發(fā)動(dòng)機(jī)在2 000 r／min不同負(fù)荷下CO和O2排放?？梢钥闯觯瑹o(wú)EGR和無(wú)e-SC低壓EGR狀態(tài)時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷BMEP大于1.1 MPa的工況換氣過(guò)程存在掃氣，在過(guò)量空氣系數(shù)λ為1的情況下CO及O2排放濃度較高。這主要是因?yàn)槊桌昭h(huán)進(jìn)氣門(mén)早關(guān)，造成進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟位置提前，而為保證發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速的增壓能力，排氣門(mén)關(guān)閉推遲，造成中大負(fù)荷換氣過(guò)程有氣門(mén)開(kāi)啟重疊，而適當(dāng)利用掃氣則有利于減少缸內(nèi)殘余廢氣量和降低爆震傾向。圖7為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點(diǎn)的進(jìn)排氣壓差和1 mm氣門(mén)重疊角?？梢钥闯觯瑲忾T(mén)重疊角和進(jìn)排氣壓差最終導(dǎo)致了掃氣過(guò)程，同時(shí)也造成排氣中未燃損失增加。e-SC應(yīng)用后，進(jìn)排氣門(mén)相位選擇不再受增壓能力的限制，同時(shí)高EGR率在一定程度上抑制了爆震傾向，使得1.4 MPa BMEP時(shí)的氣門(mén)重疊角為負(fù)，即使在較高的進(jìn)排氣壓差下仍然大幅度降低CO及O2排放，未燃損失較無(wú)e-SC低壓EGR狀態(tài)大幅降低。同時(shí)，進(jìn)排氣壓差的增加，也造成發(fā)動(dòng)機(jī)泵氣正功的增加，降低了泵氣損失。

圖6 2 000 r／min不同負(fù)荷時(shí)的CO和O2排放

圖 7 2 000 r／min和 1.4 MPa BMEP進(jìn)排氣壓差和氣門(mén)重疊角

圖8 為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點(diǎn)時(shí)3種狀態(tài)的能量平衡圖，能量平衡分析方法參照文獻(xiàn)［13］和文獻(xiàn)［14］。圖中排氣損失基于排氣歧管廢氣焓值計(jì)算，未燃損失基于廢氣中未燃HC和CO質(zhì)量流量和對(duì)應(yīng)熱值計(jì)算，摩擦損失基于摩擦平均有效壓力（FMEP）計(jì)算，傳熱損失則為總能量與其他損失總和之差。從能量平衡角度來(lái)看，低壓EGR提升熱效率的主要因素是傳熱損失的減少。使用e-SC后，EGR率從15%增加到25%，有效熱效率較無(wú)e-SC低壓EGR提升顯著，提升的主要原因?yàn)閭鳠崤艢鈸p失、排氣損失、未燃損失和泵氣損失的減少。特別地對(duì)于排氣損失，由于燃燒相位較無(wú)e-SC低壓EGR明顯提前，排氣溫度顯著降低，在總排氣質(zhì)量增加的條件下總排氣能量仍有所減少。e-SC應(yīng)用時(shí)消耗約1.32 kW電功率，換氣過(guò)程的泵氣正功從0.01增加到0.61 kW，考慮到電子增壓器的電耗，宜對(duì)最低燃油消耗率和有效熱效率進(jìn)行修正，即在計(jì)算中，發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率要扣除電子增壓器的耗電功率，修正后發(fā)動(dòng)機(jī)最低燃油消耗率為 215.4 g／（kW·h），對(duì)應(yīng)的有效熱效率約39.5%，仍遠(yuǎn)高于無(wú)e-SC低壓EGR狀態(tài)37.3%的有效熱效率。

圖8 2 000 r／min和1.4 MPa BMEP時(shí)能量平衡分析

2 000 r／min大負(fù)荷時(shí)e-SC應(yīng)用使EGR率顯著增加，同時(shí)進(jìn)排氣門(mén)相位選擇不再受渦輪增壓器增壓能力的限制，最終發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率得到顯著提高。然而，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的上升，排氣質(zhì)量流量增加，排氣能量隨之增加，渦輪增壓器增壓能力有所提高。圖9為3 250 r／min和1.4 MPa BMEP工況點(diǎn)時(shí)3種狀態(tài)的能量平衡圖，顯然低壓EGR應(yīng)用仍然有助于提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，主要原因是傳熱損失的減少。但有e-SC和無(wú)e-SC低壓EGR兩種狀態(tài)所實(shí)現(xiàn)的最高熱效率都為40.1%，此時(shí)限制熱效率提高的主要原因是高EGR率下的燃燒穩(wěn)定性。特別是，有e-SC和無(wú)e-SC低壓EGR實(shí)現(xiàn)最高熱效率時(shí)的EGR率并不相同，這主要是因?yàn)檫M(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻不同使然。無(wú)e-SC時(shí)進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟更延遲以提高充量系數(shù)，米勒效應(yīng)較有e-SC有所減弱，導(dǎo)致缸內(nèi)流動(dòng)增強(qiáng)，燃燒系統(tǒng)能容忍的最大EGR率提高?？紤]到e-SC電耗，渦輪增壓器增壓能力足夠時(shí)e-SC的使用對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的提高并無(wú)益處，說(shuō)明隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速提高，渦輪增壓器增壓能力提高，e-SC對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性提高的作用減弱。

圖9 3 250 r／min和1.4 MPa BMEP時(shí)能量平衡分析

2.2 動(dòng)力響應(yīng)性試驗(yàn)

圖10 為發(fā)動(dòng)機(jī)在1 500 r／min動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn)時(shí)的轉(zhuǎn)矩響應(yīng)曲線，為防止轉(zhuǎn)矩過(guò)沖對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)造成損害，轉(zhuǎn)矩達(dá)到目標(biāo)值198 N·m后，臺(tái)架觸發(fā)限值停機(jī)?？梢钥闯觯琫-SC的接入使瞬態(tài)響應(yīng)時(shí)間縮短了1.05 s，對(duì)應(yīng)58%的時(shí)間減幅，有、無(wú)e-SC時(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)平均轉(zhuǎn)矩升高率分別為155和96 N·m·s-1·L-1。圖11為動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn)時(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)功率和e-SC功率曲線。e-SC工作時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩達(dá)到90%最大轉(zhuǎn)矩時(shí)刻，發(fā)動(dòng)機(jī)功率較e-SC不工作時(shí)大12 kW，此時(shí)e-SC消耗約3 kW電功率，e-SC起到了發(fā)動(dòng)機(jī)功率放大器的功能。而使用ISG（integrated starter generator）／BSG（belt-driven starter generator）為發(fā)動(dòng)機(jī)提升相同的功率則至少需要消耗12 kW電功率。

圖10 1 500 r／min轉(zhuǎn)矩瞬態(tài)響應(yīng)曲線

圖11 1 500 r／min發(fā)動(dòng)機(jī)功率和e-SC功率瞬態(tài)響應(yīng)曲線

轉(zhuǎn)矩瞬態(tài)響應(yīng)變快的主要原因是電子增壓器的接入提高了增壓階段的平均壓力升高率。圖12為1 500 r／min瞬態(tài)響應(yīng)試驗(yàn)的進(jìn)氣壓力曲線?？梢钥闯?，增壓階段進(jìn)氣壓力升高斜率從56提升到134 kPa／s，進(jìn)氣壓力升高率的提高導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)新鮮空氣進(jìn)氣量增加，最終發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩響應(yīng)更快。

圖12 1 500 r／min發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣壓力瞬態(tài)響應(yīng)曲線

3 結(jié)論

（1）電子增壓器的應(yīng)用提高了發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速大負(fù)荷EGR引入能力，大幅降低燃油消耗率。發(fā)動(dòng)機(jī)在2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點(diǎn)時(shí)，有e-SC低壓EGR狀態(tài)，修正后的最低燃油消耗率為215.4 g／（kW·h），對(duì)應(yīng)的有效熱效率達(dá) 39.5%；熱效率改善的主要原因是排氣損失、傳熱損失和未燃損失的減少。隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速增加，渦輪增壓器增壓能力增大，e-SC對(duì)熱效率的提升作用減弱。

（2）電子增壓器顯著提升發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速增壓階段的壓力升高率，1 500 r／min時(shí)的轉(zhuǎn)矩瞬態(tài)響應(yīng)時(shí)間縮短了58%；同時(shí)e-SC起到發(fā)動(dòng)機(jī)功率放大器的作用，消耗3 kW的電功率使發(fā)動(dòng)機(jī)功率輸出增加12 kW。