樹明亮，張振東，沈凱，屈卓燊

（200093 上海市 上海理工大學(xué)）

0 引言

為貫徹落實(shí)國(guó)務(wù)院印發(fā)的《節(jié)能與新能源汽車產(chǎn)業(yè)發(fā)展規(guī)劃（2012—2020 年）》中相關(guān)乘用車平均燃料消耗量的發(fā)展規(guī)劃，中華人民共和國(guó)工業(yè)和信息化部公布了GB 19578-2014《乘用車燃料消耗量限值》規(guī)定，提高了我國(guó)乘用車燃料消耗量的標(biāo)準(zhǔn)要求，提出嚴(yán)格的燃油消耗量限值。2019 年12 月，工業(yè)和信息化部會(huì)同有關(guān)部門起草了《新能源汽車產(chǎn)業(yè)發(fā)展規(guī)劃（2021-2035 年）》（征求意見稿），向社會(huì)公開征求意見。新規(guī)劃中著重提高新能源汽車在汽車行業(yè)中的比重。因此，行業(yè)工作者在研發(fā)搭載傳統(tǒng)汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的乘用車時(shí)，除了亟需采用更先進(jìn)的發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)以提高經(jīng)濟(jì)性能外，仍要優(yōu)化含有發(fā)動(dòng)機(jī)的新能源動(dòng)力系統(tǒng)。

阿特金森循環(huán)和米勒循環(huán)能有效提高內(nèi)燃機(jī)的熱效率[1-3]，是目前新型汽油發(fā)動(dòng)機(jī)用以改善燃油經(jīng)濟(jì)性的重要方式之一。阿特金森循環(huán)與米勒循環(huán)的共通點(diǎn)在于，其能使發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹比大于壓縮比，均屬于高膨脹比循環(huán)，與傳統(tǒng)奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)相比，其更充分利用燃燒廢氣的余能。

本文基于一臺(tái)1.5 L 自然吸氣汽油發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行研究，通過調(diào)節(jié)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)間改變發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比；另外，在不同膨壓比下對(duì)不同的VVT進(jìn)行掃點(diǎn)試驗(yàn)。選擇發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速3 000 r/min 下BMEP 為0.3 MPa 為定點(diǎn)工況，研究高膨壓比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響；選擇發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速3 000 r/min 下節(jié)氣門全開為外特性工況，研究高膨壓比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性及燃油經(jīng)濟(jì)性的影響。

1 相關(guān)研究

傳統(tǒng)奧拓循環(huán)（Otto Cycle，OC）的發(fā)動(dòng)機(jī)的循環(huán)形式大致如圖1 中所示。V0為燃燒室容積，V1為活塞在下止點(diǎn)時(shí)氣缸內(nèi)容積。其膨脹比與其壓縮比相當(dāng)，膨壓比約等于1。在奧拓循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的做功行程終點(diǎn)（4），缸內(nèi)壓力仍非常高，假如將發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹行程延長(zhǎng)，提高膨脹比，即可利用余下部分的能量。

圖1 奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓力-體積示意圖Fig.1 Schematic diagram of pressure and volume of Otto cycle engine

如圖2 所示，高膨壓比循環(huán)的膨壓比為V2/V1。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)的壓力在排期階段終點(diǎn)5 仍大于標(biāo)準(zhǔn)大氣壓P0時(shí)，該種循環(huán)為米勒循環(huán)；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)的壓力在排期階段終點(diǎn)5 等于標(biāo)準(zhǔn)大氣壓P0時(shí)，該種循環(huán)為阿特金森循環(huán)[4]。

圖2 高膨壓比循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓力-體積示意圖Fig.2 Schematic diagram of pressure-volume of high-expansion-pressure ratio cycle engine

豐田[5]、馬自達(dá)[6]等公司在研發(fā)高膨壓比發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)，采用高幾何壓縮比配合進(jìn)排氣門相位調(diào)節(jié)的方式，使發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮沖程的初段進(jìn)氣門延遲關(guān)閉，把進(jìn)入氣缸的部分氣體推回進(jìn)氣道，使發(fā)動(dòng)機(jī)的有效壓縮比降低，從而達(dá)成膨壓比大于1的效果。這種高膨壓比+VVT 的方式是目前業(yè)界普遍使用的達(dá)成高膨壓比的途徑，相對(duì)于傳統(tǒng)的多桿機(jī)構(gòu)高膨壓比發(fā)動(dòng)機(jī)，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本低廉，不會(huì)給發(fā)動(dòng)機(jī)帶來過多的額外體積與重量。

上海交通大學(xué)李鐵[7]等在一臺(tái)2.0 L 渦輪增壓發(fā)動(dòng)機(jī)上研究高膨壓比LIVC 在1 000 r/min 全負(fù)荷和2 000 r/min@0.4 MPa 的負(fù)荷下對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能的影響。其研究表明：高膨壓比LIVC 比傳統(tǒng)奧托循環(huán)有更高的熱效率表現(xiàn)，歸功于高膨壓比LIVC 的缸內(nèi)充質(zhì)在進(jìn)氣階段相對(duì)奧托循環(huán)受到更少來自氣缸的傳熱影響，缸內(nèi)充質(zhì)被加熱的程度相對(duì)較低，有更好的抗爆震能力，綜合效率更高。

另外，由于在LIVC 實(shí)現(xiàn)的高膨壓比循環(huán)中，發(fā)動(dòng)機(jī)在壓縮沖程的初期將部分混合氣重新推回進(jìn)氣歧管，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際充氣效率下降，該種發(fā)動(dòng)機(jī)需要加大節(jié)氣門的開啟角度，以補(bǔ)償進(jìn)氣損失[8]。由于高膨壓比循環(huán)相較奧托循環(huán)的節(jié)氣門開度更大，其進(jìn)排氣階段消耗的功更少，即泵氣損失更低，此舉亦有利于提高熱效率[9]。

除高膨壓比LIVC 外，學(xué)者們還專注于不同形式的高膨壓比實(shí)現(xiàn)方式。除上述高膨壓比LIVC 以外，還有高膨壓比EIVC（進(jìn)氣門早關(guān)）[7,10]，多連桿可變壓縮比發(fā)動(dòng)機(jī)[11]和五沖程發(fā)動(dòng)機(jī)[12]等。

在發(fā)動(dòng)機(jī)膨脹比與壓縮比關(guān)系的試驗(yàn)研究中，Ebrahimi[13]基于發(fā)動(dòng)機(jī)工作原理，通過公式進(jìn)行仿真分析，總結(jié)出發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比約為1.4 時(shí)，能最大可能兼顧動(dòng)力性能和經(jīng)濟(jì)性能。但發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際壓縮比與膨脹比與其運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)采用的進(jìn)排氣正時(shí)高度相關(guān)[14]，本論文提出膨壓比的概念，深入分析發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比的變化對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。

2 試驗(yàn)設(shè)備及參數(shù)計(jì)算

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

試驗(yàn)使用的1.5 L 自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表1 所示。試驗(yàn)中調(diào)整點(diǎn)火提前角，使發(fā)動(dòng)機(jī)CA50控制于上止點(diǎn)后8°曲軸轉(zhuǎn)角或爆震極限。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)排氣溫度不超過875 ℃時(shí)，采用當(dāng)量空燃比進(jìn)行試驗(yàn)，否則對(duì)空燃比進(jìn)行加濃，必要時(shí)回退點(diǎn)火提前角，保護(hù)三元催化器。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)Tab.1 Engine parameters

發(fā)動(dòng)機(jī)的氣門打開與關(guān)閉初期，由于氣門的升程小，空氣流通截面積過小，所以本文取0.5 mm以上的氣門升程對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為氣門的有效包角。下文所有氣門開啟和關(guān)閉時(shí)刻的描述均對(duì)應(yīng)氣門有效包角的起止點(diǎn)。本試驗(yàn)使用機(jī)型的進(jìn)排氣門升程曲線如圖3 所示。

圖3 進(jìn)排氣門升程曲線Fig.3 Intake and exhaust valve lift curve

2.2 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)基于一臺(tái)1.5 L 自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)。該款發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣凸輪軸搭載電子VVT調(diào)整裝置，相比傳統(tǒng)液壓控制式VVT 調(diào)節(jié)具有響應(yīng)性更快、可調(diào)范圍更寬廣等優(yōu)點(diǎn)。通過調(diào)節(jié)電子VVT，使進(jìn)氣門運(yùn)動(dòng)至最高升程點(diǎn)時(shí)，保持最大開啟角度，根據(jù)不同膨壓比的需要，適當(dāng)延后進(jìn)氣門的關(guān)閉時(shí)間。延后進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)間的氣門升程曲線如圖4 所示。

圖4 LIVC 模式下進(jìn)排氣門升程示意圖Fig.4 Schematic diagram of intake and exhaust valve lift in LIVC mode

2.3 參數(shù)計(jì)算

發(fā)動(dòng)機(jī)單一氣缸的實(shí)際容積隨活塞位置變化而變化，活塞瞬時(shí)位置可由曲軸轉(zhuǎn)角計(jì)算得知，綜合以上數(shù)據(jù)，發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸在任意曲軸轉(zhuǎn)角φi的實(shí)際容積Vi可表示為[15]

式中：D，S——發(fā)動(dòng)機(jī)缸徑和行程；λ——連桿曲柄比；ε——機(jī)械壓縮比。

發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際壓縮比REE和實(shí)際膨脹比REC可由式（2）和式（3）[16]求得

式中:VEVO——發(fā)動(dòng)機(jī)排氣門關(guān)閉時(shí)氣缸容積；VIVC——發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)氣缸容積；VTDC——燃燒室容積。

發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比RE-C為實(shí)際壓縮比REE與實(shí)際膨脹比REC之比，具體計(jì)算公式如下：

發(fā)動(dòng)機(jī)平均指示壓力IMEP 與平均有效壓力BMEP 的關(guān)系為

式中：FMEP——摩擦功損失；PMEP——泵氣損失[18]。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 定點(diǎn)工況分析

圖5 為發(fā)動(dòng)機(jī)在3 000 r/min，平均有效壓力為0.3 MPa 的工況下，進(jìn)行不同膨壓比循環(huán)時(shí)的燃油經(jīng)濟(jì)性與進(jìn)氣歧管壓力。試驗(yàn)采用原機(jī)型的氣門正時(shí)，排氣門的關(guān)閉時(shí)間為18°CA，進(jìn)氣門的開啟時(shí)間為上止點(diǎn)前16°CA，原機(jī)型的膨壓比為1.09。在高膨壓比的試驗(yàn)中，進(jìn)氣門的延后關(guān)閉角度隨膨壓比的增大而增大。由于本試驗(yàn)的負(fù)載不高，所有試驗(yàn)點(diǎn)的燃燒中心CA50 均控制在上止點(diǎn)后8°CA，且不存在排氣溫度過高的情況。

圖5 定點(diǎn)工況下不同膨壓比的燃油經(jīng)濟(jì)性與進(jìn)氣歧管壓力Fig.5 Fuel economy and intake manifold pressure for different expansion ratios under fixed operating conditions

圖5 中，進(jìn)氣歧管壓力的變化反應(yīng)節(jié)氣門開啟角度的變化，當(dāng)節(jié)氣門開啟角度變大時(shí)，進(jìn)氣歧管的壓力上升，反之下降。試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比上升時(shí)，有效燃油消耗率呈現(xiàn)先上升后下降再上升的趨勢(shì)。

當(dāng)膨壓比由1.09 上升至1.2 時(shí)，由于進(jìn)氣道空氣的流通存在慣性，延后關(guān)閉的進(jìn)氣門使更多的新鮮空氣流進(jìn)氣缸，使得氣缸的充氣效率上升，因此需要減小節(jié)氣門的開啟角度，從而導(dǎo)致更明顯的泵氣損失，降低發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比繼續(xù)上升至1.5 時(shí)，高膨壓比對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的改善逐漸明顯。一方面，在高膨壓比循環(huán)下，廢氣的余能得到充分利用；另一方面，更大的節(jié)氣門開度可以降低發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失，提高發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能。

發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比超過1.5 以后，由于發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際壓縮比較低，而且在低負(fù)荷下缸內(nèi)氣體的湍流強(qiáng)度不足，發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率下降。如圖6 所示，發(fā)動(dòng)機(jī)在過高的膨壓比下，燃燒持續(xù)期持續(xù)增長(zhǎng)，燃燒速度變緩導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的等容度下降，燃油經(jīng)濟(jì)性變差。同時(shí)，過高的膨壓比導(dǎo)致排氣初期氣缸內(nèi)的壓力過低，不利于自由排氣，增加了排期過程中的泵氣損失，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率。

圖6 定點(diǎn)工況下不同膨壓比的燃燒持續(xù)期Fig.6 Combustion duration of different expansion ratios under fixed operating conditions

圖7 描述了發(fā)動(dòng)機(jī)在不同排氣門關(guān)閉時(shí)刻下燃油經(jīng)濟(jì)性隨膨壓比增大而變化的趨勢(shì)。負(fù)的排氣門關(guān)閉角對(duì)應(yīng)上止點(diǎn)前的曲軸轉(zhuǎn)角。當(dāng)排氣門的關(guān)閉時(shí)刻改變時(shí)，通過計(jì)算可知試驗(yàn)中不同膨壓比所對(duì)應(yīng)的進(jìn)氣門關(guān)閉角，從而推算進(jìn)氣門的開啟正時(shí)。

圖7 定點(diǎn)工況下不同VVT 與膨壓比循環(huán)下的燃油經(jīng)濟(jì)性Fig.7 Fuel economy under fixed-point operating conditions with different VVT and expansion ratio cycles

試驗(yàn)結(jié)果表明，發(fā)動(dòng)機(jī)的有效燃油消耗率在總體上隨著膨壓比的提高而下降，并在膨壓比為1.5 時(shí)達(dá)到最低。圖中星號(hào)處為本工況下的最低油耗，與原機(jī)型該工況（圖5 中膨壓比為1.09 的點(diǎn)）下的燃油經(jīng)濟(jì)性相比，高膨壓比可以降低1.5%的有效燃油消耗率。

3.2 外特性工況分析

由圖8 可知，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)的膨壓比上升時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率明顯下降，發(fā)動(dòng)機(jī)的平均有效壓力也隨之降低。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)的膨壓比從原機(jī)型的1.03 上升至1.5 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的平均有效壓力下降29.8%。

圖8 3 000 r/min 外特性下不同膨壓比的BMEP 和充氣效率Fig.8 BMEP and inflation efficiency with different expansion ratios at 3 000 r/min

由圖9可知，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比為1.5時(shí)，3 000 r/min外特性下發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性達(dá)到最佳，比膨壓比為1.03 時(shí)降低10.5%。提高發(fā)動(dòng)機(jī)的膨壓比有利于降低實(shí)際進(jìn)入氣缸新鮮空氣的總質(zhì)量，降低壓縮終了時(shí)缸內(nèi)溫度，從而降低爆震傾向?？梢詫l(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火提前角前移，并將燃燒中心CA50 控制在活塞上止點(diǎn)后8°CA 左右，但此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性能明顯下降，不適宜在極高動(dòng)力需求的工況中使用。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)膨壓比超過1.5 后，高膨壓比帶來的有利因素逐漸不占主導(dǎo)，同時(shí)其不利因素逐漸成為主導(dǎo)，從而導(dǎo)致其有效燃油消耗率出現(xiàn)反彈的情況。

圖9 3 000 r/min 外特性下不同膨壓比的BSFC 與CA50Fig.9 BSFC and CA50 with different expansion ratio under 3 000 r/min external characteristics

4 結(jié)論

（1）高膨壓比能有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性能，但膨壓比的數(shù)值并不是越高越好，本次試驗(yàn)中的1.5 L 自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)在膨壓比為1.5 左右能達(dá)到最佳性能。適當(dāng)提高膨壓比，有利于充分回收廢氣余能，并且由于需要補(bǔ)償進(jìn)氣量，節(jié)氣門的開度也會(huì)增大，從而降低泵氣損失。但是過高的膨脹比導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際的壓縮比過低，影響了氣缸的燃燒效率，同時(shí)導(dǎo)致排氣初期氣缸內(nèi)的壓力過低，不利于自由排氣，增加排期過程中的泵氣損失，降低發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率。

（2）由于高膨壓比循環(huán)中實(shí)際進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸的混合氣較少，缸內(nèi)混合氣的湍動(dòng)能較弱，缸內(nèi)溫度在活塞壓縮終點(diǎn)時(shí)比奧托循環(huán)更低，在中高負(fù)荷下有更低的爆震傾向，可以使用更大的點(diǎn)火提前角，保證了中高負(fù)荷的燃油經(jīng)濟(jì)性。

（3）高膨壓比顯著降低發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率，抑制了發(fā)動(dòng)機(jī)外特性工況下的動(dòng)力性。換而言之，通過LIVC 實(shí)現(xiàn)的高膨壓比循環(huán)不能兼顧發(fā)動(dòng)機(jī)在極高動(dòng)力需求下的動(dòng)力性能和經(jīng)濟(jì)性能。