林思聰,馮 浩,秦 博,李鈺懷,吳 堅(jiān)

(廣州汽車集團(tuán)股份有限公司汽車工程研究院，廣州 511434)

0 概述

隨著乘用車燃料消耗量第四階段標(biāo)準(zhǔn)和雙積分管理辦法的實(shí)施，車企加大了在提高內(nèi)燃機(jī)熱效率、降低汽車燃油消耗量方面的研發(fā)投入。增壓小型化技術(shù)是降低新歐洲行駛循環(huán)(new European driving cycle, NEDC)燃油消耗的有效方式[1]，主要車企都推出了增壓直噴汽油機(jī)。增壓小型化發(fā)動(dòng)機(jī)通過減小發(fā)動(dòng)機(jī)排量，提高發(fā)動(dòng)機(jī)最高負(fù)荷，將運(yùn)轉(zhuǎn)工況點(diǎn)轉(zhuǎn)移到更高的負(fù)荷，避開燃油消耗率高的低負(fù)荷工況。但在高負(fù)荷工況下，由于壓縮比和負(fù)荷的增加導(dǎo)致爆震及燃油消耗率增加。米勒循環(huán)與阿特金森循環(huán)技術(shù)分別通過進(jìn)氣門早關(guān)與進(jìn)氣門晚關(guān)的方式降低發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比，抑制爆震傾向，可以提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率[2-3]。

廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation, EGR)技術(shù)能夠顯著降低燃油消耗率[4-5]。在中低負(fù)荷工況通過引入廢氣提高進(jìn)氣歧管壓力，可以降低換氣損失；高負(fù)荷工況下再循環(huán)廢氣可以降低缸內(nèi)燃燒溫度從而降低傳熱損失，同時(shí)抑制爆震，使燃燒重心得以提前，能有效降低發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率[6-8]。

文獻(xiàn)[9]中在一臺(tái)1.8 L汽油機(jī)上研究了部分負(fù)荷工況下引入均質(zhì)廢氣稀釋與提高滾流比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性及燃燒特性的影響。結(jié)果表明低負(fù)荷工況通過引入廢氣稀釋可使燃油消耗率降低18.2%，將高滾流比與廢氣稀釋相結(jié)合，能有效彌補(bǔ)廢氣對(duì)燃燒造成的不良影響。文獻(xiàn)[10]中在一臺(tái)直列4缸增壓直噴汽油機(jī)上針對(duì)萬有特性最低油耗工況點(diǎn)，進(jìn)行了稀薄燃燒與EGR提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的對(duì)比試驗(yàn)研究。結(jié)果表明稀薄燃燒及EGR均能有效降低發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率，稀釋率分別為33%和19%時(shí)，采用稀燃和EGR時(shí)的最高有效熱效率絕對(duì)值分別增加2.8%和1.7%。

前者研究了低負(fù)荷工況提高滾流比與引入EGR對(duì)油耗的影響，后者研究了最高熱效率工況EGR和稀燃對(duì)油耗的影響，油耗改善程度受到穩(wěn)定燃燒極限和最大稀釋率影響。本研究中在一臺(tái)進(jìn)氣門早關(guān)的增壓直噴汽油機(jī)上，通過提高滾流比、壓縮比及增壓系統(tǒng)的能力，尋求在穩(wěn)定燃燒極限和最大稀釋率上取得突破，針對(duì)低油耗區(qū)域，研究電動(dòng)增壓與EGR對(duì)燃油消耗率的影響，研究工況更注重混動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)的常用運(yùn)轉(zhuǎn)工況區(qū)間，更具工程價(jià)值。

1 試驗(yàn)設(shè)備及方法

1.1 試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)及設(shè)備

本文中選取廣汽集團(tuán)自主研發(fā)的1.5 L渦輪增壓汽油機(jī)開展試驗(yàn)研究，該發(fā)動(dòng)機(jī)采用米勒循環(huán)和 35 MPa 缸內(nèi)直噴技術(shù)，為了進(jìn)一步降低燃油消耗率，加裝了冷卻EGR系統(tǒng)與電動(dòng)增壓器，EGR系統(tǒng)從催化器下游取氣引入到增壓器上游，空氣濾清器下游裝有進(jìn)氣節(jié)流閥，電動(dòng)增壓器布置在渦輪增壓器與進(jìn)氣中冷器之間，如圖1所示。電動(dòng)增壓器主要匹配發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速3 000 r/min以下空氣流量需求，主要用于提升低轉(zhuǎn)速下增壓系統(tǒng)的能力。工作中渦輪增壓器作為前級(jí)增壓，電動(dòng)增壓器作為后級(jí)增壓與渦輪增壓器聯(lián)合運(yùn)行。

圖1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)示意圖

同時(shí)對(duì)原發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室及進(jìn)氣道進(jìn)行了優(yōu)化[11-12]，發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何壓縮比從原機(jī)的11.2提升至12.5，進(jìn)氣積分滾流比[13]由2.14提升至2.60，進(jìn)氣道流量系數(shù)與滾流比情況見圖2。試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的基本參數(shù)見表1。

圖2 進(jìn)氣道流量系數(shù)與滾流比

試驗(yàn)中使用AVL PUMA臺(tái)架控制測(cè)試系統(tǒng)、發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定用軟件系統(tǒng)INCA、AVL733S瞬態(tài)油耗儀、AVL IndiCom燃燒分析儀、HORIBA MEXA-7100D廢氣組分測(cè)量?jī)x。EGR率定義為再循環(huán)廢氣質(zhì)量MEGR與總進(jìn)氣量(新鮮空氣Mair與MEGR的和)的比值。

(1)

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)特征參數(shù)

1.2 試驗(yàn)方案

選取典型的萬有特性低油耗區(qū)域(轉(zhuǎn)速 1 500 r/min、2 000 r/min、3 000 r/min，制動(dòng)平均有效壓力(brake mean effective pressure， BMEP)為0.8 MPa、1.1 MPa、1.4 MPa)開展試驗(yàn)研究，研究中試驗(yàn)邊界條件如發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣溫度、中冷后溫度、EGR中冷后溫度、出水溫度等保持穩(wěn)定，其中中冷后溫度控制在 30 ℃，EGR中冷后溫度控制在90 ℃。試驗(yàn)過程保持過量空氣系數(shù)λ為1，通過改變點(diǎn)火提前角保持在最佳點(diǎn)火提前角或爆震邊界。通過關(guān)閉渦輪增壓器的廢氣閥來調(diào)整增壓壓力，當(dāng)廢氣閥全關(guān)后再通過電動(dòng)增壓器轉(zhuǎn)速來調(diào)整增壓壓力。優(yōu)先通過提高EGR率至燃燒穩(wěn)定邊界來降低燃油消耗率，而后通過調(diào)整增壓壓力與配氣正時(shí)來獲得最低燃油消耗率。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

圖3為燃油消耗率試驗(yàn)結(jié)果，可見高壓縮比EGR方案的燃油消耗率相對(duì)原方案大幅度降低，燃油消耗率的下降比例達(dá)到5.0%～13.6%。其中負(fù)荷為 0.8 MPa 時(shí)，燃油消耗率平均下降幅度為12.8 g/(kW·h)，平均下降比例為5.5%；負(fù)荷為1.1 MPa～1.4 MPa 時(shí)，燃油消耗率平均下降幅度為22.8 g/(kW·h)，平均下降比例為9.5%。在工況為2 000 r/min轉(zhuǎn)速、1.4 MPa BMEP時(shí)，燃油消耗率最低達(dá)到206.9 g/(kW·h)，對(duì)應(yīng)熱效率為41.2%。

圖3 原機(jī)與高壓縮比EGR方案的燃油消耗率

電動(dòng)增壓器與渦輪增壓器的聯(lián)合工作顯著提升了增壓能力，使得進(jìn)氣壓力明顯提高，進(jìn)氣壓力變化情況如圖4所示。轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為1.4 MPa時(shí)，進(jìn)氣壓力由原機(jī)的133.2 kPa提高到178.3 kPa，提高了45.1 kPa；轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、BMEP為1.4 MPa的進(jìn)氣壓力由原機(jī)的141.5 kPa提高到200.3 kPa，提高了58.8 kPa。

圖4 原機(jī)與高壓縮比EGR方案的進(jìn)氣壓力

泵氣平均有效壓力(pump mean effective pressure, PMEP)的變化情況如圖5所示。PMEP定義為換氣過程缸內(nèi)平均有效壓力。轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為1.4 MPa時(shí)，PMEP由原機(jī)的3 kPa提高到23.3 kPa，提高了20.3 kPa；轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、BMEP為1.4 MPa時(shí)，PMEP由原機(jī)的-3.1 kPa提高到 24.5 kPa，提高了27.6 kPa。

圖5 原機(jī)與高壓縮比EGR方案的泵氣平均有效壓力

圖6是轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為 1.1 MPa 時(shí)不同EGR率的換氣過程。EGR率為0時(shí)，排氣過程缸內(nèi)壓力大于進(jìn)氣過程缸內(nèi)壓力，換氣過程缸內(nèi)氣體對(duì)活塞做負(fù)功。EGR率為30%時(shí)，排氣過程缸內(nèi)壓力小于進(jìn)氣過程缸內(nèi)壓力，換氣過程缸內(nèi)氣體對(duì)活塞做正功。

圖6 1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)不同EGR率下的換氣過程

圖7是轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為 1.1 MPa 時(shí)不同EGR率下的燃燒過程缸內(nèi)工質(zhì)溫度。EGR率為0時(shí)，缸內(nèi)工質(zhì)最高溫度達(dá)到2 100 K。EGR率為30%時(shí)，缸內(nèi)工質(zhì)最高溫度約為1 500 K。這是由于再循環(huán)廢氣具有較高的比熱容，吸收了燃燒釋放的熱量，從而降低了缸內(nèi)工質(zhì)的溫度，因此減少了傳熱損失，改善了燃油消耗率。

圖7 1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)不同EGR率的缸內(nèi)溫度

由于增壓系統(tǒng)提供了足夠的進(jìn)氣壓力，可以通過減小空氣濾清器下游的節(jié)流閥開度，在EGR引入口處制造足夠大的負(fù)壓，從而提高EGR的引入能力。圖8為不同負(fù)荷下的EGR率隨轉(zhuǎn)速的變化。當(dāng)BMEP為0.8 MPa時(shí)，EGR率約為20%，這時(shí)的燃燒重心已經(jīng)處于最優(yōu)位置，進(jìn)一步提高EGR率不會(huì)改善燃油消耗率；當(dāng)BMEP為1.1 MPa～1.4 MPa、轉(zhuǎn)速為1 500 r/min時(shí)，EGR率約為30%，進(jìn)一步提高EGR率會(huì)導(dǎo)致燃燒穩(wěn)定性下降，燃油消耗率反而惡化。當(dāng)轉(zhuǎn)速為2 000 r/min與3 000 r/min時(shí)，對(duì)應(yīng)最高EGR率為24.9%與19.2%，此時(shí)達(dá)到了燃燒穩(wěn)定的極限。轉(zhuǎn)速升高保持穩(wěn)定燃燒可容忍的最高EGR率變小，主要是因?yàn)檗D(zhuǎn)速越高火花塞附近混合氣的流速越快，湍流強(qiáng)度越強(qiáng)，將火花塞兩電極間火弧的熱量帶走越多，越難形成臨界火焰核心。

圖8 不同BMEP下EGR率隨轉(zhuǎn)速的變化

提高壓縮比可以提高工質(zhì)的最高燃燒溫度，擴(kuò)大循環(huán)的溫度階梯，從而使熱效率增加。但較高的壓縮比增加了爆震傾向，對(duì)于高壓縮比EGR方案，幾何壓縮比由11.2提高至12.5，需要采用進(jìn)氣門提前關(guān)閉策略來降低有效壓縮比。圖9是原機(jī)與高壓縮比EGR方案的有效壓縮比情況，當(dāng)轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)，高壓縮比EGR方案的有效壓縮比為9.0，比幾何壓縮比低3.5。另一方面EGR降低了缸內(nèi)燃燒溫度，EGR中的隋性成分降低了未燃混合氣的活性。這兩方面的共同作用達(dá)到了較好的爆震抑制效果，因此燃燒重心得以明顯提前，燃燒重心提前情況如圖10所示，爆震區(qū)域燃燒重心提前可達(dá)3.6°～9.2°。

圖9 原機(jī)與高壓縮比EGR方案的有效壓縮比

圖10 高壓縮比EGR與原機(jī)的燃燒重心對(duì)比

圖11為轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)EGR對(duì)燃油消耗率與燃燒重心的影響。隨EGR率增加，燃燒重心逐漸提前，燃油消耗率逐漸降低。EGR率由0增加到30%，燃燒重心由21.2°提前至 10.9°，燃油消耗率由239.4 g/(kW·h)下降至 214.3 g/(kW·h)。這主要是因?yàn)樵傺h(huán)廢氣的引入降低了缸內(nèi)循環(huán)工質(zhì)的溫度，一方面抑制了爆震的發(fā)生，使得燃燒重心得以提前，另一方面減少了傳熱損失，從而使燃油消耗率減小。

圖11 1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)EGR對(duì)燃油消耗率與燃燒重心的影響

圖12為轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)缸內(nèi)循環(huán)過程p-V圖，EGR率為0時(shí)，壓縮終點(diǎn)壓力約為2.53 MPa，燃燒終點(diǎn)壓力約為 4.65 MPa，壓力升高比為1.84；EGR率為30%時(shí)，壓縮終點(diǎn)壓力約為2.74 MPa，燃燒終點(diǎn)壓力約為6.71 MPa，壓力升高比為2.45。壓力升高比的增大，可以增加混合加熱循環(huán)中等容部分的加熱量，使循環(huán)的最高溫度和壓力增加，提高循環(huán)的熱效率[14]，使做功行程初期工質(zhì)具有較好的狀態(tài)，提高工質(zhì)膨脹做功能力。

圖12 1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)缸內(nèi)循環(huán)過程p-V圖

圖13為轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)EGR對(duì)滯燃期、燃燒持續(xù)期與缸內(nèi)平均指示壓力的循環(huán)變動(dòng)率(COVIMEP)的影響，可以看出，EGR率的增加導(dǎo)致滯燃期、燃燒持續(xù)期變長(zhǎng)。EGR率由0增加至30%，滯燃期由14.4°增加至28.5°，燃燒持續(xù)期由17.4°增加至21.9°。這主要是因?yàn)樵傺h(huán)廢氣含有大量的CO2、N2等惰性成分，稀釋了混合氣中的氧，降低了燃燒反應(yīng)速率，又因其比熱容較大而導(dǎo)熱系數(shù)較小，降低了火焰溫度，影響火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

圖13 1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa時(shí)EGR對(duì)滯燃期、燃燒持續(xù)期與燃燒循環(huán)變動(dòng)的影響

定義已燃質(zhì)量百分比達(dá)到5%、50%、90%分別為AI05、AI50、AI90。圖14為轉(zhuǎn)速為1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa、EGR率為30%時(shí)的AI05、AI50、AI90，AI05的波動(dòng)幅度為7°，AI50的波動(dòng)幅度為12.8°，AI90的波動(dòng)幅度為24.0°。圖15為1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa、EGR率為35%時(shí)的燃燒AI05、AI50、AI90，AI05的波動(dòng)幅度為17.1°，AI50的波動(dòng)幅度為26.3°，AI90的波動(dòng)幅度為38.6°?？梢夾I05的波動(dòng)幅度增大時(shí)，AI50與AI90的波動(dòng)幅度也增大，滯燃期的增加導(dǎo)致燃燒相位AI50、AI90的推遲。當(dāng)EGR由30%提高至35%時(shí)，燃燒循環(huán)變動(dòng)率出現(xiàn)明顯惡化，由1.8%增加至13.2%?？梢娞岣逧GR的容忍度，關(guān)鍵是優(yōu)化燃燒組織以減小滯燃期的波動(dòng)幅度。影響滯燃期的主要因素是湍流強(qiáng)度，在一定的湍流強(qiáng)度條件下如果火花塞周圍渦團(tuán)尺寸很小，進(jìn)入到泰勒微尺度區(qū)域，則點(diǎn)火后由于分子間很高的輸運(yùn)能力和反應(yīng)速度，大大地提高了初始火焰?zhèn)鞑ニ俣?，很快達(dá)到了臨界火焰核心容積，形成火焰核心[15]。高滾流EGR方案提高了進(jìn)氣道滾流，缸內(nèi)滾流在壓縮后期破碎形成更多小湍流尺度的渦團(tuán)，對(duì)縮短點(diǎn)火滯燃期和燃燒持續(xù)期有明顯的作用，使得保持穩(wěn)定燃燒的EGR率極限拓展到30%。

圖14 1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa下EGR率30%時(shí)的燃燒AI05、AI50、AI90

圖15 1 500 r/min、BMEP為1.1 MPa下EGR率35%時(shí)的燃燒AI05、AI50、AI90

3 結(jié)論

(1) 低油耗區(qū)域燃油消耗率的下降比例達(dá)5.0%～13.6%，最高熱效率達(dá)到41.2%，主要得益于傳熱損失、換氣損失的減少和膨脹做功的增加。

(2) 泵氣損失的減少主要得益于換氣過程的改善，傳熱損失減少主要靠EGR降低循環(huán)工質(zhì)的溫度，膨脹做功的增加主要靠燃燒的改善，而進(jìn)氣門早關(guān)與EGR共同抑制了爆震使燃燒重心提前是關(guān)鍵。

(3) EGR率的增加，使燃燒重心提前，燃油消耗率降低，提高EGR容忍度的關(guān)鍵是通過提高進(jìn)氣滾流優(yōu)化燃燒組織，減小點(diǎn)火滯燃期和燃燒持續(xù)期。