張國剛，王斌

(1.天津中德應(yīng)用技術(shù)大學基礎(chǔ)實驗實訓中心，天津 300350； 2.天津大學機械工程學院，天津 300072)

改善汽油機的燃油經(jīng)濟性是降低車輛CO2排放，滿足油耗法規(guī)的關(guān)鍵手段[1]。在城市工況條件下運行時(2 000～3 000 r/min，中低負荷)，傳統(tǒng)的奧托循環(huán)汽油機具有較大的泵氣損失而造成較高的燃油消耗。近年來降低汽油機油耗的方案主要可分為兩類：一是自然吸氣發(fā)動機利用高壓縮比在額定功率下實現(xiàn)低油耗，二是高增壓、小型化發(fā)動機在部分負荷下實現(xiàn)低油耗[2]。因此，如果將高壓縮比與小型化增壓相結(jié)合，就能夠在不損害滿負載性能的情況下獲得兩種方案的效率優(yōu)勢。

然而，這種方法會增加發(fā)動機的爆震趨勢。要解決這個問題，常見的方法是推遲點火提前角，另一種簡單的方法是直接降低發(fā)動機的幾何壓縮比。但是這些策略或結(jié)構(gòu)的改變會使得發(fā)動機難以達到最佳的熱效率，這反過來又犧牲了發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性[3]。

米勒循環(huán)廣泛應(yīng)用在混合動力汽車中，用于提高汽油發(fā)動機的熱效率。在米勒循環(huán)中，進氣門提前或者延遲關(guān)閉，這會使膨脹比大于實際壓縮比，從而減少壓縮功，提高熱效率，降低燃油消耗率。李鐵等[4]比較了進氣門早關(guān)的米勒循環(huán)策略(EIVC)和進氣門晚關(guān)的米勒循環(huán)策略(LIVC)對不同負荷下增壓直噴汽油機燃油經(jīng)濟性的影響。結(jié)果表明，在高負荷工況下，采用LIVC策略結(jié)合12的壓縮比可將原機(壓縮比為9.3)的燃油消耗率降低4.7%。這主要是由于LIVC策略擁有優(yōu)良的燃燒相位和較低的泵氣損失壓力。然而，在低負荷條件下，情況則相反。在低負荷下，LIVC策略和EIVC策略相比原機的燃油消耗率分別降低了6.8%和7.4%。Cleary等[5]研究了采用LIVC策略并去掉節(jié)氣門裝置的單缸發(fā)動機在部分負荷工況下的油耗情況，結(jié)果表明：在保持排氣門升程和持續(xù)時間不變的前提下，通過優(yōu)化進氣門升程和持續(xù)時間可以降低7%的油耗。

可以看出，米勒循環(huán)通過降低泵氣損失能夠顯著改善燃油經(jīng)濟性。此外，當進氣門提前關(guān)閉時，氣缸內(nèi)的氣體隨著活塞的下降而膨脹，因此缸內(nèi)溫度降低。而當進氣門延遲關(guān)閉時，氣體倒流也能夠在一定程度上帶走氣缸內(nèi)的高溫氣體，從而降低缸內(nèi)溫度。在Doaund等[6]提出的爆震模型中，溫度在汽油機發(fā)生爆震時起著重要作用。因此，米勒循環(huán)比奧托循環(huán)具有更好的抗爆震能力。此外，Wan等[7]的研究發(fā)現(xiàn)，將高幾何壓縮比和米勒循環(huán)策略相結(jié)合，汽油機能夠?qū)崿F(xiàn)良好燃燒相位和低爆震傾向的平衡。

綜上所述，米勒循環(huán)策略能夠改善燃油經(jīng)濟性，同時具有降低發(fā)動機爆震趨勢的潛力。然而，缸內(nèi)溫度、壓力以及湍動能都隨著空間和時間發(fā)生急劇的變化，傳統(tǒng)的發(fā)動機臺架測試手段只能提供有限的信息，而數(shù)值模擬方法可以再現(xiàn)缸內(nèi)的流動及燃燒過程，已成為發(fā)動機缸內(nèi)燃燒過程研究必不可少的手段。因此，本研究基于一臺三缸GDI汽油機，建立了一維和三維模型，研究了不同米勒循環(huán)策略對GDI汽油機的缸內(nèi)氣流以及燃燒過程的影響。

本研究從宏觀層面到微觀層面，詳細分析了米勒循環(huán)對GDI發(fā)動機燃燒過程的影響。對于深入認識米勒循環(huán)影響機制，評價米勒循環(huán)在商用汽油機的應(yīng)用潛力以及指導缸內(nèi)燃燒技術(shù)的優(yōu)化具有理論意義和實際工程價值。

1 發(fā)動機仿真模型的建立

1.1 試驗樣機

研究用發(fā)動機為3缸GDI汽油機，樣機的參數(shù)見表1。

表1 汽油機的基本參數(shù)

1.2 一維仿真模型建立

本研究基于GT-POWER軟件搭建了完整的發(fā)動機一維仿真模型。燃燒模型為零維韋伯燃燒模型“EngCylCombSIWiebe”，傳熱模型為WoschniGT模型。采用的增壓方式為可變截面渦輪增壓(VGT)，VGT的噴嘴環(huán)開度會根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速自動調(diào)節(jié)，具有改善渦輪低速遲滯和抑制高速增壓過高的優(yōu)點。壓氣機采用“Compressor”模塊搭建，中冷部分采用“PipeRectangle”模塊搭建，可變渦輪部分采用“Turbine”模塊搭建，并將 “Rack Array”值分別定義為0.1，0.2，0.4，0.6，0.8，1來輸入可變渦輪的Map圖。對于米勒循環(huán)的仿真研究，進氣門延遲關(guān)閉是通過延長原機進氣凸輪型線最大升程持續(xù)的曲軸轉(zhuǎn)角來實現(xiàn)的，進氣門提前關(guān)閉則是通過減小進氣門升程來實現(xiàn)的。搭建的仿真模型氣缸及進排氣部分如圖1所示。

圖1 一維仿真模型

1.3 三維仿真模型建立

本研究基于三維仿真軟件CONVERGE搭建了缸內(nèi)直噴汽油機原型機的三維仿真全模型(見圖2)。表2示出仿真過程中具體的計算模型設(shè)置。仿真模擬的計算時間為進氣門開啟時刻到排氣門開啟時刻。

圖2 三維仿真模型

表2 仿真模型選擇

1.4 仿真模型驗證

建立好汽油機仿真模型后，為了保證一定的計算精度，在節(jié)氣門全開的條件下，對不同發(fā)動機轉(zhuǎn)速下，米勒度為0時的一維仿真的原機模型進行驗證。該驗證工作是基于增壓直噴發(fā)動機性能試驗平臺開展的。該平臺具備測功機、發(fā)動機、冷卻裝置以及溫度、壓力傳感器、燃燒分析儀等主要試驗設(shè)備。試驗過程中，用Kistler 6061BU缸內(nèi)壓力傳感器測量各缸的燃燒爆發(fā)壓力，用AVL 662燃燒分析儀記錄缸內(nèi)瞬態(tài)壓力并實時計算燃燒相位。采用Inca標定軟件、PUMA臺架控制系統(tǒng)實時監(jiān)測發(fā)動機的轉(zhuǎn)速、功率、扭矩等。驗證結(jié)果見圖3和圖4。

圖3 一維仿真結(jié)果與試驗對比

圖4 三維仿真結(jié)果與試驗對比

圖4示出發(fā)動機全負荷，2 000 r/min，米勒度為0工況下的三維仿真缸壓值與試驗缸壓值的對比?？梢钥吹?，CONVERGE仿真結(jié)果與試驗結(jié)果擬合得較好。

圖3示出一維仿真結(jié)果與試驗結(jié)果對比?？梢钥闯?，仿真與試驗的誤差較小，仿真模型的計算精度符合要求。誤差的主要來源是仿真模型的傳熱損失、漏氣損失、機械損失等與試驗機不同。

2 一維結(jié)果與討論

2.1 幾何壓縮比的確定

提高汽油機的幾何壓縮比(εc)能夠有效提高其熱效率，但過高的壓縮比會造成汽油機發(fā)生爆震。因此，本研究首先在原氣門升程曲線下，基于一維仿真模型，研究了全負荷工況下不同幾何壓縮比對發(fā)動機動力性及經(jīng)濟性的影響，并通過對燃燒結(jié)果的分析，選擇汽油機性能較佳的幾何壓縮比。

圖5示出了在全負荷工況，不同幾何壓縮比下扭矩、燃油消耗率和充氣效率的變化?？梢钥闯觯攷缀螇嚎s比從9增大到12時，發(fā)動機的扭矩和功率提升，燃油消耗率降低。此外，當發(fā)動機轉(zhuǎn)速在1 000～3 800 r/min時，充氣效率由于渦輪增壓器效率基本相同而變化不大。然而，當發(fā)動機轉(zhuǎn)速為4 000～6 000 r/min時，由于壓縮比增大后缸內(nèi)壓力升高，產(chǎn)生的排氣背壓過大導致壓氣機出現(xiàn)氣堵，使充氣效率降低(見圖6)。

圖5 不同幾何壓縮比下的仿真結(jié)果

圖6 不同幾何壓縮比下壓氣機與汽油機聯(lián)合運行曲線

增壓GDI汽油機容易出現(xiàn)爆震現(xiàn)象，因此，分析不同幾何壓縮比下的爆震傾向非常有必要。在GT-POWER中，選擇常用的Douaud and Eyzat爆震模型，該模型通過計算爆震指數(shù)(KI)表征發(fā)動機發(fā)生爆震的可能性。KI的計算公式如下：

式中：M為爆震指數(shù)系數(shù)(用戶定義)；W為未燃氣體質(zhì)量分數(shù)；VTDC為上止點時氣缸容積；V為氣缸總?cè)莘e；T為未燃氣體總溫度；Ф為未燃氣體當量比；Iave為誘導時間積分(所有末端氣體平均值)；IK-ref為誘導時間積分的參考值；IK-corr為誘導時間積分修正系數(shù)。

圖7示出了全負荷工況時，不同幾何壓縮比下爆震指數(shù)的變化?？梢钥闯?，隨著幾何壓縮比的增大，爆震指數(shù)明顯升高，即發(fā)動機發(fā)生爆震的概率增大。這是由于隨著壓縮比的增大，氣缸內(nèi)的燃燒壓力升高，導致爆震趨勢明顯增大。

圖7 不同幾何壓縮比下爆震指數(shù)的變化

綜合考慮發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性、爆震趨勢以及壓氣機高速堵塞情況，當幾何壓縮比為10∶1時，發(fā)動機能夠獲得良好的綜合性能，因此選擇發(fā)動機模型的幾何壓縮比為10∶1。

2.2 米勒循環(huán)的影響

在研究米勒循環(huán)的影響時，將進氣門提前關(guān)閉(EIVC)的米勒度定義為負數(shù)，即早米勒。將進氣門延遲關(guān)閉(LIVC)的米勒度定義為正數(shù)，即晚米勒。圖8示出不同米勒度下的氣門升程曲線。

圖8 不同米勒度下的氣門升程曲線

本研究分析了發(fā)動機在中高轉(zhuǎn)速(2 000 r/min和4 000 r/min)，不同負荷下，不同米勒度對發(fā)動機充氣效率、動力性以及經(jīng)濟性的影響。

圖9示出了不同米勒度對發(fā)動機充氣效率的影響。在進氣門延遲關(guān)閉的條件下，充氣效率隨著晚米勒度的增加持續(xù)下降，且在低負荷工況時，下降幅度最為明顯。這是由于進氣門延遲關(guān)閉時，氣流倒流，使得缸內(nèi)進氣量降低。當進氣門提前關(guān)閉時，充氣效率隨著早米勒度的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。在2 000 r/min時，盡管充氣效率在較大的早米勒度下有所降低，但仍高于原機。因此，在發(fā)動機中低轉(zhuǎn)速時，進氣門提前關(guān)閉有利于減少節(jié)流損失，從而減少換氣功。

圖9 不同米勒度下的充氣效率變化

圖10示出了不同米勒度對發(fā)動機扭矩的影響?？梢钥闯?，隨著晚米勒度的增加，扭矩持續(xù)降低。這主要是由于充氣效率降低導致的。而隨著早米勒度的增加，扭矩呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢，且降低幅值并不明顯，這同充氣效率的變化趨勢一致。另外，當晚米勒度過大時，扭矩下降幅度增大。這是因為隨著進氣門過于延遲關(guān)閉，氣缸內(nèi)進氣出現(xiàn)回流，缸內(nèi)殘余廢氣增加，這會造成燃燒速率變慢，燃燒持續(xù)期延長，燃燒相位推遲，最終導致做功能力下降。

圖10 不同米勒度下的扭矩變化

圖11示出不同米勒度下的燃油消耗率變化曲線?？梢钥吹剑谵D(zhuǎn)速4 000 r/min，中低負荷時，米勒循環(huán)策略能夠顯著改善油耗。這是因為在中低負荷，影響油耗的主要因素為泵氣損失。采用米勒循環(huán)策略會使進氣量減少，為了維持相同的負荷，增壓壓力提高，泵氣損失降低。此外，米勒循環(huán)的膨脹行程更長，可以充分利用燃油的能量，提升經(jīng)濟性。然而，在80%負荷下，當早米勒度過大時，出現(xiàn)了燃油消耗率升高的情況。這主要是由于在80%負荷下，缸內(nèi)噴入的燃油量增加，但過早的關(guān)閉進氣門，會造成缸內(nèi)進氣量不足以使燃油充分燃燒，造成燃燒惡化，從而使得燃油經(jīng)濟性下降。尤其是在高轉(zhuǎn)速下，燃燒速度較快，使得該現(xiàn)象進一步惡化。此外，在80%負荷下，當晚米勒度較小時，油耗也有升高的現(xiàn)象。這是由于在高負荷下，較小晚米勒策略下的米勒效應(yīng)不顯著而導致的。

圖11 不同米勒度下的燃油消耗率變化

對于2 000 r/min轉(zhuǎn)速，只有在部分早米勒工況下，油耗才有所改善。這是因為在低發(fā)動機轉(zhuǎn)速下，火焰?zhèn)鞑ニ俾瘦^慢，燃燒持續(xù)期增加，燃燒相位推遲。因此，燃燒效率較低，米勒循環(huán)策略的作用并不明顯。綜上分析可以看出，在發(fā)動機低中負荷，早米勒工況在改善油耗方面的能力都要強于晚米勒策略。

圖12示出了不同米勒度下的爆震指數(shù)變化情況?？梢钥闯?，與非米勒工況相比，早米勒和晚米勒都能夠顯著降低爆震指數(shù)，即采用米勒循環(huán)能夠降低發(fā)動機發(fā)生爆震的概率。這主要是由于采用米勒循環(huán)能夠降低有效壓縮比，從而使得壓縮終點的溫度和壓力降低，爆震傾向因而降低。此外，從圖中還能明顯看出，在相同的米勒度下，晚米勒的爆震指數(shù)降低更為明顯，這可能與晚米勒工況下的缸內(nèi)燃燒情況有關(guān)。因此，開展不同米勒度下的三維模擬研究對于進一步了解不同米勒循環(huán)策略對發(fā)動機燃燒情況的影響非常有必要。

圖12 不同米勒度下的爆震指數(shù)變化

3 三維結(jié)果討論

2 000 r/min為發(fā)動機的常用城市典型工況，因此對發(fā)動機轉(zhuǎn)速在2 000 r/min時，氣門升程分別為原機、EIVC20和LIVC20的燃燒情況進行了三維模擬研究。

圖13a示出缸內(nèi)進氣量的變化?？梢钥闯觯琇IVC策略的最終進氣量小于EIVC策略。這是由于進氣門延遲關(guān)閉時，發(fā)動機在壓縮行程時缸內(nèi)真空度過低，氣體回流入進氣歧管。因此，缸內(nèi)氣體質(zhì)量比EIVC策略的要小。圖13b示出缸內(nèi)湍動能的變化情況。由圖可知，EIVC和LIVC策略都能大幅度地提高缸內(nèi)湍動能。此外，在進氣過程及壓縮過程前期，EIVC策略的湍動能強度要大于LIVC策略，但在壓縮行程后期小于LIVC策略。這有兩方面原因：其一，由于EIVC策略的氣門開啟角度較前，與排氣門開啟的重疊角較大，氣缸內(nèi)的排氣慣性使得氣缸內(nèi)真空度較大，在進氣過程前期氣體流速大于LIVC策略。因此，在高速的氣體沖擊作用下，缸內(nèi)湍動能明顯增強。其二，在壓縮行程后期，由于進氣門提前關(guān)閉，缸內(nèi)的滾流比降低，從而使得大渦氣流破碎產(chǎn)生的能量較低，使得湍動能小于LIVC策略。

圖13 缸內(nèi)進氣量以及湍動能變化

圖14示出壓縮上止點(TDC)和上止點后20°曲軸轉(zhuǎn)角時缸內(nèi)湍動能情況?？梢钥闯觯谏现裹c時刻，與LIVC策略相比，EIVC策略的燃燒室中心區(qū)域湍動能強度很弱，不利于著火后火焰的快速傳播。在上止點后20°曲軸轉(zhuǎn)角時，LIVC策略下缸內(nèi)的高強度湍動能區(qū)域更廣，且分布合理。湍動能的提高能夠增強油氣混合，改善燃燒過程。同時，著火燃燒前，燃燒室中心區(qū)域的湍動能越強，則越容易著火燃燒，且燃燒速率也較快。因此，LIVC策略的著火效果和火焰發(fā)展速度較佳，能夠減弱末端混合氣自燃，降低爆震趨勢[8]。

圖14 缸內(nèi)湍動能分布

圖15示出了上止點以及上止點后20 °曲軸轉(zhuǎn)角時的缸內(nèi)溫度場?？梢钥闯?，LIVC策略的缸內(nèi)溫度在相同曲軸轉(zhuǎn)角時刻下較EIVC策略的低。同時，在上止點后20°曲軸轉(zhuǎn)角時，LIVC策略的著火區(qū)域小于EIVC策略。這是由于在LIVC策略下，氣體回流，能夠帶走一部分缸內(nèi)的熱量，因此缸內(nèi)溫度場較低，可以有效地抑制汽油機發(fā)生爆震。

圖15 缸內(nèi)溫度場變化

結(jié)合一維和三維分析可以看出，EIVC策略在降低泵氣損失，改善燃油經(jīng)濟性方面比LIVC策略更有效。而LIVC策略能夠提高缸內(nèi)湍動能，改善油氣混合，并降低缸內(nèi)整體溫度，因此在抑制爆震方面更有效。

4 結(jié)論

a) 提高幾何壓縮比能夠提高扭矩并改善油耗，但在高速時，面臨壓氣機超速現(xiàn)象;

b) 發(fā)動機轉(zhuǎn)速在4 000 r/min以及2 000 r/min時，進氣門提前關(guān)閉策略都能顯著改善油耗，并且扭矩的降低幅度并不大;

c) EIVC策略與LIVC策略都能提高缸內(nèi)的湍動能，但在著火過程中，LIVC策略的湍動能明顯比EIVC策略的大，因此能夠改善油氣混合過程;

d) LIVC策略的缸內(nèi)溫度比EIVC的低，且高溫區(qū)域小，因此在抑制汽油機爆震方面更有效。