關(guān) 力 楊 陳 夏志豪 尹建東 沈 源

（寧波吉利羅佑發(fā)動(dòng)機(jī)零部件有限公司 浙江 寧波 315336）

引言

泵氣損失是影響發(fā)動(dòng)機(jī)中小負(fù)荷油耗的重要因素，其來源是節(jié)氣門未完全開啟時(shí)，進(jìn)氣節(jié)流作用導(dǎo)致克服進(jìn)氣阻力所做的功增加[1]。小負(fù)荷由于進(jìn)氣量需求小，常采用較小的節(jié)氣門開啟角度，故而泵氣損失更大。對(duì)于平均車速較小的城市工況，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩更低，泵氣損失對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)和整車油耗的影響更大。

現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)常采用小型化設(shè)計(jì)，使整車需求功率相同的情況下，大負(fù)荷時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩增加，減小泵氣損失[2]。對(duì)于給定排量的發(fā)動(dòng)機(jī)，則使用靈活的氣門機(jī)構(gòu)來主動(dòng)降低泵氣損失。傳統(tǒng)車型為了同時(shí)滿足大負(fù)荷時(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)性能和小負(fù)荷時(shí)的較低油耗，采用可變氣門機(jī)構(gòu)[3-4]，通過氣門機(jī)構(gòu)主動(dòng)改變不同工況下的氣門升程，兼顧油耗和性能?；旌蟿?dòng)力車型因性能需求較低，通常直接采用小包角凸輪的米勒循環(huán)或者大包角凸輪的阿特金森循環(huán)[5-6]。

對(duì)于混合動(dòng)力專用發(fā)動(dòng)機(jī)，米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)常結(jié)合高壓縮比。高壓縮比可以降低發(fā)動(dòng)機(jī)的有效壓縮比，提高發(fā)動(dòng)機(jī)的理論熱效率。因此，盡管使用了較高的幾何壓縮比，發(fā)動(dòng)機(jī)也不會(huì)產(chǎn)生爆燃。

米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)也有各自的不足，米勒循環(huán)由于進(jìn)氣門早關(guān)，導(dǎo)致缸內(nèi)滾流減弱；阿特金森循環(huán)由于氣門晚關(guān)，缸內(nèi)較高溫度的混合氣回流到進(jìn)氣道，會(huì)加熱進(jìn)氣道，進(jìn)氣溫度高也會(huì)導(dǎo)致爆燃傾向加劇[7]。

本文基于一臺(tái)1.0 L 進(jìn)氣道燃油噴射增壓汽油機(jī)，通過改動(dòng)相關(guān)硬件，使其分別變?yōu)槊桌昭h(huán)和阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)。然后對(duì)3 種硬件狀態(tài)下的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗的影響機(jī)理。

1 試驗(yàn)裝置及方法

1.1 試驗(yàn)裝置

要實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)或者阿特金森循環(huán)，首先需要對(duì)配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。本文通過改變凸輪包角大小和氣門升程來實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)。米勒循環(huán)使用小包角凸輪，1 mm 升程角度為130°CA，阿特金森循環(huán)使用大包角凸輪，1 mm 升程角度為240°CA，原機(jī)進(jìn)氣凸輪包角介于2 者之間。進(jìn)排氣凸輪型線如圖1 所示。

圖1 進(jìn)排氣凸輪軸升程曲線

無論進(jìn)氣門早關(guān)或者晚關(guān)，其結(jié)果均導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮行程減小，即實(shí)際壓縮比小于發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比。若不更改發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比而直接使用米勒循環(huán)或者阿特金森循環(huán)，必然導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比降低，過低的有效壓縮比不利于發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的提高。本文將原機(jī)的壓縮比從9.6 提高到12.5，在不改變發(fā)動(dòng)機(jī)缸徑及行程的情況下，將活塞頂部填平，使其更接近于平頂活塞的設(shè)計(jì)是最簡(jiǎn)單的提高壓縮比方式。缺點(diǎn)是不利于缸內(nèi)滾流的生成和保持，使混合氣的燃燒速度變慢。此外，米勒循環(huán)凸輪包角較小，進(jìn)氣門更早關(guān)閉，會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)滾流變?nèi)?。為了彌補(bǔ)活塞和凸輪軸帶來的滾流弱化缺陷，本文對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，使氣體更多地從燃燒室頂部流入氣缸內(nèi)，實(shí)現(xiàn)更高的滾流。

試驗(yàn)過程中，分別采用AVL 電力測(cè)功機(jī)、油耗儀、HORIBA 排放分析儀來獲取發(fā)動(dòng)機(jī)的性能、油耗和排放數(shù)據(jù)。使用Kistler 氣缸壓力傳感器式火花塞替換原機(jī)火花塞，獲取缸內(nèi)燃燒相關(guān)數(shù)據(jù)。

1.2 試驗(yàn)方法

本文研究米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗的影響，故試驗(yàn)主要是針對(duì)最佳油耗區(qū)內(nèi)的工況進(jìn)行測(cè)試分析，對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)速為2 750 r/min，負(fù)荷范圍為0.9～1.2 MPa。

本文在一臺(tái)進(jìn)氣道燃油噴射汽油機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)研究，作為比對(duì)基準(zhǔn)，首先測(cè)量這臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的原始性能和油耗。米勒循環(huán)試驗(yàn)前，發(fā)動(dòng)機(jī)下臺(tái)架進(jìn)行硬件更換，改動(dòng)的硬件包括米勒循環(huán)專用凸輪軸、高壓縮比（12.5）活塞、高進(jìn)氣滾流氣道。完成硬件更換后，進(jìn)行米勒循環(huán)試驗(yàn)。最后，再次下臺(tái)架，更換阿特金森循環(huán)專用凸輪軸，完成阿特金森循環(huán)試驗(yàn)。

試驗(yàn)過程中，手動(dòng)控制點(diǎn)火提前角，通過掃描不同進(jìn)氣門開啟時(shí)刻IVO、排氣門關(guān)閉時(shí)刻EVC 以及噴油相位，獲取不同硬件組合下的最低發(fā)動(dòng)機(jī)油耗。

試驗(yàn)過程中，保證各缸平均指示壓力循環(huán)波動(dòng)率IMEPcov 小于3%，空燃比等于1，排氣溫度不高于850 ℃。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 不同凸輪對(duì)滾流比的影響

圖2 為米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)各自凸輪包角對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)滾流比情況，圖中，CAM130 表示米勒循環(huán)，CAM240 表示阿特金森循環(huán)。

圖2 缸內(nèi)滾流比

從圖2 可以看出，采用不同凸輪對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)滾流影響十分明顯。主要區(qū)別為：進(jìn)氣行程，米勒循環(huán)的進(jìn)氣門在進(jìn)氣下止點(diǎn)前關(guān)閉，缸內(nèi)滾流比很快達(dá)到峰值，然后開始下降。阿特金森循環(huán)的進(jìn)氣門在進(jìn)氣下止點(diǎn)后關(guān)閉，進(jìn)氣行程，進(jìn)氣門始終處于打開狀態(tài)，且氣門升程較大，有利于缸內(nèi)滾流的生成和持續(xù)，故而可以獲得更大的滾流比。從圖2 也可以看出，滾流比第一個(gè)峰值，即進(jìn)氣行程缸內(nèi)滾流比的大小與后續(xù)的壓縮行程以及點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)滾流比的大小有直接關(guān)系，表明凸輪包角和升程對(duì)滾流比有較大的影響。

2.2 米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)對(duì)油耗的影響

圖3 為發(fā)動(dòng)機(jī)油耗試驗(yàn)結(jié)果（轉(zhuǎn)速為2 750 r/min，負(fù)荷BMEP=0.9～1.2 MPa）。

圖3 油耗對(duì)比

從圖3 可以看出，不同負(fù)荷下，原機(jī)油耗始終處于較高水平，且隨著負(fù)荷的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)油耗降低。這是因?yàn)閴嚎s比較低的情況下，爆燃傾向小，AI50 均可以保持在上止點(diǎn)后6～8°CA 范圍內(nèi)，燃燒效率較高，此時(shí)影響油耗的主要因素是泵氣損失和摩擦功。負(fù)荷較小的情況下，泵氣損失及摩擦功占比均較大，導(dǎo)致油耗偏高。從圖3 還可以看出，米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)均可以明顯降低發(fā)動(dòng)機(jī)油耗，但阿特金森循環(huán)的油耗降低效果更明顯。相比原機(jī)，最低油耗對(duì)應(yīng)的負(fù)荷下降到1.0 MPa 左右。

為了探究不同循環(huán)方式對(duì)油耗的影響原因，分別對(duì)各工況的AI50（燃料燃燒50%所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角）、燃燒持續(xù)期和泵氣損失進(jìn)行了對(duì)比研究。

圖4 為AI50 隨負(fù)荷的變化。

圖4 AI50 對(duì)比

原機(jī)由于采用較小的壓縮比，在整個(gè)負(fù)荷范圍內(nèi)，AI50 都保持在最佳位置；米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)由于匹配了更大的壓縮比（12.5），雖然可以降低有效壓縮比，但是高的壓縮比導(dǎo)致活塞扁平化，使缸內(nèi)滾流強(qiáng)度減弱，最終導(dǎo)致在大于1.0 MPa 的區(qū)域爆燃現(xiàn)象更加明顯。表現(xiàn)為AI50 隨著負(fù)荷增大不斷增大，燃燒效率降低，油耗升高，這與圖3 中米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)的油耗趨勢(shì)一致。

圖5 給出了燃燒持續(xù)時(shí)間AI10～AI90 隨發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的變化。

圖5 燃燒持續(xù)期對(duì)比

相比于原機(jī)，新發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)氣道進(jìn)行了優(yōu)化，加強(qiáng)了滾流，有利于燃燒速度的提升，但同時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的高壓縮比導(dǎo)致缸內(nèi)滾流減弱。因此，設(shè)計(jì)過程中，應(yīng)盡可能提高氣道的滾流比，使?jié)L流水平與原機(jī)接近。從圖5 可以看出，阿特金森循環(huán)由于較大的凸輪包角和氣門升程，有利于缸內(nèi)滾流的升高，表現(xiàn)為在非爆燃區(qū)域（0.9 MPa），其燃燒持續(xù)期與原機(jī)可以保持在相同水平。負(fù)荷增加后，燃燒持續(xù)期略有增加，這是因?yàn)榇筘?fù)荷下爆燃傾向增加，點(diǎn)火提前角減小。不同負(fù)荷下，米勒循環(huán)與阿特金森循環(huán)燃燒持續(xù)期的變化規(guī)律相同，但米勒循環(huán)的燃燒持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)，這與圖2 中給出的缸內(nèi)滾流比規(guī)律一致，即較低的缸內(nèi)滾流比會(huì)導(dǎo)致壓縮終了缸內(nèi)湍動(dòng)能減弱，不利于火焰的快速傳播，從而使燃燒持續(xù)時(shí)間變長(zhǎng)。

2 種循環(huán)的泵氣損失與原機(jī)對(duì)比結(jié)果如圖6所示。

圖6 泵氣損失對(duì)比

隨著負(fù)荷增大，3 種方案的泵氣損失均表現(xiàn)出相同的下降趨勢(shì)。這是因?yàn)榇筘?fù)荷下，新鮮空氣需求量增加，進(jìn)氣壓力增加，進(jìn)氣節(jié)流阻力減小。采用米勒和阿特金森循環(huán)，泵氣損失更低。這是因?yàn)槊桌昭h(huán)凸輪包角較小，進(jìn)氣門在下止點(diǎn)前已經(jīng)關(guān)閉，進(jìn)氣有效時(shí)間較短，為了獲得相同的進(jìn)氣量，必須提高進(jìn)氣壓力；阿特金森循環(huán)進(jìn)氣門在下止點(diǎn)后關(guān)閉，此時(shí)活塞上行，將部分混合氣推出進(jìn)氣門。為了保證相同負(fù)荷下的新鮮空氣量，要求更大的進(jìn)氣壓力，即更小的泵氣損失。較小的泵氣損失是米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)中小負(fù)荷油耗降低的重要原因。

2.3 進(jìn)氣門開啟時(shí)刻對(duì)油耗的影響

為了進(jìn)一步分析米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)對(duì)燃燒過程的影響，本文對(duì)2 種循環(huán)不同進(jìn)氣門開啟時(shí)刻的油耗及各燃燒參數(shù)進(jìn)行了對(duì)比。

圖7 給出了2 750 r/min@1.0 MPa 工況下2 種循環(huán)的AI50 隨進(jìn)氣門開始時(shí)刻IVO 的變化規(guī)律，其中，360°CA 為排氣上止點(diǎn)位置。

圖7 AI50 對(duì)比

米勒循環(huán)的AI50 隨著進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻提前而減小，因?yàn)槊桌昭h(huán)進(jìn)氣門在進(jìn)氣下止點(diǎn)之前就已經(jīng)關(guān)閉，進(jìn)氣門進(jìn)一步提前關(guān)閉，必然導(dǎo)致進(jìn)氣門關(guān)閉后的等熵膨脹過程增加，即有效壓縮比降低，爆燃傾向減弱，可使點(diǎn)火提前角加大。阿特金森循環(huán)的AI50 減小原理與米勒循環(huán)相同，區(qū)別在于阿特金森循環(huán)進(jìn)氣門在進(jìn)氣下止點(diǎn)之后關(guān)閉，進(jìn)氣門開啟時(shí)間越長(zhǎng)，有效壓縮比越低，更有利于AI50 減小。從圖7 可以看出，無論是米勒循環(huán)還是阿特金森循環(huán)，匹配合適的進(jìn)氣門開啟時(shí)刻，對(duì)于爆燃都有明顯的抑制作用。

圖8 是2 種循環(huán)的油耗隨進(jìn)氣門開啟時(shí)刻IVO的變化規(guī)律。

從圖8 可以看出，在不同的IVO 下，阿特金森循環(huán)的油耗始終低于米勒循環(huán)。這可能是因?yàn)槊桌昭h(huán)缸內(nèi)滾流弱，燃燒持續(xù)期較長(zhǎng)，不利于缸內(nèi)混合氣集中放熱做功。

圖8 油耗對(duì)比

隨著進(jìn)氣門開啟時(shí)刻提前，阿特金森循環(huán)的油耗逐漸增加，這與其AI50 隨IVO 的變化規(guī)律一致。但是米勒循環(huán)的油耗隨著進(jìn)氣門開啟時(shí)刻提前先降低后增加，并沒有隨AI50 減小而一直降低。

圖9 給出了2 種循環(huán)未燃碳?xì)浠衔锱欧烹S進(jìn)氣門開啟時(shí)刻IVO 的變化規(guī)律，用于進(jìn)一步解釋米勒循環(huán)油耗的變化規(guī)律。

圖9 未燃碳?xì)浠衔锱欧艑?duì)比

從圖9 可以看出，對(duì)于米勒循環(huán)，隨著進(jìn)氣門開啟時(shí)刻提前，碳?xì)浠衔铮═HC）排放明顯升高。這是因?yàn)檫M(jìn)氣門開啟時(shí)刻提前會(huì)導(dǎo)致進(jìn)排氣門重疊角增加，對(duì)于進(jìn)氣道燃油噴射汽油機(jī)，噴油器在進(jìn)氣門開啟之前已經(jīng)開始噴油，進(jìn)氣門開啟時(shí)，若排氣門還未完全關(guān)閉，導(dǎo)致部分燃油直接被排入排氣道，碳?xì)浠衔锱欧旁黾?，這是米勒循環(huán)的油耗沒有隨著AI50減小而降低的重要原因。

2.4 能量平衡分析

圖10 給出了2 750 r/min@1.0 MPa 工況下米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)最低油耗下的能量平衡分析結(jié)果。

圖10 米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)能量平衡對(duì)比分析

從圖10 可以看出，阿特金森循環(huán)的有效功比米勒循環(huán)高0.7%（絕對(duì)值），在能量損失方面，阿特金森循環(huán)的排氣損失比米勒循環(huán)低0.9%（絕對(duì)值），未燃損失比米勒循環(huán)低0.4%（絕對(duì)值）。阿特金森循環(huán)排氣損失較小是因?yàn)榘⑻亟鹕h(huán)的AI50 小，燃燒持續(xù)期時(shí)間短，排氣可以帶走的熱量減小。米勒循環(huán)的未燃損失比阿特金森循環(huán)高是因?yàn)槊桌昭h(huán)存在氣門重疊角（見圖8），排氣中未燃碳?xì)浠衔锱欧旁黾?。阿特金森循環(huán)的散熱損失比米勒循環(huán)高0.5%（絕對(duì)值），這是由于阿特金森循環(huán)的AI50 更小，燃燒速度更快，燃燒放熱更靠近上止點(diǎn)附近，缸內(nèi)溫度更高，反而導(dǎo)致散熱損失略有增加。

3 結(jié)論

本文在一臺(tái)1.0 L 進(jìn)氣道燃油噴射增壓汽油機(jī)上進(jìn)行了米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)的試驗(yàn)研究，對(duì)比分析了2 種循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗和性能的影響，得到的主要結(jié)論包括：

1）阿特金森循環(huán)氣門升程更大，燃燒持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)，有利于缸內(nèi)滾流的生成和持續(xù)，故而比米勒循環(huán)獲得更大的滾流比。

2）試驗(yàn)結(jié)果表明，米勒循環(huán)和阿特金森循環(huán)均可以顯著降低發(fā)動(dòng)機(jī)油耗。其中，阿特金森循環(huán)的油耗比米勒循環(huán)更低。主要得益于阿特金森循環(huán)更快的燃燒速度，爆燃傾向更小，燃燒更完全。

3）阿特金森循環(huán)隨著進(jìn)氣門晚關(guān)，AI50 減小，油耗降低；米勒循環(huán)也可以通過調(diào)節(jié)進(jìn)氣門降低油耗，但進(jìn)氣門提前關(guān)閉會(huì)導(dǎo)致氣門重疊角增加，當(dāng)進(jìn)氣壓力大于排氣壓力時(shí)，排放和油耗均升高。

4）能量平衡分析的結(jié)果表明，阿特金森循環(huán)更高的有效功占比主要來源于更低的未燃損失和排氣損失。