主國(guó)強(qiáng)，齊鯤鵬，王紀(jì)松，陳超帆，Hasni ALI

（大連交通大學(xué)機(jī)車車輛工程學(xué)院，大連 116028）

0 概述

當(dāng)下嚴(yán)苛的排放法規(guī)使米勒循環(huán)柴油機(jī)回歸到大眾的視野［1］。米勒循環(huán)一般通過進(jìn)氣門早關(guān)（early intake valve closing，EIVC）或進(jìn)氣門晚關(guān)（late intake valve closing，LIVC）來實(shí)現(xiàn)，兩種方式都能降低實(shí)際壓縮比以達(dá)到膨脹比大于壓縮比的目的，在理論上存在提高柴油機(jī)熱效率的可能［2–3］，同時(shí)早關(guān)米勒循環(huán)隨著活塞的下行，缸內(nèi)會(huì)產(chǎn)生一段真空膨脹過程，降低缸內(nèi)溫度，減少氣缸壁傳熱，可以降低NOx的排放［4］。但該循環(huán)模式會(huì)造成進(jìn)氣量下降，尤其在過量空氣系數(shù)較小的工況，米勒循環(huán)使過量空氣系數(shù)進(jìn)一步下降，造成燃燒效率與轉(zhuǎn)矩下降，燃油消耗率上升。普通的廢氣渦輪增壓在轉(zhuǎn)速低、進(jìn)氣量小的工況不能彌補(bǔ)米勒循環(huán)帶來的進(jìn)氣量損失，需要額外的增壓形式來保持合理的缸內(nèi)壓力與進(jìn)氣量［5］。兩級(jí)渦輪增壓可以彌補(bǔ)米勒循環(huán)在部分工況的進(jìn)氣損失，但在高速時(shí)存在泵氣損失過大及增壓遲滯的問題［6］。

電增壓作為近年來新興的增壓方式，具有快速響應(yīng)、實(shí)時(shí)可控、與氣路增壓解耦合等特點(diǎn)，適合用在米勒循環(huán)柴油機(jī)上作為額外的增壓手段，能有效提高低速米勒循環(huán)柴油機(jī)的增壓能力［7–8］。目前電增壓有獨(dú)立式與一體式兩種實(shí)現(xiàn)方式，獨(dú)立式為二次增壓，而一體式是將電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩直接加載到中間軸上［9］。

對(duì)某4 缸增壓中冷柴油機(jī)進(jìn)行一維建模，在此基礎(chǔ)上分別建立不同的電增壓模塊，研究相同條件下兩種增壓形式對(duì)米勒循環(huán)柴油機(jī)的影響，為電增壓在米勒循環(huán)柴油機(jī)上的應(yīng)用提供依據(jù)。

1 研究方案

1.1 仿真模型的建立

模型柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示。

表1 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

通過GT-Power 軟件完成一維仿真模型，然后將仿真數(shù)據(jù)與原機(jī)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性。仿真模型如圖1 所示。以預(yù)測(cè)性DIPulse 燃燒模型為基礎(chǔ)，將缸內(nèi)的混合氣劃分為噴霧區(qū)和環(huán)境區(qū)，該模型具有計(jì)算速度快、精度高的特點(diǎn)［10］。傳熱模型為WoschniGT 模型，按照氣體流通方向?qū)⒏鞑考B接，形成管道通路［11］。原機(jī)為可變廢氣旁通閥開度的渦輪增壓柴油機(jī)，通過管路中的壓力實(shí)時(shí)控制旁通閥開度，維持適宜的增壓比。

圖1 柴油機(jī)一維仿真模型

1.2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，將原機(jī)不同轉(zhuǎn)速下的功率及燃油消耗率與仿真模型進(jìn)行對(duì)比，另外將1 800 r/min 時(shí)缸內(nèi)壓力隨曲軸變化的仿真值與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖2、圖3 所示。

圖2 仿真值與試驗(yàn)值的功率與燃油消耗量對(duì)比

圖3 仿真值與試驗(yàn)值的缸壓曲線對(duì)比

由圖2 和圖3 可知，仿真模型的模擬結(jié)果與原機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合，且隨轉(zhuǎn)速的變化趨勢(shì)相同，即仿真模型能夠模擬實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行過程。

1.3 不同米勒度的實(shí)現(xiàn)

通過改變進(jìn)氣凸輪型線實(shí)現(xiàn)進(jìn)氣門晚關(guān)與早關(guān)從而達(dá)到不同米勒度的目的［12］，將進(jìn)氣門在下止點(diǎn)關(guān)閉定為M0 點(diǎn)，進(jìn)氣門早關(guān)曲軸轉(zhuǎn)角為正值，進(jìn)氣門晚關(guān)曲軸轉(zhuǎn)角為負(fù)值。例如原機(jī)的進(jìn)氣門在下止點(diǎn)后34°關(guān)閉，即米勒度-34°，記為M-34。凸輪型線的變化如圖4 所示。為保證凸輪的可靠性和豐滿系數(shù)，在進(jìn)氣門早關(guān)時(shí)凸輪不僅曲軸跨度變小，升程也按比例下降［13］。

圖4 凸輪型線變化

1.4 電增壓仿真模型

分別建立一體式電增壓與獨(dú)立式電增壓如圖5所示。一體式電增壓即電機(jī)與渦輪增壓器一體，電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩直接加載到傳動(dòng)軸，電機(jī)轉(zhuǎn)速由發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)時(shí)狀態(tài)通過比例積分微分（PID）控制策略實(shí)時(shí)控制［14–15］。獨(dú)立式電增壓有兩個(gè)壓氣機(jī)，其中電機(jī)單獨(dú)控制一個(gè)壓氣機(jī)形成二級(jí)增壓，其電機(jī)控制策略與一體式相同，獨(dú)立式電增壓配有旁通閥［16］，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)時(shí)進(jìn)氣量控制閥門開度。

圖5 電增壓仿真模型

1.5 電增壓匹配校驗(yàn)

電增壓壓氣機(jī)可能存在與柴油機(jī)不匹配的問題，通過更改模型電增壓壓氣機(jī)MAP，使電增壓壓氣流量特性與仿真所用柴油機(jī)相匹配，兩種電增壓的壓氣機(jī)特性都能保持在較高效率區(qū)間。壓氣機(jī)與柴油機(jī)的聯(lián)合運(yùn)行線如圖6 所示。為方便表達(dá)冗多的配合特性，只將兩種轉(zhuǎn)速不同米勒度的循環(huán)平均值表示在聯(lián)合運(yùn)行特性圖上。

圖6 壓氣機(jī)與發(fā)動(dòng)機(jī)的聯(lián)合運(yùn)行線

1.6 計(jì)算方案

選擇轉(zhuǎn)速1 800 r/min、平均有效壓力（brake mean effective pressure，BMEP）1.55 MPa 和轉(zhuǎn)速1 200 r/min、BMEP 0.81 MPa 兩個(gè)工況點(diǎn)，研究米勒循環(huán)、米勒循環(huán)加一體式電機(jī)、米勒循環(huán)加獨(dú)立式電機(jī)在性能上的差異。計(jì)算時(shí)兩種轉(zhuǎn)速下原機(jī)的空燃比保持一致，相同轉(zhuǎn)速不同米勒度每循環(huán)供油量、相同轉(zhuǎn)速不同電機(jī)實(shí)際所需功率保持一致，使其具有對(duì)比意義。另將不同的電壓加載到電機(jī)，柴油機(jī)輸出功率需減去電機(jī)所耗功率，對(duì)比有電增壓與無電增壓的柴油機(jī)凈輸出功率高低，探究電增壓帶來的節(jié)能效應(yīng)，計(jì)算出電機(jī)耗能的收益區(qū)間［17］。

2 數(shù)據(jù)分析

2.1 米勒循環(huán)與電增壓對(duì)進(jìn)氣的影響

圖7 為米勒度與兩種電增壓方式對(duì)進(jìn)氣量與過量空氣系數(shù)的影響。

“互聯(lián)網(wǎng) +”時(shí)代帶給人們?nèi)轿坏挠绊?。利用互?lián)網(wǎng)的優(yōu)勢(shì)，教師和學(xué)生能有效將全面的信息數(shù)據(jù)為自己所利用，僅僅通過手機(jī)、電腦等終端設(shè)備就能完成相關(guān)的信息內(nèi)容的查找，避免了通過傳統(tǒng)的圖書館查閱等活動(dòng)。高校圖書館的影響力明顯不如從前，同時(shí)，其對(duì)于區(qū)域內(nèi)的號(hào)召力的影響也顯得越來越薄弱[1]。

圖7 進(jìn)氣與米勒度的關(guān)系

由圖7 可知，過量空氣系數(shù)與進(jìn)氣量隨米勒度的變化趨勢(shì)相同，這是因?yàn)橛?jì)算時(shí)已設(shè)定相同工況的每循環(huán)供油量相同，故可以用進(jìn)氣量表達(dá)過量空氣系數(shù)的變化趨勢(shì)。轉(zhuǎn)速高的工況進(jìn)氣量大，但不同轉(zhuǎn)速在不同米勒度下有著相同的變化趨勢(shì)，進(jìn)氣量在M-30 與M-40 之間達(dá)到最高值，較下止點(diǎn)關(guān)閉進(jìn)氣門最多提升7.31%，米勒度過大或過小都會(huì)導(dǎo)致進(jìn)氣量下降，且進(jìn)氣門早關(guān)比進(jìn)氣門晚關(guān)下降程度大，進(jìn)氣門早關(guān)較下止點(diǎn)關(guān)閉最多下降22.34%。這是因?yàn)槊桌昭h(huán)的實(shí)現(xiàn)方式是通過少進(jìn)氣和降低實(shí)際壓縮比實(shí)現(xiàn)的，進(jìn)氣門早關(guān)時(shí)進(jìn)氣不足，而進(jìn)氣門晚關(guān)時(shí)進(jìn)氣充量隨活塞上行推至進(jìn)氣道，又因進(jìn)氣慣性影響，在晚關(guān)角度不大時(shí)會(huì)使更多氣體進(jìn)入氣缸，所以在M-30 與M-40 之間達(dá)到最大進(jìn)氣量。設(shè)計(jì)早關(guān)米勒循環(huán)的凸輪時(shí)，為了保證凸輪的可靠性與豐滿系數(shù)，凸輪不僅曲軸跨度變小，同時(shí)升程也變小，相較于晚關(guān)米勒循環(huán)只改變凸輪跨度，其對(duì)于充量的影響更顯著，所以M50 的米勒循環(huán)影響程度高于M-100。

提高電增壓可明顯提升進(jìn)氣量：在1 800 r/min時(shí)，一體式電增壓最高提升12.01%，最低提升9.18%；獨(dú)立式電增壓最高提升13.06%，最低提升7.96%。在1 200 r/min 時(shí)，一體式電增壓最高提升10.14%，最低提升6.60%；獨(dú)立式電增壓最高提升10.48%，最低提升7.94%。在相同轉(zhuǎn)速相同電壓輸入的情況下，一體式電增壓較獨(dú)立式電增壓在進(jìn)氣量大的工況提升多，在進(jìn)氣量小的工況下提升小，這是因?yàn)楠?dú)立式電增壓是二級(jí)增壓。定義無量綱數(shù)πe，即電增壓增壓與廢氣渦輪增壓的比值，則電增壓與渦輪增壓比值隨米勒度的變化如圖8 所示。在總增壓比、輸入電壓保持不變的情況下，如圖8 所示，以1 800 r/min 為例，隨米勒度變化，廢氣渦輪的進(jìn)氣量上升，增壓壓比提高，πe逐漸下降，獨(dú)立電增壓的實(shí)際做功量下降，電機(jī)與所對(duì)應(yīng)壓氣機(jī)的轉(zhuǎn)速下降，跌出電增壓壓氣機(jī)MAP 的高效率區(qū)間。圖9 為壓氣機(jī)與米勒度的關(guān)系。如圖9 所示，獨(dú)立電增壓壓氣機(jī)的增壓效率與其他壓氣機(jī)不同，在M-30 的增壓效率較M-100 下降22.18%。M-30至M50 趨勢(shì)相反，但原理相同。

圖8 電增壓與渦輪增壓比值隨米勒度的變化

圖9 壓氣機(jī)效率與米勒度的關(guān)系

一體式電增壓是一級(jí)增壓，不存在壓比分配關(guān)系，進(jìn)氣量對(duì)于一體式電增壓的影響只存在于壓氣機(jī)效率上。與普通廢氣渦輪增壓相同，在流量適宜的工況壓氣機(jī)效率高，在進(jìn)氣量過少的工況壓氣機(jī)效率低，故在M50、M-100 進(jìn)氣流量小的工況下一體式電增壓對(duì)進(jìn)氣量的提升不如獨(dú)立式電增壓。

2.2 米勒循環(huán)與電增壓對(duì)缸內(nèi)燃燒與排放的影響

圖10 為實(shí)際壓縮比隨米勒度的變化圖。由圖10 可知，實(shí)際壓縮比只與米勒度的變化有關(guān)，與轉(zhuǎn)速及增壓無關(guān)。米勒度變化的絕對(duì)值越大，實(shí)際壓縮比下降得越多，晚關(guān)進(jìn)氣門與早關(guān)進(jìn)氣門實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)的方式對(duì)實(shí)際壓縮比的影響程度幾乎一致。而實(shí)際壓縮比又顯著影響缸內(nèi)燃燒。

圖10 壓縮比與米勒度的關(guān)系

圖11 為米勒度與兩種電增壓方式對(duì)缸內(nèi)最高燃燒壓力及燃燒累計(jì)循環(huán)放熱量達(dá)到總循環(huán)放熱量50% 時(shí)曲軸轉(zhuǎn)角（θCA50）的影響。由圖11 可知，缸內(nèi)最高燃燒壓力隨米勒度的變化趨勢(shì)及電增壓對(duì)最高燃燒壓力的影響都與進(jìn)氣量相似。這是因?yàn)樵诠潭ㄑh(huán)供油量的工況中，進(jìn)氣量決定了過量空氣系數(shù)，進(jìn)而影響燃燒的充分程度，且米勒度增大使實(shí)際壓縮比下降，也對(duì)此現(xiàn)象的產(chǎn)生起到了促進(jìn)作用。而θCA50隨米勒度的變化與進(jìn)氣量相反，在大米勒度時(shí)θCA50推后。這是因?yàn)棣菴A50由過量空氣系數(shù)、缸內(nèi)初始?jí)毫Α⒊跏紲囟葲Q定，過量空氣系數(shù)、初始缸溫、初始缸壓下降，則θCA50推后。過量空氣系數(shù)與有效壓縮比在大米勒度時(shí)都會(huì)下降，而有效壓縮比變小又會(huì)導(dǎo)致壓縮產(chǎn)生的氣缸壓力與溫度下降，燃燒放緩，后燃期占整個(gè)燃燒的比例增加，所以大米勒度時(shí)θCA50會(huì)推后。而θCA50推后意味著做功程度及燃燒效率的下降，缸內(nèi)燃燒惡化，整機(jī)燃燒熱效率也隨之下降。

圖11 θCA50 和缸內(nèi)最高燃燒壓力與米勒度的關(guān)系

電增壓可以增大缸內(nèi)最高燃燒壓力，減小θCA50的推遲，這是因?yàn)殡娫鰤弘m然不能提升有效壓縮比，但可以通過增加進(jìn)氣量提升過量系數(shù)，改善缸溫缸壓下降與θCA50推遲帶來的消極影響。正因?yàn)殡娫鰤和ㄟ^提升過量空氣系數(shù)來改善燃燒，所以對(duì)燃燒改善的程度也與進(jìn)氣量的提升正相關(guān)。在小米勒度時(shí)一體式電增壓有更好的改善效果，在大米勒度時(shí)獨(dú)立式電增壓有更好的改善效果。

轉(zhuǎn)速對(duì)于θCA50及缸內(nèi)最高燃燒壓力會(huì)有數(shù)值上的影響，在較高轉(zhuǎn)速時(shí)，缸內(nèi)最高燃燒壓力更大，θCA50更小，缸內(nèi)燃燒更好。但是其在不同轉(zhuǎn)速下隨米勒度變化的趨勢(shì)是一致的，上文的分析適用于不同轉(zhuǎn)速。

圖12 為米勒度與兩種電增壓方式對(duì)NOx排放及最高燃燒溫度的影響。由圖12 可知，缸內(nèi)最高燃燒溫度隨米勒度的增加先升高后降低，在M-30 達(dá)到最大值，與缸內(nèi)最高燃燒壓力的變化趨勢(shì)相同，而電增壓會(huì)使缸內(nèi)最高燃燒溫度整體上升。這是因?yàn)閷?shí)際壓縮比對(duì)最高燃燒溫度有很大的影響，在合理范圍內(nèi)，實(shí)際壓縮比越大，最高燃燒溫度越高。另外，米勒循環(huán)在進(jìn)氣門早關(guān)時(shí)，有一段絕熱膨脹過程，使新鮮充量冷卻，在大幅進(jìn)氣門晚關(guān)時(shí)，活塞上行會(huì)帶走部分充量與熱量。而電增壓增大進(jìn)氣量的同時(shí)也會(huì)削弱米勒循環(huán)的冷卻效應(yīng)，并且增壓技術(shù)會(huì)使壓縮終了溫度升高，造成整體溫度上升。θCA50也可以從側(cè)面印證最高燃燒溫度隨米勒度的變化規(guī)律，θCA50隨米勒度的增加先減小后增大，在M-30達(dá)到最小值，θCA50數(shù)值越小越靠近上止點(diǎn)說明燃燒狀況越良好，燃燒溫度越高，電增壓會(huì)使θCA50降低，最高燃燒溫度隨之提高。

圖12 NOx 排放和最高燃燒溫度與米勒度的關(guān)系

進(jìn)氣門早關(guān)與大米勒度進(jìn)氣門晚關(guān)策略米勒循環(huán)都能降低NOx排放，而電增壓會(huì)導(dǎo)致NOx生成量整體增大。這是因?yàn)镹Ox的生成主要受燃燒過程中氧濃度及最高燃燒溫度的影響，氧濃度越高，燃燒溫度越高，NOx的生成量就越大。燃燒過程中氧濃度與進(jìn)氣量有關(guān)，進(jìn)氣門早關(guān)與大幅進(jìn)氣門晚關(guān)會(huì)使進(jìn)氣量下降進(jìn)而導(dǎo)致燃燒過程中氧濃度下降，最高燃燒溫度在進(jìn)氣門早關(guān)與進(jìn)氣門大幅晚關(guān)時(shí)下降，兩者共同作用促使NOx的生成量下降。按常理分析NOx會(huì)在過量空氣系數(shù)1.1 左右達(dá)到頂峰，但米勒循環(huán)會(huì)影響最高燃燒溫度進(jìn)而破壞這種規(guī)律。電增壓使進(jìn)氣量與最高燃燒溫度整體增加，使NOx的生成量增大。增壓效果越好，燃燒溫度越高，NOx的生成量越大，所以一體式電增壓較獨(dú)立式電增壓在M-30 附近時(shí)會(huì)帶來更多的NOx排放。

電增壓會(huì)增加NOx排放量，大米勒度米勒循環(huán)會(huì)減少NOx排放量，在某些米勒度電增壓加米勒循環(huán)模式可以在提升轉(zhuǎn)矩的同時(shí)降低排放，如1 800 r/min、M20 工況，獨(dú)立式電增壓米勒循環(huán)柴油機(jī)的NOx排放較最高點(diǎn)M-30 降低53%，轉(zhuǎn)矩較該工況點(diǎn)提升2.1%。另外，電增壓的介入程度也會(huì)影響NOx的排放量，如降低電增壓的電壓輸入會(huì)使NOx排放量進(jìn)一步降低。

2.3 米勒循環(huán)與電增壓對(duì)經(jīng)濟(jì)性的影響

圖13 為米勒度與兩種電增壓方式對(duì)電動(dòng)燃油消耗率（brake specific fuel consumption，BSFC）的影響，燃油消耗中將電機(jī)耗能計(jì)算在內(nèi)。

圖13 BSFC 與米勒度的關(guān)系

電機(jī)不同介入程度會(huì)影響最后的實(shí)際BSFC。一體式電增壓中若電機(jī)介入程度小，電機(jī)轉(zhuǎn)速不及廢氣渦輪增壓器，電機(jī)會(huì)向系統(tǒng)輸入負(fù)功。而獨(dú)立式電增壓電機(jī)不與廢氣渦輪增壓直接相連，所以在介入程度低時(shí)不會(huì)直接向系統(tǒng)輸入負(fù)功，但會(huì)影響泵氣，仍會(huì)使整體功率下降；若介入程度過大，電機(jī)耗能過大，又會(huì)使實(shí)際BSFC 增大。介入程度過大過小都會(huì)與節(jié)能的初衷相違背。電機(jī)的介入程度通過調(diào)整輸入電壓來實(shí)現(xiàn)，因一體式電增壓有渦輪增壓器的初速度，所以需要更高的電壓來維持電機(jī)的高轉(zhuǎn)速。為保證對(duì)比有意義，相同轉(zhuǎn)速一體式與獨(dú)立式電機(jī)的實(shí)際能耗保持一致。

由圖13 可知，在1 800 r/min 的轉(zhuǎn)速下，一體式電增壓只在M-60 與M-10 之間BSFC 高于原機(jī)，一體式電增壓在M-70 與M-5 之間BSFC 高于原機(jī)。在1 200 r/min 的轉(zhuǎn)速下，兩種電增壓方式在任何米勒度的BSFC 都低于原機(jī)，這是因?yàn)檗D(zhuǎn)速低時(shí)缸內(nèi)的充量少，壓強(qiáng)小，電機(jī)只需較小的電能供應(yīng)就能帶來較大的進(jìn)氣量提升。一體式電增壓與獨(dú)立式電增壓相比在小米勒度時(shí)節(jié)能效果稍好，在大米勒度時(shí)節(jié)能效果差。綜上，一體式電增壓在進(jìn)氣充足時(shí)改善BSFC效果比獨(dú)立式電增壓好，而獨(dú)立式電增壓在進(jìn)氣量不足的工況對(duì)柴油機(jī)增益更高。

圖14 為M-40 與M50（即進(jìn)氣量最多與進(jìn)氣量最少的工況）時(shí)，電機(jī)介入程度對(duì)整體功率的增益效果。圖14 中直線表示無額外電增壓時(shí)整機(jī)的功率，曲線表示電增壓柴油機(jī)在不同電壓輸入的情況下的整機(jī)功率減去電機(jī)所耗功率的凈輸出功率。

圖14 電增壓在不同電壓下對(duì)功率的提升

由圖14（a）、圖14（b）可知，在1 800 r/min 時(shí)，一體式電增壓無論在何種米勒度的情況下都能實(shí)現(xiàn)增益，但在M-40 下允許介入程度范圍窄，增益輸入范圍限制在65 V～73 V，對(duì)控制精度要求較高，而且增益量也不大，最高增益為0.41%。在M50 下介入程度范圍廣，且最大增益可達(dá)4.67%，這是因?yàn)镸50 下進(jìn)氣量少，電增壓花費(fèi)較少電能就能大幅提升進(jìn)氣量。獨(dú)立式電增壓在M-40 下不能達(dá)到原機(jī)的功率，即電增壓消耗的電能永遠(yuǎn)大于其對(duì)于整機(jī)功率的提升，故在此米勒度下運(yùn)行可控制旁通閥開度全開并斷開電機(jī)供能，以維持無電增壓功率。而在M-50 下，獨(dú)立式電增壓的增益區(qū)間非常廣，從28 V～72 V 都是其正收益區(qū)間，這能提高控制系統(tǒng)的魯棒性，且增益量最高可達(dá)4.79%。這是因?yàn)樵? 800 r/min 時(shí)，獨(dú)立式電增壓更適合在進(jìn)氣量小的工況工作，在進(jìn)氣量大的工況效率較低。

由圖14（c）、圖14（d）可知，在1 200 r/min 時(shí)，兩種電增壓方式在任何米勒度下都能達(dá)到增益，且兩種電增壓方式在M50 時(shí)在渦輪機(jī)最大工作范圍區(qū)間內(nèi)都能實(shí)現(xiàn)增益效果，故在圖14（c）、圖14（d）上呈現(xiàn)出一部分未封閉的增益區(qū)間。這是因?yàn)榈娃D(zhuǎn)速時(shí)進(jìn)氣量少，電機(jī)可以花費(fèi)較小的電能帶來較大的進(jìn)氣量提升，所以低轉(zhuǎn)速的收益區(qū)間大于高轉(zhuǎn)速的收益區(qū)間，即電增壓在低轉(zhuǎn)速能發(fā)揮更好的作用。獨(dú)立式電增壓在M-40 下的收益區(qū)間比一體式電增壓的范圍廣，收益區(qū)間為26 V～87 V，但最大增益二者相差并不多，獨(dú)立式電增壓為5.43%，一體式電增壓為4.01%。而在M50 下時(shí)，獨(dú)立式電增壓不僅可以在更小的電壓值下實(shí)現(xiàn)收益，增益量也更大，最高增益量可達(dá)16.01%。這是因?yàn)殡妷汗┙o過大后，過量空氣系數(shù)已經(jīng)足夠大，產(chǎn)生的廢氣推動(dòng)渦輪增壓器工作，可以協(xié)同獨(dú)立式電增壓一同增壓，而一體式電增壓因?yàn)槭菃渭?jí)增壓，只有一個(gè)壓氣機(jī)，電機(jī)供能過大，轉(zhuǎn)速過快，廢氣不能對(duì)其產(chǎn)生協(xié)同增壓作用。當(dāng)然，一般在進(jìn)氣量充足的工況，不會(huì)給電機(jī)供給高電壓，此處只是為了探究收益區(qū)間進(jìn)行假設(shè)性探討。綜上，獨(dú)立式電增壓在低轉(zhuǎn)速下更有優(yōu)勢(shì)。

3 結(jié)論

（1）進(jìn)氣門早關(guān)與進(jìn)氣門晚關(guān)實(shí)現(xiàn)的米勒循環(huán)都會(huì)影響過量空氣系數(shù)及實(shí)際壓縮比，在進(jìn)氣量方面，進(jìn)氣門早關(guān)的影響較進(jìn)氣門晚關(guān)更大。在低米勒度的M-40 能實(shí)現(xiàn)最大進(jìn)氣量，較M0 提升7.31%，進(jìn)氣門早關(guān)與大米勒度進(jìn)氣門晚關(guān)則會(huì)造成進(jìn)氣量下降。過量空氣系數(shù)及實(shí)際壓縮比的下降會(huì)造成缸溫缸壓下降，燃燒變緩，從而導(dǎo)致整機(jī)熱效率下降，但也會(huì)大幅減少NOx的排放。

（2）電增壓可以增加進(jìn)氣量，拓寬米勒循環(huán)的應(yīng)用范圍，使大米勒度的米勒循環(huán)性能不至于過分下降。但電增壓會(huì)通過增加氧濃度形成富氧氛圍，提高最高燃燒溫度導(dǎo)致NOx排放增加，還會(huì)額外消耗電能。一體式電增壓在過量空氣系數(shù)大時(shí)對(duì)柴油機(jī)性能提升效果好，獨(dú)立式電增壓在過量空氣系數(shù)小時(shí)對(duì)柴油機(jī)性能提升效果好。在轉(zhuǎn)速低、進(jìn)氣量小的工況使用電增壓能起到更好的增壓效果。

（3）高轉(zhuǎn)速時(shí)，一體式電增壓在任何米勒度下都能做到正向收益，但是要求輸入電壓的范圍較窄，進(jìn)氣量越充足的工況電壓輸入要求范圍越窄。獨(dú)立式電增壓在M-40 工況不能達(dá)到正向收益，但是在其他工況達(dá)到正向收益所要求的輸入電壓范圍廣，對(duì)控制精度要求低。低轉(zhuǎn)速時(shí)，兩種增壓方式的收益區(qū)間都會(huì)擴(kuò)大，且在渦輪機(jī)最大工作范圍區(qū)間無論供給多少電壓都能實(shí)現(xiàn)增益。其中，獨(dú)立式電增壓在低轉(zhuǎn)速下有更好的表現(xiàn)，不僅能在更低的電壓供給下實(shí)現(xiàn)增益，且增益量也更大。