張子慶 蔡霽蕾 平銀生

（上海汽車集團(tuán)股份有限公司技術(shù)中心，上海 200438）

主題詞：低壓廢氣再循環(huán) 汽油機(jī) 阿特金森循環(huán) 燃燒 有效燃油消耗率 排放

1 前言

隨著車輛燃油經(jīng)濟(jì)性和排放標(biāo)準(zhǔn)的日益嚴(yán)格，匹配混合動(dòng)力車型的高熱效率、低排放發(fā)動(dòng)機(jī)成為目前的研究重點(diǎn)。小型化發(fā)動(dòng)機(jī)提升壓縮比可以有效改善燃油經(jīng)濟(jì)性，但會(huì)隨之產(chǎn)生爆震傾向加劇和排氣溫度升高的問(wèn)題[1-2]。阿特金森（Atkinson）循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)通過(guò)可變氣門正時(shí)（Variable Valve Timing，VVT）技術(shù)，匹配優(yōu)化的凸輪型線，使得發(fā)動(dòng)機(jī)膨脹比大于壓縮比，可以有效提升發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，降低泵氣阻力，在混合動(dòng)力汽油機(jī)中得到了廣泛應(yīng)用[3-4]。

發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣再循環(huán)（Exhaust Gas Recirculation，EGR）技術(shù)能夠降低燃燒溫度，抑制爆震，提高燃油經(jīng)濟(jì)性，同時(shí)減少NOx排放量。此外，再循環(huán)廢氣的引入使得進(jìn)氣歧管真空度降低，從而加大了節(jié)氣門的開度，降低了泵氣損失[5-6]。對(duì)于自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)，EGR 取氣位置可以分為三元催化器前取氣和三元催化器后取氣。后者所取廢氣壓力較低，從此處取氣的EGR 方案為低壓廢氣再循環(huán)（Low-Pressure Exhaust Gas Recirculation，LP-EGR）方案，其對(duì)管路和EGR 閥的腐蝕更輕，排放也更友好，所取氣體溫度更低，EGR 冷卻器的冷卻效果更好。因此，一般采用LP-EGR 方案[7-8]。阿特金森（Atkinson）循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)匹配EGR 以及其他先進(jìn)燃燒技術(shù)能更進(jìn)一步改善發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性和排放水平。

本文通過(guò)一臺(tái)帶有LP-EGR 系統(tǒng)的2.0 L自然吸氣缸內(nèi)直噴汽油發(fā)動(dòng)機(jī)開展LP-EGR 對(duì)阿特金森循環(huán)汽油機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究。

2 試驗(yàn)設(shè)備及控制系統(tǒng)

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

本文的發(fā)動(dòng)機(jī)為某款自主研發(fā)的2.0 L四缸四沖程缸內(nèi)直噴自然吸氣汽油發(fā)動(dòng)機(jī)，噴油系統(tǒng)采用博世高壓燃油共軌系統(tǒng)，最大共軌壓力達(dá)35 MPa，采用LP-EGR方案，所取廢氣經(jīng)EGR 冷卻器冷卻后引入發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管。試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)特征參數(shù)如表1所示，發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)布局如圖1 所示，EGR 系統(tǒng)布置及EGR 數(shù)模如圖2、圖3所示。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)布局

圖2 EGR系統(tǒng)布置

圖3 EGR系統(tǒng)數(shù)模

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)特征參數(shù)

發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)所用試驗(yàn)設(shè)備如表2所示，分別用于測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率、發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)瞬態(tài)壓力，以及原始排放中CO、NOx、THC、O2等氣體的濃度，燃燒分析儀用于對(duì)采集的缸壓數(shù)據(jù)進(jìn)行在線燃燒分析計(jì)算及儲(chǔ)存。

表2 試驗(yàn)儀器設(shè)備

2.2 研究方案

本文對(duì)2 000 r∕min 和1 500 r∕min 的特征工況點(diǎn)及萬(wàn)有特性最低油耗點(diǎn)進(jìn)行LP-EGR 對(duì)阿特金森汽油機(jī)節(jié)油潛力的試驗(yàn)研究，工況點(diǎn)的選取如圖4 所示，測(cè)試燃料為辛烷值為92 的汽油。試驗(yàn)過(guò)程中，保持進(jìn)氣溫度在25±2.5 ℃范圍內(nèi)、發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度在90±2 ℃范圍內(nèi)、機(jī)油溫度在90±5 ℃范圍內(nèi)。

圖4 試驗(yàn)工況點(diǎn)的選取

通過(guò)CAE仿真及發(fā)動(dòng)機(jī)硬件選型試驗(yàn)，綜合考慮發(fā)動(dòng)機(jī)油耗及性能，選定采用225°包角的進(jìn)氣凸輪軸與210°包角的排氣凸輪軸，其最大氣門升程分別為10.3 mm和9.0 mm，進(jìn)、排氣凸輪型線如圖5所示。通過(guò)CAE仿真對(duì)缸蓋進(jìn)氣道進(jìn)行優(yōu)化，提升進(jìn)氣道滾流比，對(duì)應(yīng)缸內(nèi)滾流比變化曲線如圖6所示，高滾流比氣道可以提升氣流的脈動(dòng)速度，有利于提高缸內(nèi)燃燒速度，進(jìn)一步提升熱效率。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)、排氣凸輪型線

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)滾流比變化曲線

試驗(yàn)中，通過(guò)調(diào)節(jié)EGR 閥開度改變EGR 率，保持發(fā)動(dòng)機(jī)過(guò)量空氣系數(shù)為1，通過(guò)調(diào)整點(diǎn)火時(shí)刻調(diào)節(jié)燃燒相位，使得50%放熱的曲軸轉(zhuǎn)角AI50 在壓縮上止點(diǎn)后8°CA 附近或爆震邊界。為保證試驗(yàn)結(jié)果的可靠性和可重復(fù)性，待試驗(yàn)工況穩(wěn)定后，重復(fù)3 次性能測(cè)試。EGR率的定義為[9]：

式中，REGR為EGR率；MEGR為再循環(huán)廢氣的質(zhì)量流量；Mair為進(jìn)氣質(zhì)量流量。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 LP-EGR對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響

對(duì)于2 000 r∕min 轉(zhuǎn)速下平均有效壓力0.8 MPa 工況點(diǎn)，EGR 率對(duì)各性能的影響如圖7 所示。由圖7a可知：發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率（Brake Specific Fuel Consumption，BSFC）隨著EGR 率的增大而逐漸減小，當(dāng)EGR率達(dá)到25%后趨于平穩(wěn)；當(dāng)EGR閥全開時(shí)，EGR率可達(dá)到27%，有效燃油消耗率降低至205 g∕(kW·h)，較無(wú)EGR 改善約7.4%。隨著EGR 率的提高，節(jié)氣門開度逐漸增大，泵氣損失逐漸減小，平均指示壓力的循環(huán)變動(dòng)系數(shù)（Coefficient of Variation of IMEP，COVIMEP）有增大趨勢(shì)，但未超過(guò)3%的限值。再循環(huán)廢氣的通入可降低燃燒室溫度，改善爆震傾向，由圖7b、圖7c可知：各缸燃燒重心AI50的平均值由壓縮上止點(diǎn)后17°CA逐漸提前到8°CA，而后繼續(xù)提高EGR率，點(diǎn)火角進(jìn)一步提前，AI50仍可保持在最佳相位8°CA 附近；此外，隨著EGR 率的提高，各缸燃燒不均勻性加劇，各缸AI50由EGR 率為0時(shí)的相差2°CA增大到相差4.3°CA。

圖7 2 000 r∕min轉(zhuǎn)速0.8 MPa負(fù)荷工況下EGR率對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性和各性能參數(shù)的影響

對(duì)于中等負(fù)荷1 500 r∕min 轉(zhuǎn)速下平均有效壓力0.6 MPa 工況點(diǎn)，EGR 率對(duì)各性能的影響如圖8 所示。由圖8 可知，隨著EGR 率的提高，發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率先減小，而后在15% EGR 率時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn)，繼續(xù)增大EGR 率，有效燃油消耗率開始逐漸增大。這是由于再循環(huán)廢氣的通入最初可以使得點(diǎn)火角逐漸提前至最佳燃燒相位，從而使有效燃油消耗率下降；隨著EGR率的進(jìn)一步提高，缸內(nèi)燃燒不穩(wěn)定性加劇，COVIMEP逐漸增大至超過(guò)3%限值，各缸燃燒一致性也逐漸變差，導(dǎo)致熱效率降低，燃油經(jīng)濟(jì)性惡化。

圖8 1 500 r∕min轉(zhuǎn)速0.6 MPa負(fù)荷工況下EGR率對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性和各性能參數(shù)的影響

保持節(jié)氣門全開，過(guò)量空氣系數(shù)為1，EGR 率對(duì)于2 000 r∕min 外特性工況點(diǎn)燃油經(jīng)濟(jì)性及扭矩的影響如圖9 所示。相對(duì)于無(wú)EGR，當(dāng)EGR 閥全開時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率雖然顯著降低，但由于廢氣的通入使得發(fā)動(dòng)機(jī)參與燃燒的新鮮空氣量減少，充氣效率降低，扭矩下降10 N·m以上。

圖9 2 000 r∕min外特性工況下EGR率對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性及扭矩的影響

綜上，LP-EGR對(duì)阿特金森汽油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響規(guī)律如下：在一般情況下，隨著EGR 閥開度的增加，缸內(nèi)氧氣濃度及燃燒溫度逐漸降低，發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒速率下降，爆震傾向減弱，可以使點(diǎn)火角逐漸提前，提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，并且EGR率的增加使得節(jié)氣門開度增加，泵氣損失也在逐漸降低，可以進(jìn)一步降低燃油消耗率；但EGR閥開度過(guò)大時(shí)，油氣混合均勻性變差，燃燒不穩(wěn)定性加劇，從而出現(xiàn)油耗惡化現(xiàn)象；在外特性或其他負(fù)荷較大的狀況下，再循環(huán)廢氣的通入使得充氣效率下降，動(dòng)力性下降。為保證發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性能，通常在全負(fù)荷工況不通入再循環(huán)廢氣。因此，綜合考慮阿特金森汽油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性、動(dòng)力性和排放性能，應(yīng)對(duì)不同運(yùn)行工況引入的再循環(huán)廢氣量進(jìn)行合理控制。

3.2 LP-EGR對(duì)排放性能的影響

NOx產(chǎn)生的條件為高溫富氧，通過(guò)引入再循環(huán)廢氣，可以稀釋混合氣體中的氧氣，降低燃燒溫度，有效減少NOx的排放[10-11]。如圖10 所示，對(duì)于2 000 r∕min 轉(zhuǎn)速下平均有效壓力0.8 MPa 工況點(diǎn)，隨著EGR 率的增大，NOx排放情況改善明顯，同時(shí)由于缸內(nèi)O2濃度及燃燒溫度的降低，未燃HC 逐漸增多。此外，在試驗(yàn)中，基于3個(gè)特征工況點(diǎn)，保持配氣相位、噴油策略等其他控制參數(shù)不變，保持EGR閥開度分別為全關(guān)及最佳油耗開度，通過(guò)調(diào)整點(diǎn)火角使燃燒處于最佳相位，對(duì)比三元催化器前的原排氣體濃度，再循環(huán)廢氣的通入對(duì)阿特金森循環(huán)汽油機(jī)NOx排放的改善效果顯著，未燃HC 有一定程度的增加，如圖10～圖12所示。

圖10 2 000 r∕min轉(zhuǎn)速0.8 MPa負(fù)荷工況下EGR率對(duì)NOx及HC排放量的影響

圖11 EGR對(duì)NOx排放量的影響

圖12 EGR對(duì)HC排放量的影響

3.3 LP-EGR與VVT耦合影響的試驗(yàn)研究

在目前汽油機(jī)臺(tái)架性能開發(fā)及標(biāo)定過(guò)程中，通常將EGR 閥開度設(shè)為0，通過(guò)對(duì)進(jìn)、排氣VVT 的掃描，綜合燃油經(jīng)濟(jì)性、動(dòng)力性、排放性能、燃燒穩(wěn)定性及平順性等得到最佳VVT 相位，之后固定該相位進(jìn)一步選擇合適的EGR 閥開度。然而，基于該方法得到的VVT 相位并非一定是通入再循環(huán)廢氣后的最佳VVT 相位，存在其他VVT 相位使得通入再循環(huán)廢氣后對(duì)燃燒穩(wěn)定性的容忍度更高或進(jìn)排氣壓差更大，進(jìn)而可通入更多的再循環(huán)廢氣。為進(jìn)一步分析VVT 結(jié)合EGR 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，對(duì)不同EGR 率條件下VVT 對(duì)燃燒、泵氣損失及燃油消耗率的影響進(jìn)行對(duì)比分析。

對(duì)于2 000 r∕min轉(zhuǎn)速下平均有效壓力0.8 MPa工況點(diǎn)，分別保持EGR閥全關(guān)和全開進(jìn)行VVT相位的掃描，調(diào)整點(diǎn)火角使得發(fā)動(dòng)機(jī)處于最佳燃燒相位，其他控制參數(shù)保持不變。如圖13、圖14所示，EGR閥全關(guān)時(shí)燃油消耗率最低的VVT相位為進(jìn)氣門開啟（Intake Valve Open，IVO）時(shí)刻30° CA，排氣門關(guān)閉（Exhaust Valve Close，EVC）時(shí)刻-10°CA，記為(30,-10)，EGR閥全開時(shí)燃油消耗率最低的VVT相位為(-10,-20)，兩者不同。

圖13 EGR閥全關(guān)時(shí)燃油消耗率隨VVT相位的變化

圖14 EGR閥全開時(shí)燃油消耗率隨VVT相位的變化

該2 000 r∕min轉(zhuǎn)速0.8 MPa負(fù)荷工況下，EGR閥全關(guān)時(shí)進(jìn)、排氣壓差隨VVT的變化情況如圖15所示，當(dāng)VVT處于(-10,-20)時(shí)進(jìn)、排氣壓差較(30,-10)相位高12 kPa，這意味著進(jìn)氣門早開使得進(jìn)氣歧管壓力變小，可以通入更多的循環(huán)廢氣，EGR率變大，使得油耗改善更明顯。

圖15 EGR閥全關(guān)時(shí)進(jìn)排氣壓差隨VVT相位的變化

EGR閥全關(guān)和全開時(shí)AI50隨VVT相位的變化如圖16 所示，由于(-10,-20)相位可以通入更多的再循環(huán)廢氣，使得燃燒重心AI50可以提前至壓縮上止點(diǎn)后8°CA位置，而在(30,-10)相位，由于進(jìn)排氣壓差小，通入的再循環(huán)廢氣量少，點(diǎn)火角無(wú)法進(jìn)一步提前，AI50較無(wú)EGR僅提前3°CA，為10.5°CA，因而油耗改善不顯著。對(duì)于該工況點(diǎn)，EGR率較VVT相位對(duì)爆震的影響更明顯，從而影響最優(yōu)AI50的分布區(qū)域，進(jìn)而對(duì)油耗的影響更大。

圖16 EGR閥全關(guān)和全開時(shí)AI50隨VVT相位的變化

VVT 與外部EGR 對(duì)油耗的影響存在耦合效應(yīng)，具體取決于起主導(dǎo)作用的因素：通常，不帶EGR時(shí)油耗最低的VVT 相位通入再循環(huán)廢氣后油耗仍是最低的；燃燒相位占主導(dǎo)作用時(shí)，外部冷卻EGR 較VVT 對(duì)爆震的改善更明顯，進(jìn)而對(duì)油耗的影響更大；泵氣損失占主導(dǎo)作用時(shí)，存在與不通再循環(huán)廢氣時(shí)的最優(yōu)VVT 相位不同的其他位置，使得在該相位進(jìn)排氣壓差更大，可引入的EGR率更高，進(jìn)而對(duì)油耗的改善更明顯。

4 結(jié)論

a.引入再循環(huán)廢氣可以有效抑制爆震，降低泵氣損失，從而降低阿特金森汽油機(jī)的燃油消耗率，并減少NOx等有害氣體的排放。

b.針對(duì)該發(fā)動(dòng)機(jī)最小油耗點(diǎn)，EGR閥全開時(shí)可使該點(diǎn)有效燃油消耗率改善7.2%。對(duì)于中負(fù)荷工況點(diǎn)，隨著EGR率的提高，燃燒逐漸變得不穩(wěn)定，有效燃油消耗率先減小后上升。對(duì)于外特性工況點(diǎn)，再循環(huán)廢氣的通入會(huì)導(dǎo)致充氣效率下降，性能降低。

c.VVT 與EGR 對(duì)阿特金森汽油機(jī)油耗的影響存在耦合效應(yīng)。存在與無(wú)EGR時(shí)的油耗最低VVT相位不同的其他配氣相位，使得該位置可引入的再循環(huán)廢氣更多或?qū)Ρ鸬母纳聘黠@，使得該位置的油耗更低。