基于油耗的米勒循環(huán)與高壓縮比相關(guān)性研究

智鑫，寧智，呂明，李岳

(1.北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院,北京 100044；2.北京交通大學(xué)動(dòng)力總成新能源汽車(chē)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100044)

隨著混合動(dòng)力汽車(chē)的快速發(fā)展，混合動(dòng)力專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的要求越來(lái)越高。米勒循環(huán)通過(guò)調(diào)節(jié)進(jìn)氣門(mén)的關(guān)閉時(shí)刻控制進(jìn)氣量、缸內(nèi)氣體壓縮終了溫度和壓力，從而降低發(fā)動(dòng)機(jī)的有效壓縮比，得到一種膨脹比大于有效壓縮比的熱力學(xué)循環(huán)模式[1-3]。提高壓縮比可以有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)的理論熱效率，但與此同時(shí)會(huì)帶來(lái)嚴(yán)重的爆震現(xiàn)象，如果通過(guò)推遲點(diǎn)火的方式來(lái)降低爆震，會(huì)導(dǎo)致燃油經(jīng)濟(jì)性嚴(yán)重下降[4-5]。

國(guó)內(nèi)外已有一些關(guān)于米勒循環(huán)與高壓縮比的相關(guān)研究[2-6]，但關(guān)于兩個(gè)技術(shù)間的相互作用，尤其是米勒循環(huán)與高壓縮比在燃油經(jīng)濟(jì)性以及爆震方面的相關(guān)性分析較少，有待進(jìn)一步研究。鑒于以上背景，本研究利用GT-Power軟件，對(duì)一款1.2 L渦輪增壓缸內(nèi)直噴3缸汽油發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行仿真建模，并搭載米勒循環(huán)與高壓縮比技術(shù)，在此基礎(chǔ)上對(duì)米勒循環(huán)、高壓縮比在燃油經(jīng)濟(jì)性方面的影響規(guī)律以及二者間的相關(guān)性進(jìn)行分析。

1 計(jì)算模型建立與驗(yàn)證

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

采用1.2 L渦輪增壓缸內(nèi)直噴3缸汽油機(jī)作為原型發(fā)動(dòng)機(jī)，其基本參數(shù)見(jiàn)表1。利用GT-Power軟件進(jìn)行仿真建模。

表1 原型發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

1.2 待研究工況及發(fā)動(dòng)機(jī)建模參數(shù)

一般來(lái)說(shuō)，混合動(dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)取消怠速工況，高熱效率區(qū)在2 000～4 000 r/min之間的中高負(fù)荷工況，因此本研究選擇了3個(gè)高熱效率工況點(diǎn)(見(jiàn)圖1)進(jìn)行分析，分別為工況1(2 500 r/min，1.2 MPa)、工況2(3 000 r/min，1.4 MPa)和工況3(3 500 r/min，1.4 MPa)。原型發(fā)動(dòng)機(jī)在3個(gè)工況下的配氣正時(shí)以及點(diǎn)火時(shí)刻數(shù)據(jù)如表2所示。

圖1 燃油消耗率特性

表2 原型發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)

除此之外，在建模過(guò)程中還需要重點(diǎn)考慮缸內(nèi)燃燒模型與缸內(nèi)傳熱模型。

缸內(nèi)燃燒模型選擇了湍流火焰燃燒模型SITurb，與常用的韋伯模型相比，采用湍流火焰燃燒模型可以有效預(yù)測(cè)非標(biāo)定工況下的缸內(nèi)燃燒放熱率。SITurb模型需要考慮缸內(nèi)燃燒室形狀、點(diǎn)火位置、點(diǎn)火時(shí)刻、混合氣運(yùn)動(dòng)以及燃料物性等因素的影響[7]。燃燒模型的準(zhǔn)確性直接影響缸壓的準(zhǔn)確性。

傳熱模型直接影響排氣溫度，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)具有重要影響。通常將整個(gè)燃燒室壁分為活塞、氣缸蓋和氣缸套三部分，分別進(jìn)行燃燒室壁面?zhèn)鳠崃坑?jì)算。其中，在給定壁面面積和壁面溫度的情況下，利用Woschni半經(jīng)驗(yàn)公式求解各部分的傳熱系數(shù)[7]。

根據(jù)上述工況、運(yùn)行參數(shù)、燃燒模型以及傳熱模型等，建立了發(fā)動(dòng)機(jī)GT-Power工作過(guò)程仿真模型(見(jiàn)圖2)。

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程仿真模型

1.3 計(jì)算模型驗(yàn)證

為了保證原型發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程仿真模型的準(zhǔn)確性，將發(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真結(jié)果與已知性能參數(shù)進(jìn)行對(duì)比。采用特定工況下臺(tái)架試驗(yàn)獲得的缸內(nèi)燃燒壓力、燃燒放熱率、氣缸入口壓力、氣缸進(jìn)氣溫度、氣缸排氣溫度、充氣效率、有效扭矩和有效燃油消耗率等性能參數(shù)，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程仿真模型進(jìn)行了驗(yàn)證。

圖3示出工況1發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒壓力仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比。圖4示出工況1發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒放熱率仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)壓力以及燃燒放熱率的仿真與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒模型的準(zhǔn)確性得到了驗(yàn)證。

圖3 缸內(nèi)燃燒壓力曲線對(duì)比

圖4 缸內(nèi)燃燒放熱率曲線對(duì)比

對(duì)各工況的氣缸入口壓力以及氣缸進(jìn)、排氣溫度仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)表3)，可以看出，試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)基本一致，氣缸入口壓力的最大相對(duì)誤差為0.82%，氣缸進(jìn)氣溫度的最大相對(duì)誤差為1.23%，氣缸排氣溫度的最大相對(duì)誤差為2.76%，均小于3%，滿(mǎn)足驗(yàn)證要求，缸內(nèi)傳熱模型的準(zhǔn)確性得到了驗(yàn)證。

表3 氣缸入口壓力、進(jìn)排氣溫度誤差對(duì)比

對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)充氣效率、扭矩和燃油消耗率的仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)表4)，可以看出，試驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真數(shù)據(jù)基本一致，充氣效率試驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真數(shù)據(jù)的最大相對(duì)誤差為1.79%，扭矩試驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真數(shù)據(jù)的最大相對(duì)誤差為2.01%，燃油消耗率試驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真數(shù)據(jù)的最大相對(duì)誤差為1.47%，均小于3%，滿(mǎn)足驗(yàn)證要求，工作過(guò)程模型可以較準(zhǔn)確地反映原型發(fā)動(dòng)機(jī)工作性能。

表4 充氣效率、扭矩、燃油消耗率誤差對(duì)比

1.4 爆震模型的標(biāo)定

如果在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行過(guò)程中采用高壓縮比技術(shù)，則需要考慮高壓縮比可能帶來(lái)的爆震現(xiàn)象。發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何壓縮比較高時(shí)，在正常燃燒火焰到來(lái)之前，端部混合氣體發(fā)生非正常燃燒，而且伴隨強(qiáng)烈的缸壓振蕩，從而引起爆震[8]。因此，在仿真模型中加入了爆震模型,用來(lái)預(yù)測(cè)爆震的發(fā)生。

GT-Power中的爆震模型基于阿累尼烏茲函數(shù)，采用自燃誘導(dǎo)時(shí)間積分計(jì)算公式來(lái)判斷爆震是否發(fā)生。自燃誘導(dǎo)時(shí)間積分計(jì)算公式為

(1)

式中：I為誘導(dǎo)時(shí)間積分；τ為誘導(dǎo)時(shí)間。當(dāng)I(t)大于1時(shí)，即認(rèn)為發(fā)生爆震。

模型中的誘導(dǎo)時(shí)間τ通過(guò)Douaud & Eyzat經(jīng)驗(yàn)公式[8]進(jìn)行計(jì)算：

(2)

式中：P，A為與燃油物性有關(guān)的常數(shù)；ON為燃料辛烷值；p為瞬時(shí)缸內(nèi)壓力；Tu為未燃?xì)怏w瞬時(shí)溫度。

爆震強(qiáng)度采用爆震指數(shù)(Knock Index)進(jìn)行表示，在GT模型中調(diào)用爆震模塊進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算公式[7]如下：

(3)

式中：M為爆震指數(shù)系數(shù)；u(α)為未燃?xì)怏w質(zhì)量分?jǐn)?shù)；VTDC為上止點(diǎn)燃燒室容積；V(α)為氣缸容積；Ф(α)為未燃區(qū)比例；Iave(α)為誘導(dǎo)時(shí)間積分。

在原型發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)中，通過(guò)爆震時(shí)的響度來(lái)判斷是否發(fā)生爆震[9-10]，原型發(fā)動(dòng)機(jī)在2 000 r/min全負(fù)荷工況，點(diǎn)火時(shí)刻5.3°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，產(chǎn)生輕微爆震現(xiàn)象。在爆震模型中，當(dāng)誘導(dǎo)時(shí)間積分大于等于1時(shí)，認(rèn)為發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生爆震現(xiàn)象。因此，在發(fā)動(dòng)機(jī)2 000 r/min全負(fù)荷工況以及點(diǎn)火時(shí)刻5.3°曲軸轉(zhuǎn)角條件下，對(duì)KI值進(jìn)行了標(biāo)定。在該工況下，KI=80.13時(shí)與發(fā)動(dòng)機(jī)輕微爆震相匹配，即認(rèn)為KI<80.13時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)不發(fā)生爆震[11]。

另外，工況1、工況2和工況3下的KI值分別為46.7，23.7和15.3，均在爆震因子限值以下，不會(huì)發(fā)生爆震。

2 研究結(jié)果與分析

2.1 米勒循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響

米勒循環(huán)技術(shù)有兩種實(shí)現(xiàn)形式：進(jìn)氣門(mén)早關(guān)(EIVC)與進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)(LIVC)。其中LIVC間接實(shí)現(xiàn)了阿特金森循環(huán)，因此，LIVC形式的米勒循環(huán)也叫做阿特金森循環(huán)[12]。有研究表明，高負(fù)荷下LIVC形式能使燃燒相位更加優(yōu)化、缸內(nèi)燃燒更為充分，使得其燃油改善效果好于EIVC形式[6,13]。因此，本研究?jī)H針對(duì)LIVC形式的米勒循環(huán)(阿特金森循環(huán))進(jìn)行分析。圖5示出LIVC形式的米勒循環(huán)氣門(mén)升程。保持進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟角不變，通過(guò)改變進(jìn)氣門(mén)最大升程持續(xù)期實(shí)現(xiàn)進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)[13]。由圖5可知，進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟角不變，進(jìn)氣門(mén)最大升程持續(xù)期每增加10°，進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉角會(huì)推遲10°，以此類(lèi)推。下文所提到的米勒度(φLIVC)是指在原發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉角基礎(chǔ)之上推遲的角度。

圖5 進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)形式的米勒循環(huán)氣門(mén)升程

分別在前文所述3個(gè)高熱效率工況點(diǎn)下改變米勒度，獲得了圖6所示的燃油消耗率隨米勒度的變化規(guī)律。由圖6可知，在不改變節(jié)氣門(mén)開(kāi)度以及增壓壓力的前提下，3個(gè)工況下的燃油消耗率隨著米勒度的增大而逐漸增大。

圖6 燃油消耗率隨米勒度的變化規(guī)律

圖7示出工況1有效壓縮比隨米勒度的變化規(guī)律。在幾何壓縮比不變情況下，有效壓縮比隨著米勒度的增大而減小，循環(huán)熱效率下降，導(dǎo)致燃油消耗率上升。圖8示出工況1不同米勒度下的進(jìn)氣質(zhì)量流量。米勒度增大后，活塞從下止點(diǎn)上行過(guò)程中會(huì)將部分進(jìn)氣推回進(jìn)氣道，產(chǎn)生如圖8所示的進(jìn)氣回流現(xiàn)象，氣缸累計(jì)進(jìn)氣量減少，充氣效率下降[14]。

圖7 工況1有效壓縮比隨米勒度的變化規(guī)律

圖8 工況1不同米勒度下的進(jìn)氣質(zhì)量流量

2.2 高壓縮比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響

提高壓縮比的主要措施有兩種：第一種是通過(guò)增加發(fā)動(dòng)機(jī)活塞行程，提高發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比；第二種是通過(guò)減少燃燒室容積，提高發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比。若改變活塞行程，發(fā)動(dòng)機(jī)排量會(huì)相應(yīng)改變，所以本研究采用第二種措施，通過(guò)減少燃燒室容積提高發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比[3]。表5示出采用第二種措施時(shí)壓縮比、燃燒室容積和排量的對(duì)應(yīng)關(guān)系。

表5 壓縮比、燃燒室容積和排量的對(duì)應(yīng)關(guān)系

通過(guò)調(diào)整點(diǎn)火時(shí)刻，將爆震因子限制在80.13以?xún)?nèi)。圖9示出了3個(gè)工況下燃油消耗率隨壓縮比的變化規(guī)律。

圖9 臨界爆震點(diǎn)和最佳點(diǎn)火角下燃油消耗率隨壓縮比的變化規(guī)律

通過(guò)圖9發(fā)現(xiàn)，隨著壓縮比的提高，3個(gè)工況下的燃油消耗率均呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。通過(guò)分析可知，幾何壓縮比直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的理論熱效率，隨著壓縮比的提高，燃油消耗率下降，但繼續(xù)提高壓縮比，爆震現(xiàn)象越來(lái)越嚴(yán)重，如果通過(guò)被迫推遲點(diǎn)火時(shí)刻的方式來(lái)抑制爆震，會(huì)導(dǎo)致燃油消耗率大幅上升。如圖9所示，在原機(jī)壓縮比9.5∶1和壓縮比10∶1時(shí)，均在最佳點(diǎn)火時(shí)刻獲得最低的燃油消耗率，由此可以看出，將壓縮比提高到10∶1時(shí)，3個(gè)高效率工況下均不會(huì)發(fā)生爆震現(xiàn)象，而從壓縮比11∶1開(kāi)始，需要推遲點(diǎn)火時(shí)刻來(lái)抑制爆震。除此之外，對(duì)比每個(gè)工況下燃油消耗率可發(fā)現(xiàn)，工況3下，壓縮比為12∶1時(shí)的燃油消耗率相比于原機(jī)下降幅度最大，下降了3.95%，可達(dá)到228.54 g/(kW·h)。工況1下，壓縮比為16∶1時(shí)的燃油消耗率比原機(jī)下降了1.09%；工況2和工況3下，壓縮比為16∶1時(shí)的燃油消耗率相比于原機(jī)分別上升了0.75%和0.72%。

2.3 米勒循環(huán)與高壓縮比間相關(guān)性分析

在圖9中每個(gè)工況最低燃油消耗率所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火時(shí)刻下，對(duì)米勒循環(huán)與高壓縮比間的相關(guān)性進(jìn)行分析。其中，工況1對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火角為-5.5°，工況2對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火角為-4°，工況3對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火角為-6°。利用徑向基函數(shù)法[15]獲得了如圖10所示的米勒度與幾何壓縮比的燃油消耗率等高線圖，圖中虛線代表爆震因子KI=80.13的等高線，即爆震臨界曲線，不發(fā)生爆震區(qū)域均位于爆震臨界曲線左側(cè)。

由圖10可知，3個(gè)高效率工況下米勒度與壓縮比對(duì)燃油消耗率變化影響趨勢(shì)基本一致。由圖10a可以看出，隨著壓縮比的提高，燃油消耗率下降，但下降趨勢(shì)逐漸放緩；隨著米勒度的增加，燃油消耗率上升，上升趨勢(shì)從30°曲軸轉(zhuǎn)角后才逐漸明顯。隨著米勒度的增加，爆震臨界曲線所對(duì)應(yīng)的壓縮比越來(lái)越大，即不發(fā)生爆震區(qū)域可以包含越來(lái)越高的壓縮比?；谝陨戏治隹芍邳c(diǎn)火角不變的前提下，提高壓縮比可以大幅降低燃油消耗率，但與此同時(shí)帶來(lái)嚴(yán)重的爆震影響，米勒循環(huán)的加入可以在小幅提高燃油消耗率的同時(shí)，有效地降低高壓縮比帶來(lái)的爆震影響。

由圖10中各工況的爆震臨界曲線可知，米勒度為60°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，工況1不發(fā)生爆震的最高壓縮比可達(dá)到15∶1，工況2不發(fā)生爆震的最高壓縮比可達(dá)到15.3∶1，工況3不發(fā)生爆震的最高壓縮比可達(dá)到16∶1，15∶1是3個(gè)工況均能達(dá)到的幾何壓縮比。因此，在原型發(fā)動(dòng)機(jī)基礎(chǔ)上將幾何壓縮比調(diào)整為15∶1，米勒度調(diào)整為60°曲軸轉(zhuǎn)角進(jìn)行仿真計(jì)算。圖11示出原型發(fā)動(dòng)機(jī)與采用米勒循環(huán)以及高壓縮比的發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)比結(jié)果。通過(guò)圖11對(duì)比結(jié)果可知，采用米勒循環(huán)以及高壓縮比技術(shù)可以有效降低發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率。對(duì)于3個(gè)高熱效率工況，在米勒度60°曲軸轉(zhuǎn)角和壓縮比15∶1的條件下，燃油消耗率平均下降了5.21%。

圖10 米勒度與壓縮比的燃油消耗率等高線圖

圖11 原型發(fā)動(dòng)機(jī)與采用米勒循環(huán)以及高壓縮比發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性對(duì)比

3 結(jié)論

a) 單獨(dú)采用LIVC形式的米勒循環(huán)技術(shù)時(shí)，活塞上行過(guò)程中將部分進(jìn)氣推回進(jìn)氣道，導(dǎo)致充氣效率下降，有效壓縮比減小，從而降低了發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性；

b) 單獨(dú)采用高壓縮比技術(shù)時(shí)，由于爆震影響，被迫推遲點(diǎn)火，可以在壓縮比為12∶1時(shí)獲得較低的燃油消耗率，但隨著壓縮比進(jìn)一步提高，燃油消耗率升高；

c) 米勒循環(huán)技術(shù)與高壓縮比技術(shù)間在抑制爆震方面有較強(qiáng)的相關(guān)性，在提高發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比來(lái)改善燃油經(jīng)濟(jì)性的同時(shí)，有必要采用米勒循環(huán)技術(shù)抑制爆震現(xiàn)象的發(fā)生；

d) 通過(guò)仿真計(jì)算可知，對(duì)于原型發(fā)動(dòng)機(jī)高熱效率工況來(lái)說(shuō)，在米勒度60°曲軸轉(zhuǎn)角和壓縮比15∶1的條件下，燃油消耗率平均下降了5.21%。