搭載米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的增程式電動(dòng)車熱效率改善研究

楊曉力，龍兵，徐宏昌

(1.湖南敏行汽車科技有限公司，湖南 湘潭 411100；2.湖南日升工程咨詢有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410000;3.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 201100)

隨著世界汽車工業(yè)的高速發(fā)展，能源問(wèn)題和環(huán)境污染問(wèn)題日益凸顯，伴隨人們環(huán)保意識(shí)增強(qiáng)，同時(shí)降低對(duì)石化燃料的依賴性，探索適合百姓出行的綠色低碳交通方式，各國(guó)都在積極發(fā)展電動(dòng)汽車產(chǎn)業(yè)。

純電動(dòng)汽車(Electric Vehicle，EV)的電池受能量密度、耐久性、安全性等技術(shù)的限制，導(dǎo)致其電池容量有限、續(xù)駛里程短、成本高；混合動(dòng)力汽車(Hybrid Electric Vehicle，HEV)對(duì)化石燃料的依賴并沒(méi)有改變，使用與維護(hù)成本較高。增程式電動(dòng)車(Extended Range Electric Vehicle，EREV)是介于兩者之間的車輛類型。一方面可以確保續(xù)駛里程，用電能替代石油燃料，另一方面可以控制發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在高效率區(qū)間發(fā)電，控制、使用與維護(hù)都能夠取得一個(gè)較好的平衡，使得其成為解決節(jié)能、環(huán)保問(wèn)題最為可行的發(fā)展方案[1]。

增程式電動(dòng)汽車是在純電動(dòng)汽車上增加增程器，克服了充電時(shí)間和充電地點(diǎn)的限制，解決了純電動(dòng)汽車?yán)m(xù)駛里程短的問(wèn)題[2]?；诖耍芯咳绾翁岣咴龀淌诫妱?dòng)汽車增程器的熱效率和燃油經(jīng)濟(jì)性，對(duì)于今后大規(guī)模應(yīng)用于市場(chǎng)有著顯著的工程經(jīng)濟(jì)價(jià)值。

1 米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)用優(yōu)勢(shì)

增程式電動(dòng)車結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，由電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)車輪，大部分行駛工況為純電驅(qū)動(dòng)模式。發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行工況幾乎都在最佳工作狀態(tài)，尾氣排放少、熱效率高。因此，熱效率較高的內(nèi)燃機(jī)是增程式電動(dòng)車的理想動(dòng)力源[3]，米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)因燃油經(jīng)濟(jì)性十分出色，深受廣大汽車廠商推崇。

米勒循環(huán)的特點(diǎn)是發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比小于膨脹比，工作原理示意見圖1。

米勒循環(huán)主要通過(guò)改變進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻，從而改變發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際壓縮比。米勒循環(huán)的優(yōu)勢(shì)還體現(xiàn)在部分負(fù)荷時(shí)通過(guò)推遲進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻實(shí)現(xiàn)負(fù)荷控制，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失，實(shí)現(xiàn)提高幾何壓縮比以改善燃油經(jīng)濟(jì)性的目的[4-7]。米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)減小了進(jìn)氣持續(xù)期，在進(jìn)氣沖程后期就提早關(guān)閉了進(jìn)氣門(EIVC-early intake valve close)，此時(shí)活塞下行至下止點(diǎn)(BDC)，再往回壓縮至剛進(jìn)氣門關(guān)閉的位置，這段距離由于缸內(nèi)溫度較低，可以認(rèn)為是等熵過(guò)程(幾乎不耗功)。因此，米勒循環(huán)具有減少部分負(fù)荷泵氣損失、增加膨脹功、提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的優(yōu)勢(shì)[8]。

對(duì)于采用內(nèi)燃機(jī)作為增程器的電動(dòng)汽車，圖2示出增程器常見運(yùn)行區(qū)間與等油耗線的關(guān)系。由圖可知，增程器主要工作范圍為1 600～4 000 r/min轉(zhuǎn)速下的中高負(fù)荷區(qū)域，對(duì)應(yīng)于燃油消耗率較低的區(qū)域。本研究重點(diǎn)分析了提高米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的技術(shù)手段，并結(jié)合仿真來(lái)進(jìn)行整車循環(huán)工況的節(jié)油效果論證。

圖2 增程器運(yùn)行區(qū)間與等油耗線關(guān)系

2 試驗(yàn)系統(tǒng)與條件

2.1 樣機(jī)主要技術(shù)指標(biāo)

原型機(jī)是一臺(tái)增壓汽油發(fā)動(dòng)機(jī)，在總體構(gòu)造不變的情況下，增加電控EGR閥、變排量機(jī)油泵，優(yōu)化靜態(tài)壓縮比，升級(jí)凸輪型線。臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)見圖3,該米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的參數(shù)見表1。

圖3 油耗優(yōu)化臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)示意

表1 米勒循環(huán)汽油機(jī)的主要技術(shù)指標(biāo)

該樣機(jī)采用Delphi MT62s平臺(tái)的多點(diǎn)電控燃油噴射控制系統(tǒng)，搭載可變排量機(jī)油泵以及低壓冷端EGR冷卻器，采用雙VVT相位調(diào)節(jié)器和靜音滾子正時(shí)鏈條，是搭載增程式電動(dòng)車較為理想的動(dòng)力單元。

為了保證測(cè)試過(guò)程和數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，通過(guò)火花塞式缸壓傳感器與正時(shí)角標(biāo)儀將缸內(nèi)燃燒信號(hào)引入燃燒分析儀(AVL Indicom 612)，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)工況中的燃燒情況；發(fā)動(dòng)機(jī)主控ETK電腦ECM-MT62s通過(guò)ETAS 592進(jìn)行CAN通信來(lái)實(shí)現(xiàn)參數(shù)調(diào)整，尾氣中的氧濃度通過(guò)寬域線性氧傳感器(LSU 4.9)引入ETAS 630，最后將上述各路測(cè)試信號(hào)與主控測(cè)試平臺(tái)(Puma open)進(jìn)行通信，實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化測(cè)試與數(shù)據(jù)采集。

同時(shí)，針對(duì)測(cè)試過(guò)程中環(huán)境因素的影響，對(duì)試驗(yàn)邊界條件進(jìn)行主動(dòng)控制，其中測(cè)試過(guò)程中的水溫控制在85 ℃，燃油溫度控制在25 ℃，機(jī)油溫度控制在90 ℃，進(jìn)氣溫度由全室空調(diào)控制在25 ℃附近。本次試驗(yàn)用燃油為92號(hào)無(wú)鉛汽油，潤(rùn)滑油為API/SN級(jí)0W-30全合成機(jī)油。

2.2 主要測(cè)試設(shè)備

燃油消耗量?jī)?yōu)化試驗(yàn)對(duì)測(cè)試設(shè)備精度要求較高，必須保證測(cè)試設(shè)備擁有良好的穩(wěn)定性、精度和重復(fù)一致性，能準(zhǔn)確地反映各類工況的測(cè)試結(jié)果。本次試驗(yàn)的主要設(shè)備見表2。

表2 臺(tái)架試驗(yàn)用設(shè)備

3 各技術(shù)手段對(duì)燃油消耗率的影響

為了有效地研究不同技術(shù)手段對(duì)米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，利用EKT開發(fā)電腦并基于臺(tái)架標(biāo)定數(shù)據(jù)的臺(tái)架環(huán)境設(shè)備，從調(diào)整壓縮比增加發(fā)動(dòng)機(jī)有效功、使用變排量機(jī)油泵降低整機(jī)損耗功、采用低壓冷端EGR技術(shù)(CLP-EGR)抑制爆震三個(gè)方面展開試驗(yàn)研究。

3.1 調(diào)整壓縮比

相比于奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，米勒循環(huán)通過(guò)推遲壓縮開始時(shí)刻，降低實(shí)際壓縮比，使膨脹行程大于壓縮行程，以充分利用缸內(nèi)燃燒產(chǎn)生的有效壓力，所以提高有效壓縮比和膨脹比會(huì)提高熱效率 。但是發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹比受幾何壓縮比限制，幾何壓縮比太高會(huì)帶來(lái)一系列問(wèn)題：加劇爆震、成本上升和過(guò)長(zhǎng)的排氣行程帶來(lái)更大的泵氣損失[9]。此外，有學(xué)者利用有限時(shí)間熱力學(xué)理論計(jì)算米勒循環(huán)，發(fā)現(xiàn)壓縮比超過(guò)12.5之后，輸出功率先上升，然后隨著排氣行程的增加而下降。如果壓縮比進(jìn)一步提高，輸出功率將隨排氣行程的增加而下降[10-11]。因此，在合理的范圍內(nèi)提高壓縮比才有實(shí)際的工程價(jià)值。

基于上述原因，分別組裝了三種不同的活塞來(lái)實(shí)現(xiàn)不同壓縮比，同時(shí)本研究在試驗(yàn)優(yōu)化的過(guò)程中采取分段提高幾何壓縮比的方式研究其對(duì)于動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，并觀察50%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的燃料燃燒時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(θCA50)的變化，同時(shí)將最大壓縮比限制在12.5∶1，并配合VVT控制策略技術(shù)消除中低負(fù)荷下泵氣損失過(guò)大的不利影響。

由搭載增程式電動(dòng)車的典型應(yīng)用工況可知，發(fā)動(dòng)機(jī)主要運(yùn)行在1 600～4 000 r/min之間，所以重點(diǎn)關(guān)注該區(qū)間的燃油消耗率變化情況。圖4與圖5分別示出外特性工況下和平均有效壓力1 MPa工況下，θCA50與燃油消耗率的變化情況。

圖4 外特性工況下θCA50與燃油消耗率變化

圖5 平均有效壓力1 MPa工況下θCA50與燃油消耗率的變化

從上述測(cè)試結(jié)果可以看出，θCA50隨著幾何壓縮比的增加而減小，燃油消耗率隨幾何壓縮比的增加而下降，可見改變壓縮比的作用十分明顯。該機(jī)型在3 000 r/min左右燃油消耗率達(dá)到最低，超過(guò)該轉(zhuǎn)速后，θCA50和燃油消耗率受壓縮比的影響逐漸變大，一方面動(dòng)力性能開始下降，同時(shí)壓縮比增大后對(duì)高轉(zhuǎn)速大負(fù)荷的點(diǎn)火提前角影響較大，容易發(fā)生爆震，由上圖可見，θCA50值在快速下降。然而1 600～2 400 r/min工況下，配合VVT的大角度掃氣作用，爆震傾向減輕，θCA50值下降不明顯，對(duì)燃油消耗率的影響較小。但在部分負(fù)荷工況下，壓縮比的增加對(duì)燃油消耗率的下降貢獻(xiàn)較大，因?yàn)橥D(zhuǎn)速下的部分負(fù)荷比外特性工況的爆震傾向更小。

3.2 變排量機(jī)油泵

傳統(tǒng)定排量機(jī)油泵以發(fā)動(dòng)機(jī)熱怠速時(shí)的機(jī)油需求量為設(shè)計(jì)依據(jù)，由于機(jī)油泵供油流量隨轉(zhuǎn)速變化幾乎呈線性增加，高速時(shí)輸出油量過(guò)多，當(dāng)轉(zhuǎn)速升高到一定程度時(shí)，機(jī)油泵的輸出流量會(huì)大于需求流量，需采用機(jī)油限壓閥來(lái)旁通掉多余的機(jī)油，這樣的控制沒(méi)有做到精細(xì)化控制，也就造成了能源的浪費(fèi)。供油量與轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系[12]見圖6?？勺兣帕康臋C(jī)油泵構(gòu)造原理見圖7。

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)需求油量與油泵供油關(guān)系

圖7 變排量機(jī)油泵構(gòu)造

從圖6可以看出，曲線(2)超出曲線(1)的部分均屬于浪費(fèi)的能量，并且可以節(jié)約的能量具有相當(dāng)大的潛力。變排量機(jī)油泵通過(guò)特殊滑動(dòng)式擺片的結(jié)構(gòu)調(diào)節(jié)機(jī)油泵排量，使得其供油量盡可能貼合發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際需求用油量，從而實(shí)現(xiàn)節(jié)油的目的。

從圖8可知，一階可變排量泵相比于定排量機(jī)油泵對(duì)燃油消耗的影響更大，在整個(gè)轉(zhuǎn)速區(qū)間燃油消耗率都有較大的下降空間，說(shuō)明整機(jī)的內(nèi)部損耗功變小，同樣的燃油消耗情況下飛輪端輸出扭矩變大，使得燃油經(jīng)濟(jì)性得到提升。連續(xù)變排量機(jī)油泵在一階變排量泵的基礎(chǔ)上繼續(xù)優(yōu)化實(shí)際需求油量，燃油經(jīng)濟(jì)性得到進(jìn)一步提升，外特性最優(yōu)工況的轉(zhuǎn)速下提升約1.68%。

圖8 平均有效壓力1.2 MPa工況下機(jī)油壓力與燃油消耗率的變化

3.3 CLP-EGR技術(shù)

應(yīng)用EGR技術(shù)可以顯著提高RGF(殘余廢氣)率，間接提高了進(jìn)氣壓力，相當(dāng)于進(jìn)氣狀態(tài)時(shí)缸內(nèi)與缸外的壓差下降，可以改善進(jìn)氣過(guò)程的泵氣損失[13]。EGR技術(shù)一方面能夠通過(guò)降低燃燒溫度來(lái)減少NOx，另一方面也能通過(guò)泵氣損失的改善來(lái)影響燃油消耗[14]。由于降低了缸內(nèi)溫度，加之本方案為從前催后端取氣，同時(shí)經(jīng)過(guò)中冷器的低壓冷端EGR(CLP-EGR)技術(shù)方案，很大程度上可以抑制爆震，配合合適的壓縮比和變排量機(jī)油泵，能夠進(jìn)一步降低全負(fù)荷的燃油消耗率。

此次試驗(yàn)中，低轉(zhuǎn)速、低負(fù)荷工況采取偏大的EGR率，高轉(zhuǎn)速、大負(fù)荷工況采取偏小的EGR率，主要是由于低轉(zhuǎn)速、低負(fù)荷工況在較大的VVT開啟角下比較不容易發(fā)生爆震，還可以降低泵氣損失，而高轉(zhuǎn)速、大負(fù)荷情況相反，同時(shí)降低泵氣損失的作用較小。圖9示出優(yōu)化后負(fù)荷特性EGR 率map，圖10示出EGR閥及EGR冷卻器。

圖9 EGR率 Map(負(fù)荷特性工況)

圖10 CLP-EGR閥及EGR冷卻器

對(duì)于米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)而言，雖然高負(fù)荷工況下能夠降低缸內(nèi)燃燒溫度，但過(guò)大的EGR率會(huì)造成發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性下降。而中低負(fù)荷下因泵氣損失的存在，適當(dāng)增加EGR率有助于降低其影響，尤其是中低轉(zhuǎn)速區(qū)間內(nèi)。同時(shí)為了進(jìn)一步說(shuō)明EGR技術(shù)對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，采用了無(wú)EGR、HEGR(EGR管道穿過(guò)缸蓋)和CEGR方案(外置EGR冷卻器)進(jìn)行測(cè)試。

由圖11和圖12可知，在平均有效壓力1.2 MPa的大負(fù)荷工況下，EGR方案比無(wú)EGR情況的燃油經(jīng)濟(jì)性都要好，超過(guò)2 400 r/min后，CEGR方案優(yōu)于HEGR方案，低于2 400 r/min工況則相反，說(shuō)明CEGR方案更適合偏高轉(zhuǎn)速的中高負(fù)荷工況，這也是增程式電動(dòng)車用發(fā)動(dòng)機(jī)的常用工況。在平均有效壓力0.8 MPa的中等負(fù)荷工況下，整個(gè)轉(zhuǎn)速區(qū)間內(nèi)均為CEGR方案最優(yōu)，與前述的EGR率偏大的設(shè)置能夠降低泵氣損失相吻合，而θCA50則呈現(xiàn)基本一致的變化規(guī)律，說(shuō)明同一轉(zhuǎn)速下燃燒放熱的對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角基本相同。

圖11 平均有效壓力1.2 MPa工況下θCA50與燃油消耗率的變化

圖12 平均有效壓力0.8 MPa工況下θCA50與燃油消耗率的變化

通過(guò)不同類型的技術(shù)手段對(duì)燃油消耗率進(jìn)行優(yōu)化，整機(jī)最終的燃油消耗率相對(duì)于原機(jī)已經(jīng)大幅度下降，獲得比較理想的結(jié)果。外特性最優(yōu)工況下燃油消耗率從238.6 g/(kW·h)下降到226.5 g/(kW·h)，使得該機(jī)型的熱效率接近37.2%，燃油經(jīng)濟(jì)性提升了5.07%，由此證明通過(guò)技術(shù)改造升級(jí)可以實(shí)現(xiàn)顯著的節(jié)油效果。具體數(shù)據(jù)見表3。

表3 各技術(shù)手段下燃油消耗率優(yōu)化結(jié)果

4 仿真分析對(duì)比

為了進(jìn)一步驗(yàn)證米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)搭載增程式電動(dòng)車后(見圖13)的節(jié)油潛力，選取兩種常用循環(huán)工況進(jìn)行仿真分析對(duì)比。利用Cruise軟件對(duì)該型號(hào)電動(dòng)車進(jìn)行平臺(tái)建模工作，基本參數(shù)為迎風(fēng)面積1.84 m2，空氣阻力系數(shù)0.216，整備質(zhì)量1 320 kg，滿載質(zhì)量1 640 kg，最高車速大于100 km/h。仿真模型見圖14。

圖13 增程式電動(dòng)車動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

圖14 增程式電動(dòng)車Cruise仿真模型

本次仿真中設(shè)定電池初始容量(SOC)為75%，電動(dòng)車控制策略為維持電量型充電方式，SOC低于60%開始充電，高于80%停止充電，當(dāng)60%

4.1 NEDC工況比較

由圖15可知，NEDC工況開始后車輛的電量不斷下降，從開始的75%一直下降至60%，當(dāng)SOC<60%后，發(fā)動(dòng)機(jī)開始啟動(dòng)，同時(shí)車輛開始處于充電模式，第4 600 s以后電量不斷增加，直到工況結(jié)束充電過(guò)程仍未結(jié)束，此時(shí)的電量為70%。同時(shí)，原型機(jī)與米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗量分別為2.05 kg和1.96 kg，后者相對(duì)于前者節(jié)油4.4%，最終燃油消耗量統(tǒng)計(jì)結(jié)果見圖16。

圖15 NEDC工況下的里程與電量

圖16 NEDC工況下的燃油消耗量

4.2 CLTC工況比較

引入最貼近中國(guó)道路實(shí)際駕駛的循環(huán)工況CLTC (China Light-duty vehicle Test Cycle) 工況，省去其中怠速停車部分并疊加5個(gè)循環(huán)進(jìn)行測(cè)試。由圖17可知，CLTC工況開始后車輛的電量不斷消耗，第4 200 s以后進(jìn)入充電模式，6 700 s左右充電結(jié)束，然后繼續(xù)使用純電模式驅(qū)動(dòng)車輛。圖18示出原型機(jī)與米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的最終燃油消耗量分別為3.60 kg和3.45 kg，后者相對(duì)于前者節(jié)油4.2%，說(shuō)明米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)用于整車工況有較好的節(jié)油效果。

圖17 CLTC工況下的里程與電量

圖18 CLTC工況下的燃油消耗量

5 結(jié)論

a) 調(diào)整壓縮比、使用變排量機(jī)油泵和采用CLP-EGR技術(shù)都能夠有效地提高燃油經(jīng)濟(jì)性；

b) 相比于原型機(jī)，米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)外特性最優(yōu)工況下燃油消耗率從238.6 g/(kW·h)下降到226.5 g/(kW·h)，使得該機(jī)型的熱效率接近37.2%，燃油經(jīng)濟(jì)性提升了5.07%；

c) 利用Cruise軟件建模并設(shè)置合適的整車性能參數(shù)，獲得了兩種典型循環(huán)工況下的仿真燃油消耗量結(jié)果；米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在NEDC工況及CLTC工況中較之原型機(jī)分別節(jié)油4.4%和4.2%；

d) 通過(guò)合理的技術(shù)路線調(diào)整對(duì)現(xiàn)有機(jī)型進(jìn)行升級(jí)，以較低成本的方式獲得了可觀的燃油經(jīng)濟(jì)性提升，具有較好的工程應(yīng)用價(jià)值。