不同電增壓方式對米勒循環(huán)柴油機性能影響的模擬研究

主國強，齊鯤鵬，王紀(jì)松，陳超帆，Hasni ALI

（大連交通大學(xué)機車車輛工程學(xué)院，大連 116028）

0 概述

當(dāng)下嚴苛的排放法規(guī)使米勒循環(huán)柴油機回歸到大眾的視野［1］。米勒循環(huán)一般通過進氣門早關(guān)（early intake valve closing，EIVC）或進氣門晚關(guān)（late intake valve closing，LIVC）來實現(xiàn)，兩種方式都能降低實際壓縮比以達到膨脹比大于壓縮比的目的，在理論上存在提高柴油機熱效率的可能［2–3］，同時早關(guān)米勒循環(huán)隨著活塞的下行，缸內(nèi)會產(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)模式會造成進氣量下降，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、進氣量小的工況不能彌補米勒循環(huán)帶來的進氣量損失，需要額外的增壓形式來保持合理的缸內(nèi)壓力與進氣量［5］。兩級渦輪增壓可以彌補米勒循環(huán)在部分工況的進氣損失，但在高速時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)、實時可控、與氣路增壓解耦合等特點，適合用在米勒循環(huán)柴油機上作為額外的增壓手段，能有效提高低速米勒循環(huán)柴油機的增壓能力［7–8］。目前電增壓有獨立式與一體式兩種實現(xiàn)方式，獨立式為二次增壓，而一體式是將電機的輸出轉(zhuǎn)矩直接加載到中間軸上［9］。

對某4 缸增壓中冷柴油機進行一維建模，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米勒循環(huán)柴油機的影響，為電增壓在米勒循環(huán)柴油機上的應(yīng)用提供依據(jù)。

1 研究方案

1.1 仿真模型的建立

模型柴油機主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示。

表1 柴油機主要技術(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)與原機進行對比，驗證模型準(zhǔn)確性。仿真模型如圖1 所示。以預(yù)測性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)，該模型具有計算速度快、精度高的特點［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］。原機為可變廢氣旁通閥開度的渦輪增壓柴油機，通過管路中的壓力實時控制旁通閥開度，維持適宜的增壓比。

圖1 柴油機一維仿真模型

1.2 模型驗證

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

圖2 仿真值與試驗值的功率與燃油消耗量對比

圖3 仿真值與試驗值的缸壓曲線對比

由圖2 和圖3 可知，仿真模型的模擬結(jié)果與原機的試驗數(shù)據(jù)基本吻合，且隨轉(zhuǎn)速的變化趨勢相同，即仿真模型能夠模擬實際發(fā)動機的運行過程。

1.3 不同米勒度的實現(xiàn)

通過改變進氣凸輪型線實現(xiàn)進氣門晚關(guān)與早關(guān)從而達到不同米勒度的目的［12］，將進氣門在下止點關(guān)閉定為M0 點，進氣門早關(guān)曲軸轉(zhuǎn)角為正值，進氣門晚關(guān)曲軸轉(zhuǎn)角為負值。例如原機的進氣門在下止點后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)，在進氣門早關(guān)時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立式電增壓如圖5所示。一體式電增壓即電機與渦輪增壓器一體，電機的輸出轉(zhuǎn)矩直接加載到傳動軸，電機轉(zhuǎn)速由發(fā)動機實時狀態(tài)通過比例積分微分（PID）控制策略實時控制［14–15］。獨立式電增壓有兩個壓氣機，其中電機單獨控制一個壓氣機形成二級增壓，其電機控制策略與一體式相同，獨立式電增壓配有旁通閥［16］，根據(jù)發(fā)動機實時進氣量控制閥門開度。

圖5 電增壓仿真模型

1.5 電增壓匹配校驗

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

圖6 壓氣機與發(fā)動機的聯(lián)合運行線

1.6 計算方案

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 兩個工況點，研究米勒循環(huán)、米勒循環(huán)加一體式電機、米勒循環(huán)加獨立式電機在性能上的差異。計算時兩種轉(zhuǎn)速下原機的空燃比保持一致，相同轉(zhuǎn)速不同米勒度每循環(huán)供油量、相同轉(zhuǎn)速不同電機實際所需功率保持一致，使其具有對比意義。另將不同的電壓加載到電機，柴油機輸出功率需減去電機所耗功率，對比有電增壓與無電增壓的柴油機凈輸出功率高低，探究電增壓帶來的節(jié)能效應(yīng)，計算出電機耗能的收益區(qū)間［17］。

2 數(shù)據(jù)分析

2.1 米勒循環(huán)與電增壓對進氣的影響

圖7 為米勒度與兩種電增壓方式對進氣量與過量空氣系數(shù)的影響。

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圖7 進氣與米勒度的關(guān)系

由圖7 可知，過量空氣系數(shù)與進氣量隨米勒度的變化趨勢相同，這是因為計算時已設(shè)定相同工況的每循環(huán)供油量相同，故可以用進氣量表達過量空氣系數(shù)的變化趨勢。轉(zhuǎn)速高的工況進氣量大，但不同轉(zhuǎn)速在不同米勒度下有著相同的變化趨勢，進氣量在M-30 與M-40 之間達到最高值，較下止點關(guān)閉進氣門最多提升7.31%，米勒度過大或過小都會導(dǎo)致進氣量下降，且進氣門早關(guān)比進氣門晚關(guān)下降程度大，進氣門早關(guān)較下止點關(guān)閉最多下降22.34%。這是因為米勒循環(huán)的實現(xiàn)方式是通過少進氣和降低實際壓縮比實現(xiàn)的，進氣門早關(guān)時進氣不足，而進氣門晚關(guān)時進氣充量隨活塞上行推至進氣道，又因進氣慣性影響，在晚關(guān)角度不大時會使更多氣體進入氣缸，所以在M-30 與M-40 之間達到最大進氣量。設(shè)計早關(guān)米勒循環(huán)的凸輪時，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氣量：在1 800 r/min時，一體式電增壓最高提升12.01%，最低提升9.18%；獨立式電增壓最高提升13.06%，最低提升7.96%。在1 200 r/min 時，一體式電增壓最高提升10.14%，最低提升6.60%；獨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，一體式電增壓較獨立式電增壓在進氣量大的工況提升多，在進氣量小的工況下提升小，這是因為獨立式電增壓是二級增壓。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，廢氣渦輪的進氣量上升，增壓壓比提高，πe逐漸下降，獨立電增壓的實際做功量下降，電機與所對應(yīng)壓氣機的轉(zhuǎn)速下降，跌出電增壓壓氣機MAP 的高效率區(qū)間。圖9 為壓氣機與米勒度的關(guān)系。如圖9 所示，獨立電增壓壓氣機的增壓效率與其他壓氣機不同，在M-30 的增壓效率較M-100 下降22.18%。M-30至M50 趨勢相反，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 壓氣機效率與米勒度的關(guān)系

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

2.2 米勒循環(huán)與電增壓對缸內(nèi)燃燒與排放的影響

圖10 為實際壓縮比隨米勒度的變化圖。由圖10 可知，實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)。米勒度變化的絕對值越大，實際壓縮比下降得越多，晚關(guān)進氣門與早關(guān)進氣門實現(xiàn)米勒循環(huán)的方式對實際壓縮比的影響程度幾乎一致。而實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缸內(nèi)最高燃燒壓力及燃燒累計循環(huán)放熱量達到總循環(huán)放熱量50% 時曲軸轉(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及電增壓對最高燃燒壓力的影響都與進氣量相似。這是因為在固定循環(huán)供油量的工況中，進氣量決定了過量空氣系數(shù)，進而影響燃燒的充分程度，且米勒度增大使實際壓縮比下降，也對此現(xiàn)象的產(chǎn)生起到了促進作用。而θCA50隨米勒度的變化與進氣量相反，在大米勒度時θCA50推后。這是因為θCA50由過量空氣系數(shù)、缸內(nèi)初始壓力、初始溫度決定，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都會下降，而有效壓縮比變小又會導(dǎo)致壓縮產(chǎn)生的氣缸壓力與溫度下降，燃燒放緩，后燃期占整個燃燒的比例增加，所以大米勒度時θCA50會推后。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，這是因為電增壓雖然不能提升有效壓縮比，但可以通過增加進氣量提升過量系數(shù)，改善缸溫缸壓下降與θCA50推遲帶來的消極影響。正因為電增壓通過提升過量空氣系數(shù)來改善燃燒，所以對燃燒改善的程度也與進氣量的提升正相關(guān)。在小米勒度時一體式電增壓有更好的改善效果，在大米勒度時獨立式電增壓有更好的改善效果。

轉(zhuǎn)速對于θCA50及缸內(nèi)最高燃燒壓力會有數(shù)值上的影響，在較高轉(zhuǎn)速時，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 達到最大值，與缸內(nèi)最高燃燒壓力的變化趨勢相同，而電增壓會使缸內(nèi)最高燃燒溫度整體上升。這是因為實際壓縮比對最高燃燒溫度有很大的影響，在合理范圍內(nèi)，實際壓縮比越大，最高燃燒溫度越高。另外，米勒循環(huán)在進氣門早關(guān)時，有一段絕熱膨脹過程，使新鮮充量冷卻，在大幅進氣門晚關(guān)時，活塞上行會帶走部分充量與熱量。而電增壓增大進氣量的同時也會削弱米勒循環(huán)的冷卻效應(yīng)，并且增壓技術(shù)會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達到最小值，θCA50數(shù)值越小越靠近上止點說明燃燒狀況越良好，燃燒溫度越高，電增壓會使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

進氣門早關(guān)與大米勒度進氣門晚關(guān)策略米勒循環(huán)都能降低NOx排放，而電增壓會導(dǎo)致NOx生成量整體增大。這是因為NOx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氣量有關(guān)，進氣門早關(guān)與大幅進氣門晚關(guān)會使進氣量下降進而導(dǎo)致燃燒過程中氧濃度下降，最高燃燒溫度在進氣門早關(guān)與進氣門大幅晚關(guān)時下降，兩者共同作用促使NOx的生成量下降。按常理分析NOx會在過量空氣系數(shù)1.1 左右達到頂峰，但米勒循環(huán)會影響最高燃燒溫度進而破壞這種規(guī)律。電增壓使進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立式電增壓在M-30 附近時會帶來更多的NOx排放。

電增壓會增加NOx排放量，大米勒度米勒循環(huán)會減少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)矩的同時降低排放，如1 800 r/min、M20 工況，獨立式電增壓米勒循環(huán)柴油機的NOx排放較最高點M-30 降低53%，轉(zhuǎn)矩較該工況點提升2.1%。另外，電增壓的介入程度也會影響NOx的排放量，如降低電增壓的電壓輸入會使NOx排放量進一步降低。

2.3 米勒循環(huán)與電增壓對經(jīng)濟性的影響

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

圖13 BSFC 與米勒度的關(guān)系

電機不同介入程度會影響最后的實際BSFC。一體式電增壓中若電機介入程度小，電機轉(zhuǎn)速不及廢氣渦輪增壓器，電機會向系統(tǒng)輸入負功。而獨立式電增壓電機不與廢氣渦輪增壓直接相連，所以在介入程度低時不會直接向系統(tǒng)輸入負功，但會影響泵氣，仍會使整體功率下降；若介入程度過大，電機耗能過大，又會使實際BSFC 增大。介入程度過大過小都會與節(jié)能的初衷相違背。電機的介入程度通過調(diào)整輸入電壓來實現(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的高轉(zhuǎn)速。為保證對比有意義，相同轉(zhuǎn)速一體式與獨立式電機的實際能耗保持一致。

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，一體式電增壓在M-70 與M-5 之間BSFC 高于原機。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，這是因為轉(zhuǎn)速低時缸內(nèi)的充量少，壓強小，電機只需較小的電能供應(yīng)就能帶來較大的進氣量提升。一體式電增壓與獨立式電增壓相比在小米勒度時節(jié)能效果稍好，在大米勒度時節(jié)能效果差。綜上，一體式電增壓在進氣充足時改善BSFC效果比獨立式電增壓好，而獨立式電增壓在進氣量不足的工況對柴油機增益更高。

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

圖14 電增壓在不同電壓下對功率的提升

由圖14（a）、圖14（b）可知，在1 800 r/min 時，一體式電增壓無論在何種米勒度的情況下都能實現(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4.67%，這是因為M50 下進氣量少，電增壓花費較少電能就能大幅提升進氣量。獨立式電增壓在M-40 下不能達到原機的功率，即電增壓消耗的電能永遠大于其對于整機功率的提升，故在此米勒度下運行可控制旁通閥開度全開并斷開電機供能，以維持無電增壓功率。而在M-50 下，獨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4.79%。這是因為在1 800 r/min 時，獨立式電增壓更適合在進氣量小的工況工作，在進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，兩種電增壓方式在任何米勒度下都能達到增益，且兩種電增壓方式在M50 時在渦輪機最大工作范圍區(qū)間內(nèi)都能實現(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。這是因為低轉(zhuǎn)速時進氣量少，電機可以花費較小的電能帶來較大的進氣量提升，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，獨立式電增壓為5.43%，一體式電增壓為4.01%。而在M50 下時，獨立式電增壓不僅可以在更小的電壓值下實現(xiàn)收益，增益量也更大，最高增益量可達16.01%。這是因為電壓供給過大后，過量空氣系數(shù)已經(jīng)足夠大，產(chǎn)生的廢氣推動渦輪增壓器工作，可以協(xié)同獨立式電增壓一同增壓，而一體式電增壓因為是單級增壓，只有一個壓氣機，電機供能過大，轉(zhuǎn)速過快，廢氣不能對其產(chǎn)生協(xié)同增壓作用。當(dāng)然，一般在進氣量充足的工況，不會給電機供給高電壓，此處只是為了探究收益區(qū)間進行假設(shè)性探討。綜上，獨立式電增壓在低轉(zhuǎn)速下更有優(yōu)勢。

3 結(jié)論

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

（2）電增壓可以增加進氣量，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，還會額外消耗電能。一體式電增壓在過量空氣系數(shù)大時對柴油機性能提升效果好，獨立式電增壓在過量空氣系數(shù)小時對柴油機性能提升效果好。在轉(zhuǎn)速低、進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，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，進氣量越充足的工況電壓輸入要求范圍越窄。獨立式電增壓在M-40 工況不能達到正向收益，但是在其他工況達到正向收益所要求的輸入電壓范圍廣，對控制精度要求低。低轉(zhuǎn)速時，兩種增壓方式的收益區(qū)間都會擴大，且在渦輪機最大工作范圍區(qū)間無論供給多少電壓都能實現(xiàn)增益。其中，獨立式電增壓在低轉(zhuǎn)速下有更好的表現(xiàn)，不僅能在更低的電壓供給下實現(xiàn)增益，且增益量也更大。