高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)與分析＊

徐玉梁 趙廣興 祖炳鋒 王振 劉麗娜

（天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)研究所，天津 300072）

主題詞：發(fā)動(dòng)機(jī) 米勒循環(huán) 高壓縮比 燃油經(jīng)濟(jì)性

1 前言

在國(guó)家“十三五”規(guī)劃大力推進(jìn)下，汽車節(jié)能成為汽車發(fā)展的一個(gè)主要趨勢(shì)，到2020年，乘用車新車平均燃油消耗量將降至5 L/100 km，節(jié)能型汽車降至4.5 L/100 km[1]，無(wú)論是傳統(tǒng)動(dòng)力還是混合動(dòng)力都需要一臺(tái)高效的發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)提高汽車的經(jīng)濟(jì)性以順應(yīng)其發(fā)展。對(duì)于汽油機(jī)，部分負(fù)荷泵氣損失和高負(fù)荷爆震是限制其熱效率的主要原因[2,3]，因此，降低泵氣損失和抑制爆震對(duì)提高整車燃油經(jīng)濟(jì)性具有重要意義[4,5]。米勒循環(huán)最初的目的就是在保持發(fā)動(dòng)機(jī)高膨脹比的情況下減小有效壓縮比以抑制發(fā)動(dòng)機(jī)爆震，進(jìn)而提高整車燃油經(jīng)濟(jì)性，同時(shí)還可以降低部分負(fù)荷的泵氣損失，因此米勒循環(huán)是傳統(tǒng)動(dòng)力和混合動(dòng)力用發(fā)動(dòng)機(jī)的理想選擇[6]。

本文在原有2.0 L自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)的基礎(chǔ)上，通過(guò)增加活塞頂凸臺(tái)的方法實(shí)現(xiàn)壓縮比從10到13的提高，然后利用遺傳算法[7]進(jìn)行凸輪型線的選型，最后通過(guò)進(jìn)氣門晚關(guān)的方式實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)。

2 米勒循環(huán)概述

理想的奧托循環(huán)和米勒循環(huán)的工作過(guò)程見(jiàn)圖1，其中，1-2-3-4-1為理想奧拓循環(huán)，1-2-3-4-5-1為理想的米勒循環(huán)。由圖1可看出，米勒循環(huán)在膨脹行程中有一部分工質(zhì)在奧托循環(huán)膨脹結(jié)束后繼續(xù)膨脹，使得發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹比大于壓縮比，因此在相同壓縮比情況下米勒循環(huán)做功較多。

實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)的方式有兩種：一是通過(guò)四桿機(jī)構(gòu)或行星齒輪等機(jī)械結(jié)構(gòu)來(lái)實(shí)現(xiàn)壓縮比可變；另一種是通過(guò)進(jìn)氣門早關(guān)（EIVC）或晚關(guān)（LIVC）的方式使得進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)的有效壓縮比小于幾何壓縮比。由于機(jī)械結(jié)構(gòu)的實(shí)現(xiàn)較為復(fù)雜，目前一般通過(guò)可變氣門正時(shí)（VVT）來(lái)提前或推遲進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻使有效壓縮比可變。對(duì)于自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)而言，EIVC大負(fù)荷功率損失更大[8]，因此本文采用LIVC的方式實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)。

在采用米勒循環(huán)的同時(shí)提高幾何壓縮比，可以保證發(fā)動(dòng)機(jī)有足夠的有效壓縮比，從而提高熱效率[9]。理想情況下，高幾何壓縮比結(jié)合LIVC的米勒循環(huán)如圖1中1-1′-2′-3′-4所示，其中1′為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻。

圖1 理想奧托循環(huán)、米勒循環(huán)及LIVC的p-V圖

LIVC的主要作用如下：

a.通過(guò)LIVC可以降低有效壓縮比以及混合氣在壓縮終了時(shí)的溫度和壓力[9]，相應(yīng)地，最高火焰溫度也會(huì)降低，從而減少了NOx排放。

b.在發(fā)動(dòng)機(jī)部分負(fù)荷下，LIVC會(huì)使節(jié)氣門開(kāi)度增大，真空度下降，從而降低泵氣損失[8]。

3 模型建立及標(biāo)定

研究所用發(fā)動(dòng)機(jī)原機(jī)參數(shù)與設(shè)計(jì)目標(biāo)參數(shù)見(jiàn)表1，采用GT-power軟件建立其一維仿真模型。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)原機(jī)參數(shù)與設(shè)計(jì)目標(biāo)參數(shù)

一維仿真時(shí)采用的模型為雙區(qū)準(zhǔn)維可預(yù)測(cè)燃燒模型SITurb，該模型可反映層流燃燒與湍流燃燒對(duì)火焰的影響，以及燃燒室的幾何模型和物理變量（VVT及點(diǎn)火提前角等參數(shù)）對(duì)燃燒的影響，能夠?qū)Σ煌紵闆r進(jìn)行預(yù)測(cè)性分析。爆震模型采用GTI公司基于Douaud和Eyzat模型開(kāi)發(fā)的Kinetics-Fit模型。該模型以爆震誘導(dǎo)時(shí)間積分(KITI)作為爆震傾向的量化參數(shù)，KITI值越大，越容易發(fā)生爆震，當(dāng)KITI值到達(dá)1時(shí)認(rèn)為是發(fā)生爆震的起始點(diǎn)[10]。

為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，設(shè)定了與試驗(yàn)條件相同的邊界條件進(jìn)行模擬計(jì)算，并利用原機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)仿真模型進(jìn)行校核。試驗(yàn)與模擬得到的發(fā)動(dòng)機(jī)外特性扭矩、油耗對(duì)比如圖2所示。由圖2可知，兩者變化趨勢(shì)比較一致，模擬值與試驗(yàn)值吻合良好，誤差在3%以內(nèi)，滿足模擬精度要求，故可以利用該模型對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行性能預(yù)測(cè)。

圖2 外特性模擬與實(shí)驗(yàn)的油耗和扭矩對(duì)比

4 發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)和參數(shù)改進(jìn)

為提高壓縮比和實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)，需要對(duì)原發(fā)動(dòng)機(jī)活塞頂部形狀及凸輪型線進(jìn)行改進(jìn)，并且需要將進(jìn)排氣VVT角度（采用VVT后,氣門開(kāi)啟時(shí)刻相對(duì)于原固定位置推遲的角度）、點(diǎn)火提前角等進(jìn)行優(yōu)化。

4.1 幾何壓縮比的實(shí)現(xiàn)

采用LIVC控制策略后，因發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比下降，所以需要增大幾何壓縮比來(lái)彌補(bǔ)有效壓縮比的不足。

為將發(fā)動(dòng)機(jī)的壓縮比由10提高至13，對(duì)原機(jī)活塞進(jìn)行改進(jìn)，使活塞中部隆起并且在頂部加工凹坑，如圖3所示。

圖3 原機(jī)與改進(jìn)后的活塞頂部對(duì)比

4.2 凸輪型線設(shè)計(jì)

原機(jī)的進(jìn)氣門最大氣門升程為10.33 mm，氣門開(kāi)啟持續(xù)期為246°曲軸轉(zhuǎn)角。在保證氣門與活塞不發(fā)生干涉的情況下，通過(guò)AVL timing drive進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)計(jì)算分析，得到3條進(jìn)氣門升程曲線。如圖4所示。由圖4可看出，進(jìn)氣持續(xù)期分別為256°、276°和296°曲軸轉(zhuǎn)角，最大氣門升程與原機(jī)一致。由得到的氣門升程曲線即可直接得到設(shè)計(jì)所需要的凸輪型線。

圖4 不同氣門持續(xù)期對(duì)應(yīng)的進(jìn)氣門升程曲線

為比較不同氣門升程曲線對(duì)油耗的影響，需要使不同氣門升程曲線的發(fā)動(dòng)機(jī)性能達(dá)到最優(yōu)[11]，因此在進(jìn)行氣門升程曲線選型時(shí)，需要使進(jìn)排氣門的開(kāi)啟和關(guān)閉時(shí)刻在最優(yōu)點(diǎn)，為了保證進(jìn)氣疊開(kāi)期在合理的范圍內(nèi)，需要使排氣門關(guān)閉時(shí)刻隨負(fù)荷變化。

采用拉丁超立方的試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法和非劣排序遺傳（NSGA-II）算法進(jìn)行變量?jī)?yōu)化。

將優(yōu)化變量X表示為:

式中，θ為點(diǎn)火提前角；α為進(jìn)氣VVT角度；β為排氣門VVT角度；φ為節(jié)氣門開(kāi)度。

θ、α、β和φ變量的范圍如表2所示。

表2 設(shè)計(jì)變量范圍

在3條進(jìn)氣門升程曲線下，分別用拉丁超立方采樣算法對(duì)上述3個(gè)參數(shù)進(jìn)行仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)，然后基于NSGA-II算法，以燃油消耗率BSFC作為優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)，優(yōu)化這幾個(gè)變量使得滿足式（2）～（5）中條件。

式中，BSFC為遺傳算法的目標(biāo)函數(shù)，即優(yōu)化過(guò)程以燃油消耗率最低為目標(biāo)；KITI為爆震誘導(dǎo)時(shí)間積分，KITI≤1時(shí)即可保證發(fā)動(dòng)機(jī)不發(fā)生爆震；Ttq和Ttq′是目標(biāo)扭矩和原機(jī)扭矩，各工況點(diǎn)優(yōu)化后扭矩與原機(jī)扭矩的誤差必須在1%以內(nèi)；T為排氣溫度，仿真中保證排氣溫度低于1 125 K。

通過(guò)對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行遺傳算法優(yōu)化，可得到各自氣門升程曲線下不同工況點(diǎn)的VVT角度和點(diǎn)火提前角的最優(yōu)值，得到發(fā)動(dòng)機(jī)在2 000 r/min和4 000 r/min兩個(gè)轉(zhuǎn)速下、不同負(fù)荷狀況下的最低燃油消耗率數(shù)值。為了更清晰地表現(xiàn)出不同氣門開(kāi)啟持續(xù)期對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率的影響，將原機(jī)的燃油消耗率表示為1，而將新設(shè)計(jì)的3個(gè)氣門開(kāi)啟持續(xù)期下模擬的BSFC表示為與原機(jī)BSFC的比值(下稱為模擬與原機(jī)BSFC之比)，結(jié)果如圖5和6所示。

圖5 兩種轉(zhuǎn)速下模擬與原機(jī)BSFC之比

由圖5可看出，無(wú)論發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2 000 r/min還是4 000 r/min，在扭矩小于140 N·m的情況下，增加氣門開(kāi)啟持續(xù)期能夠降低發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率，在中小負(fù)荷工況下油耗降低幅度最大。在城市典型工況（2 000 r/min、31.8 N·m）下，不同氣門開(kāi)啟持續(xù)期下發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率相對(duì)于原機(jī)降低5.0%～6.1%，且開(kāi)啟持續(xù)期越長(zhǎng)降低的幅度越大。而當(dāng)扭矩高于140 N·m時(shí)，燃油消耗率則顯著增大?？傊?，增加氣門開(kāi)啟持續(xù)期對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率有較大影響，故決定在試制的樣機(jī)中采用296°曲軸轉(zhuǎn)角的氣門開(kāi)啟持續(xù)期的氣門升程曲線。選定氣門型線后，將設(shè)計(jì)好的氣門升程曲線通過(guò)AVL timing drive軟件轉(zhuǎn)化為凸輪型線。

5 試驗(yàn)驗(yàn)證與分析

對(duì)改型后的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)標(biāo)定，對(duì)過(guò)量空氣系數(shù)、進(jìn)排氣VVT角度、點(diǎn)火提前角等參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，使得發(fā)動(dòng)機(jī)各工況點(diǎn)的性能達(dá)到最優(yōu)。試驗(yàn)臺(tái)架及測(cè)量?jī)x器如圖6和表3所示。

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架

表3 試驗(yàn)用測(cè)量?jī)x器

標(biāo)定的具體方法為：首先調(diào)整點(diǎn)火提前角以保證發(fā)動(dòng)機(jī)不發(fā)生爆震，然后調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)排氣VVT角度和過(guò)量空氣系數(shù)以使發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到目標(biāo)要求。在中低負(fù)荷VVT角度的標(biāo)定要以油耗最低為原則，在高負(fù)荷時(shí)VVT角度的標(biāo)定要保證動(dòng)力輸出的前提下兼顧油耗。

5.1 標(biāo)定結(jié)果與優(yōu)化結(jié)果對(duì)比

在2 000 r/min的全負(fù)荷工況下，采用NSGA-II算法優(yōu)化的點(diǎn)火提前角和進(jìn)排氣VVT角度與試驗(yàn)標(biāo)定值的對(duì)比如圖7和圖8所示，模擬優(yōu)化結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果僅在某幾個(gè)工況點(diǎn)存在稍大誤差，總體上NSGA-II算法在米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)化方面有較高的精度，從而也證實(shí)了以上模擬研究的可信度。

圖7 點(diǎn)火提前角優(yōu)化值與標(biāo)定值的對(duì)比

由圖7可知，最佳點(diǎn)火提前角隨負(fù)荷增大而減小，主要是因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率在大負(fù)荷受到爆震的約束。由圖8可知，進(jìn)排氣VVT角度隨負(fù)荷的增大先增大后減小。

5.2 原機(jī)與米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)比分析

試驗(yàn)得到的原機(jī)與米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率萬(wàn)有特性如圖9和10所示，對(duì)比圖9和圖10可看出，在部分負(fù)荷工況下米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的油耗下降明顯，最低油耗僅為227.4 g/(kW?h)，相比于原機(jī)下降10.4 g/(kW?h)，滿足設(shè)計(jì)目標(biāo)要求。以245 g/(kW?h)的油耗區(qū)域?yàn)槔?，可知米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)的低油耗區(qū)域相對(duì)于原機(jī)擴(kuò)大，且其主要是向原區(qū)域的更小負(fù)荷、更低轉(zhuǎn)速擴(kuò)展，有利于發(fā)動(dòng)機(jī)在整車匹配后工作在高效率區(qū)。低油耗區(qū)擴(kuò)大是因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)在該工況區(qū)間通過(guò)調(diào)整VVT控制角度使發(fā)動(dòng)機(jī)以米勒循環(huán)方式運(yùn)行，充分發(fā)揮了米勒循環(huán)在部分負(fù)荷的節(jié)油潛力。

圖8 進(jìn)排氣VVT角度優(yōu)化值與標(biāo)定值的對(duì)比

圖9 原機(jī)燃油消耗率萬(wàn)有特性

圖10 米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率萬(wàn)有特性

圖11為原機(jī)與新開(kāi)發(fā)的米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)外特性的油耗和扭矩的對(duì)比，由試驗(yàn)結(jié)果可知，新設(shè)計(jì)的米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)整體上扭矩高于原機(jī)，且最大扭矩滿足設(shè)計(jì)要求，高扭矩是通過(guò)減小進(jìn)氣門推遲角度實(shí)現(xiàn)的，由圖8可知在2 000 r/min大負(fù)荷時(shí)其進(jìn)氣VVT角度接近于0。但是由圖11可知，發(fā)動(dòng)機(jī)外特性油耗整體上高于原機(jī)，最低油耗為275 g/(kW?h)，相比于原機(jī)的249 g/(kW?h)犧牲較大。其主要原因是，在高壓縮比狀況下，為抑制爆震，點(diǎn)火提前角推遲幅度更大，從而導(dǎo)致燃油消耗率遠(yuǎn)高于原機(jī)。

圖11 原機(jī)與米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)外特性的油耗和扭矩對(duì)比

2 000 r/min是研究發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際燃油經(jīng)濟(jì)性的重要特征轉(zhuǎn)速。圖12為發(fā)動(dòng)機(jī)在2 000 r/min轉(zhuǎn)速下原機(jī)與米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的油耗對(duì)比。從圖12可看出，發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷低于140 N·m時(shí)，米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在2 000 r/min工況下的燃油消耗率相對(duì)于原機(jī)整體平均降低約5.14%；在2 000 r/min、31.8 N·m和2 000 r/min、80 N·m兩個(gè)特征工況下的油耗分別為345 g/(kW?h)和245.2 g/(kW?h)，達(dá)到表1中兩個(gè)特征工況的目標(biāo)參數(shù)。

當(dāng)負(fù)荷超過(guò)140 N·m時(shí)，米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率高于原機(jī)，主要是因?yàn)樵诖筘?fù)荷時(shí)，為抑制爆震推遲了點(diǎn)火提前角，因而造成燃燒惡化，油耗上升。

圖12 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時(shí)原機(jī)與米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率對(duì)比

6 結(jié)束語(yǔ)

在原2.0 L自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)的基礎(chǔ)上，采用遺傳算法進(jìn)行凸輪型線的選型，將一臺(tái)傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)改裝成一臺(tái)米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證與分析。

a.模擬結(jié)果表明，適當(dāng)延長(zhǎng)氣門持續(xù)期結(jié)合進(jìn)氣門晚關(guān)可有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性。

b. 試驗(yàn)結(jié)果表明，相比原機(jī)，米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的最低油耗下降10.4 g/(kW?h)，并且低油耗區(qū)域向低轉(zhuǎn)速、小負(fù)荷擴(kuò)大。

c. 由外特性試驗(yàn)數(shù)據(jù)和2 000 r/min全負(fù)荷范圍的試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，在保證外特性扭矩滿足設(shè)計(jì)要求的情況下，燃油經(jīng)濟(jì)性犧牲較大。