王一戎，徐煥祥，沈源建，馬帥營

(浙江吉利新能源商用車集團(tuán)有限公司,浙江 杭州 311228)

隨著汽車動(dòng)力系統(tǒng)電動(dòng)化趨勢的逐漸加強(qiáng)，各國政府及各大汽車公司均在電動(dòng)汽車領(lǐng)域投入巨額資金，以期占領(lǐng)汽車工業(yè)未來的技術(shù)制高點(diǎn)。增程式電動(dòng)汽車既實(shí)現(xiàn)了純電驅(qū)動(dòng)，又避免了續(xù)航里程焦慮[1]，被認(rèn)為是后補(bǔ)貼時(shí)代新能源汽車走向市場化的最佳技術(shù)路線之一。

增程器作為增程式電動(dòng)汽車的核心部件，其發(fā)動(dòng)機(jī)與車輪實(shí)現(xiàn)了機(jī)械解耦，可以充分利用深度優(yōu)化的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行高效發(fā)電[2]。本項(xiàng)目團(tuán)隊(duì)致力于開發(fā)高效增程器，并取得了大量的成果。2018年11月上市的吉利遠(yuǎn)程RE500增程式電動(dòng)輕卡，實(shí)現(xiàn)了最低256 g/(kW·h)的電耗率(從燃料轉(zhuǎn)化為電能的效率)以及長達(dá)500 km的綜合續(xù)航里程[3]。

為進(jìn)一步提高能量轉(zhuǎn)化效率，需要針對增程式電動(dòng)汽車的實(shí)際工作特點(diǎn)開發(fā)專用的發(fā)動(dòng)機(jī)，以實(shí)現(xiàn)常用發(fā)電工況點(diǎn)效率的最高化。因此，本研究提出了一款面向增程式電動(dòng)汽車的汽油機(jī)，其核心技術(shù)理念是米勒循環(huán)和高壓縮比，并利用爆震抑制手段優(yōu)化燃燒過程，以期達(dá)到45%有效燃油熱效率(Braking Thermal Efficiency,BTE)。

通過專門開發(fā)的單缸發(fā)動(dòng)機(jī)，對上述技術(shù)理念可行性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并最終實(shí)現(xiàn)了45%BTE目標(biāo)。著重分析了均質(zhì)稀薄燃燒、缸內(nèi)噴水冷卻以及低壓廢氣再循環(huán)(Low Pressure Exhaust Gas Recycle,LP-EGR)等爆震抑制手段技術(shù)對該發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作過程的影響，并研究了各項(xiàng)技術(shù)對達(dá)到45%BTE目標(biāo)的貢獻(xiàn)度，為未來高效發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)優(yōu)化提供新的思路。

1 增程混動(dòng)汽油機(jī)概念方案

由于面向增程式電動(dòng)汽車的汽油機(jī)追求高經(jīng)濟(jì)性，并適當(dāng)弱化動(dòng)力性和響應(yīng)性，因此，通常采用高壓縮比、長沖程、進(jìn)氣米勒循環(huán)等設(shè)計(jì)理念。同時(shí)，為減少燃燒爆震、優(yōu)化燃燒過程，還可集成均質(zhì)稀薄燃燒、缸內(nèi)噴水冷卻、LP-EGR等爆震抑制手段。在之前的研究中，這些技術(shù)已經(jīng)被證實(shí)能夠有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率[4-7]。

為拓展均質(zhì)稀薄燃燒極限，需要采用高能點(diǎn)火技術(shù)，例如電暈點(diǎn)火、等離子點(diǎn)火等。相比于普通火花點(diǎn)火，高能點(diǎn)火系統(tǒng)點(diǎn)火能量高且點(diǎn)火體積大，能夠快速點(diǎn)燃混合氣，提高點(diǎn)火極限[8]。為強(qiáng)化缸內(nèi)氣體流動(dòng)、實(shí)現(xiàn)均質(zhì)混合氣，設(shè)計(jì)了滾流比高達(dá)2.03的高滾流進(jìn)氣道。由于增程式電動(dòng)汽車配備大容量動(dòng)力電池，傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)上的機(jī)械式空調(diào)壓縮機(jī)和機(jī)械式水泵可以實(shí)現(xiàn)電氣化，進(jìn)一步降低發(fā)動(dòng)機(jī)油耗。

2 試驗(yàn)臺(tái)架及試驗(yàn)方法

面向增程式電動(dòng)汽車的汽油機(jī)需要滿足實(shí)際發(fā)電功率需求，以吉利RE500增程式電動(dòng)輕卡為例，需要采用三缸汽油機(jī)進(jìn)行發(fā)電。為降低開發(fā)風(fēng)險(xiǎn)和費(fèi)用，專門開發(fā)了一臺(tái)單缸汽油機(jī)(以下簡稱單缸機(jī))，對上述增程式汽油機(jī)概念方案進(jìn)行技術(shù)可行性試驗(yàn)研究，以驗(yàn)證該方案是否能達(dá)到45%BTE。

2.1 單缸機(jī)簡介

表1示出單缸機(jī)主要技術(shù)參數(shù)，圖1示出單缸機(jī)數(shù)字樣機(jī)。該單缸機(jī)高壓油泵和用于缸內(nèi)噴水的高壓水泵由曲軸通過皮帶輪進(jìn)行驅(qū)動(dòng)。由于該單缸機(jī)自身無增壓器、冷卻水泵和機(jī)油泵等部件，需要借用臺(tái)架設(shè)備來實(shí)現(xiàn)增壓、冷卻和潤滑等功能。

表1 單缸機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖1 單缸機(jī)數(shù)字樣機(jī)

2.2 試驗(yàn)臺(tái)架

圖2示出單缸機(jī)測試臺(tái)架原理。測試臺(tái)架主要設(shè)備包括Froude AG250測功機(jī)，AND CAS燃燒分析儀，Horiba 7000 MEXA排放分析儀，AVL 415s PM分析儀，AVL 733s油耗儀，Kistler 6125C缸壓傳感器，ECM Lambda Pro Lambda儀以及增壓系統(tǒng)和冷卻潤滑系統(tǒng)。

圖2 單缸機(jī)測試臺(tái)架原理示意

2.3 試驗(yàn)方法

引入2個(gè)不同的電暈點(diǎn)火系統(tǒng)，以實(shí)現(xiàn)均質(zhì)稀薄燃燒。因此，單缸機(jī)試驗(yàn)分為3個(gè)階段，具體如下：

1) 普通火花點(diǎn)火系統(tǒng)測試；

2) A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)測試；

3) B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)測試。

每一階段的測試內(nèi)容均包括均質(zhì)稀薄燃燒、缸內(nèi)噴水以及LP-EGR等，以分析不同爆震抑制技術(shù)對燃燒過程的影響。表2示出普通火花點(diǎn)火和高能點(diǎn)火系統(tǒng)主要技術(shù)參數(shù)。

表2 火花點(diǎn)火和電暈點(diǎn)火系統(tǒng)的主要技術(shù)參數(shù)

2.4 試驗(yàn)評價(jià)方法

單缸機(jī)臺(tái)架直接測得的平均有效壓力(Braking Mean Effective Pressure,BMEP)和有效燃油消耗率(Braking Specific Fuel Consumption,BSFC)并不能直接反映多缸機(jī)的BMEP和BSFC。以單缸機(jī)和對應(yīng)的三缸機(jī)為例進(jìn)行對比，單缸機(jī)進(jìn)排氣過程脈動(dòng)特性強(qiáng)于多缸機(jī)，即單缸機(jī)進(jìn)排氣過程不能代表三缸機(jī)進(jìn)排氣過程。同時(shí)，單缸機(jī)摩擦損失水平也高于多缸機(jī)損失水平，單缸機(jī)2個(gè)主軸承對應(yīng)1個(gè)氣缸，而三缸機(jī)4個(gè)主軸承對應(yīng)3個(gè)氣缸；單缸機(jī)的正時(shí)系統(tǒng)和附件系統(tǒng)也僅用于1個(gè)氣缸，而三缸機(jī)則用于3個(gè)氣缸。

為使單缸機(jī)的進(jìn)排氣過程與對應(yīng)的三缸機(jī)進(jìn)排氣過程一致，在單缸機(jī)臺(tái)架排氣管路上布置一個(gè)適當(dāng)內(nèi)徑的環(huán)形孔板，確保兩者進(jìn)排氣過程基本一致，使單缸機(jī)的凈平均指示壓力(Net Indicated Mean Effective Pressure,NIMEP)可以準(zhǔn)確反映三缸機(jī)的NIMEP。圖3示出該環(huán)形孔板布置示意。這種方法在之前的研究項(xiàng)目中已經(jīng)被證實(shí)是可靠的。

圖3 環(huán)形孔板布置示意

利用摩擦仿真軟件(例如里卡多FAST軟件)來精確計(jì)算三缸機(jī)的摩擦損失(Friction Mean Effective Pressure)，結(jié)合上述獲得的三缸機(jī)NIMEP，可以計(jì)算出最終的三缸機(jī)BMEP以及對應(yīng)BSFC/BTE，其中BTE計(jì)算公式見式(1)：

(1)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

首先，通過發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷掃點(diǎn)試驗(yàn)，確認(rèn)在當(dāng)量空燃比條件下，n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時(shí)，獲得最低油耗，并以該工況為基礎(chǔ)工況點(diǎn)，對稀薄燃燒、缸內(nèi)噴水和EGR等爆震抑制技術(shù)進(jìn)行研究。

試驗(yàn)所用燃油為RON=96.5的歐洲標(biāo)準(zhǔn)E10乙醇汽油，實(shí)測低熱值為4.136×104kJ/kg。試驗(yàn)所用機(jī)油型號(hào)為0W-20。試驗(yàn)參數(shù)邊界如下：發(fā)動(dòng)機(jī)出口水溫Tout=(95±5) ℃；機(jī)油溫度Toil≤125 ℃；發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度Texh≤950 ℃；節(jié)氣門后進(jìn)氣溫度Tint=[n/200(r/min)+22] ℃，n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速；點(diǎn)火角調(diào)整至CA50在6°ATDCF～8°ATDCF或者爆震邊界；VVT按5°間隔掃點(diǎn)；循環(huán)變動(dòng)率COV≤5%。

3.1 普通火花點(diǎn)火系統(tǒng)測試

圖4示出在n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時(shí)，凈指示燃油消耗率(Net Indicated Specific Fuel Consumption,NISFC)和循環(huán)變動(dòng)率(Coefficient of Variation,COV)隨過量空氣系數(shù)(φa)的變化曲線。由圖4可見，隨著φa增加，NISFC先減小后增大，并在φa=1.44獲得最小值191.9 g/(kW·h)。當(dāng)φa超過1.44時(shí)，由于混合氣能量密度低、點(diǎn)火能量不足，燃燒開始惡化，COV增加，爆震傾向增大，燃燒效率下降，NISFC快速升高。此時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)最高BTE約為41.9%。

圖4 NISFC和COV隨φa的變化

為了抑制燃燒爆震，向氣缸內(nèi)噴水降溫。圖5示出在n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時(shí)，NISFC、CA50以及COV隨φa的變化曲線。此時(shí)，每循環(huán)噴水質(zhì)量/燃油質(zhì)量比控制為30%(測試表明這是該工況最高BTE對應(yīng)的噴水質(zhì)量/燃油質(zhì)量比，受限于論文篇幅，僅展示該結(jié)論)。由圖可見，由于缸內(nèi)噴水使混合氣溫度下降，點(diǎn)火角可以大幅提前，燃燒過程參數(shù)如CA50得到明顯優(yōu)化，缸內(nèi)噴水可以將最佳φa從1.44提升至1.57，NISFC也從191.9 g/(kW·h)降低至187.0 g/(kW·h)，BTE從41.9%提升至43.1%。而當(dāng)φa超過1.62后，CA50開始延后并偏離最佳區(qū)間(6°ATDCF～8°ATDCF)，同時(shí)COV也開始增大，燃燒效率下降。

圖5 NISFC、CA50和COV隨φa的變化

3.2 A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)測試

圖6示出n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時(shí)，NISFC和COV隨φa的變化曲線。與圖4對比可見，A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)的NISFC和COV變化趨勢和普通火花點(diǎn)火系統(tǒng)完全一致。但是高能點(diǎn)火系統(tǒng)點(diǎn)火能量高，能夠快速點(diǎn)燃缸內(nèi)混合氣并提高燃燒速度，且為空間點(diǎn)火，能夠縮短燃燒周期，降低COV，可將最佳φa從1.45提升至1.65，NISFC從191.9 g/(kW·h)降低至184.0 g/(kW·h)。此時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)BTE從41.9%提升至43.8%。

圖6 NISFC和COV隨φa的變化

在n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa工況下，進(jìn)行EGR多方案對比測試：方案1為普通火花點(diǎn)火，且φa保持穩(wěn)定；方案2為A款高能點(diǎn)火，且φa保持穩(wěn)定；方案3為A款高能點(diǎn)火，且保持進(jìn)氣壓力不變，即隨EGR率升高，φa逐漸減小。圖7示出3種測試方案NISFC和φa隨EGR率的變化曲線。圖8示出該工況下，COV和CA10-90隨EGR率的變化曲線。由圖8可見，隨著EGR率升高，NISFC逐漸上升，這表明在同等稀釋程度下，EGR對降低油耗的貢獻(xiàn)度弱于稀薄燃燒。盡管EGR和稀薄燃燒均能夠增大多變指數(shù)，進(jìn)而提高熱效率，但是空氣中的N2和O2等雙原子分子比廢氣中的H2O和CO2等三原子分子的多變指數(shù)更大，更加有利于提高熱效率。同時(shí)，稀薄燃燒引入的空氣含有大量的氧氣，更有利于缸內(nèi)燃燒氧化過程。從燃燒穩(wěn)定性角度，EGR和稀薄燃燒存在對立現(xiàn)象。增大EGR率，則需要一定程度降低φa水平，否則COV可能將會(huì)超過限值。

圖7 NISFC和φa隨EGR率的變化

圖8 COV和CA10-90隨EGR率的變化

圖9示出3種方案下NOx隨EGR率的變化曲線?？梢?，隨著EGR率增加，3種方案NOx排放均大幅下降。這主要是因?yàn)樵龃驟GR率能夠降低缸內(nèi)燃燒溫度、減小氧濃度，缸內(nèi)高溫過程持續(xù)時(shí)間短、氧濃度低，從而抑制NOx生成。同時(shí)，還可以看出在同等稀釋程度下，EGR降NOx效果優(yōu)于稀薄燃燒。這主要是因?yàn)镋GR降低缸內(nèi)燃燒溫度的效果優(yōu)于稀薄燃燒，而稀薄燃燒會(huì)使缸內(nèi)燃燒過程處于富氧狀態(tài)，促進(jìn)NOx生成。

圖9 NOx隨EGR率的變化

圖10示出n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時(shí)，NISFC和COV隨噴水-燃油質(zhì)量比的變化曲線。由圖10可見，水-燃油質(zhì)量比為30%時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)能夠獲得最低的NISFC，為182.6 g/(kW·h)。此時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)BTE約為44.2%。相比于普通火花點(diǎn)火測試，在高能點(diǎn)火測試環(huán)境下，噴水帶來的降低油耗的效果明顯減小，這主要是由于高能點(diǎn)火能夠?qū)崿F(xiàn)更大程度的稀燃，進(jìn)一步抑制了爆震的產(chǎn)生，也削弱了缸內(nèi)噴水所帶來的油耗優(yōu)化效果。

圖10 NISFC和COV隨水-燃油質(zhì)量比的變化

3.3 B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)測試

圖11示出n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時(shí)，NISFC和NOx隨φa的變化曲線。圖12示出COV和CA10-90隨φa的變化曲線。由圖11可見，采用B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)時(shí)，隨著φa增加，NISFC先降低后升高，并在φa=1.94時(shí)獲得最佳NISFC。上述變化規(guī)律與A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)一致，但是B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)可以將最低NISFC從184.0 g/(kW·h)降低至180.7 g/(kW·h)，對應(yīng)的φa從1.65提升至1.94，發(fā)動(dòng)機(jī)BTE約為45.0%。同時(shí)，相比于A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)，B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)可以將NOx排放從310.1×10-6降低至180.3×10-6，降幅約41%。究其原因是B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)點(diǎn)火能量遠(yuǎn)高于A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)，使得相同工況下前者發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒持續(xù)期和燃燒穩(wěn)定性遠(yuǎn)優(yōu)于后者，具體表現(xiàn)為CA10-90、COV等燃燒過程參數(shù)都得到優(yōu)化(見圖12)。

圖11 NISFC和NOx隨φa的變化

圖12 COV和CA10-90隨φa的變化

如果將φa提升至2.0，缸內(nèi)混合氣能量密度進(jìn)一步降低，缸內(nèi)燃燒溫度同步下降，縮短了燃燒過程產(chǎn)生NOx高溫區(qū)的時(shí)間段，NOx排放將降低至101.3×10-6，相比于A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)最低NOx排放量310.1×10-6，降幅約為67.4%。這樣的NOx原始排放水平可大幅降低稀燃后處理難度。但是，伴隨著燃燒過程惡化，發(fā)動(dòng)機(jī)BTE將降低至42.4%。

圖13示出在n=2 000 r/min和n=3 000 r/min時(shí)，NISFC，CA10-90和CA50隨水-燃油質(zhì)量比的變化關(guān)系。由圖13可見，在n=3 000 r/min時(shí)，隨著水-燃油質(zhì)量比增加，NISFC逐漸升高。這個(gè)變化趨勢和A款高能點(diǎn)火系統(tǒng)不同。產(chǎn)生該變化趨勢的可能原因是采用B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)時(shí)，φa已經(jīng)達(dá)到1.94，其燃燒過程可能已經(jīng)相對優(yōu)化，爆震趨勢不明顯，如果此時(shí)向缸內(nèi)噴水反而會(huì)降低燃燒速度，導(dǎo)致CA50和CA10-90都有所增加。而在n=2 000 r/min時(shí)，采用B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)，可能還存在較大的爆震傾向，向缸內(nèi)噴水可以一定程度抑制爆震產(chǎn)生，CA50和CA10-90有所優(yōu)化。這意味著如果燃燒過程達(dá)到較大的稀釋度，缸內(nèi)噴水抑制爆震僅適用于較低轉(zhuǎn)速區(qū)間。

圖13 NISFC和CA10-90、CA50隨水-燃油質(zhì)量比的變化

3.4 試驗(yàn)結(jié)果匯總

圖14匯總了第3.1～3.3小節(jié)不同技術(shù)所能達(dá)到的最高BTE。B款高能點(diǎn)火系統(tǒng)能夠有效提高點(diǎn)火能量，可在φa=1.94時(shí)實(shí)現(xiàn)均質(zhì)稀薄燃燒，BTE達(dá)到45.0%。

圖14 不同技術(shù)對應(yīng)的最高BTE

4 結(jié)論

a) 用于增程式電動(dòng)汽車的汽油機(jī)在技術(shù)層面可以實(shí)現(xiàn)45%BTE；

b) 采用高能點(diǎn)火系統(tǒng)，可以實(shí)現(xiàn)φa=1.94的均質(zhì)稀薄燃燒；

c) 同等稀釋程度下，稀薄燃燒降油耗效果優(yōu)于采用EGR技術(shù)，但降NOx效果差于EGR技術(shù)；

d) 缸內(nèi)噴水降油耗主要體現(xiàn)在低轉(zhuǎn)速或者低程度稀燃等爆震較為強(qiáng)烈的工況；如果發(fā)動(dòng)機(jī)采用均質(zhì)稀薄燃燒，在中等轉(zhuǎn)速工況缸內(nèi)噴水反而會(huì)降低BTE；

e) 將φa提升至2.0時(shí)，缸內(nèi)燃燒溫度大幅下降，NOx原始排放將降至101.3×10-6，可降低稀燃后處理難度，但發(fā)動(dòng)機(jī)BTE將下降至42.4%。