楊如枝，滿興家，葉年業(yè)，梁源飛

(上汽通用五菱汽車股份有限公司，廣西 柳州 545007)

隨著我國汽車行業(yè)開始執(zhí)行更嚴(yán)格的油耗和排放法規(guī)，傳統(tǒng)的燃油車已難以滿足新法規(guī)的要求，而混合動(dòng)力汽車則能夠?qū)崿F(xiàn)25%～40%的油耗降幅，既能滿足油耗和排放法規(guī)，也沒有純電汽車的里程焦慮問題。高效的混合動(dòng)力專用發(fā)動(dòng)機(jī)是實(shí)現(xiàn)混合動(dòng)力汽車節(jié)油的關(guān)鍵?；旌蟿?dòng)力專用發(fā)動(dòng)機(jī)更注重核心高熱效率區(qū)效率的提高，所以混動(dòng)專用發(fā)動(dòng)機(jī)采用的技術(shù)措施應(yīng)更多地關(guān)注高效率區(qū)。應(yīng)用高壓縮比、長(zhǎng)沖程、高滾流比、米勒循環(huán)和EGR技術(shù)可提高發(fā)動(dòng)機(jī)高效區(qū)域的熱效率。

米勒循環(huán)以其較高的熱效率在混動(dòng)專用發(fā)動(dòng)機(jī)得到較普遍的應(yīng)用。米勒循環(huán)是通過進(jìn)氣門的早關(guān)或晚關(guān)實(shí)現(xiàn)有效壓縮比的變化，同時(shí)保持高膨脹比，實(shí)現(xiàn)壓縮比與膨脹比的分離，進(jìn)而提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率。但米勒循環(huán)由于較高的幾何壓縮比，爆震傾向大，也會(huì)導(dǎo)致燃燒相位的推遲，油耗改善有限。

EGR的引入能夠抑制爆震，使發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火時(shí)刻大幅提前，改善燃燒，提高熱效率。此外，EGR還起到減小泵氣損失和降低燃燒溫度的作用，能進(jìn)一步降低油耗，提高熱效率。增壓汽油機(jī)EGR主要分為高壓EGR和低壓EGR，相比高壓EGR而言，低壓EGR以其更好的混合氣冷卻效果，更好的缸-缸EGR分配和更快的增壓器響應(yīng)速率的優(yōu)勢(shì)，更適合汽油機(jī)。此外，低壓EGR相比高壓EGR可以在大負(fù)荷時(shí)實(shí)現(xiàn)更大的EGR率。同時(shí)由于對(duì)排氣背壓的影響較小，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的提升也有更好的效果。

本研究利用仿真分析軟件，通過高壓縮比、進(jìn)氣門早關(guān)型線和高滾流進(jìn)氣道技術(shù)，將奧托循環(huán)汽油機(jī)改造為混動(dòng)專用的米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，再通過試驗(yàn)研究米勒循環(huán)和低壓EGR對(duì)混動(dòng)專用發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性和經(jīng)濟(jì)性能的影響規(guī)律，將米勒循環(huán)和低壓EGR技術(shù)耦合，使混動(dòng)專用發(fā)動(dòng)機(jī)在核心高效區(qū)獲得更高的熱效率。

1 米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)仿真分析

1.1 熱力學(xué)仿真分析

基于某奧托循環(huán)1.5 L增壓汽油機(jī)(見表1)，利用熱力學(xué)仿真軟件GT-Power進(jìn)行米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)集成仿真開發(fā)，根據(jù)性能表現(xiàn)確定米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的壓縮比和進(jìn)排氣凸輪型線。壓縮比從9.8提高至11.5，活塞需重新設(shè)計(jì)，減小燃燒室深度，使體積減小?；钊麑?duì)比見圖1。

表1 奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

圖1 活塞形狀對(duì)比

米勒循環(huán)采用進(jìn)氣門早關(guān)策略來達(dá)到抑制爆震和減小泵氣損失的目的，進(jìn)而提高發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率。因此，將進(jìn)氣凸輪型線的跨度縮短，最大升程根據(jù)動(dòng)力學(xué)與運(yùn)動(dòng)學(xué)的要求同步減小。同時(shí)，為保證米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性，進(jìn)氣凸輪型線的跨度縮短程度要控制在合理的范圍。原奧托循環(huán)進(jìn)氣凸輪型線的跨度為200°，米勒循環(huán)進(jìn)氣門型線的跨度縮短至150°，實(shí)現(xiàn)深度米勒循環(huán)。排氣凸輪型線對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響不大，因此，排氣型線保持與原機(jī)一致。進(jìn)排氣凸輪型線對(duì)比見圖2。

圖2 奧托循環(huán)與米勒循環(huán)進(jìn)排氣型線對(duì)比

1.2 進(jìn)氣道CFD仿真分析

應(yīng)用CFD三維仿真軟件AVL-Fire分析設(shè)計(jì)適合米勒循環(huán)的高滾流比進(jìn)氣道。為加強(qiáng)缸內(nèi)氣體的滾流運(yùn)動(dòng)，與奧托循環(huán)相比，米勒循環(huán)進(jìn)氣道減小了與缸蓋底平面的角度，由35°減小至29°(見圖3)；合理縮小進(jìn)氣門座圈的直徑，提高氣體流動(dòng)速度；在低氣門升程時(shí)，由于進(jìn)氣道和缸內(nèi)壓力差大，質(zhì)量流量小，在進(jìn)氣門右側(cè)設(shè)計(jì)了Masking(氣門遮蔽)結(jié)構(gòu)，進(jìn)氣門與Masking的最小間隙為0.75 mm(見圖4)，能夠有效提高低氣門升程滾流比。仿真分析得到進(jìn)氣道流量系數(shù)和滾流比的結(jié)果(見圖5和圖6)，可知米勒循環(huán)在低升程的流量系數(shù)要小于奧托循環(huán)，滾流比則遠(yuǎn)大于奧托循環(huán)。原因是米勒循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)外特性要求沒有奧托循環(huán)高，更著重于通過高滾流比來加快燃燒速率以降低發(fā)動(dòng)機(jī)爆震，提高熱效率。圖6中米勒循環(huán)滾流比呈先增大后減小的趨勢(shì)，主要原因是隨著進(jìn)氣門升程的增加，進(jìn)氣門下行，氣門遮蔽Masking對(duì)滾流的提升作用減弱。

圖3 奧托循環(huán)與米勒循環(huán)進(jìn)氣道對(duì)比

圖4 米勒循環(huán)進(jìn)氣道Masking結(jié)構(gòu)

圖5 流量系數(shù)對(duì)比

圖6 滾流比對(duì)比

2 試驗(yàn)設(shè)備及方法

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)為原奧托循環(huán)增壓汽油機(jī)和改造完成的混動(dòng)專用米勒循環(huán)增壓汽油機(jī)。米勒循環(huán)汽油機(jī)的基本參數(shù)見表2。試驗(yàn)采用的主要設(shè)備及測(cè)量參數(shù)見表3。低壓EGR系統(tǒng)回路見圖7，EGR廢氣從三元催化器后端引出，冷卻后引入到壓氣機(jī)前端，與新鮮空氣混合后，經(jīng)過增壓器增壓進(jìn)入氣缸，引入氣缸的廢氣量通過EGR閥的開度調(diào)節(jié)。

表2 米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

表3 試驗(yàn)測(cè)試設(shè)備

圖7 低壓EGR系統(tǒng)回路

2.2 試驗(yàn)方法

在發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架上，調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)、排氣VVT和點(diǎn)火提前角等運(yùn)行參數(shù)，其中點(diǎn)火提前角為滿足爆震等邊界條件，且兼顧性能與排放要求的最佳點(diǎn)火提前角。在保證每個(gè)運(yùn)行工況點(diǎn)不發(fā)生爆震且發(fā)動(dòng)機(jī)平均有效壓力的循環(huán)變動(dòng)系數(shù)(Coefficient of Variation,COV)不超過5%,使發(fā)動(dòng)機(jī)能夠穩(wěn)定運(yùn)行的前提下，取滿足性能且排放較低的試驗(yàn)運(yùn)行結(jié)果，得到奧托循環(huán)和米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

在米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，保持進(jìn)排氣VVT不變，通過控制節(jié)氣門或廢氣旁通閥開度(當(dāng)節(jié)氣門全開時(shí))，保持發(fā)動(dòng)機(jī)的負(fù)荷不變。然后通過調(diào)節(jié)EGR閥和混合閥的開度，實(shí)現(xiàn)不同廢氣量的引入，得到不同的系統(tǒng)EGR率。EGR率從0持續(xù)增加，直至燃燒出現(xiàn)不穩(wěn)定，無法保持發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷。針對(duì)每個(gè)穩(wěn)態(tài)工況，通過調(diào)節(jié)點(diǎn)火時(shí)刻和當(dāng)量比等參數(shù)使燃油消耗率達(dá)到最佳。此外，對(duì)于爆震傾向大的工況，盡量將發(fā)動(dòng)機(jī)調(diào)節(jié)到爆震極限。

試驗(yàn)工況點(diǎn)的EGR率是通過測(cè)量進(jìn)氣歧管、排氣管路以及大氣環(huán)境中的CO體積分?jǐn)?shù)，應(yīng)用式(1)計(jì)算得到：

(1)

式中：(CO)為進(jìn)氣歧管CO體積分?jǐn)?shù)；(CO)為排氣管CO體積分?jǐn)?shù)；(CO)為空氣中CO體積分?jǐn)?shù)。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 奧托循環(huán)與米勒循環(huán)性能對(duì)比

米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，最佳油耗點(diǎn)在3 200 r/min左右，通過對(duì)比3 200 r/min時(shí)不同負(fù)荷的燃燒、泵氣損失、油耗等性能參數(shù)，分析米勒循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性與經(jīng)濟(jì)性的影響規(guī)律。

3.1.1 燃燒特性對(duì)比

燃燒特性參數(shù)CA50定義為累計(jì)放熱量占總放熱量50%時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(以壓縮上止點(diǎn)作為參考零點(diǎn)，壓縮上止點(diǎn)后為正值)。燃燒持續(xù)期定義為累計(jì)放熱量從總放熱量10%到90%的曲軸轉(zhuǎn)角間隔。在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架標(biāo)定時(shí)，通過調(diào)節(jié)點(diǎn)火提前角，將CA50控制在8°～12°的區(qū)間范圍內(nèi)，認(rèn)為是最佳油耗區(qū)間，可獲得高熱效率。

如圖8所示，米勒循環(huán)不同負(fù)荷下的點(diǎn)火提前角均大于奧托循環(huán)。其原因是米勒循環(huán)能更好地抑制爆震，發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火時(shí)刻可以提前更多。同時(shí)，點(diǎn)火提前角的增大使米勒循環(huán)的CA50在不同負(fù)荷工況下均比奧托循環(huán)小。且除較大負(fù)荷工況，米勒循環(huán)CA50均能保持在8°左右，使米勒循環(huán)獲得更高的熱效率。

圖8 不同循環(huán)下的點(diǎn)火提前角與CA50曲線

如圖9所示，與奧拓循環(huán)相比，米勒循環(huán)的燃燒持續(xù)期顯著延長(zhǎng)。原因是米勒循環(huán)進(jìn)氣門早關(guān)，進(jìn)入氣缸內(nèi)的空氣流量減小，壓縮終了溫度低，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)。燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)則會(huì)導(dǎo)致排氣溫度的升高，使燃燒等容度降低，做功能力變差。

圖9 不同循環(huán)下的燃燒持續(xù)期曲線

由圖10可知，最高燃燒壓力對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(壓縮上止點(diǎn)為零點(diǎn)，上止點(diǎn)后為正)相比奧托循環(huán)提前。其原因是米勒循環(huán)相比奧托循環(huán)點(diǎn)火提前角更大，能夠更早達(dá)到最大缸壓，相位提前。

圖10 不同循環(huán)下的Apmax曲線

3.1.2 經(jīng)濟(jì)性能對(duì)比

如圖11所示，隨負(fù)荷的增大，奧拓循環(huán)和米勒循環(huán)的泵氣損失均減小。原因是隨著發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的增大，對(duì)進(jìn)氣量的需求量增加，需要節(jié)氣門開度增大，使泵氣損失下降。此外，除了0.2 MPa工況時(shí)泵氣損失相差不大，其余工況米勒循環(huán)更低。隨著負(fù)荷的增大，奧托循環(huán)與米勒循環(huán)的泵氣損失差距先增大后減小，在負(fù)荷0.8 MPa時(shí)，泵氣損失的差距最大。原因是泵氣損失跟隨節(jié)氣門開度的變化而變比(見圖12)。在小負(fù)荷時(shí)，節(jié)氣門的開度差距小，隨負(fù)荷的增加，節(jié)氣門開度的差距逐漸變大，0.8 MPa時(shí)最大。當(dāng)負(fù)荷再繼續(xù)增大，米勒循環(huán)的節(jié)氣門已全開，不再增加，而奧托循環(huán)的節(jié)氣門開度隨著負(fù)荷的增加繼續(xù)增大來滿足進(jìn)氣需求，使得米勒循環(huán)的效果在一定程度上被削弱。

圖11 不同循環(huán)下的泵氣損失與進(jìn)氣壓力曲線

圖12 不同循環(huán)下的節(jié)氣門開度曲線

圖11中奧托循環(huán)與米勒循環(huán)的進(jìn)氣壓力均隨負(fù)荷的增大而增大，同負(fù)荷下米勒循環(huán)的進(jìn)氣壓力更大。主要是因?yàn)槊桌昭h(huán)的進(jìn)氣門早關(guān)，為了實(shí)現(xiàn)相同的負(fù)荷，需要更大的進(jìn)氣壓力。此外，米勒循環(huán)能更好地利用排氣能量，使渦輪轉(zhuǎn)速增加，提高進(jìn)氣壓力，從而降低泵氣損失、提高熱效率。

如圖13所示，隨負(fù)荷的增加，兩種循環(huán)下的油耗呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢(shì)，且米勒循環(huán)在各負(fù)荷的油耗更低。米勒循環(huán)油耗降低主要來自泵氣損失的降低和爆震傾向降低后的點(diǎn)火時(shí)刻提前。燃油消耗率最小降幅為0.2 MPa工況時(shí)的6.8%，其余工況降幅差距不大，在8.9%～11%的范圍。其中，最大燃油消耗率降幅在0.4 MPa工況，降幅為11%。

圖13 不同循環(huán)下的燃油消耗率曲線

雖然此工況泵氣損失降幅不是最大，但CA50較小，對(duì)比泵氣損失降幅最大的0.8 MPa工況，認(rèn)為CA50減小對(duì)油耗改善的作用大于泵氣損失的作用。

如圖14所示，對(duì)比奧托循環(huán)與米勒循環(huán)下的發(fā)動(dòng)機(jī)MAP低油耗(即高熱效率)區(qū)可知，米勒循環(huán)有更低的燃油消耗率和更寬的高熱效率區(qū)。米勒循環(huán)高熱效率(定義為熱效率≥最高熱效率-5%)區(qū)占全運(yùn)行區(qū)域的60%(高熱效率區(qū)域面積與全MAP面積的比值)，滿足對(duì)混動(dòng)專用發(fā)動(dòng)機(jī)高熱效率的要求。

圖14 不同循環(huán)下的發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率MAP

3.2 低壓EGR對(duì)米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與經(jīng)濟(jì)性能的影響

米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，其核心高效區(qū)域集中在轉(zhuǎn)速2 000～3 600 r/min，負(fù)荷0.8～1.4 MPa范圍，混動(dòng)專用發(fā)動(dòng)機(jī)更多地運(yùn)行在該區(qū)域。因此，選取了轉(zhuǎn)速2 000 r/min,2 800 r/min和3 600 r/min，負(fù)荷分別為1.0 MPa和1.4 MPa，分別代表發(fā)動(dòng)機(jī)的中負(fù)荷和高負(fù)荷工況,研究低壓EGR對(duì)米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒與經(jīng)濟(jì)性能的影響規(guī)律。

3.2.1 對(duì)中負(fù)荷性能的影響

如圖15所示，引入低壓EGR前，CA50在2 000 r/min和2 800 r/min工況比3 600 r/min工況的大?？芍谥兴俟r爆震傾向較大，點(diǎn)火時(shí)刻有不同程度的推遲，導(dǎo)致CA50偏離最佳油耗區(qū)間。在引入EGR后，因EGR廢氣比容熱較大，可吸收部分放熱量，能降低燃燒溫度和壓力，減小了發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震傾向。因此，可通過增大點(diǎn)火提前角使CA50減小。2 800 r/min和3 600 r/min轉(zhuǎn)速下CA50降低至8°左右則不再變化。

圖15 中負(fù)荷CA50曲線

如圖16所示，隨EGR 率的增大，點(diǎn)火時(shí)刻提前，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)。其原因是EGR可減小爆震傾向，能將點(diǎn)火時(shí)刻提前至燃油消耗率較佳的位置。燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)則是因?yàn)镋GR 廢氣的稀釋使缸內(nèi)混合氣比熱容增大，缸內(nèi)壓力和溫度下降，導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ニ俾式档汀?/p>

圖16 中負(fù)荷燃燒持續(xù)期、點(diǎn)火提前角曲線

如圖17所示，峰值壓力隨EGR率的增大而增大，峰值壓力對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角提前。原因是EGR的稀釋作用和比熱容的增大，使壓力峰值下降，燃燒速率減慢，推遲。但點(diǎn)火提前角的大幅的提前，能使中負(fù)荷工況運(yùn)行在爆震邊界。因此，缸內(nèi)壓力峰值增大，且減小，相位提前。

圖17 中負(fù)荷pmax，Apmax曲線

如圖18所示，中負(fù)荷工況燃油消耗率隨EGR率的增大而降低。2 000，2 800，3 600 r/min的燃油消耗率最大降幅分別為4.8%，5.6%和2.5%，2 800 r/min的燃油消耗率降幅最大。原因是原機(jī)的CA50較大，加入EGR能較大幅度地降低爆震傾向，使CA50減小來降低燃油消耗率。在2 000 r/min工況，雖然也通過增大點(diǎn)火提前角來減小CA50，但由于最大EGR率引入的限制，導(dǎo)致CA50未能達(dá)到燃油消耗率最佳區(qū)間，使燃油消耗率降幅低于2 800 r/min工況。在3 600 r/min工況燃油消耗率降幅最小，則是由于原機(jī)爆震傾向小，引入EGR率后，CA50降幅小，而且泵氣損失也有所增加。在2 800 r/min和3 600 r/min工況，當(dāng)EGR率增大到一定程度后，燃油消耗率變化不大，甚至?xí)兴黾?。原因是隨著EGR率的增加，缸內(nèi)進(jìn)氣量減少，為了保持負(fù)荷需要提高增壓壓力，而此時(shí)節(jié)氣門已全開，只能通過減小廢氣旁通閥開度來實(shí)現(xiàn)，但這樣會(huì)導(dǎo)致排氣背壓增加，使泵氣損失增加。泵氣損失帶來的燃油消耗率惡化的效果接近或大于CA50提前的燃油消耗率收益，導(dǎo)致燃油消耗率降幅變小。

圖18 中負(fù)荷燃油消耗率曲線

3.2.2 對(duì)大負(fù)荷性能的影響

如圖19所示，EGR率為0時(shí)，在不同轉(zhuǎn)速的大負(fù)荷工況下，CA50的值均較大，遠(yuǎn)離最佳油耗區(qū)間。說明大負(fù)荷工況時(shí)，未引入EGR時(shí)爆震傾向較大，只能通過推遲點(diǎn)火來避免爆震。而且，CA50隨轉(zhuǎn)速的增加而減小，則說明低轉(zhuǎn)速大負(fù)荷工況的爆震傾向最大。隨EGR率的增大，不同轉(zhuǎn)速的點(diǎn)火提前角增大(見圖20)，使CA50下降。原因是EGR對(duì)爆震具有抑制作用，可提前點(diǎn)火時(shí)刻以獲得更小的CA50。但2 000 r/min和2 800 r/min的CA50始終難以下降至燃油消耗率最佳區(qū)域(8°～12°)，僅3 600 r/min工況能保持在12°附近。說明EGR能較好地解決較高轉(zhuǎn)速爆震引起的點(diǎn)火推遲。此外，隨EGR的增大，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)。主要原因是EGR的稀釋作用和混合氣比熱容提高，火焰?zhèn)鞑ニ俾式档汀?/p>

圖19 大負(fù)荷CA50曲線

圖20 大負(fù)荷點(diǎn)火提前角和燃燒持續(xù)期曲線

如圖21所示，隨著EGR率的增大，泵氣損失增大。原因是在大負(fù)荷工況，節(jié)氣門已全開，為了保持EGR未引入前的負(fù)荷，需要增大進(jìn)氣壓力，使進(jìn)氣量增加，只有通過減小廢氣旁通閥的開度來實(shí)現(xiàn)，這就導(dǎo)致了泵氣損失的增加。泵氣損失的增加會(huì)導(dǎo)致油耗的增加。但圖22卻顯示，隨著EGR率的增大燃油消耗率降低。2 000，2 800，3 600 r/min的燃油消耗率最大降幅分別為8.91%，9.87%和15.9%。由此可知，大負(fù)荷工況燃燒優(yōu)化帶來的燃油消耗率的降幅大于泵氣損失增加導(dǎo)致的燃油消耗率增幅，使得燃油消耗率下降。由圖22可見，大負(fù)荷的燃油消耗率降幅隨轉(zhuǎn)速的增大而增大，主要原因是高轉(zhuǎn)速時(shí)能夠引入的EGR率更大，改善燃燒的效果更明顯。

圖21 大負(fù)荷泵氣損失曲線

圖22 大負(fù)荷燃油消耗率曲線

4 結(jié)論

a) 米勒循環(huán)抑制爆震的作用使點(diǎn)火提前角增大，且隨負(fù)荷的增大，點(diǎn)火提前角增幅先增后減;米勒循環(huán)下CA50可減小至8°左右，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，導(dǎo)致排氣溫度升高；

b) 米勒循環(huán)節(jié)氣門開度增大，使進(jìn)氣壓力增大，泵氣損失降低；隨負(fù)荷的增加，奧托循環(huán)與米勒循環(huán)的泵氣損失差距先增大后減?。?/p>

c) 米勒循環(huán)泵氣損失的下降和CA50降低帶來的燃燒改善，使最低油耗點(diǎn)附近工況的燃油消耗率降低6.8%～11%，高熱效率區(qū)域拓展至60%；

d) 在米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的高熱效工況，隨低壓EGR率的增大，點(diǎn)火提前，CA50減小，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，缸內(nèi)燃燒峰值壓力增大，峰值壓力相位提前；低壓EGR抑制爆震的作用使燃燒改善效果明顯，在中負(fù)荷和大負(fù)荷工況獲得的燃油消耗率最大降幅分別為5.6%和15.9%。