樓狄明，王 博

（同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海201804）

為應(yīng)對日趨嚴(yán)格的油耗和排放標(biāo)準(zhǔn)，眾多國內(nèi)外汽車廠家將優(yōu)化發(fā)動機(jī)熱效率作為研究重點?，F(xiàn)已有眾多技術(shù)被應(yīng)用于汽油機(jī)上，如增壓技術(shù)、缸內(nèi)直噴技術(shù)、可變氣門正時技術(shù)、米勒循環(huán)等。但由于上述技術(shù)所帶來的節(jié)油效果有限，為了進(jìn)一步降低汽油機(jī)油耗，必須在上述技術(shù)的基礎(chǔ)上引入新技術(shù)來進(jìn)一步提高汽油機(jī)熱效率。

廢氣再循環(huán)技術(shù)（exhaust gas recirculation，EGR）作為一種能改善發(fā)動機(jī)排放和性能的技術(shù)手段，已經(jīng)廣泛應(yīng)用于柴油機(jī)上，其主要作用是通過降低柴油機(jī)缸內(nèi)溫度來減少NOX的生成。對于EGR在汽油機(jī)上的應(yīng)用，國內(nèi)外學(xué)者也進(jìn)行了大量研究。

Takaki等［1］分析了現(xiàn)有的三種EGR系統(tǒng)，分別是低壓廢氣再循環(huán)系統(tǒng)、高壓廢氣再循環(huán)系統(tǒng)、混合廢氣再循環(huán)系統(tǒng)，比較了這三種EGR系統(tǒng)在小型增壓發(fā)動機(jī)上的應(yīng)用。結(jié)果發(fā)現(xiàn)比起另外兩種系統(tǒng)，LP-EGR系統(tǒng)的優(yōu)勢更大，主要是因為LP-EGR系統(tǒng)的工作范圍更廣并且可以更好的抑制缸內(nèi)爆震，那么就可以進(jìn)一步優(yōu)化點火時刻，從而降低發(fā)動機(jī)的油耗和排氣溫度。Chao等［2］在一臺1.3L的進(jìn)氣歧管噴射增壓發(fā)動機(jī)上比較了HP-EGR和LP-EGR對發(fā)動機(jī)燃燒和燃油消耗性的影響，研究發(fā)現(xiàn)LPEGR對發(fā)動機(jī)燃燒的影響比HP-EGR更大，在中低負(fù)荷工況下，由于壓差的影響，HP-EGR能引入的廢氣量有限，這限制了其在此工況下的節(jié)油效果。Bourhis等［3］在一臺直噴發(fā)動機(jī)上比較了LP-EGR和IGR（Internal Gas Residual）對發(fā)動機(jī)性能的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在中等負(fù)荷下，LP-EGR能更有效的抑制爆震，對油耗的優(yōu)化效果更好。通過以上研究可以看出，比起其他結(jié)構(gòu)的EGR系統(tǒng)，LP-EGR對汽油機(jī)的優(yōu)化效果最好。

為了提高發(fā)動機(jī)性能，往往會在EGR系統(tǒng)內(nèi)部加入中冷器，雖能降低引入缸內(nèi)的廢氣溫度，但會形成腐蝕性冷凝液，這些冷凝液會腐蝕壓氣機(jī)葉片，損害發(fā)動機(jī)零部件［4-8］，為了解決此問題，F(xiàn)ischer等［9］在一臺增壓直噴汽油機(jī)上引入了一種清潔EGR系統(tǒng)，研究發(fā)現(xiàn)，在最大負(fù)荷附近，發(fā)動機(jī)的油耗降低了12%，PN更是降低了超過70%；由于清潔EGR系統(tǒng)減少了腐蝕冷凝液的形成，可以將EGR冷卻溫度降低至40℃，進(jìn)一步提升了發(fā)動機(jī)的經(jīng)濟(jì)性。

潘鎖柱等［10］在一臺缸內(nèi)直噴汽油機(jī)上研究了EGR對排放的影響。結(jié)果表明EGR可以降低NOx排放，最大可降低80%以上；將導(dǎo)致THC和CO排放升高；排氣顆粒物呈核態(tài)和積聚態(tài)的雙峰分布。賈寧、高尚志等［11-18］研究了EGR對汽油機(jī)燃燒和油耗的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)EGR會降低汽油機(jī)的泵氣損失并抑制爆震，從而達(dá)到節(jié)油的目的。然而，國內(nèi)外學(xué)者對于在增壓直噴米勒循環(huán)發(fā)動機(jī)上增加LP-EGR系統(tǒng)的研究較少。因此，本文在一臺增壓直噴米勒循環(huán)發(fā)動機(jī)上加裝LP-EGR系統(tǒng)，研究了LP-EGR系統(tǒng)對增壓直噴發(fā)動機(jī)油耗和燃燒的影響。

1 試驗設(shè)備及方案

1.1 試驗發(fā)動機(jī)

試驗發(fā)動機(jī)為一臺采用米勒循環(huán)的1.5L四缸增壓直噴發(fā)動機(jī)，壓縮比為11.5，額定功率及最大扭矩分別為124kW和250N·m。試驗所用燃料為市售95號汽油。

1.2 試驗設(shè)備

測試臺架布置如圖1所示，測試設(shè)備包括AVL系列排放測試系統(tǒng)、OBS-2200、燃燒分析儀等，具體如表1所示。

圖1 臺架布置Fig.1 Bench arrangement

表1 測試設(shè)備Tab.1 Test equipment

1.3 試驗方案

根據(jù)EGR系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)不同工況下的影響特點，研究選取了發(fā)動機(jī)三個常用轉(zhuǎn)速，即2 000 r·min-1、3 000r·min-1、4 000r·min-1下的低、中、高負(fù)荷點以及4 000 r·min-1額定扭矩點。其中低、中、高負(fù)荷及4 000 r·min-1額定扭矩點所對應(yīng)的BMEP分別為0.5MPa、1MPa、1.5MPa和2.09MPa。具體工況數(shù)據(jù)如圖2所示。本次試驗中EGR的冷卻方式采用水冷，冷卻液取自發(fā)動機(jī)小循環(huán)冷卻液。

圖2 試驗工況點Fig.2 Test operating points

對于給定工況，在原機(jī)標(biāo)定的基礎(chǔ)上，保證IVO、EVC不變，通過調(diào)整點火提前角來保證發(fā)動機(jī)處于最佳油耗狀態(tài)，控制過量空氣系數(shù)λ為1，即理論空燃比燃燒。調(diào)節(jié)EGR閥門大小，并且調(diào)整點火角度，同時監(jiān)測燃燒數(shù)據(jù)。特別的，在爆震傾向較大的工況點，盡可能將發(fā)動機(jī)調(diào)至爆震極限狀態(tài)。本文中的爆震極限狀態(tài)指的是發(fā)動機(jī)的爆震傳感器剛好監(jiān)測到爆震信號，并自動推遲點火時刻時的發(fā)動機(jī)狀態(tài)。通過調(diào)節(jié)EGR閥門開度和排放分析儀讀數(shù)來控制EGR率的大小，EGR率掃點值為5%、10%、15%和20%。在通入EGR后，發(fā)動機(jī)扭矩會有所下降，這時需要通過調(diào)節(jié)節(jié)氣門或廢氣旁通閥開度來維持給定工況點的扭矩輸出。監(jiān)測燃燒數(shù)據(jù)時，應(yīng)使發(fā)動機(jī)既不出現(xiàn)失火也不出現(xiàn)爆震。在滿足燃燒穩(wěn)定性的前提下，即燃燒循環(huán)變動（coefficient of variation，COV）小于3%，以油耗最優(yōu)為目標(biāo)，找出該工況點下的最佳EGR率，EGR閥門開度、點火提前角組合。其中，在4 000 r·min-1額定扭矩點，可適當(dāng)增大λ來減少“過噴油”現(xiàn)象，但需保證排氣溫度始終小于950℃。

試驗中對于穩(wěn)態(tài)工況點EGR率的測量是通過測量進(jìn)氣歧管、排氣管路以及大氣環(huán)境中的CO2體積分?jǐn)?shù)，從而計算得到工況點的EGR率，即：

式中：XEGR表示EGR率；［CO2］intake表示進(jìn)氣歧管中CO2的體積分?jǐn)?shù)；［CO2］exhaust表示排氣管中CO2的體積分?jǐn)?shù)；［CO2］ambient表示大氣中CO2的體積分?jǐn)?shù)。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 LP-EGR在小負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)的影響

2.1.1 小負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)燃燒的影響

把著火時刻定義為累計放熱率5%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，把CA50定義為累計放熱率為50%所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，而燃燒持續(xù)期則被定義成累積放熱率從10%到90%的曲軸轉(zhuǎn)角間隔期。在小負(fù)荷工況下，由于原機(jī)的爆震傾向小，發(fā)動機(jī)標(biāo)定時可將CA50調(diào)到接近等容燃燒的范圍。在標(biāo)定發(fā)動機(jī)的點火時刻時，工程上常將7°～9°作為CA50的最佳標(biāo)定區(qū)間［18］。認(rèn)為CA50在此范圍內(nèi)時，發(fā)動機(jī)的熱效率最高，即在發(fā)動機(jī)的一個工作循環(huán)內(nèi)，燃料熱化學(xué)能可更高效的轉(zhuǎn)化為活塞運(yùn)動機(jī)械能。

如圖3所示，引入EGR后，可以相應(yīng)增大發(fā)動機(jī)的點火提前角。這是因為雖然在小負(fù)荷工況下，發(fā)動機(jī)不會發(fā)生爆震，但是加入EGR后，通入缸內(nèi)的廢氣稀釋了燃油混合氣體，導(dǎo)致氧氣分子和燃油分子的碰撞幾率降低［11］，缸內(nèi)混合氣的比熱容增大，這會降低缸內(nèi)溫度，導(dǎo)致著火時刻推遲；另一方面，著火延遲和火焰?zhèn)鞑ニ俾式档蜁?dǎo)致CA50推遲，以致不能使CA50再維持在7°～9°這個最有利于油耗的區(qū)間之內(nèi)，故這時可以通過增大點火提前角來修正CA50偏移的角度，使其保持在最佳油耗區(qū)域。對于燃燒持續(xù)期來說，隨著EGR率增大，燃燒持續(xù)期延長。EGR率增大，即加入缸內(nèi)的廢氣量會增多，這會進(jìn)一步降低火焰?zhèn)鞑ニ俾?，使得燃油混合氣的燃燒速度放緩，即燃燒持續(xù)期會延長。

圖3 小負(fù)荷下EGR對燃燒的影響Fig.3 Effect of EGR on combustion under low load

如圖4所示，小負(fù)荷時，在低轉(zhuǎn)速工況下，COV整體較大，即燃燒穩(wěn)定性較差。加入EGR后，隨著EGR率的增大，燃燒穩(wěn)定性逐漸變差。但由于同時修正了點火提前角，COV整體都維持在3%以下，表明燃燒處于較穩(wěn)定的狀態(tài)。

2.1.2 小負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)油耗的影響

如圖5所示，隨EGR率的增加，BSFC呈逐漸降低的 趨勢 。 2 000r·min-1，3 000 r·min-1和 4 000 r·min-1小負(fù)荷下，比起原機(jī)，通入EGR后，發(fā)動機(jī)的油耗分別下降了1.79%，2.21%和5.65%。在2 000 r·min-1，0.5MPa工況下，由于催化包后與壓氣機(jī)前壓差較小，導(dǎo)致可通入的廢氣量有限，因此此工況下最高EGR率僅為10%，這也使得EGR在此工況下對發(fā)動機(jī)油耗的影響最小。

圖4 小負(fù)荷下EGR對燃燒穩(wěn)定性的影響Fig.4 Effect of EGR on combustion stability under low load

圖5 小負(fù)荷下EGR對BSFC的影響Fig.5 Effect of EGR on BSFC under low load

小負(fù)荷工況下，EGR之所以能夠降低發(fā)動機(jī)的燃油消耗率，是因為加入EGR降低了發(fā)動機(jī)的泵氣損失［16］。如圖6所示，隨著EGR率的增大，節(jié)氣門開度逐漸增大，泵氣損失逐漸降低。造成這種現(xiàn)象的原因是：加入EGR系統(tǒng)后，將有一部分廢氣在節(jié)氣門之前與新鮮充量混合，會占用部分新鮮充量體積。比起原機(jī)，在相同節(jié)氣門開度下，進(jìn)入氣缸內(nèi)的新鮮充量將減少，這會影響發(fā)動機(jī)的輸出功率。為了維持給定的輸出功率，就必須增大節(jié)氣門開度，以便通入更多的新鮮充量。在給定工況下，隨著節(jié)氣門開度變大，由節(jié)氣門所造成的節(jié)流損失將減小，因此，泵氣損失也會隨之降低。

2.2 LP-EGR在中負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)的影響

2.2.1 中負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)燃燒的影響

圖6 小負(fù)荷下EGR對PMEP的影響Fig.6 Effect of EGR on PMEP under low load

如圖7所示，在3 000r·min-1，4 000r·min-1工況下，通入EGR前后，CA50基本都可以保持在7°～9°之間。這是由于在中高速中負(fù)荷工況下，發(fā)動機(jī)的爆震傾向較低，標(biāo)定時可以盡可能大的通過增大點火提前角來保證油耗；而在2 000r·min-1工況下，CA50則不能一直保持在7°～9°的區(qū)間內(nèi)，而是隨著EGR率的增大逐漸降低，直到EGR率達(dá)到15%時，CA50才降低到8.58°。這是由于在低速中負(fù)荷時，發(fā)動機(jī)爆震傾向大，原機(jī)必須通過推遲點火來抑制爆震。在通入EGR后，由于廢氣具有較大的比熱容，可以吸收一部分放熱量，且可以稀釋缸內(nèi)的混合氣，從而降低缸內(nèi)的溫度和壓力，因此會起到抑制爆震的作用［13］。所以，在原機(jī)基礎(chǔ)上加入EGR后，可以適當(dāng)?shù)脑龃簏c火提前角以補(bǔ)償爆震對點火時刻的影響。然而，在EGR率較低時，由于加入缸內(nèi)的廢氣量有限，其對于爆震的抑制效果也有限，所以當(dāng)EGR率小于15%時，盡管可以通過修正點火時刻來降低CA50，但是在CA50降低到7°～9°之前，發(fā)動機(jī)就已經(jīng)達(dá)到了爆震極限，故不能將CA50降低到最佳油耗區(qū)間內(nèi)。特別的，在4000 r·min-11MPa工況下，當(dāng)EGR率達(dá)到19%時，由于COV大于5，此時的燃燒循環(huán)變動大，燃燒不穩(wěn)定，導(dǎo)致CA50出現(xiàn)了較大的偏差。

圖7 中負(fù)荷下EGR對CA50的影響Fig.7 Effect of EGR on CA50 under middle load

如圖8所示，EGR率越大，點火時刻可提前的幅度越大，燃燒持續(xù)期也越大。造成這種現(xiàn)象的原因是加入EGR會導(dǎo)致著火時刻推遲，在低速時還會起到抑制爆燃的作用，所以可以適當(dāng)對點火提前角進(jìn)行修正，起到降低發(fā)動機(jī)油耗的作用；由于EGR的稀釋作用和較大的比熱容，會降低火焰?zhèn)鞑ニ俾?，因此燃燒持續(xù)期也會延長。

圖8 中負(fù)荷下EGR對燃燒的影響Fig.8 Effect of EGR on combustion under middle load

如圖9所示，隨著EGR率的增大，轉(zhuǎn)速的升高，缸內(nèi)最高溫度與最大放熱率均下降。這是由于EGR的稀釋作用降低了缸內(nèi)混合氣體的氧濃度，惰性氣體會阻礙火焰的傳播從而影響火焰?zhèn)鞑ニ俾?，?dǎo)致燃燒放緩，最大放熱率降低，且熱容效應(yīng)會降低缸內(nèi)的燃燒溫度，從而降低缸內(nèi)最高溫度與壓力［10］。

圖9 中負(fù)荷下EGR對缸內(nèi)最高溫度和最大放熱率的影響Fig.9 Effect of EGR on maximum temperature and maximum heat release rate in cylinder under middle load

圖10 中負(fù)荷下EGR對缸內(nèi)最大壓力的影響Fig.10 Effect of EGR on maximum pressure in cylinder under middle load

如圖10所示，APmax表示達(dá)到最大壓力所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。缸內(nèi)最大壓力會隨著EGR率的增大而增大，且達(dá)到峰值壓力的時刻會有所提前。原本由于EGR的稀釋效應(yīng)和熱容效應(yīng)，會導(dǎo)致缸壓峰值下降，燃燒放緩，APmax推遲。但本文中，在通入EGR的同時適當(dāng)?shù)脑龃罅它c火提前角，將每個工況點都調(diào)整至爆震極限的位置。因此，缸內(nèi)最大壓力反而升高。

2.2.2 中負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)油耗的影響

如圖11所示，隨著EGR率的增加，BSFC是呈逐漸降低的趨勢。特別的，在4 000 r·min-11MPa工況下，當(dāng)EGR率達(dá)到19%時，油耗反而升高。2 000 r·min-1，3 000 r·min-1和4 000 r·min-1中負(fù)荷下，比起原機(jī)，通入EGR后，發(fā)動機(jī)的油耗分別下降了8.41%，2.54%和1.42%。EGR對油耗的影響在2 000 r·min-1時最大，而在4 000 r·min-1時最小。

究其原因，在2 000 r·min-1，3 000 r·min-1中負(fù)荷時，EGR都能通過減小泵氣損失來降低油耗。除此之外，在2 000 r·min-1中負(fù)荷下，由于爆震傾向大，原機(jī)只能通過推遲點火來降低其爆震傾向。推遲點火雖然能夠抑制爆震，但是會導(dǎo)致CA50不能保持在最佳位置，如圖6所示，2 000 r·min-11MPa下原機(jī)所對應(yīng)的CA50為17.2°，而在3 000 r·min-11MPa下原機(jī)所對應(yīng)的CA50為8.4°，低速時CA50不在7°～9°之間，因而造成油耗較高。加入EGR后，由于其可以抑制爆震，在低速時，便可以更大程度的修正點火提前角，從而大幅減小發(fā)動機(jī)的燃油消耗。

圖11 中負(fù)荷下EGR對BSFC的影響Fig.11 Effect of EGR on BSFC under middle load

而在4 000 r·min-11MPa下，一方面，EGR率最大時，由于COV大于5，發(fā)動機(jī)失火嚴(yán)重，此時燃燒不穩(wěn)定，油耗測量波動較大；另一方面，如圖12所示，此工況下的泵氣損失會隨著EGR率的增大而逐漸增大。究其原因，其余中小負(fù)荷工況主要依靠節(jié)氣門來調(diào)節(jié)發(fā)動機(jī)負(fù)荷，不同的是，此工況則主要依靠廢氣旁通閥來控制發(fā)動機(jī)的負(fù)荷變化，而非節(jié)氣門。當(dāng)EGR率增大時，進(jìn)入缸內(nèi)的空氣量將減少，為了不影響發(fā)動機(jī)的功率輸出，發(fā)動機(jī)需減小廢氣旁通閥開度來提高增壓壓力。廢氣旁通閥開度減小導(dǎo)致排氣背壓上升，且排氣背壓變化幅度較進(jìn)氣壓力明顯，從而導(dǎo)致PMEP增大。當(dāng)泵氣損失對油耗的惡化效果大于修正點火時刻帶來的收益時，油耗反而會有所升高。因此，在4 000 r·min-11MPa下，EGR率過大時反而會使發(fā)動機(jī)油耗升高，所以在此工況下其最佳EGR率為15%，均小于其余兩個工況。綜上，4 000 r·min-11MPa下，由于EGR在抑制爆震的同時會增大泵氣損失，所以，此工況下油耗的減小幅度最低。

圖12 4 000 r·min-11MPa下EGR對PMEP的影響Fig.12 Effect of EGR on PMEP under 4 000 r·min-11MPa

2.3 LP-EGR在大負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)的影響

2.3.1 大負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)燃燒的影響

如圖13所示，在低、中、高速大負(fù)荷工況下，發(fā)動機(jī)的爆震傾向都很大，原機(jī)只能通過推遲點火來降低其爆震傾向。2 000 r·min-1，3 000 r·min-1和4 000 r·min-1大負(fù)荷下原機(jī)的 CA50 分別為 22.9°、17.8°、12.7°，由此可以看出在低速大負(fù)荷時，原機(jī)的爆震傾向最大，其推遲點火的程度最大，導(dǎo)致此工況下油耗最高。通入EGR后，可以一定程度上抑制爆震的發(fā)生。在低速時，由于爆震傾向最大，當(dāng)EGR率達(dá)到此工況下的最大值18.5%時，CA50也只能降低至15°；而在中速下，當(dāng)EGR率達(dá)到19%時，CA50可降至8.8°，處于最佳油耗區(qū)間內(nèi)；相應(yīng)的，在高速下，當(dāng)EGR率達(dá)到15%時，CA50就降低至8.7°。這說明在中高速時，EGR可以較徹底的解決由于爆震所引起的點火推遲問題，在引入大EGR率后，可以使CA50處于7°～9°之間，即更接近于等容燃燒；而在低速時，由于爆震趨勢過大，EGR對于爆震的改善效果則有限。

2.3.2 大負(fù)荷下對發(fā)動機(jī)油耗的影響

圖13 大負(fù)荷下EGR對CA50的影響Fig.13 Effect of EGR on CA50 under high load

如圖14所示，與4 000 r·min-11MPa時類似，大負(fù)荷下，泵氣損失會隨EGR率的增大而增大。這主要是因為在大負(fù)荷下，節(jié)氣門已接近全開，此時調(diào)節(jié)節(jié)氣門開度對負(fù)荷的影響甚微。為了保證扭矩輸出，發(fā)動機(jī)必須減小廢氣旁通閥開度。因此，EGR率增大，排氣背壓也會上升，最終導(dǎo)致PMEP增大。

圖14 大負(fù)荷下EGR對PMEP的影響Fig.14 Effect of EGR on PMEP under high load

如圖15所示，大負(fù)荷下，隨著EGR率的增加，BSFC逐漸降低。究其原因，雖然EGR率增大會導(dǎo)致泵氣損失有所升高，但通過抑制爆震，優(yōu)化點火帶來的油耗收益仍大于由于泵氣損失增大帶來的燃油損失。因此，總的來說，EGR在大負(fù)荷下仍能作為減小發(fā)動機(jī)油耗的技術(shù)手段。然而，在4 000 r·min-11MPa下，EGR率達(dá)到20%時，PMEP將增大至-0.069MPa。與此同時，增大點火提前角已無法再大幅降低發(fā)動機(jī)油耗，從而導(dǎo)致燃油收益小于消耗。因此，此測點下的BSFC較EGR率為15%時反而有所升高。

2 000 r·min-1，3 000 r·min-1和 4 000 r·min-1大負(fù)荷下，比起原機(jī)，通入EGR后，發(fā)動機(jī)的油耗分別降低了5.67%，4.20%和1.07%。EGR在2 000 r·min-1時對油耗的影響最大，4 000 r·min-1時最小。造成這種現(xiàn)象的原因是：一方面，低速時，原機(jī)的爆震傾向過大，通過推遲點火而犧牲的燃油消耗也較中高速多，所以在低速時，通過引入EGR并合理修正點火時刻對油耗的影響最大；另一方面，從圖14中可以看出，轉(zhuǎn)速越高，泵氣損失越大，且EGR率對泵氣損失的影響在高速時也更為顯著。因此，低速時，EGR率增大帶來的收益最大，損耗最小，高速時則相反。

圖15 大負(fù)荷下EGR對BSFC的影響Fig.15 Effect of EGR on BSFC under high load

2.3.3 4 000 r·min-1額定扭矩下對發(fā)動機(jī)的影響

如圖16所示，原機(jī)對應(yīng)的點火提前角為3°，CA50為25.6°；EGR率為20%時，對應(yīng)的點火提前角為21°，CA50為12.7°。類似于大負(fù)荷工況，同樣的，在此工況下，通入EGR后可以有效抑制發(fā)動機(jī)的爆震傾向，通過增大點火提前角可以相應(yīng)的降低CA50，讓缸內(nèi)燃燒更接近于等容燃燒，從而提高發(fā)動機(jī)的熱效率。

圖16 4 000 r·min-1額定扭矩下EGR對燃燒的影響Fig.16 Effect of EGR on combustion under 4 000 r·min-1rated torque

有別于其他工況點，在高速近全負(fù)荷工況點下，由于此時汽油機(jī)的排氣溫度過高，往往會超過950℃，過高的溫度會損害排氣系統(tǒng)以及后處理裝置。為了保護(hù)排氣系統(tǒng)，防止排氣溫度過高，往往會在這些工況點進(jìn)行“過噴油”。雖然“過噴油”可以有效的保護(hù)三元催化器和渦輪增壓器，但是會導(dǎo)致燃油消耗大大增加。通過引入EGR系統(tǒng)，可以有效改善這一現(xiàn)象。如圖17、18所示，原機(jī)為了將排氣溫度降低至858℃，只能將λ降低至0.81。引入EGR系統(tǒng)后，排氣溫度隨著EGR率的增大逐漸降低，在EGR率達(dá)到20%時，排氣溫度降低至716℃。由于通過應(yīng)用EGR有效降低了排氣溫度，可以相應(yīng)的提高λ來減少噴油量。當(dāng)EGR率達(dá)到20%時，λ則提高到至0.92。

圖17 4 000 r·min-1額定扭矩下EGR對溫度的影響Fig.17 Effect of EGR on temperature under 4000 r·min-1rated torque

圖18 4 000 r·min-1額定扭矩下EGR對λ的影響Fig.18 Effect of EGR on λ under 4 000 r·min-1rated torque

如圖19所示，在4 000 r·min-1額定扭矩工況，BSFC和EGR率仍是呈負(fù)相關(guān)的關(guān)系，原機(jī)的BSFC為315.66g·（kW·h）-1，當(dāng)EGR率為20%時，發(fā)動機(jī)的BSFC為251.28 g·（kW·h）-1，此工況下，發(fā)動機(jī)的油耗降低了20.4%。相較于其他工況，油耗降低幅度大幅提高。究其原因，在高速近全負(fù)荷下，EGR不僅可以抑制爆震，更為關(guān)鍵的是，它還能通過降低排氣溫度來消除“過噴油”現(xiàn)象帶來的燃油損耗，可進(jìn)一步提高發(fā)動機(jī)的熱效率。

圖19 4 000 r·min-1額定扭矩下EGR對BSFC的影響Fig.19 Effect of EGR on combustion under 4 000 r·min-1rated torque

3 結(jié)論

（1）加入EGR會推遲發(fā)動機(jī)的著火時刻，延長燃燒持續(xù)期，并降低缸內(nèi)最高溫度、最高壓力和最大放熱率。在引入EGR的同時增大點火提前角，使發(fā)動機(jī)臨近爆震，缸內(nèi)最高壓力反而增大。

（2）在中小負(fù)荷工況下，引入EGR可以降低發(fā)動機(jī)的泵氣損失。而在大負(fù)荷和4 000 r·min-1中負(fù)荷工況下，隨著EGR率的增大，泵氣損失反而會逐漸增大。

（3）在中小負(fù)荷下，EGR主要通過減小泵氣損失來提高發(fā)動機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性；在大負(fù)荷下，由于EGR對爆震的抑制作用，可通過優(yōu)化點火時刻來降低發(fā)動機(jī)油耗。

（4）4 000 r·min-1額定扭矩點，EGR可使發(fā)動機(jī)油耗較原機(jī)減小20.4%。此工況下，EGR不僅可以抑制爆震，更為關(guān)鍵的是，它還能通過降低排氣溫度來消除“過噴油”現(xiàn)象帶來的燃油損耗。