楊攀濤， 崔濤， 趙彥凱， 何文欽， 于聰聰

(北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081)

0 引言

內(nèi)燃機(jī)渦輪增壓技術(shù)可以提高發(fā)動機(jī)的動力性、經(jīng)濟(jì)性和緊湊性等[1]。但廢氣渦輪增壓難以實現(xiàn)與發(fā)動機(jī)的全工況匹配，還存在由渦輪遲滯導(dǎo)致的發(fā)動機(jī)低速性能惡化、扭矩響應(yīng)慢等問題[2]。隨著發(fā)動機(jī)功率密度的提高，渦輪增壓發(fā)動機(jī)低速動力性受進(jìn)氣滯后的影響更為明顯[3]。雖然渦輪機(jī)械復(fù)合增壓可以同時提高柴油發(fā)動機(jī)高速和低速時的扭矩，但是其增壓性能與發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速相關(guān)，尤其是在低速大負(fù)荷時無法實現(xiàn)高增壓比和全工況匹配[4]。電動復(fù)合增壓技術(shù)使用電機(jī)驅(qū)動壓氣機(jī)，可以實現(xiàn)進(jìn)氣的快速響應(yīng)，如美國博格華納公司的電動增壓器可在190 ms內(nèi)加速至70 000 r/min的轉(zhuǎn)速，為發(fā)動機(jī)快速建立高進(jìn)氣壓比[5]。電動增壓器與柴油發(fā)動機(jī)是電氣連接，實現(xiàn)了進(jìn)氣增壓與發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的解耦控制，滿足柴油發(fā)動機(jī)全工況范圍內(nèi)的進(jìn)氣需求[6]；同時，電動增壓器與廢氣渦輪增壓器共同組成電動復(fù)合增壓系統(tǒng)，既可以解決傳統(tǒng)廢氣渦輪增壓發(fā)動機(jī)低速時增壓能力不足的問題[7]，還可以在發(fā)動機(jī)突然加載中提高進(jìn)氣瞬態(tài)響應(yīng)速度[8]。因此，采用電動復(fù)合增壓技術(shù)可以有效改善發(fā)動機(jī)在低速段的加速性能[8]、動力性能[9]和燃油經(jīng)濟(jì)性能[10]。

電動增壓器的加入對發(fā)動機(jī)氣路系統(tǒng)會產(chǎn)生較大的影響，姚春德等[11]研究了電動增壓器對廢氣渦輪增壓器的影響，發(fā)現(xiàn)電動增壓器可增大柴油發(fā)動機(jī)自由加速時廢氣渦輪增壓器的角加速度，且電動增壓器的質(zhì)量流量越大，角加速度增大越明顯，廢氣渦輪加速越快。Suzuki等[12]在不同發(fā)動機(jī)循環(huán)工況下研究了電輔助渦輪增壓對提高燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，發(fā)現(xiàn)電輔助渦輪增壓能有效提高發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性，但對發(fā)動機(jī)低速扭矩響應(yīng)提升有限。Rode等[13]從電動增壓器慣量、電動增壓器最大輸出功率和壓氣機(jī)效率等方面研究了電動增壓器對廢氣渦輪增壓發(fā)動機(jī)瞬態(tài)響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)電動增壓器最大輸出功率越大，電動增壓器慣量越小，壓氣機(jī)效率越高對發(fā)動機(jī)瞬態(tài)性能提升越明顯。電動增壓器慣量和壓氣機(jī)效率對發(fā)動機(jī)瞬態(tài)性能提升作用較小，但缺少電動增壓器自身功耗對發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性的影響研究。

本文研究電動增壓器對發(fā)動機(jī)扭矩、空燃比和油耗的影響；通過綜合電動增壓器對發(fā)動機(jī)動力性、經(jīng)濟(jì)性的研究得到電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)最佳扭矩曲線；分析電動增壓器對發(fā)動機(jī)性能提升的原因；將電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)與原廢氣渦輪增壓發(fā)動機(jī)的性能進(jìn)行仿真對比。

1 電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)仿真模型建立

對于渦輪增壓器壓比和效率的提升，電動增壓器后置要優(yōu)于電動增壓器前置[14]，且后置更容易使電動壓氣機(jī)工作在高效率區(qū)域，遠(yuǎn)離喘振邊界。故本文采用電動增壓器與原廢氣渦輪增壓器相串聯(lián)的電動復(fù)合增壓形式，選擇如圖1所示的電動增壓器后置結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。

圖1 電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)布置結(jié)構(gòu)Fig.1 Layout of hybrid electric turbocharged engine

1.1 仿真模型建立

仿真采用已驗證的某6缸廢氣渦輪增壓柴油發(fā)動機(jī)GT-Power仿真模型作為研究對象[15]，其主要特征參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機(jī)主要特征參數(shù)

在6V柴油發(fā)動機(jī)模型基礎(chǔ)上建立電動復(fù)合增壓柴油發(fā)動機(jī)GT-Power仿真模型，如圖2所示，主要包括進(jìn)排氣管路、廢氣渦輪增壓器、旁通閥、電動增壓器、中冷器、噴油器、氣缸和曲軸箱等子模型。電機(jī)模型主要參數(shù)如表2所示。

圖2 動復(fù)合增壓柴油發(fā)動機(jī)仿真模型Fig.2 Simulation model of electric hybrid turbocharged diesel engine

表2 高速直流無刷電機(jī)主要參數(shù)

平原(海拔高度0 m)環(huán)境下標(biāo)定工況的仿真結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，對模型進(jìn)行校核，結(jié)果如圖3所示。本文主要研究發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速小于1 400 r/min時電動增壓器對發(fā)動機(jī)油耗、扭矩的影響，在電動增壓器主要工作區(qū)域，扭矩、油耗和進(jìn)氣量相對誤差均在3%以內(nèi)，渦前溫度相對誤差也在5%以內(nèi)。僅在發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1 700 r/min時誤差約為10%. 在本文研究范圍內(nèi)，模型仿真精度在工程研究誤差允許范圍內(nèi)，可滿足復(fù)合增壓低速穩(wěn)態(tài)性能影響研究[16-17]。

圖3 渦輪增壓柴油發(fā)動機(jī)仿真模型校核Fig.3 Simulation model check of turbocharged diesel engine

1.2 電動壓氣機(jī)

本文選用的電動壓氣機(jī)運(yùn)行圖(MAP)如圖4所示。為了驗證電動壓氣機(jī)與柴油發(fā)動機(jī)之間的匹配關(guān)系，對電動壓氣機(jī)運(yùn)行工作點(diǎn)進(jìn)行仿真研究，得出圖4中的電動壓氣機(jī)運(yùn)行線。從圖4中可以看出，電動增壓器的工作點(diǎn)在壓氣機(jī)MAP中處于低壓比小流量區(qū)域內(nèi)，這是因為電動增壓器僅在發(fā)動機(jī)低速時工作，在此工作區(qū)域內(nèi)電動增壓器處于高效區(qū)，且離喘振線和堵塞區(qū)有一定距離。

圖4 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動壓氣機(jī)MAPFig.4 MAP of electric supercharger

2 電動復(fù)合增壓對發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)性能影響

當(dāng)廢氣渦輪增壓發(fā)動機(jī)工作在低速高負(fù)荷時，受發(fā)動機(jī)流量特性限制，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)進(jìn)氣流量不足，出現(xiàn)燃油燃燒不充分、后燃現(xiàn)象嚴(yán)重、排放溫度較高、碳?xì)浠衔锖皖w粒物的排放較高等問題。如圖5所示，電動增壓器與廢氣渦輪增壓器組成的兩級增壓系統(tǒng)，可以明顯提高發(fā)動機(jī)低速工況的進(jìn)氣量。

圖5 電動增壓與廢氣渦輪增壓外特性進(jìn)氣流量變化Fig.5 Variation of intake air flow with external characteristics of electric turbocharging and exhaust gas turbocharging

進(jìn)氣量的提高可以在空燃比允許范圍內(nèi)提高發(fā)動機(jī)最大循環(huán)噴油量，如圖6所示，本文以此為基礎(chǔ)研究電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)性能優(yōu)化方法。

圖6 電動復(fù)合增壓與廢氣渦輪增壓外特性循環(huán)噴油量Fig.6 External characteristic cycle fuel injection quantity of hybrid electric turbocharging and exhaust gas turbocharging

2.1 電動復(fù)合增壓器發(fā)動機(jī)性能優(yōu)化方法

2.1.1 電動增壓器對發(fā)動機(jī)扭矩、空燃比的影響

依據(jù)圖6所示外特性循環(huán)噴油量，研究電動增壓器轉(zhuǎn)速對發(fā)動機(jī)扭矩、空燃比的影響。設(shè)置發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速1 000～1 400 r/min之間，固定循環(huán)噴油量，逐漸增加電動增壓器轉(zhuǎn)速，研究發(fā)動機(jī)扭矩和空燃比變化規(guī)律。

電動增壓器轉(zhuǎn)速對扭矩的影響如圖7所示，發(fā)動機(jī)扭矩和空燃比隨著電動增壓器轉(zhuǎn)速增加單調(diào)增加，而扭矩提升速率則逐漸下降。這是因為在相同循環(huán)噴油量條件下，電動增壓器轉(zhuǎn)速越高，進(jìn)氣量越大，空燃比逐漸增加，如圖8所示。但隨著電動增壓器轉(zhuǎn)速進(jìn)一步提高，發(fā)動機(jī)空燃比已經(jīng)較高，電動增壓器轉(zhuǎn)速的提高對發(fā)動機(jī)動力性能提升的影響程度明顯減小。

圖7 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動增壓器轉(zhuǎn)速對扭矩影響Fig.7 Influence of rotating speed of electric supercharger on torque

圖8 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動增壓器轉(zhuǎn)速對空燃比的影響Fig.8 Influence of rotating speed of electric supercharger on air-fuel ratio

電動增壓器耗功來自發(fā)動機(jī)蓄電池，電動增壓器轉(zhuǎn)速越高，所消耗的功率也就越大，從而影響發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性。因此，考慮到經(jīng)濟(jì)性的限制，將發(fā)動機(jī)與電動增壓系統(tǒng)作為一個系統(tǒng)研究，尋找電動增壓器的最佳工作區(qū)域。

2.1.2 電動增壓器對發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性的影響

根據(jù)發(fā)電機(jī)效率、電池充放電效率和高速電機(jī)效率，將電動增壓器功率換算成電動復(fù)合發(fā)動機(jī)的油耗，計算電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)油耗的公式如(1)式所示：

(1)

電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)油耗與電動增壓器轉(zhuǎn)速關(guān)系如圖9所示。由圖9可見：發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速在1 000～1 200 r/min時，隨著電動增壓器轉(zhuǎn)速的提升，電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)油耗先減小后增加；發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速在1 300 r/min時，電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)油耗呈現(xiàn)先增加再減小再增加的現(xiàn)象；發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速在1 400 r/min時，電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)油耗增加，不存在極值點(diǎn)。

圖9 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動增壓器轉(zhuǎn)速對油耗影響Fig.9 Influence of rotating speed of electric supercharger on fuel consumption

綜合上述分析可知，發(fā)動機(jī)扭矩隨電動增壓器轉(zhuǎn)速增加而提升，但發(fā)動機(jī)油耗會先減小、后增加。由此可見以折算油耗最小為原則，可以得出外特性工況下電動增壓器的最佳工作點(diǎn)。

2.2 電動增壓器提升發(fā)動機(jī)性能的途徑。

2.2.1 電動增壓對發(fā)動機(jī)指示功率影響分析

發(fā)動機(jī)指示功率由循環(huán)動力功和泵氣過程功組成。電動增壓器主要影響發(fā)動機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)，當(dāng)循環(huán)噴油量一定時，電動增壓器主要影響燃燒效率和泵氣損失。設(shè)ΔPi為電動復(fù)合增壓相對于廢氣渦輪增壓指示功率的增量(kW)，定義λΔPi/Pec為發(fā)動機(jī)指示功率增量與電動增壓器輸入功率的比值，用來表示表示電動增壓器對提高燃燒效率貢獻(xiàn)程度，其計算公式如(2)式所示：

(2)

設(shè)ΔPp為電動復(fù)合增壓相對于廢氣渦輪增壓泵氣過程功的增量(kW)；ΔPcir為電動復(fù)合增壓相對于廢氣渦輪增壓動力循環(huán)功的增量(kW)，定義λΔPp/ΔPcir為泵氣過程功增量與循環(huán)動力功增量的比值，用來表示在指示功率增加的功率中，泵氣過程功增量與循環(huán)動力功增量比值，其計算公式如(3)式所示：

(3)

λΔPi/Pec和λΔPp/ΔPcir與電動增壓器功率之間的變化關(guān)系如圖10、圖11所示。由圖10可見：λΔPi/Pec隨著電動增壓器功率增加先增加后減小，其最大值隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速增加逐漸減小。結(jié)果表明在發(fā)動機(jī)低速階段，電動增壓器對發(fā)動機(jī)指示功率提升更明顯；在電動增壓器對發(fā)動機(jī)指示功率提升的過程中，存在提升效率極大值點(diǎn)，當(dāng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速超過1 400 r/min時λΔPi/Pec始終小于1，表明電動增壓器輸入功率始終大于發(fā)動機(jī)指示功率增量，此時發(fā)動機(jī)處于負(fù)功率收益狀態(tài)。

圖10 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動增壓器功率對λΔPi/Pec影響Fig.10 Influence of electric supercharger power on λΔPi/Pec

圖11 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動增壓器功率對λΔPp/ΔPcir影響Fig.11 Influence of electric supercharger power on λΔPp/ΔPcir

由圖11可見：λΔPp/ΔPcir隨著電動增壓器功率的增加始終增加，隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速增加先增加后減?。沪甩p/ΔPcir始終小于1，表明電動增壓器提升發(fā)動機(jī)指示功率主要是通過提高發(fā)動機(jī)燃燒效率、提升發(fā)動機(jī)循環(huán)動力功來實現(xiàn)的；隨著電動增壓器功率的增加，λΔPp/ΔPcir增加，表明泵氣過程功增量在所提升功率中的比重在增加。

2.2.2 電動增壓對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣增壓功率影響分析

進(jìn)一步研究在進(jìn)氣增壓功率增加的功率中，電動增壓功率增量和廢氣渦輪增壓功率增量的比例。設(shè)ηec表示電動壓氣機(jī)效率；ηtc為廢氣渦輪和壓氣機(jī)效率的乘積；Ptc為廢氣渦輪的焓降功率(kW)，用ηecPec+ηtcPtc表示壓氣機(jī)功率和渦輪增壓器功率之和，即進(jìn)氣增壓功率。定義λΔP/Pec為發(fā)動機(jī)進(jìn)氣增壓功率增量與電動增壓器輸入功率的比值，用來表示通過加入電動增壓功率使進(jìn)氣增壓功率增加量，表征電動增壓器對進(jìn)氣增壓的影響程度，其計算公式如(4)式所示：

(4)

定義λΔ(ηtcPtc)/Δ(ηecPec)為廢氣渦輪增壓功率增量與電動增壓功率增量的比值，用來表示電動增壓器對渦輪增壓器的影響程度，其計算公式如(5)式所示：

(5)

電動增壓器功率對λΔP/Pec和λΔ(ηtcPtc)/Δ(ηecPec)的影響仿真結(jié)果如圖12、圖13所示。

圖12 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動增壓器功率對λΔP/Pec影響Fig.12 Influence of electric supercharger power on λΔP/Pec

圖13 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下電動增壓器功率對λΔ(ηtcPtc)/Δ(ηecPec)影響Fig.13 Influence of electric supercharger power on λΔ(ηtcPtc)/Δ(ηecPec)

由圖12可見，隨著電動增壓器的功率增加，λΔP/Pec始終大于1，但單調(diào)遞減。表明進(jìn)氣增壓功率提升大于電動增壓器功率，但電動增壓器功率所占比例越來越高。

由圖13可見：隨著電動增壓器的功率增加，λΔ(ηtcPtc)/Δ(ηecPec)先增加后減小且變化逐漸趨緩，表明在電動增壓器功率較小時，其使廢氣渦輪增壓器功率增加較快；隨著電動增壓器輸入功率變大，廢氣渦輪增壓器做功能力增加，其對廢氣渦輪增壓器影響逐漸減小，電動增壓器功率所占比例越來越高；隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速增加，λΔ(ηtcPtc)/Δ(ηecPec)的曲線整體向下平移，但λΔ(ηtcPtc)/Δ(ηecPec)始終大于1，表明發(fā)動機(jī)進(jìn)氣增壓功率提升主要源自廢氣渦輪增壓器的增壓功率提升。

2.2.3 電動增壓對廢氣渦輪增壓器影響分析

為了研究電動增壓器介入工作后對渦輪增壓器工作的影響，還需要進(jìn)一步研究渦輪增壓器效率和吸收功率的變化規(guī)律。廢氣渦輪增壓功率提升率計算公式如(6)式所示：

(6)

式中：Δηtc為電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)渦輪增壓器效率相比于原機(jī)渦輪增壓器效率變化量；ΔPtc為電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)廢氣渦輪焓降相比于原機(jī)廢氣渦輪焓降變化量(kW)。

定義λΔηtc/ηtc為廢氣渦輪增壓效率提升率，表示電動增壓器對廢氣渦輪增壓器效率提升率的影響程度，其計算公式如(7)式所示：

(7)

定義λΔPtc/Ptc為廢氣渦輪焓降功率提升率，表示電動增壓器對廢氣渦輪焓降提升率的影響程度，其計算公式如(8)式所示：

(8)

由(6)式可以看出，影響廢氣渦輪增壓功率提升率的影響因素為廢氣渦輪增壓器效率提升率λΔηtc/ηtc、廢氣渦輪焓降功率提升率λΔPtc/Ptc.λΔPtc/Ptc和λΔPtc/Ptc隨電動增壓器功率變化的曲線如圖14、圖15所示，從中可見隨著電動增壓器功率提升，相同功率條件下λΔηtc/ηtc僅為λΔPtc/Ptc的20%，表明廢氣渦輪焓降功率提升是廢氣渦輪增壓功率提升的主因。

圖14 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下渦輪增壓器效率隨電動 增壓器功率的變化Fig.14 Change of turbocharger efficiency with electric supercharger power

圖15 不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下廢氣渦輪焓降功率隨 電動增壓器功率的變化Fig.15 Change of enthalpy drop power of exhaust gas turbine with electric supercharger power

廢氣渦輪焓降功率來源有廢氣渦輪壓氣機(jī)焓增功率、電動壓氣機(jī)焓增功率、燃燒焓增功率三部分。對原機(jī)和電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)分別進(jìn)行仿真研究，分析廢氣渦輪焓降功率隨這三部分變化關(guān)系。通過改變電動增壓器功率及發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速，得到3種成分相比原機(jī)的增量，研究廢氣渦輪焓降功率及3種焓增功率隨發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和電動增壓器功率的變化關(guān)系，結(jié)果如圖16所示，圖16中Pf表示燃燒焓增功率。由圖16可見：電動壓氣機(jī)焓增功率增量占比先減小后增加，當(dāng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速在1 400 r/min時，電動增壓器的焓值功率增量占比較大，超過了廢氣渦輪壓氣機(jī)功率增量占比；當(dāng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1 100 r/min時，廢氣渦輪焓降功率占比最大，此時發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速較低，加入電動增壓器后廢氣渦輪工作能力提升較大，廢氣渦輪焓降功率隨發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速先增大后減小；原機(jī)廢氣渦輪增壓器工作能力隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的增加逐漸增加，加入電動增壓器對廢氣渦輪影響隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的增加逐漸減小。

圖16 廢氣渦輪焓降功率增量成分Fig.16 Incremental composition of enthalpy reduction power of exhaust gas turbine

2.3 電動復(fù)合增壓與原發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)性能對比

2.1節(jié)仿真的電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)性能與原廢氣渦輪增壓發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)性能的外特性進(jìn)行對比分析，結(jié)果如圖17、圖18所示。由圖17、圖18可見：與原廢氣渦輪增壓發(fā)動機(jī)相比，電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)極大地提升了發(fā)動機(jī)低速扭矩性能；低速時，電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)空燃比曲線較高，有利于改善發(fā)動機(jī)低速時的燃燒效率。

圖17 外特性扭矩對比Fig.17 Comparison of external characteristic torques

圖18 外特性空燃比對比Fig.18 Comparison of external characteristic air-fuel ratios

對原廢氣渦輪增壓與電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)進(jìn)行全工況下仿真，對比分析發(fā)動機(jī)空燃比、扭矩和實際油耗分布趨勢情況，仿真結(jié)果如圖19、圖20所示。

圖19 原機(jī)與電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)空燃比MAP對比 (圖中數(shù)據(jù)為空燃比)Fig.19 Comparison of air-fuel ratio MAPs of original engine and electric supercharger engine (data in Fig.19 is air-fuel ratio)

圖20 原機(jī)與電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)萬有特性圖對比 (圖中數(shù)據(jù)為油耗，單位：g/(kW·h))Fig.20 Comparison of universal characteristics of original engine and hybrid electric supercharged engine (data in Fig.20 is fuel comsumption, unit: g/(kW·h)

對比圖19中的空燃比MAP可知，在發(fā)動機(jī)低速大負(fù)荷區(qū)域，電動復(fù)合增壓與廢氣渦輪增壓相比，空燃比明顯得到改善，基本保持在25以上。對比圖20中的萬有特性圖可知，使用電動增壓器后，發(fā)動機(jī)低速大扭矩區(qū)域增加了約18%，油耗在220 g/(kW·h)以下區(qū)域增加了約16.7%，在轉(zhuǎn)速1 300 r/min以下的低速區(qū)域油耗改善更明顯。綜合分析可知，相比原機(jī)，電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)在低速大負(fù)荷區(qū)域的綜合性能提升明顯。

3 結(jié)論

本文提出了電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)性能優(yōu)化方法，研究了電動增壓器對發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性的影響，以及電動增壓器提升發(fā)動機(jī)性能的途徑，將優(yōu)化后的電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)與原廢氣渦輪增壓發(fā)動機(jī)進(jìn)行了對比。得出主要結(jié)論如下：

1) 指示功率增量中泵氣功約為循環(huán)動力功的25%～40%，且泵氣功占比隨發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速增加而增加。

2) 在泵氣功增量中，廢氣渦輪增壓器的增壓功率增量占比較大，在發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速在1 100～1 300 r/min時約為電動增壓功率的1.4～2.3倍。

3) 廢氣渦輪焓降功率提升是廢氣渦輪增壓功率提升的主因。

總之，采用電動復(fù)合增壓發(fā)動機(jī)性能優(yōu)化方法后，發(fā)動機(jī)低速大扭矩區(qū)域增加了約18%，油耗在220 g/(kW·h)以下區(qū)域增加了約16.7%.