張國(guó)剛，王斌

(1.天津中德應(yīng)用技術(shù)大學(xué)基礎(chǔ)實(shí)驗(yàn)實(shí)訓(xùn)中心，天津 300350； 2.天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072)

改善汽油機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性是降低車輛CO2排放，滿足油耗法規(guī)的關(guān)鍵手段[1]。在城市工況條件下運(yùn)行時(shí)(2 000～3 000 r/min，中低負(fù)荷)，傳統(tǒng)的奧托循環(huán)汽油機(jī)具有較大的泵氣損失而造成較高的燃油消耗。近年來(lái)降低汽油機(jī)油耗的方案主要可分為兩類：一是自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)利用高壓縮比在額定功率下實(shí)現(xiàn)低油耗，二是高增壓、小型化發(fā)動(dòng)機(jī)在部分負(fù)荷下實(shí)現(xiàn)低油耗[2]。因此，如果將高壓縮比與小型化增壓相結(jié)合，就能夠在不損害滿負(fù)載性能的情況下獲得兩種方案的效率優(yōu)勢(shì)。

然而，這種方法會(huì)增加發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震趨勢(shì)。要解決這個(gè)問(wèn)題，常見(jiàn)的方法是推遲點(diǎn)火提前角，另一種簡(jiǎn)單的方法是直接降低發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何壓縮比。但是這些策略或結(jié)構(gòu)的改變會(huì)使得發(fā)動(dòng)機(jī)難以達(dá)到最佳的熱效率，這反過(guò)來(lái)又犧牲了發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性[3]。

米勒循環(huán)廣泛應(yīng)用在混合動(dòng)力汽車中，用于提高汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率。在米勒循環(huán)中，進(jìn)氣門提前或者延遲關(guān)閉，這會(huì)使膨脹比大于實(shí)際壓縮比，從而減少壓縮功，提高熱效率，降低燃油消耗率。李鐵等[4]比較了進(jìn)氣門早關(guān)的米勒循環(huán)策略(EIVC)和進(jìn)氣門晚關(guān)的米勒循環(huán)策略(LIVC)對(duì)不同負(fù)荷下增壓直噴汽油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響。結(jié)果表明，在高負(fù)荷工況下，采用LIVC策略結(jié)合12的壓縮比可將原機(jī)(壓縮比為9.3)的燃油消耗率降低4.7%。這主要是由于LIVC策略擁有優(yōu)良的燃燒相位和較低的泵氣損失壓力。然而，在低負(fù)荷條件下，情況則相反。在低負(fù)荷下，LIVC策略和EIVC策略相比原機(jī)的燃油消耗率分別降低了6.8%和7.4%。Cleary等[5]研究了采用LIVC策略并去掉節(jié)氣門裝置的單缸發(fā)動(dòng)機(jī)在部分負(fù)荷工況下的油耗情況，結(jié)果表明：在保持排氣門升程和持續(xù)時(shí)間不變的前提下，通過(guò)優(yōu)化進(jìn)氣門升程和持續(xù)時(shí)間可以降低7%的油耗。

可以看出，米勒循環(huán)通過(guò)降低泵氣損失能夠顯著改善燃油經(jīng)濟(jì)性。此外，當(dāng)進(jìn)氣門提前關(guān)閉時(shí)，氣缸內(nèi)的氣體隨著活塞的下降而膨脹，因此缸內(nèi)溫度降低。而當(dāng)進(jìn)氣門延遲關(guān)閉時(shí)，氣體倒流也能夠在一定程度上帶走氣缸內(nèi)的高溫氣體，從而降低缸內(nèi)溫度。在Doaund等[6]提出的爆震模型中，溫度在汽油機(jī)發(fā)生爆震時(shí)起著重要作用。因此，米勒循環(huán)比奧托循環(huán)具有更好的抗爆震能力。此外，Wan等[7]的研究發(fā)現(xiàn)，將高幾何壓縮比和米勒循環(huán)策略相結(jié)合，汽油機(jī)能夠?qū)崿F(xiàn)良好燃燒相位和低爆震傾向的平衡。

綜上所述，米勒循環(huán)策略能夠改善燃油經(jīng)濟(jì)性，同時(shí)具有降低發(fā)動(dòng)機(jī)爆震趨勢(shì)的潛力。然而，缸內(nèi)溫度、壓力以及湍動(dòng)能都隨著空間和時(shí)間發(fā)生急劇的變化，傳統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試手段只能提供有限的信息，而數(shù)值模擬方法可以再現(xiàn)缸內(nèi)的流動(dòng)及燃燒過(guò)程，已成為發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程研究必不可少的手段。因此，本研究基于一臺(tái)三缸GDI汽油機(jī)，建立了一維和三維模型，研究了不同米勒循環(huán)策略對(duì)GDI汽油機(jī)的缸內(nèi)氣流以及燃燒過(guò)程的影響。

本研究從宏觀層面到微觀層面，詳細(xì)分析了米勒循環(huán)對(duì)GDI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程的影響。對(duì)于深入認(rèn)識(shí)米勒循環(huán)影響機(jī)制，評(píng)價(jià)米勒循環(huán)在商用汽油機(jī)的應(yīng)用潛力以及指導(dǎo)缸內(nèi)燃燒技術(shù)的優(yōu)化具有理論意義和實(shí)際工程價(jià)值。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型的建立

1.1 試驗(yàn)樣機(jī)

研究用發(fā)動(dòng)機(jī)為3缸GDI汽油機(jī)，樣機(jī)的參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 汽油機(jī)的基本參數(shù)

1.2 一維仿真模型建立

本研究基于GT-POWER軟件搭建了完整的發(fā)動(dòng)機(jī)一維仿真模型。燃燒模型為零維韋伯燃燒模型“EngCylCombSIWiebe”，傳熱模型為WoschniGT模型。采用的增壓方式為可變截面渦輪增壓(VGT)，VGT的噴嘴環(huán)開(kāi)度會(huì)根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速自動(dòng)調(diào)節(jié)，具有改善渦輪低速遲滯和抑制高速增壓過(guò)高的優(yōu)點(diǎn)。壓氣機(jī)采用“Compressor”模塊搭建，中冷部分采用“PipeRectangle”模塊搭建，可變渦輪部分采用“Turbine”模塊搭建，并將 “Rack Array”值分別定義為0.1，0.2，0.4，0.6，0.8，1來(lái)輸入可變渦輪的Map圖。對(duì)于米勒循環(huán)的仿真研究，進(jìn)氣門延遲關(guān)閉是通過(guò)延長(zhǎng)原機(jī)進(jìn)氣凸輪型線最大升程持續(xù)的曲軸轉(zhuǎn)角來(lái)實(shí)現(xiàn)的，進(jìn)氣門提前關(guān)閉則是通過(guò)減小進(jìn)氣門升程來(lái)實(shí)現(xiàn)的。搭建的仿真模型氣缸及進(jìn)排氣部分如圖1所示。

圖1 一維仿真模型

1.3 三維仿真模型建立

本研究基于三維仿真軟件CONVERGE搭建了缸內(nèi)直噴汽油機(jī)原型機(jī)的三維仿真全模型(見(jiàn)圖2)。表2示出仿真過(guò)程中具體的計(jì)算模型設(shè)置。仿真模擬的計(jì)算時(shí)間為進(jìn)氣門開(kāi)啟時(shí)刻到排氣門開(kāi)啟時(shí)刻。

圖2 三維仿真模型

表2 仿真模型選擇

1.4 仿真模型驗(yàn)證

建立好汽油機(jī)仿真模型后，為了保證一定的計(jì)算精度，在節(jié)氣門全開(kāi)的條件下，對(duì)不同發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下，米勒度為0時(shí)的一維仿真的原機(jī)模型進(jìn)行驗(yàn)證。該驗(yàn)證工作是基于增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)性能試驗(yàn)平臺(tái)開(kāi)展的。該平臺(tái)具備測(cè)功機(jī)、發(fā)動(dòng)機(jī)、冷卻裝置以及溫度、壓力傳感器、燃燒分析儀等主要試驗(yàn)設(shè)備。試驗(yàn)過(guò)程中，用Kistler 6061BU缸內(nèi)壓力傳感器測(cè)量各缸的燃燒爆發(fā)壓力，用AVL 662燃燒分析儀記錄缸內(nèi)瞬態(tài)壓力并實(shí)時(shí)計(jì)算燃燒相位。采用Inca標(biāo)定軟件、PUMA臺(tái)架控制系統(tǒng)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速、功率、扭矩等。驗(yàn)證結(jié)果見(jiàn)圖3和圖4。

圖3 一維仿真結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)比

圖4 三維仿真結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)比

圖4示出發(fā)動(dòng)機(jī)全負(fù)荷，2 000 r/min，米勒度為0工況下的三維仿真缸壓值與試驗(yàn)缸壓值的對(duì)比?？梢钥吹?，CONVERGE仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果擬合得較好。

圖3示出一維仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比?？梢钥闯觯抡媾c試驗(yàn)的誤差較小，仿真模型的計(jì)算精度符合要求。誤差的主要來(lái)源是仿真模型的傳熱損失、漏氣損失、機(jī)械損失等與試驗(yàn)機(jī)不同。

2 一維結(jié)果與討論

2.1 幾何壓縮比的確定

提高汽油機(jī)的幾何壓縮比(εc)能夠有效提高其熱效率，但過(guò)高的壓縮比會(huì)造成汽油機(jī)發(fā)生爆震。因此，本研究首先在原氣門升程曲線下，基于一維仿真模型，研究了全負(fù)荷工況下不同幾何壓縮比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性及經(jīng)濟(jì)性的影響，并通過(guò)對(duì)燃燒結(jié)果的分析，選擇汽油機(jī)性能較佳的幾何壓縮比。

圖5示出了在全負(fù)荷工況，不同幾何壓縮比下扭矩、燃油消耗率和充氣效率的變化?？梢钥闯?，當(dāng)幾何壓縮比從9增大到12時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩和功率提升，燃油消耗率降低。此外，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在1 000～3 800 r/min時(shí)，充氣效率由于渦輪增壓器效率基本相同而變化不大。然而，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 000～6 000 r/min時(shí)，由于壓縮比增大后缸內(nèi)壓力升高，產(chǎn)生的排氣背壓過(guò)大導(dǎo)致壓氣機(jī)出現(xiàn)氣堵，使充氣效率降低(見(jiàn)圖6)。

圖5 不同幾何壓縮比下的仿真結(jié)果

圖6 不同幾何壓縮比下壓氣機(jī)與汽油機(jī)聯(lián)合運(yùn)行曲線

增壓GDI汽油機(jī)容易出現(xiàn)爆震現(xiàn)象，因此，分析不同幾何壓縮比下的爆震傾向非常有必要。在GT-POWER中，選擇常用的Douaud and Eyzat爆震模型，該模型通過(guò)計(jì)算爆震指數(shù)(KI)表征發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)生爆震的可能性。KI的計(jì)算公式如下：

式中：M為爆震指數(shù)系數(shù)(用戶定義)；W為未燃?xì)怏w質(zhì)量分?jǐn)?shù)；VTDC為上止點(diǎn)時(shí)氣缸容積；V為氣缸總?cè)莘e；T為未燃?xì)怏w總溫度；Ф為未燃?xì)怏w當(dāng)量比；Iave為誘導(dǎo)時(shí)間積分(所有末端氣體平均值)；IK-ref為誘導(dǎo)時(shí)間積分的參考值；IK-corr為誘導(dǎo)時(shí)間積分修正系數(shù)。

圖7示出了全負(fù)荷工況時(shí)，不同幾何壓縮比下爆震指數(shù)的變化。可以看出，隨著幾何壓縮比的增大，爆震指數(shù)明顯升高，即發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)生爆震的概率增大。這是由于隨著壓縮比的增大，氣缸內(nèi)的燃燒壓力升高，導(dǎo)致爆震趨勢(shì)明顯增大。

圖7 不同幾何壓縮比下爆震指數(shù)的變化

綜合考慮發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性、爆震趨勢(shì)以及壓氣機(jī)高速堵塞情況，當(dāng)幾何壓縮比為10∶1時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)能夠獲得良好的綜合性能，因此選擇發(fā)動(dòng)機(jī)模型的幾何壓縮比為10∶1。

2.2 米勒循環(huán)的影響

在研究米勒循環(huán)的影響時(shí)，將進(jìn)氣門提前關(guān)閉(EIVC)的米勒度定義為負(fù)數(shù)，即早米勒。將進(jìn)氣門延遲關(guān)閉(LIVC)的米勒度定義為正數(shù)，即晚米勒。圖8示出不同米勒度下的氣門升程曲線。

圖8 不同米勒度下的氣門升程曲線

本研究分析了發(fā)動(dòng)機(jī)在中高轉(zhuǎn)速(2 000 r/min和4 000 r/min)，不同負(fù)荷下，不同米勒度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)充氣效率、動(dòng)力性以及經(jīng)濟(jì)性的影響。

圖9示出了不同米勒度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)充氣效率的影響。在進(jìn)氣門延遲關(guān)閉的條件下，充氣效率隨著晚米勒度的增加持續(xù)下降，且在低負(fù)荷工況時(shí)，下降幅度最為明顯。這是由于進(jìn)氣門延遲關(guān)閉時(shí)，氣流倒流，使得缸內(nèi)進(jìn)氣量降低。當(dāng)進(jìn)氣門提前關(guān)閉時(shí)，充氣效率隨著早米勒度的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。在2 000 r/min時(shí)，盡管充氣效率在較大的早米勒度下有所降低，但仍高于原機(jī)。因此，在發(fā)動(dòng)機(jī)中低轉(zhuǎn)速時(shí)，進(jìn)氣門提前關(guān)閉有利于減少節(jié)流損失，從而減少換氣功。

圖9 不同米勒度下的充氣效率變化

圖10示出了不同米勒度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩的影響。可以看出，隨著晚米勒度的增加，扭矩持續(xù)降低。這主要是由于充氣效率降低導(dǎo)致的。而隨著早米勒度的增加，扭矩呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢(shì)，且降低幅值并不明顯，這同充氣效率的變化趨勢(shì)一致。另外，當(dāng)晚米勒度過(guò)大時(shí)，扭矩下降幅度增大。這是因?yàn)殡S著進(jìn)氣門過(guò)于延遲關(guān)閉，氣缸內(nèi)進(jìn)氣出現(xiàn)回流，缸內(nèi)殘余廢氣增加，這會(huì)造成燃燒速率變慢，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，燃燒相位推遲，最終導(dǎo)致做功能力下降。

圖10 不同米勒度下的扭矩變化

圖11示出不同米勒度下的燃油消耗率變化曲線?？梢钥吹剑谵D(zhuǎn)速4 000 r/min，中低負(fù)荷時(shí)，米勒循環(huán)策略能夠顯著改善油耗。這是因?yàn)樵谥械拓?fù)荷，影響油耗的主要因素為泵氣損失。采用米勒循環(huán)策略會(huì)使進(jìn)氣量減少，為了維持相同的負(fù)荷，增壓壓力提高，泵氣損失降低。此外，米勒循環(huán)的膨脹行程更長(zhǎng)，可以充分利用燃油的能量，提升經(jīng)濟(jì)性。然而，在80%負(fù)荷下，當(dāng)早米勒度過(guò)大時(shí)，出現(xiàn)了燃油消耗率升高的情況。這主要是由于在80%負(fù)荷下，缸內(nèi)噴入的燃油量增加，但過(guò)早的關(guān)閉進(jìn)氣門，會(huì)造成缸內(nèi)進(jìn)氣量不足以使燃油充分燃燒，造成燃燒惡化，從而使得燃油經(jīng)濟(jì)性下降。尤其是在高轉(zhuǎn)速下，燃燒速度較快，使得該現(xiàn)象進(jìn)一步惡化。此外，在80%負(fù)荷下，當(dāng)晚米勒度較小時(shí)，油耗也有升高的現(xiàn)象。這是由于在高負(fù)荷下，較小晚米勒策略下的米勒效應(yīng)不顯著而導(dǎo)致的。

圖11 不同米勒度下的燃油消耗率變化

對(duì)于2 000 r/min轉(zhuǎn)速，只有在部分早米勒工況下，油耗才有所改善。這是因?yàn)樵诘桶l(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下，火焰?zhèn)鞑ニ俾瘦^慢，燃燒持續(xù)期增加，燃燒相位推遲。因此，燃燒效率較低，米勒循環(huán)策略的作用并不明顯。綜上分析可以看出，在發(fā)動(dòng)機(jī)低中負(fù)荷，早米勒工況在改善油耗方面的能力都要強(qiáng)于晚米勒策略。

圖12示出了不同米勒度下的爆震指數(shù)變化情況?？梢钥闯?，與非米勒工況相比，早米勒和晚米勒都能夠顯著降低爆震指數(shù)，即采用米勒循環(huán)能夠降低發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)生爆震的概率。這主要是由于采用米勒循環(huán)能夠降低有效壓縮比，從而使得壓縮終點(diǎn)的溫度和壓力降低，爆震傾向因而降低。此外，從圖中還能明顯看出，在相同的米勒度下，晚米勒的爆震指數(shù)降低更為明顯，這可能與晚米勒工況下的缸內(nèi)燃燒情況有關(guān)。因此，開(kāi)展不同米勒度下的三維模擬研究對(duì)于進(jìn)一步了解不同米勒循環(huán)策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒情況的影響非常有必要。

圖12 不同米勒度下的爆震指數(shù)變化

3 三維結(jié)果討論

2 000 r/min為發(fā)動(dòng)機(jī)的常用城市典型工況，因此對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在2 000 r/min時(shí)，氣門升程分別為原機(jī)、EIVC20和LIVC20的燃燒情況進(jìn)行了三維模擬研究。

圖13a示出缸內(nèi)進(jìn)氣量的變化。可以看出，LIVC策略的最終進(jìn)氣量小于EIVC策略。這是由于進(jìn)氣門延遲關(guān)閉時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)在壓縮行程時(shí)缸內(nèi)真空度過(guò)低，氣體回流入進(jìn)氣歧管。因此，缸內(nèi)氣體質(zhì)量比EIVC策略的要小。圖13b示出缸內(nèi)湍動(dòng)能的變化情況。由圖可知，EIVC和LIVC策略都能大幅度地提高缸內(nèi)湍動(dòng)能。此外，在進(jìn)氣過(guò)程及壓縮過(guò)程前期，EIVC策略的湍動(dòng)能強(qiáng)度要大于LIVC策略，但在壓縮行程后期小于LIVC策略。這有兩方面原因：其一，由于EIVC策略的氣門開(kāi)啟角度較前，與排氣門開(kāi)啟的重疊角較大，氣缸內(nèi)的排氣慣性使得氣缸內(nèi)真空度較大，在進(jìn)氣過(guò)程前期氣體流速大于LIVC策略。因此，在高速的氣體沖擊作用下，缸內(nèi)湍動(dòng)能明顯增強(qiáng)。其二，在壓縮行程后期，由于進(jìn)氣門提前關(guān)閉，缸內(nèi)的滾流比降低，從而使得大渦氣流破碎產(chǎn)生的能量較低，使得湍動(dòng)能小于LIVC策略。

圖13 缸內(nèi)進(jìn)氣量以及湍動(dòng)能變化

圖14示出壓縮上止點(diǎn)(TDC)和上止點(diǎn)后20°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)缸內(nèi)湍動(dòng)能情況。可以看出，在上止點(diǎn)時(shí)刻，與LIVC策略相比，EIVC策略的燃燒室中心區(qū)域湍動(dòng)能強(qiáng)度很弱，不利于著火后火焰的快速傳播。在上止點(diǎn)后20°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，LIVC策略下缸內(nèi)的高強(qiáng)度湍動(dòng)能區(qū)域更廣，且分布合理。湍動(dòng)能的提高能夠增強(qiáng)油氣混合，改善燃燒過(guò)程。同時(shí)，著火燃燒前，燃燒室中心區(qū)域的湍動(dòng)能越強(qiáng)，則越容易著火燃燒，且燃燒速率也較快。因此，LIVC策略的著火效果和火焰發(fā)展速度較佳，能夠減弱末端混合氣自燃，降低爆震趨勢(shì)[8]。

圖14 缸內(nèi)湍動(dòng)能分布

圖15示出了上止點(diǎn)以及上止點(diǎn)后20 °曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)的缸內(nèi)溫度場(chǎng)。可以看出，LIVC策略的缸內(nèi)溫度在相同曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)刻下較EIVC策略的低。同時(shí)，在上止點(diǎn)后20°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，LIVC策略的著火區(qū)域小于EIVC策略。這是由于在LIVC策略下，氣體回流，能夠帶走一部分缸內(nèi)的熱量，因此缸內(nèi)溫度場(chǎng)較低，可以有效地抑制汽油機(jī)發(fā)生爆震。

圖15 缸內(nèi)溫度場(chǎng)變化

結(jié)合一維和三維分析可以看出，EIVC策略在降低泵氣損失，改善燃油經(jīng)濟(jì)性方面比LIVC策略更有效。而LIVC策略能夠提高缸內(nèi)湍動(dòng)能，改善油氣混合，并降低缸內(nèi)整體溫度，因此在抑制爆震方面更有效。

4 結(jié)論

a) 提高幾何壓縮比能夠提高扭矩并改善油耗，但在高速時(shí)，面臨壓氣機(jī)超速現(xiàn)象;

b) 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在4 000 r/min以及2 000 r/min時(shí)，進(jìn)氣門提前關(guān)閉策略都能顯著改善油耗，并且扭矩的降低幅度并不大;

c) EIVC策略與LIVC策略都能提高缸內(nèi)的湍動(dòng)能，但在著火過(guò)程中，LIVC策略的湍動(dòng)能明顯比EIVC策略的大，因此能夠改善油氣混合過(guò)程;

d) LIVC策略的缸內(nèi)溫度比EIVC的低，且高溫區(qū)域小，因此在抑制汽油機(jī)爆震方面更有效。