改善機械增壓2.4L直噴汽油機的燃油經濟性及低速扭矩

【美】 A.Birckett N.Engineer P.Arlauskas M.Shirley P.Neuman

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試驗研究

改善機械增壓2.4L直噴汽油機的燃油經濟性及低速扭矩

【美】 A.Birckett N.Engineer P.Arlauskas M.Shirley P.Neuman

對1臺具有進氣門晚關米勒循環和高幾何壓縮比的機械增壓2.4L直列4缸直噴汽油機進行仿真設計及測試，通過改動齒輪傳動比降低發動機轉速。選擇1臺3.3L自然吸氣V6發動機作為參比機型。該機械增壓直噴汽油機的目標用途是中型客車或中小型貨車。采用計算機輔助工程軟件GT-Power進行部件選取和進氣道開發。利用動力總成仿真模型證實，相比V6參比機型，直列4缸機械增壓汽油機的燃油經濟性及性能都得到提高。機械增壓器集成電磁離合器、中冷器及進氣歧管。通過改進內部電路，將大量新軟件集中于量產的發動機電控單元中。容積效率采用發動機自動圖譜技術和軟件進行標定。在數據處理時，將原始輸出編輯為點-斜線格式。全因子試驗設計為最有用的標定區生成模型。發動機測功機的試驗結果表明，在模擬的聯邦試驗規范行駛循環下，有望大幅改善燃油經濟性。現階段正在進行增壓器離合器控制技術的開發及車載測試。

機械增壓 直噴汽油機 模型 標定

0 前言

降低燃油耗和排放，同時滿足用戶對車輛性能和噪聲-振動-平順性(NVH)的要求是巨大的工程挑戰。按照目前的趨勢，車輛平均尺寸和質量都在不斷增加，這為動力系統工程師帶來更多挑戰。短期內必須有先進的動力系統，以保持并吸引越來越多的汽車消費者群體。增壓技術和米勒循環發動機在改善燃油經濟性、發動機響應效率和輸出功率等方面顯示出眾多優越性[1-3]。

本文所述發動機設計及原型機制造由現代-起亞美國技術中心動力總成部發動機設計和試驗團隊完成。一系列得到驗證的實用化技術已被用于新發動機，與同類的渦輪增壓發動機相比，新機型不僅有較低的燃油耗，而且有較好的發動機性能，特別在低轉速區域具有大扭矩輸出，以及較快的瞬態響應。本文描述機械增壓直噴汽油機從概念設計到初始測功機試驗，以及獲得試驗結果的工程進展。圖1為新機械增壓2.4L直噴汽油機的外觀。

圖1 機械增壓2.4L直噴汽油機(不帶離合器)

1 仿真

采用Gamma技術公司的一維GT-Power及GT-Drive軟件分別進行發動機和車輛燃油經濟性的仿真[4]。以1臺2.4L自然吸氣發動機為原型機，其主要特征包括壁面導向缸內直接噴射、持續雙可變氣門正時，以及快速起燃的緊耦合催化轉化器。GT-Power發動機模型用試驗室測量標定，包括采用可測量缸內壓力的Kistler 6041B壓力傳感器、AVL 735S/753C燃油質量流量計、溫度調節裝置、Horiba MEXA-7500 HEGR排放和空燃比分析儀，以及其他靜壓和熱電偶測量設備。

以1臺3.3L V6發動機作為發動機性能和燃油經濟性的參比機型。圖2示出了2.4L機械增壓發動機、原型2.4L直列4缸直噴發動機，以及3.3L V6參比發動機的扭矩水平。這臺機械增壓發動機的最初設計意圖是與V6發動機相比，在不犧牲車輛性能的前提下改善燃油經濟性。其優勢在于通過匹配變速器，而不是通過降低功率來降低發動機轉速，以獲得良好的低速行駛性能和快速響應。對于柴油機而言，可通過機械增壓和變速器降速來降低發動機轉速，使燃油耗降低25%～50%[5]。

圖2 發動機的扭矩對比

2 建模

首先，增加1臺機械驅動羅茨式增壓器，并修正發動機模型。選擇1臺傳動比為3.63的Eaton TVS?R900增壓器。該增壓器在發動機標定轉速5500r/min時達到最高轉速。進氣歧管的設計包括一系列特殊部件：機械增壓器、增壓器驅動離合器總成、集成式水冷中冷器、再循環旁通閥和節氣門體法蘭等,這些部件都被布置在1個緊湊的裝置中(圖3)。該裝置可以安裝在搭載2.4L自然吸氣原型機的現有車輛上。在發動機低轉速時使增壓器的離合器分離，使發動機接近零損耗。圖4為2.4L機械增壓發動機的GT-Power模型。

圖3 增壓器和進氣系統布置

圖4 2.4L機械增壓發動機的GT-Power模型

其次，仿真一種新型進氣凸輪軸。與2.4L原型機相比，升程降低而持續期延長。將進氣門關閉延遲到壓縮行程，降低氣缸內未燃混合氣充量,這有利于在部分負荷工況下運行，因為進氣可以不節流，但最大扭矩和功率會降低。增加1臺機械增壓器能夠提高發動機的質量流率和輸出功率，這通常被稱為“米勒循環”。圖5對比了新機型與原機型的進氣凸輪型線，而排氣凸輪型線不變。

圖5 新機型與原機型的進氣凸輪型線比較

接著，提出若干高壓縮比方案，最后設計并試制了具有更高壓縮比的活塞。建立帶準預測燃燒模型的GT-Power模型，并采用1個爆燃控制器設置Wiebe函數變量。基于轉速1500r/min全負荷時的爆燃極限，最后選定高壓縮比。因為壓縮壓力和溫度較高，作為折中，提高壓縮比時，必須推遲節氣門全開的點火定時。圖6表明，壓縮比從9.0變到12.0時最高燃燒壓力(溫度)變化不大，但壓縮比為15.0時，上止點的最高燃燒壓力有明顯變化。50°CA ATDC的第2個壓力峰值是由很晚的點火定時造成的，后者是防止末端混合氣爆燃所必需的。爆燃模型大致按1臺實際發動機在運行中的情況進行標定，并針對不同壓縮比進行GT-Power仿真。

圖6 較高壓縮比對壓縮壓力及燃燒相位延遲的影響

用主動爆燃控制器設置Wiebe燃燒相位,重新試驗仿真模型，并設計1個正交試驗，在3種轉速下，壓縮比從9.0到15.0(點間隔為0.5)。圖7的數據表明,節氣門全開且壓縮比為10.0～10.5時，燃油耗最低。在發動機部分負荷運行工況下，通過測試行駛循環下的燃油經濟性發現，較高壓縮比能有效降低燃油耗,同時不會由于爆燃極限值而影響發動機低轉速時的節氣門全開性能。最后，選擇壓縮比12.0，因為這是在不影響節氣門全開性能情況下的最高值。在部分負荷運行工況下，壓縮比高于12.0可以提高發動機效率，但由于超過爆燃極限，將限制節氣門全開時的輸出扭矩。

圖7 全負荷工況下壓縮比對燃油耗的影響

最后的發動機硬件變化是增加1個低壓冷卻廢氣再循環(EGR)系統。多項研究證明了冷卻EGR系統的好處，而它與應用米勒循環的機械增壓系統配合良好,因為正壓梯度將驅動足夠多的EGR流量從排氣系統后的催化轉化器供給增壓器進氣[6]。在GT-Power模型中，EGR對燃燒相位及燃燒持續期的影響是通過準預測燃燒模型參數來考慮的，而模型參數的設定則基于帶外部冷卻EGR的基準機型試驗。

3 模型分析和燃油經濟性預測

發動機模型的燃油耗脈譜圖可作為GT-Drive車輛模型的輸入。此外，為改善發動機低轉速扭矩(相比2.4L原型機)及瞬態增壓響應性，添加了1臺降速變速器,匹配整車質量約為1500kg的中型乘用車。2013年下半年啟動概念驗證車輛構建計劃，目前已完成6檔手動變速車輛的建模工作。表1列出了各檔傳動比。

表1 原型發動機與降速增壓發動機的變速器傳動比

與配裝2.4L自然吸氣汽油機的原型車相比，車輛仿真結果證實,降低傳動比不會影響車輛性能。相反，車輛性能與采用3.3L V6參比機型的車輛相當，甚至在有些情況下還更好。圖8為3款發動機的2項加速指標: (1) 城市路況下2檔 40～80km/h的加速時間；(2) 高速路況下6檔80～120km/h的加速時間。

圖8 車輛加速性能對比

采用發動機模型預測聯邦試驗規范(FTP)下城市和高速公路(未經調整)工況的燃油經濟性，并逐項評估各項技術。其中，降速變速器的引入對改善總燃油經濟性貢獻最大。采用機械增壓器是有可能在低速扭矩和瞬態響應方面顯著改善性能的唯一可行辦法。如不加強低轉速扭矩，發動機性能較差，就無法為用戶所接受。圖9示出了改善燃油經濟性的步驟。

圖9 FTP城市和高速公路復合工況的燃油經濟性

4 設計

在發動機仿真的同時，一旦確定機械增壓器尺寸和帶輪升速比，就可以開始發動機的設計工作。采用計算機輔助設計軟件進行進氣歧管的集成設計，包括增壓器安裝法蘭、懸置系統、增壓空氣中冷器，以及旁通閥。應用鑄造技術實現復雜的內部結構，使外部總體尺寸更加緊湊。

4.1 系統布置

機械增壓器的外形不能超出原2.4L發動機進氣歧管的外部輪廓，以匹配預定的試驗車輛。機械增壓器外殼安裝在進氣歧管與發動機機體之間的下部。增壓空氣向上流動，經過增壓室，再通過中冷器。而后，進氣氣流通過氣道進入發動機，或者部分旁通回流至機械增壓器進氣口。圖10為機械增壓器總成背視圖;圖11為機械增壓器總成正視圖。

圖10 機械增壓器總成背視圖

圖11 機械增壓器總成正視圖

4.2 機械增壓器

如上文所述，機械增壓器為Eaton TVS?系列R900羅茨容積式增壓器,采用第6代標準TVS系列轉子組，為扭轉160°的4齒設計。增壓器進氣量為900mL/r。Eaton R系列增壓器更關注空氣流量,而非容積效率和等熵效率。本次設計項目中還包括向機械增壓器附加1個離合器，當不需要增加進氣空氣流時，能夠完全消除與轉子組和齒輪組相關的摩擦和驅動扭矩。離合器采用+12V的電壓運行，為避免不同的轉速變化率和扭矩沖擊，也可與脈沖調制相匹配。通過嚴格控制運行速度、循環數和熱量積聚，耐久性可達到16萬km。

4.3 進氣歧管

考慮到機械增壓器質量，進氣歧管采用鋁合金砂鑄件。為減輕鑄件質量，進氣歧管壁厚為3mm。進氣歧管中集成1個裝入中冷器內的滑板，分別用法蘭安裝到氣缸蓋和增壓器上,旁通閥也用法蘭安裝。

4.4 增壓空氣中冷器

采用集成的水冷式增壓空氣中冷器減少節氣門體后的增壓空氣體積，縮短節氣門響應時間。改進空氣中冷器,以適應空間環境。摒棄了傳統的安裝法蘭，進氣口和排氣口直徑增加到19mm。核心容積約為1.1L，為兩通道設計。進氣歧管帶有中冷器檢視孔蓋板，便于安裝和拆卸，采用發泡密封件阻止氣流圍繞在冷卻器芯周圍。

4.5 旁通閥

再循環旁通閥是1個直徑為50mm的蝶形閥。采用可變執行器，調節范圍在0～90°之間，位置誤差不超過0.5°。執行器響應時間不超過50ms。在離合器分離,所有空氣氣流都必須旁通增壓器(因為增壓器轉子不轉時為無流動狀態)的條件下，大直徑旁通閥能夠為增壓器提供充足的空氣。最初使用旁通閥是為了EGR系統,其控制算法是現成的，具有很好的可靠性，適用于各種用途的控制。旁通閥的安裝位置也很重要，必須防止不必要的冷凝水積聚。

4.6 液體冷卻回路

水冷式中冷器液體冷卻回路包括1個永磁葉片式冷卻液泵和1臺安裝在車輛懸置架上的低溫散熱器。采用組合式鋁制冷卻液儲存箱作為回路系統的加注點。冷卻液儲存箱安裝在車輛左前角的前保險杠后,冷卻液泵直接與冷卻液儲存箱相連,鋁制加注口連接承壓0.1MPa的冷卻液加注蓋。系統的回流點在加注口內。1對冷卻液線路從冷卻液泵出口經中冷器后到達低溫散熱器。冷卻液中水與乙二醇的比例為1∶1。

4.7 皮帶傳動系統

為縮小發動機的額外軸向長度，機械增壓器采用二級帶傳動系統驅動。為延長保養周期，采用6峰或6筋剖面的蛇形帶。二級帶傳動的曲軸力矢量與一級帶傳動的相反。作用在1號曲軸主軸承上的力降低14%。圖12為帶傳動系統布置。

圖12 帶傳動系統布置和靜態力矢量

為將上張緊輪懸置架、張緊輪臂和發動機懸置架安裝在近似理想的位置，設計1個很大的橋式懸置系統。標準的發動機前蓋沒有這些安裝點。二級帶傳動張緊輪為新設計的線性動態張緊輪。外張緊輪可適用不同的張緊力,而不必做太大變動。

上線性張緊輪懸置架連接1個偏心輪，通過在孔內旋轉到末端安裝位置,實現±6mm的變動。偏心輪和帶長度變化相結合,能在任意負荷點獲得要求的張緊力。

5 發動機試驗

成功完成發動機的硬件設計和安裝后，機械增壓發動機被安裝在發動機試驗臺架上。第1項測試針對帶再循環閥的無離合器R900增壓器。發動機壓縮比不變，保持11.3。第2項測試升級到帶離合器的R900增壓器，采用壓縮比12.0的活塞和米勒循環進氣凸輪。圖13為增壓器帶離合器的發動機。發動機測試使用研究法辛烷值為91的燃油，其乙醇含量達10%。

圖13 安裝在試驗臺架上的發動機

5.1 試驗布置和軟件執行

對1臺渦輪增壓直噴汽油機的控制單元進行修改，以控制機械增壓器離合器和再循環旁通閥。發動機電控單元(ECU)控制渦輪廢氣旁通閥，以控制增壓壓力，相比自然吸氣發動機，機械增壓發動機可通過再循環旁通閥更好地控制負荷水平。

5.2 發動機標定

利用A&D ORION自動繪圖功能進行虛擬環境標定和所有基準值的標定。采用基于MatLab模型的正交試驗響應模型生成凸輪相位、點火定時旁通閥開度設定，以及EGR率的最佳標定。標定的主要目標是給定負荷下的燃油耗最小化。同時還進行ETAS“ASCMO”試驗設計和標定生成。標定過程如圖14所示。

圖14 ECU標定過程

標定工作完成后進行瞬態增壓響應試驗，并在發動機測功機上模擬0～97km/h車輛加速，還將在測功機上進行瞬態行駛循環FTP試驗，以驗證標定的適應性，為車輛試驗做準備。5個穩態點的初步測試結果與GT-Power軟件的仿真結果基本一致。5個穩態點是具代表性的帶標準非降速變速器的中型客車發動機的轉速和負荷點。試驗中，離合器分離，增壓器旁通閥全開，壓縮比提高到12.0(原壓縮比為11.3)。米勒循環進氣門晚關時，5個穩態點的平均燃油耗降低5.4%。燃油經濟性的大部分收益來自較長的進氣凸輪持續時間所降低的泵氣損失。部分負荷運行時無需增壓壓力，增壓器離合器對降低附加損失起重要作用。圖15為離合器分離且旁通閥開啟的發動機與原型機的燃油耗對比。

圖15 2.4L機械增壓發動機(帶米勒凸輪，壓縮比12.0)與2.4L直噴汽油機(原型)的比較

帶機械增壓器、無離合器，以及旁通閥全開的發動機總摩擦損失(包括泵氣損失)與2.4L原型發動機的大體一致(圖16)。較低的拖動摩擦值歸功于進氣門晚關，以及米勒循環凸輪減少了泵氣損失。

圖16 機油溫度90℃時的拖動總摩擦

6 試驗設計

基于MatLab軟件，自動統計標定建模工具ETAS “ASCMO”被用于生成全因子試驗設計(圖17)。該軟件只需較少的數據點，就可以生成標定用的低誤差模型。試驗設計只需要2組數據，每組250個數據點，總共不超過500個數據點。隨機設定試驗的附加因素，包括不同增壓水平下的進排氣凸輪中心線、空燃比和增壓器旁通設定點， 以改變轉速和負荷。點火提前角達到最大扭矩的最小提前角(MBT)或爆燃極限。MBT常見指標選擇已燃質量百分數(MFB)50和8°CA ATDC。利用AVL公司的Indiset軟件進行燃燒分析。

圖17 標定模型生成的運行范圍和數據點的三維效果圖

發動機自動繪圖軟件ORION控制試驗室環境，標定工具快速分配500個數據點，并行控制7個輸入變量。由熱電偶、壓力傳感器，以及發動機爆燃及早燃的Indiset燃燒數據和ECU數據創建基本試驗室條件,其安全性可使發動機24h無人運行成為可能。

7 建立響應模型

對測量數據進行處理,并用標定工具中的統計算法建模,快速識別并清除異常數據。必須注意不能過度預測各模型的響應情況。圖18為扭矩和燃油耗數據生成的響應模型。無論是扭矩,還是燃油耗，低誤差(RMSE)和R2值接近1在統計學上都是理想的。

圖18 用扭矩和燃油耗生成的響應模型

8 標定生成

從燃油耗和扭矩模型中提取進排氣凸輪中心線、增壓器旁通(進氣歧管絕對壓力設定點)，以及點火提前角的標定。利用類似于MatLab標定生成的標定軟件CAGE，盡可能優化標定，使燃油耗最小化，并獲得最大扭矩。通過一種“平順”工具進一步改進標定，然后將其直接輸入INCA模型,以評估發動機。進氣凸輪標定的實例如圖19所示。曲面圖穩定,以及平滑和精確的標定有利于車輛加速過程中的工況過渡。

圖19 進氣凸輪標定實例

9 結語

為滿足未來的排放和燃油耗目標,必須通過先進的動力總成技術進一步改善發動機效率。汽油直噴和增壓縮缸強化技術具有良好的發展前景。采用降速變速器和增壓裝置提供額外的低速扭矩，以獲得降速優勢。利用機械增壓實現低速扭矩的提升。通過降速和縮缸強化改善燃油經濟性，本研究在提高發動機效率方面具有積極意義。

本文詳細展示了研究方法，從一維發動機仿真到設計、開發和發動機試驗，直至基于模型的標定和優化。未來的研究將利用冷卻外部EGR來提高效率收益，并拓展該方法。

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