高壓縮比米勒循環發動機設計與分析＊

徐玉梁 趙廣興 祖炳鋒 王振 劉麗娜

（天津大學 內燃機研究所，天津 300072）

主題詞：發動機 米勒循環 高壓縮比 燃油經濟性

1 前言

在國家“十三五”規劃大力推進下，汽車節能成為汽車發展的一個主要趨勢，到2020年，乘用車新車平均燃油消耗量將降至5 L/100 km，節能型汽車降至4.5 L/100 km[1]，無論是傳統動力還是混合動力都需要一臺高效的發動機來提高汽車的經濟性以順應其發展。對于汽油機，部分負荷泵氣損失和高負荷爆震是限制其熱效率的主要原因[2,3]，因此，降低泵氣損失和抑制爆震對提高整車燃油經濟性具有重要意義[4,5]。米勒循環最初的目的就是在保持發動機高膨脹比的情況下減小有效壓縮比以抑制發動機爆震，進而提高整車燃油經濟性，同時還可以降低部分負荷的泵氣損失，因此米勒循環是傳統動力和混合動力用發動機的理想選擇[6]。

本文在原有2.0 L自然吸氣發動機的基礎上，通過增加活塞頂凸臺的方法實現壓縮比從10到13的提高，然后利用遺傳算法[7]進行凸輪型線的選型，最后通過進氣門晚關的方式實現米勒循環。

2 米勒循環概述

理想的奧托循環和米勒循環的工作過程見圖1，其中，1-2-3-4-1為理想奧拓循環，1-2-3-4-5-1為理想的米勒循環。由圖1可看出，米勒循環在膨脹行程中有一部分工質在奧托循環膨脹結束后繼續膨脹，使得發動機的膨脹比大于壓縮比，因此在相同壓縮比情況下米勒循環做功較多。

實現米勒循環的方式有兩種：一是通過四桿機構或行星齒輪等機械結構來實現壓縮比可變；另一種是通過進氣門早關（EIVC）或晚關（LIVC）的方式使得進氣門關閉時的有效壓縮比小于幾何壓縮比。由于機械結構的實現較為復雜，目前一般通過可變氣門正時（VVT）來提前或推遲進氣門關閉時刻使有效壓縮比可變。對于自然吸氣發動機而言，EIVC大負荷功率損失更大[8]，因此本文采用LIVC的方式實現米勒循環。

在采用米勒循環的同時提高幾何壓縮比，可以保證發動機有足夠的有效壓縮比，從而提高熱效率[9]。理想情況下，高幾何壓縮比結合LIVC的米勒循環如圖1中1-1′-2′-3′-4所示，其中1′為進氣門關閉時刻。

圖1 理想奧托循環、米勒循環及LIVC的p-V圖

LIVC的主要作用如下：

a.通過LIVC可以降低有效壓縮比以及混合氣在壓縮終了時的溫度和壓力[9]，相應地，最高火焰溫度也會降低，從而減少了NOx排放。

b.在發動機部分負荷下，LIVC會使節氣門開度增大，真空度下降，從而降低泵氣損失[8]。

3 模型建立及標定

研究所用發動機原機參數與設計目標參數見表1，采用GT-power軟件建立其一維仿真模型。

表1 發動機原機參數與設計目標參數

一維仿真時采用的模型為雙區準維可預測燃燒模型SITurb，該模型可反映層流燃燒與湍流燃燒對火焰的影響，以及燃燒室的幾何模型和物理變量（VVT及點火提前角等參數）對燃燒的影響，能夠對不同燃燒情況進行預測性分析。爆震模型采用GTI公司基于Douaud和Eyzat模型開發的Kinetics-Fit模型。該模型以爆震誘導時間積分(KITI)作為爆震傾向的量化參數，KITI值越大，越容易發生爆震，當KITI值到達1時認為是發生爆震的起始點[10]。

為了驗證模型的準確性，設定了與試驗條件相同的邊界條件進行模擬計算，并利用原機試驗數據對仿真模型進行校核。試驗與模擬得到的發動機外特性扭矩、油耗對比如圖2所示。由圖2可知，兩者變化趨勢比較一致，模擬值與試驗值吻合良好，誤差在3%以內，滿足模擬精度要求，故可以利用該模型對發動機進行性能預測。

圖2 外特性模擬與實驗的油耗和扭矩對比

4 發動機結構和參數改進

為提高壓縮比和實現米勒循環，需要對原發動機活塞頂部形狀及凸輪型線進行改進，并且需要將進排氣VVT角度（采用VVT后,氣門開啟時刻相對于原固定位置推遲的角度）、點火提前角等進行優化。

4.1 幾何壓縮比的實現

采用LIVC控制策略后，因發動機有效壓縮比下降，所以需要增大幾何壓縮比來彌補有效壓縮比的不足。

為將發動機的壓縮比由10提高至13，對原機活塞進行改進，使活塞中部隆起并且在頂部加工凹坑，如圖3所示。

圖3 原機與改進后的活塞頂部對比

4.2 凸輪型線設計

原機的進氣門最大氣門升程為10.33 mm，氣門開啟持續期為246°曲軸轉角。在保證氣門與活塞不發生干涉的情況下，通過AVL timing drive進行運動學和動力學計算分析，得到3條進氣門升程曲線。如圖4所示。由圖4可看出，進氣持續期分別為256°、276°和296°曲軸轉角，最大氣門升程與原機一致。由得到的氣門升程曲線即可直接得到設計所需要的凸輪型線。

圖4 不同氣門持續期對應的進氣門升程曲線

為比較不同氣門升程曲線對油耗的影響，需要使不同氣門升程曲線的發動機性能達到最優[11]，因此在進行氣門升程曲線選型時，需要使進排氣門的開啟和關閉時刻在最優點，為了保證進氣疊開期在合理的范圍內，需要使排氣門關閉時刻隨負荷變化。

采用拉丁超立方的試驗設計方法和非劣排序遺傳（NSGA-II）算法進行變量優化。

將優化變量X表示為:

式中，θ為點火提前角；α為進氣VVT角度；β為排氣門VVT角度；φ為節氣門開度。

θ、α、β和φ變量的范圍如表2所示。

表2 設計變量范圍

在3條進氣門升程曲線下，分別用拉丁超立方采樣算法對上述3個參數進行仿真試驗設計，然后基于NSGA-II算法，以燃油消耗率BSFC作為優化的目標函數，優化這幾個變量使得滿足式（2）～（5）中條件。

式中，BSFC為遺傳算法的目標函數，即優化過程以燃油消耗率最低為目標；KITI為爆震誘導時間積分，KITI≤1時即可保證發動機不發生爆震；Ttq和Ttq′是目標扭矩和原機扭矩，各工況點優化后扭矩與原機扭矩的誤差必須在1%以內；T為排氣溫度，仿真中保證排氣溫度低于1 125 K。

通過對設計參數進行遺傳算法優化，可得到各自氣門升程曲線下不同工況點的VVT角度和點火提前角的最優值，得到發動機在2 000 r/min和4 000 r/min兩個轉速下、不同負荷狀況下的最低燃油消耗率數值。為了更清晰地表現出不同氣門開啟持續期對發動機燃油消耗率的影響，將原機的燃油消耗率表示為1，而將新設計的3個氣門開啟持續期下模擬的BSFC表示為與原機BSFC的比值(下稱為模擬與原機BSFC之比)，結果如圖5和6所示。

圖5 兩種轉速下模擬與原機BSFC之比

由圖5可看出，無論發動機轉速為2 000 r/min還是4 000 r/min，在扭矩小于140 N·m的情況下，增加氣門開啟持續期能夠降低發動機的燃油消耗率，在中小負荷工況下油耗降低幅度最大。在城市典型工況（2 000 r/min、31.8 N·m）下，不同氣門開啟持續期下發動機的燃油消耗率相對于原機降低5.0%～6.1%，且開啟持續期越長降低的幅度越大。而當扭矩高于140 N·m時，燃油消耗率則顯著增大。總之，增加氣門開啟持續期對發動機的燃油消耗率有較大影響，故決定在試制的樣機中采用296°曲軸轉角的氣門開啟持續期的氣門升程曲線。選定氣門型線后，將設計好的氣門升程曲線通過AVL timing drive軟件轉化為凸輪型線。

5 試驗驗證與分析

對改型后的發動機進行臺架試驗標定，對過量空氣系數、進排氣VVT角度、點火提前角等參數進行調整，使得發動機各工況點的性能達到最優。試驗臺架及測量儀器如圖6和表3所示。

圖6 發動機試驗臺架

表3 試驗用測量儀器

標定的具體方法為：首先調整點火提前角以保證發動機不發生爆震，然后調節發動機的進排氣VVT角度和過量空氣系數以使發動機達到目標要求。在中低負荷VVT角度的標定要以油耗最低為原則，在高負荷時VVT角度的標定要保證動力輸出的前提下兼顧油耗。

5.1 標定結果與優化結果對比

在2 000 r/min的全負荷工況下，采用NSGA-II算法優化的點火提前角和進排氣VVT角度與試驗標定值的對比如圖7和圖8所示，模擬優化結果與試驗結果僅在某幾個工況點存在稍大誤差，總體上NSGA-II算法在米勒循環發動機的優化方面有較高的精度，從而也證實了以上模擬研究的可信度。

圖7 點火提前角優化值與標定值的對比

由圖7可知，最佳點火提前角隨負荷增大而減小，主要是因為發動機的熱效率在大負荷受到爆震的約束。由圖8可知，進排氣VVT角度隨負荷的增大先增大后減小。

5.2 原機與米勒循環發動機對比分析

試驗得到的原機與米勒循環發動機燃油消耗率萬有特性如圖9和10所示，對比圖9和圖10可看出，在部分負荷工況下米勒循環發動機的油耗下降明顯，最低油耗僅為227.4 g/(kW?h)，相比于原機下降10.4 g/(kW?h)，滿足設計目標要求。以245 g/(kW?h)的油耗區域為例，可知米勒循環發動機機的低油耗區域相對于原機擴大，且其主要是向原區域的更小負荷、更低轉速擴展，有利于發動機在整車匹配后工作在高效率區。低油耗區擴大是因為發動機在該工況區間通過調整VVT控制角度使發動機以米勒循環方式運行，充分發揮了米勒循環在部分負荷的節油潛力。

圖8 進排氣VVT角度優化值與標定值的對比

圖9 原機燃油消耗率萬有特性

圖10 米勒循環發動機燃油消耗率萬有特性

圖11為原機與新開發的米勒循環發動機外特性的油耗和扭矩的對比，由試驗結果可知，新設計的米勒循環發動機整體上扭矩高于原機，且最大扭矩滿足設計要求，高扭矩是通過減小進氣門推遲角度實現的，由圖8可知在2 000 r/min大負荷時其進氣VVT角度接近于0。但是由圖11可知，發動機外特性油耗整體上高于原機，最低油耗為275 g/(kW?h)，相比于原機的249 g/(kW?h)犧牲較大。其主要原因是，在高壓縮比狀況下，為抑制爆震，點火提前角推遲幅度更大，從而導致燃油消耗率遠高于原機。

圖11 原機與米勒循環發動機外特性的油耗和扭矩對比

2 000 r/min是研究發動機實際燃油經濟性的重要特征轉速。圖12為發動機在2 000 r/min轉速下原機與米勒循環發動機的油耗對比。從圖12可看出，發動機負荷低于140 N·m時，米勒循環發動機在2 000 r/min工況下的燃油消耗率相對于原機整體平均降低約5.14%；在2 000 r/min、31.8 N·m和2 000 r/min、80 N·m兩個特征工況下的油耗分別為345 g/(kW?h)和245.2 g/(kW?h)，達到表1中兩個特征工況的目標參數。

當負荷超過140 N·m時，米勒循環發動機的燃油消耗率高于原機，主要是因為在大負荷時，為抑制爆震推遲了點火提前角，因而造成燃燒惡化，油耗上升。

圖12 轉速為2 000 r/min時原機與米勒循環發動機的燃油消耗率對比

6 結束語

在原2.0 L自然吸氣發動機的基礎上，采用遺傳算法進行凸輪型線的選型，將一臺傳統發動機改裝成一臺米勒循環發動機，并進行試驗驗證與分析。

a.模擬結果表明，適當延長氣門持續期結合進氣門晚關可有效提高發動機的燃油經濟性。

b. 試驗結果表明，相比原機，米勒循環發動機的最低油耗下降10.4 g/(kW?h)，并且低油耗區域向低轉速、小負荷擴大。

c. 由外特性試驗數據和2 000 r/min全負荷范圍的試驗數據可知，在保證外特性扭矩滿足設計要求的情況下，燃油經濟性犧牲較大。