電子增壓器對增壓米勒循環汽油機性能影響的試驗研究*

馮 浩，秦 博，林思聰，孫云龍

（廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院，廣州 511434）

前言

隨著乘用車燃料消耗量第四階段標準的實施，提高內燃機熱效率、降低汽車燃油消耗量成為了汽車行業的當務之急；同時，人們對汽車駕駛樂趣的需求，對發動機動力性和動力響應性提出了更高需求。

增壓小型化技術被認為是降低汽油機燃油消耗率的重要手段［1-2］。與同功率的自然吸氣發動機相比，小型化發動機在部分負荷時節氣門開度更大，在一定程度上降低了節流損失，從而泵氣損失降低，有利于降低燃油消耗率。但大負荷時增壓導致的更高的進氣壓力增加了爆震傾向，這限制了增壓發動機熱效率的進一步提高。

米勒循環通過進氣門早關或晚關，能降低發動機有效壓縮比和壓縮沖程缸內的溫度，從而抑制爆震傾向，具有提高發動機熱效率的潛力［3-7］；另一方面，廢氣再循環（EGR）技術通過廢氣稀釋降低缸內燃燒溫度，從而抑制爆震，同樣能有效降低發動機燃油消耗率［8-12］。

米勒循環和EGR技術都具有提高發動機熱效率的潛力，但二者都減少了發動機新鮮空氣充量系數，直接限制了發動機低轉速轉矩拓展和大負荷EGR引入能力，使發動機熱效率提高直接受空氣系統限制；同時米勒循環發動機進氣充量系數低的特點不利于提高增壓發動機的瞬態響應性能，從而影響了車輛的駕駛體驗。

本研究在一臺進氣門早關的增壓米勒循環汽油機上，應用電子增壓器提高發動機低轉速時增壓能力和EGR引入能力，探討電子增壓器對發動機經濟性及動力響應性的影響。

1 試驗設備與方法

1.1 試驗設備

選取廣汽集團自主研發的某1.5T三缸直噴增壓米勒循環汽油機進行試驗，EGR系統采用催化器后取氣引入壓氣機前的低壓EGR方案。為進一步提升熱效率，對原發動機燃燒室和氣道進行了改進，發動機的幾何壓縮比從原機的11.2提升到12.5。試驗發動機的基本參數見表1，示意圖如圖1所示。

表1 發動機特征參數

試驗中使用AVL733S瞬態油耗儀測量發動機燃油消耗量，缸內壓力曲線通過Kisler6115型傳感器測量，缸壓曲線采集和燃燒數據計算使用AVL indicom燃燒分析儀，發動機原始排放（CO，HC，NOx，CO2，O2等）通過 HORIBA MEXA-7100DEGR測量，其中非污染物O2的測量是為了便于與發動機的掃氣展開對照分析。EGR率計算方法為進排氣CO2濃度在除去環境CO2濃度后的比值：

圖1 試驗發動機示意圖

1.2 試驗方法

經濟性試驗方面，選取2 000 r／min不同負荷的工況研究電子增壓器在發動機低轉速不同負荷時對發動機經濟性影響規律，同時選取3 250 r／min、平均有效壓力（BMEP）1.4 MPa工況點探討電子增壓器在不同發動機轉速時對發動機經濟性影響規律。試驗過程中調節燃燒中心CA50到壓縮上止點后8°CA或爆震邊界，過量空氣系數為1或排溫保護邊界，平均指示壓力的循環變動系數（IMEPCOV）不超過4%。通過調節點火時刻、VVT位置和EGR率以獲得發動機在不同工況點時無EGR、無e-SC低壓EGR和有e-SC低壓EGR 3種條件下的最低燃油消耗率。特別地，e-SC只在低壓EGR時渦輪增壓器增壓能力不足時才接入以提高增壓壓力和EGR引入能力。

動力響應性試驗方面，選取發動機最大轉矩平臺的最低轉速1 500 r／min進行動力響應試驗。試驗過程中低壓EGR閥保持關閉，瞬態響應前渦輪增壓器的廢氣旁通閥保持全關，點火時刻、進排氣氣門相位、節氣門位置為ECU工作位置。瞬態響應時間定義為0.2 MPa BMEP到90%最大轉矩的時間。瞬態響應試驗重復3遍，取3次響應時間的平均值為最終結果。

2 試驗結果及分析

2.1 經濟性試驗

圖2為發動機在 2 000 r／min不同負荷下無EGR、無e-SC低壓EGR和有e-SC低壓EGR 3種狀態的最低燃油消耗率（BSFC）和對應的EGR率。圖3則為不同負荷下的燃燒中心CA50和燃燒持續期（CA10-90）。2 000 r／min無 EGR時，發動機在0.8 MPa BMEP即實現了該負荷特性下約230.7 g／（kW·h）的最低燃油消耗率。隨負荷進一步增加，較高的進氣壓力和較大的幾何壓縮比導致爆震傾向愈加明顯，推遲點火抑制爆震導致燃燒相位靠后，排氣能量損失增加，最終燃油消耗率逐漸增加。無e-SC低壓EGR時，EGR引入在0.8～1.4 MPa BMEP時都能顯著提前燃燒相位，燃燒等容度增加［11］，同時EGR稀釋降低了缸內平均溫度，發動機傳熱損失減少，最終燃油經濟性得到明顯改善，如2 000 r／min和1.4 MPaBMEP工況點時燃油經濟性較無EGR狀態改善約5%。但對于外特性工況，受限于渦輪增壓器增壓能力，最大EGR引入率為5%，EGR對燃油經濟性改善效果有限。小負荷0.2～0.5 MPa BMEP時，米勒循環提高進氣壓力和進排氣門相位導致的內部EGR已大幅降低泵氣損失，且進一步引入外部EGR會導致燃燒穩定性變差，最終外部EGR對增壓米勒循環發動機小負荷經濟性的改善非常小。

圖2 2 000 r／min不同負荷時EGR率及燃油消耗率

圖3 2 000 r／min不同負荷時燃燒中心CA50和燃燒持續期（CA10-90）

接入電子增壓器后，BMEP從1.1 MPa到外特性工況點的EGR引入能力進一步增加，燃燒相位進一步提前。如2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點的EGR率從15%增加到25%，燃燒CA50從燃燒上止點后21提前到14°CA，燃油經濟性改善約9%，最低燃油消耗率 BSFC為207.2 g／（kW·h），對應的有效熱效率為41%（燃油低熱值為42.42 MJ／kg）。在此要指出的是，此處的最低燃油消耗率和有效熱效率是在未考慮電子增壓器消耗的電功率的情況下算得的。因此，從能量平衡的角度看，它不反映真實的最低燃油消耗率和有效熱效率，下文中將對此進行修正。

圖4為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點時3種狀態的缸壓曲線和燃燒放熱率。可以看出，電子增壓器接入后，高EGR率引入能力使燃燒相位顯著提前，有e-SC低壓EGR時缸內平均爆發壓力從無EGR時的5.5增加到7.3 MPa。同時，EGR稀釋也造成燃燒反應速率變慢，燃燒持續期增加，如最大瞬時放熱率從無 EGR時的 222降低到 149 kJ／（m3·（°）），燃燒持續期從 19增加到 23°CA，這在一定程度上不利于燃燒等容度，同時EGR率的增加也會導致燃燒循環變動（IMEPCOV）增加，這些因素限制了熱效率的進一步提升。圖5為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點時3種狀態的缸內氣體平均溫度。可以看出，EGR稀釋造成燃燒結束時缸內平均溫度顯著降低，而靠前的燃燒相位同時也導致缸內最高溫度對應的曲軸轉角提前，這使有e-SC低壓EGR狀態下燃燒中前期的缸內平均溫度比同時刻的無EGR和無e-SC低壓EGR狀態高。

圖 4 2 000 r／min和 1.4 MPa BMEP 2次缸壓曲線和燃燒放熱率

圖 5 2 000 r／min和 1.4 MPa BMEP 2次缸內氣體平均溫度

圖6 為發動機在2 000 r／min不同負荷下CO和O2排放。可以看出，無EGR和無e-SC低壓EGR狀態時發動機負荷BMEP大于1.1 MPa的工況換氣過程存在掃氣，在過量空氣系數λ為1的情況下CO及O2排放濃度較高。這主要是因為米勒循環進氣門早關，造成進氣門開啟位置提前，而為保證發動機低轉速的增壓能力，排氣門關閉推遲，造成中大負荷換氣過程有氣門開啟重疊，而適當利用掃氣則有利于減少缸內殘余廢氣量和降低爆震傾向。圖7為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點的進排氣壓差和1 mm氣門重疊角。可以看出，氣門重疊角和進排氣壓差最終導致了掃氣過程，同時也造成排氣中未燃損失增加。e-SC應用后，進排氣門相位選擇不再受增壓能力的限制，同時高EGR率在一定程度上抑制了爆震傾向，使得1.4 MPa BMEP時的氣門重疊角為負，即使在較高的進排氣壓差下仍然大幅度降低CO及O2排放，未燃損失較無e-SC低壓EGR狀態大幅降低。同時，進排氣壓差的增加，也造成發動機泵氣正功的增加，降低了泵氣損失。

圖6 2 000 r／min不同負荷時的CO和O2排放

圖 7 2 000 r／min和 1.4 MPa BMEP進排氣壓差和氣門重疊角

圖8 為2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點時3種狀態的能量平衡圖，能量平衡分析方法參照文獻［13］和文獻［14］。圖中排氣損失基于排氣歧管廢氣焓值計算，未燃損失基于廢氣中未燃HC和CO質量流量和對應熱值計算，摩擦損失基于摩擦平均有效壓力（FMEP）計算，傳熱損失則為總能量與其他損失總和之差。從能量平衡角度來看，低壓EGR提升熱效率的主要因素是傳熱損失的減少。使用e-SC后，EGR率從15%增加到25%，有效熱效率較無e-SC低壓EGR提升顯著，提升的主要原因為傳熱排氣損失、排氣損失、未燃損失和泵氣損失的減少。特別地對于排氣損失，由于燃燒相位較無e-SC低壓EGR明顯提前，排氣溫度顯著降低，在總排氣質量增加的條件下總排氣能量仍有所減少。e-SC應用時消耗約1.32 kW電功率，換氣過程的泵氣正功從0.01增加到0.61 kW，考慮到電子增壓器的電耗，宜對最低燃油消耗率和有效熱效率進行修正，即在計算中，發動機有效功率要扣除電子增壓器的耗電功率，修正后發動機最低燃油消耗率為 215.4 g／（kW·h），對應的有效熱效率約39.5%，仍遠高于無e-SC低壓EGR狀態37.3%的有效熱效率。

圖8 2 000 r／min和1.4 MPa BMEP時能量平衡分析

2 000 r／min大負荷時e-SC應用使EGR率顯著增加，同時進排氣門相位選擇不再受渦輪增壓器增壓能力的限制，最終發動機熱效率得到顯著提高。然而，隨著發動機轉速的上升，排氣質量流量增加，排氣能量隨之增加，渦輪增壓器增壓能力有所提高。圖9為3 250 r／min和1.4 MPa BMEP工況點時3種狀態的能量平衡圖，顯然低壓EGR應用仍然有助于提高發動機熱效率，主要原因是傳熱損失的減少。但有e-SC和無e-SC低壓EGR兩種狀態所實現的最高熱效率都為40.1%，此時限制熱效率提高的主要原因是高EGR率下的燃燒穩定性。特別是，有e-SC和無e-SC低壓EGR實現最高熱效率時的EGR率并不相同，這主要是因為進氣門關閉時刻不同使然。無e-SC時進氣門開啟更延遲以提高充量系數，米勒效應較有e-SC有所減弱，導致缸內流動增強，燃燒系統能容忍的最大EGR率提高。考慮到e-SC電耗，渦輪增壓器增壓能力足夠時e-SC的使用對燃油經濟性的提高并無益處，說明隨發動機轉速提高，渦輪增壓器增壓能力提高，e-SC對燃油經濟性提高的作用減弱。

圖9 3 250 r／min和1.4 MPa BMEP時能量平衡分析

2.2 動力響應性試驗

圖10 為發動機在1 500 r／min動力響應試驗時的轉矩響應曲線，為防止轉矩過沖對發動機造成損害，轉矩達到目標值198 N·m后，臺架觸發限值停機。可以看出，e-SC的接入使瞬態響應時間縮短了1.05 s，對應58%的時間減幅，有、無e-SC時的發動機平均轉矩升高率分別為155和96 N·m·s-1·L-1。圖11為動力響應試驗時的發動機功率和e-SC功率曲線。e-SC工作時，發動機轉矩達到90%最大轉矩時刻，發動機功率較e-SC不工作時大12 kW，此時e-SC消耗約3 kW電功率，e-SC起到了發動機功率放大器的功能。而使用ISG（integrated starter generator）／BSG（belt-driven starter generator）為發動機提升相同的功率則至少需要消耗12 kW電功率。

圖10 1 500 r／min轉矩瞬態響應曲線

圖11 1 500 r／min發動機功率和e-SC功率瞬態響應曲線

轉矩瞬態響應變快的主要原因是電子增壓器的接入提高了增壓階段的平均壓力升高率。圖12為1 500 r／min瞬態響應試驗的進氣壓力曲線。可以看出，增壓階段進氣壓力升高斜率從56提升到134 kPa／s，進氣壓力升高率的提高導致發動機新鮮空氣進氣量增加，最終發動機轉矩響應更快。

圖12 1 500 r／min發動機進氣壓力瞬態響應曲線

3 結論

（1）電子增壓器的應用提高了發動機低轉速大負荷EGR引入能力，大幅降低燃油消耗率。發動機在2 000 r／min和1.4 MPa BMEP工況點時，有e-SC低壓EGR狀態，修正后的最低燃油消耗率為215.4 g／（kW·h），對應的有效熱效率達 39.5%；熱效率改善的主要原因是排氣損失、傳熱損失和未燃損失的減少。隨發動機轉速增加，渦輪增壓器增壓能力增大，e-SC對熱效率的提升作用減弱。

（2）電子增壓器顯著提升發動機低轉速增壓階段的壓力升高率，1 500 r／min時的轉矩瞬態響應時間縮短了58%；同時e-SC起到發動機功率放大器的作用，消耗3 kW的電功率使發動機功率輸出增加12 kW。