搭載米勒循環發動機的增程式電動車熱效率改善研究

楊曉力，龍兵，徐宏昌

(1.湖南敏行汽車科技有限公司，湖南 湘潭 411100；2.湖南日升工程咨詢有限公司，湖南 長沙 410000;3.上海交通大學機械與動力工程學院，上海 201100)

隨著世界汽車工業的高速發展，能源問題和環境污染問題日益凸顯，伴隨人們環保意識增強，同時降低對石化燃料的依賴性，探索適合百姓出行的綠色低碳交通方式，各國都在積極發展電動汽車產業。

純電動汽車(Electric Vehicle，EV)的電池受能量密度、耐久性、安全性等技術的限制，導致其電池容量有限、續駛里程短、成本高；混合動力汽車(Hybrid Electric Vehicle，HEV)對化石燃料的依賴并沒有改變，使用與維護成本較高。增程式電動車(Extended Range Electric Vehicle，EREV)是介于兩者之間的車輛類型。一方面可以確保續駛里程，用電能替代石油燃料，另一方面可以控制發動機運行在高效率區間發電，控制、使用與維護都能夠取得一個較好的平衡，使得其成為解決節能、環保問題最為可行的發展方案[1]。

增程式電動汽車是在純電動汽車上增加增程器，克服了充電時間和充電地點的限制，解決了純電動汽車續駛里程短的問題[2]。基于此，研究如何提高增程式電動汽車增程器的熱效率和燃油經濟性，對于今后大規模應用于市場有著顯著的工程經濟價值。

1 米勒循環發動機應用優勢

增程式電動車結構簡單，由電機直接驅動車輪，大部分行駛工況為純電驅動模式。發動機的運行工況幾乎都在最佳工作狀態，尾氣排放少、熱效率高。因此，熱效率較高的內燃機是增程式電動車的理想動力源[3]，米勒循環發動機因燃油經濟性十分出色，深受廣大汽車廠商推崇。

米勒循環的特點是發動機有效壓縮比小于膨脹比，工作原理示意見圖1。

米勒循環主要通過改變進氣門關閉時刻，從而改變發動機的實際壓縮比。米勒循環的優勢還體現在部分負荷時通過推遲進氣門關閉時刻實現負荷控制，降低了發動機的泵氣損失，實現提高幾何壓縮比以改善燃油經濟性的目的[4-7]。米勒循環發動機減小了進氣持續期，在進氣沖程后期就提早關閉了進氣門(EIVC-early intake valve close)，此時活塞下行至下止點(BDC)，再往回壓縮至剛進氣門關閉的位置，這段距離由于缸內溫度較低，可以認為是等熵過程(幾乎不耗功)。因此，米勒循環具有減少部分負荷泵氣損失、增加膨脹功、提高發動機熱效率的優勢[8]。

對于采用內燃機作為增程器的電動汽車，圖2示出增程器常見運行區間與等油耗線的關系。由圖可知，增程器主要工作范圍為1 600～4 000 r/min轉速下的中高負荷區域，對應于燃油消耗率較低的區域。本研究重點分析了提高米勒循環發動機燃油經濟性的技術手段，并結合仿真來進行整車循環工況的節油效果論證。

圖2 增程器運行區間與等油耗線關系

2 試驗系統與條件

2.1 樣機主要技術指標

原型機是一臺增壓汽油發動機，在總體構造不變的情況下，增加電控EGR閥、變排量機油泵，優化靜態壓縮比，升級凸輪型線。臺架測試系統見圖3,該米勒循環發動機的參數見表1。

圖3 油耗優化臺架測試系統示意

表1 米勒循環汽油機的主要技術指標

該樣機采用Delphi MT62s平臺的多點電控燃油噴射控制系統，搭載可變排量機油泵以及低壓冷端EGR冷卻器，采用雙VVT相位調節器和靜音滾子正時鏈條，是搭載增程式電動車較為理想的動力單元。

為了保證測試過程和數據的準確性，通過火花塞式缸壓傳感器與正時角標儀將缸內燃燒信號引入燃燒分析儀(AVL Indicom 612)，實時監測工況中的燃燒情況；發動機主控ETK電腦ECM-MT62s通過ETAS 592進行CAN通信來實現參數調整，尾氣中的氧濃度通過寬域線性氧傳感器(LSU 4.9)引入ETAS 630，最后將上述各路測試信號與主控測試平臺(Puma open)進行通信，實現自動化測試與數據采集。

同時，針對測試過程中環境因素的影響，對試驗邊界條件進行主動控制，其中測試過程中的水溫控制在85 ℃，燃油溫度控制在25 ℃，機油溫度控制在90 ℃，進氣溫度由全室空調控制在25 ℃附近。本次試驗用燃油為92號無鉛汽油，潤滑油為API/SN級0W-30全合成機油。

2.2 主要測試設備

燃油消耗量優化試驗對測試設備精度要求較高，必須保證測試設備擁有良好的穩定性、精度和重復一致性，能準確地反映各類工況的測試結果。本次試驗的主要設備見表2。

表2 臺架試驗用設備

3 各技術手段對燃油消耗率的影響

為了有效地研究不同技術手段對米勒循環發動機燃油經濟性的影響，利用EKT開發電腦并基于臺架標定數據的臺架環境設備，從調整壓縮比增加發動機有效功、使用變排量機油泵降低整機損耗功、采用低壓冷端EGR技術(CLP-EGR)抑制爆震三個方面展開試驗研究。

3.1 調整壓縮比

相比于奧托循環發動機，米勒循環通過推遲壓縮開始時刻，降低實際壓縮比，使膨脹行程大于壓縮行程，以充分利用缸內燃燒產生的有效壓力，所以提高有效壓縮比和膨脹比會提高熱效率 。但是發動機的膨脹比受幾何壓縮比限制，幾何壓縮比太高會帶來一系列問題：加劇爆震、成本上升和過長的排氣行程帶來更大的泵氣損失[9]。此外，有學者利用有限時間熱力學理論計算米勒循環，發現壓縮比超過12.5之后，輸出功率先上升，然后隨著排氣行程的增加而下降。如果壓縮比進一步提高，輸出功率將隨排氣行程的增加而下降[10-11]。因此，在合理的范圍內提高壓縮比才有實際的工程價值。

基于上述原因，分別組裝了三種不同的活塞來實現不同壓縮比，同時本研究在試驗優化的過程中采取分段提高幾何壓縮比的方式研究其對于動力性和燃油經濟性的影響，并觀察50%質量分數的燃料燃燒時所對應的曲軸轉角(θCA50)的變化，同時將最大壓縮比限制在12.5∶1，并配合VVT控制策略技術消除中低負荷下泵氣損失過大的不利影響。

由搭載增程式電動車的典型應用工況可知，發動機主要運行在1 600～4 000 r/min之間，所以重點關注該區間的燃油消耗率變化情況。圖4與圖5分別示出外特性工況下和平均有效壓力1 MPa工況下，θCA50與燃油消耗率的變化情況。

圖4 外特性工況下θCA50與燃油消耗率變化

圖5 平均有效壓力1 MPa工況下θCA50與燃油消耗率的變化

從上述測試結果可以看出，θCA50隨著幾何壓縮比的增加而減小，燃油消耗率隨幾何壓縮比的增加而下降，可見改變壓縮比的作用十分明顯。該機型在3 000 r/min左右燃油消耗率達到最低，超過該轉速后，θCA50和燃油消耗率受壓縮比的影響逐漸變大，一方面動力性能開始下降，同時壓縮比增大后對高轉速大負荷的點火提前角影響較大，容易發生爆震，由上圖可見，θCA50值在快速下降。然而1 600～2 400 r/min工況下，配合VVT的大角度掃氣作用，爆震傾向減輕，θCA50值下降不明顯，對燃油消耗率的影響較小。但在部分負荷工況下，壓縮比的增加對燃油消耗率的下降貢獻較大，因為同轉速下的部分負荷比外特性工況的爆震傾向更小。

3.2 變排量機油泵

傳統定排量機油泵以發動機熱怠速時的機油需求量為設計依據，由于機油泵供油流量隨轉速變化幾乎呈線性增加，高速時輸出油量過多，當轉速升高到一定程度時，機油泵的輸出流量會大于需求流量，需采用機油限壓閥來旁通掉多余的機油，這樣的控制沒有做到精細化控制，也就造成了能源的浪費。供油量與轉速之間的關系[12]見圖6。可變排量的機油泵構造原理見圖7。

圖6 發動機需求油量與油泵供油關系

圖7 變排量機油泵構造

從圖6可以看出，曲線(2)超出曲線(1)的部分均屬于浪費的能量，并且可以節約的能量具有相當大的潛力。變排量機油泵通過特殊滑動式擺片的結構調節機油泵排量，使得其供油量盡可能貼合發動機實際需求用油量，從而實現節油的目的。

從圖8可知，一階可變排量泵相比于定排量機油泵對燃油消耗的影響更大，在整個轉速區間燃油消耗率都有較大的下降空間，說明整機的內部損耗功變小，同樣的燃油消耗情況下飛輪端輸出扭矩變大，使得燃油經濟性得到提升。連續變排量機油泵在一階變排量泵的基礎上繼續優化實際需求油量，燃油經濟性得到進一步提升，外特性最優工況的轉速下提升約1.68%。

圖8 平均有效壓力1.2 MPa工況下機油壓力與燃油消耗率的變化

3.3 CLP-EGR技術

應用EGR技術可以顯著提高RGF(殘余廢氣)率，間接提高了進氣壓力，相當于進氣狀態時缸內與缸外的壓差下降，可以改善進氣過程的泵氣損失[13]。EGR技術一方面能夠通過降低燃燒溫度來減少NOx，另一方面也能通過泵氣損失的改善來影響燃油消耗[14]。由于降低了缸內溫度，加之本方案為從前催后端取氣，同時經過中冷器的低壓冷端EGR(CLP-EGR)技術方案，很大程度上可以抑制爆震，配合合適的壓縮比和變排量機油泵，能夠進一步降低全負荷的燃油消耗率。

此次試驗中，低轉速、低負荷工況采取偏大的EGR率，高轉速、大負荷工況采取偏小的EGR率，主要是由于低轉速、低負荷工況在較大的VVT開啟角下比較不容易發生爆震，還可以降低泵氣損失，而高轉速、大負荷情況相反，同時降低泵氣損失的作用較小。圖9示出優化后負荷特性EGR 率map，圖10示出EGR閥及EGR冷卻器。

圖9 EGR率 Map(負荷特性工況)

圖10 CLP-EGR閥及EGR冷卻器

對于米勒循環發動機而言，雖然高負荷工況下能夠降低缸內燃燒溫度，但過大的EGR率會造成發動機動力性下降。而中低負荷下因泵氣損失的存在，適當增加EGR率有助于降低其影響，尤其是中低轉速區間內。同時為了進一步說明EGR技術對燃油經濟性的影響，采用了無EGR、HEGR(EGR管道穿過缸蓋)和CEGR方案(外置EGR冷卻器)進行測試。

由圖11和圖12可知，在平均有效壓力1.2 MPa的大負荷工況下，EGR方案比無EGR情況的燃油經濟性都要好，超過2 400 r/min后，CEGR方案優于HEGR方案，低于2 400 r/min工況則相反，說明CEGR方案更適合偏高轉速的中高負荷工況，這也是增程式電動車用發動機的常用工況。在平均有效壓力0.8 MPa的中等負荷工況下，整個轉速區間內均為CEGR方案最優，與前述的EGR率偏大的設置能夠降低泵氣損失相吻合，而θCA50則呈現基本一致的變化規律，說明同一轉速下燃燒放熱的對應曲軸轉角基本相同。

圖11 平均有效壓力1.2 MPa工況下θCA50與燃油消耗率的變化

圖12 平均有效壓力0.8 MPa工況下θCA50與燃油消耗率的變化

通過不同類型的技術手段對燃油消耗率進行優化，整機最終的燃油消耗率相對于原機已經大幅度下降，獲得比較理想的結果。外特性最優工況下燃油消耗率從238.6 g/(kW·h)下降到226.5 g/(kW·h)，使得該機型的熱效率接近37.2%，燃油經濟性提升了5.07%，由此證明通過技術改造升級可以實現顯著的節油效果。具體數據見表3。

表3 各技術手段下燃油消耗率優化結果

4 仿真分析對比

為了進一步驗證米勒循環發動機搭載增程式電動車后(見圖13)的節油潛力，選取兩種常用循環工況進行仿真分析對比。利用Cruise軟件對該型號電動車進行平臺建模工作，基本參數為迎風面積1.84 m2，空氣阻力系數0.216，整備質量1 320 kg，滿載質量1 640 kg，最高車速大于100 km/h。仿真模型見圖14。

圖13 增程式電動車動力系統結構

圖14 增程式電動車Cruise仿真模型

本次仿真中設定電池初始容量(SOC)為75%，電動車控制策略為維持電量型充電方式，SOC低于60%開始充電，高于80%停止充電，當60%

4.1 NEDC工況比較

由圖15可知，NEDC工況開始后車輛的電量不斷下降，從開始的75%一直下降至60%，當SOC<60%后，發動機開始啟動，同時車輛開始處于充電模式，第4 600 s以后電量不斷增加，直到工況結束充電過程仍未結束，此時的電量為70%。同時，原型機與米勒循環發動機的燃油消耗量分別為2.05 kg和1.96 kg，后者相對于前者節油4.4%，最終燃油消耗量統計結果見圖16。

圖15 NEDC工況下的里程與電量

圖16 NEDC工況下的燃油消耗量

4.2 CLTC工況比較

引入最貼近中國道路實際駕駛的循環工況CLTC (China Light-duty vehicle Test Cycle) 工況，省去其中怠速停車部分并疊加5個循環進行測試。由圖17可知，CLTC工況開始后車輛的電量不斷消耗，第4 200 s以后進入充電模式，6 700 s左右充電結束，然后繼續使用純電模式驅動車輛。圖18示出原型機與米勒循環發動機的最終燃油消耗量分別為3.60 kg和3.45 kg，后者相對于前者節油4.2%，說明米勒循環發動機應用于整車工況有較好的節油效果。

圖17 CLTC工況下的里程與電量

圖18 CLTC工況下的燃油消耗量

5 結論

a) 調整壓縮比、使用變排量機油泵和采用CLP-EGR技術都能夠有效地提高燃油經濟性；

b) 相比于原型機，米勒循環發動機外特性最優工況下燃油消耗率從238.6 g/(kW·h)下降到226.5 g/(kW·h)，使得該機型的熱效率接近37.2%，燃油經濟性提升了5.07%；

c) 利用Cruise軟件建模并設置合適的整車性能參數，獲得了兩種典型循環工況下的仿真燃油消耗量結果；米勒循環發動機在NEDC工況及CLTC工況中較之原型機分別節油4.4%和4.2%；

d) 通過合理的技術路線調整對現有機型進行升級，以較低成本的方式獲得了可觀的燃油經濟性提升，具有較好的工程應用價值。