米勒循環對增壓直噴汽油機燃燒性能影響的模擬研究

張國剛，王斌

(1.天津中德應用技術大學基礎實驗實訓中心，天津 300350； 2.天津大學機械工程學院，天津 300072)

改善汽油機的燃油經濟性是降低車輛CO2排放，滿足油耗法規的關鍵手段[1]。在城市工況條件下運行時(2 000～3 000 r/min，中低負荷)，傳統的奧托循環汽油機具有較大的泵氣損失而造成較高的燃油消耗。近年來降低汽油機油耗的方案主要可分為兩類：一是自然吸氣發動機利用高壓縮比在額定功率下實現低油耗，二是高增壓、小型化發動機在部分負荷下實現低油耗[2]。因此，如果將高壓縮比與小型化增壓相結合，就能夠在不損害滿負載性能的情況下獲得兩種方案的效率優勢。

然而，這種方法會增加發動機的爆震趨勢。要解決這個問題，常見的方法是推遲點火提前角，另一種簡單的方法是直接降低發動機的幾何壓縮比。但是這些策略或結構的改變會使得發動機難以達到最佳的熱效率，這反過來又犧牲了發動機的燃油經濟性[3]。

米勒循環廣泛應用在混合動力汽車中，用于提高汽油發動機的熱效率。在米勒循環中，進氣門提前或者延遲關閉，這會使膨脹比大于實際壓縮比，從而減少壓縮功，提高熱效率，降低燃油消耗率。李鐵等[4]比較了進氣門早關的米勒循環策略(EIVC)和進氣門晚關的米勒循環策略(LIVC)對不同負荷下增壓直噴汽油機燃油經濟性的影響。結果表明，在高負荷工況下，采用LIVC策略結合12的壓縮比可將原機(壓縮比為9.3)的燃油消耗率降低4.7%。這主要是由于LIVC策略擁有優良的燃燒相位和較低的泵氣損失壓力。然而，在低負荷條件下，情況則相反。在低負荷下，LIVC策略和EIVC策略相比原機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策略并去掉節氣門裝置的單缸發動機在部分負荷工況下的油耗情況，結果表明：在保持排氣門升程和持續時間不變的前提下，通過優化進氣門升程和持續時間可以降低7%的油耗。

可以看出，米勒循環通過降低泵氣損失能夠顯著改善燃油經濟性。此外，當進氣門提前關閉時，氣缸內的氣體隨著活塞的下降而膨脹，因此缸內溫度降低。而當進氣門延遲關閉時，氣體倒流也能夠在一定程度上帶走氣缸內的高溫氣體，從而降低缸內溫度。在Doaund等[6]提出的爆震模型中，溫度在汽油機發生爆震時起著重要作用。因此，米勒循環比奧托循環具有更好的抗爆震能力。此外，Wan等[7]的研究發現，將高幾何壓縮比和米勒循環策略相結合，汽油機能夠實現良好燃燒相位和低爆震傾向的平衡。

綜上所述，米勒循環策略能夠改善燃油經濟性，同時具有降低發動機爆震趨勢的潛力。然而，缸內溫度、壓力以及湍動能都隨著空間和時間發生急劇的變化，傳統的發動機臺架測試手段只能提供有限的信息，而數值模擬方法可以再現缸內的流動及燃燒過程，已成為發動機缸內燃燒過程研究必不可少的手段。因此，本研究基于一臺三缸GDI汽油機，建立了一維和三維模型，研究了不同米勒循環策略對GDI汽油機的缸內氣流以及燃燒過程的影響。

本研究從宏觀層面到微觀層面，詳細分析了米勒循環對GDI發動機燃燒過程的影響。對于深入認識米勒循環影響機制，評價米勒循環在商用汽油機的應用潛力以及指導缸內燃燒技術的優化具有理論意義和實際工程價值。

1 發動機仿真模型的建立

1.1 試驗樣機

研究用發動機為3缸GDI汽油機，樣機的參數見表1。

表1 汽油機的基本參數

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動機一維仿真模型。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的噴嘴環開度會根據發動機轉速自動調節，具有改善渦輪低速遲滯和抑制高速增壓過高的優點。壓氣機采用“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來輸入可變渦輪的Map圖。對于米勒循環的仿真研究，進氣門延遲關閉是通過延長原機進氣凸輪型線最大升程持續的曲軸轉角來實現的，進氣門提前關閉則是通過減小進氣門升程來實現的。搭建的仿真模型氣缸及進排氣部分如圖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搭建了缸內直噴汽油機原型機的三維仿真全模型(見圖2)。表2示出仿真過程中具體的計算模型設置。仿真模擬的計算時間為進氣門開啟時刻到排氣門開啟時刻。

圖2 三維仿真模型

表2 仿真模型選擇

1.4 仿真模型驗證

建立好汽油機仿真模型后，為了保證一定的計算精度，在節氣門全開的條件下，對不同發動機轉速下，米勒度為0時的一維仿真的原機模型進行驗證。該驗證工作是基于增壓直噴發動機性能試驗平臺開展的。該平臺具備測功機、發動機、冷卻裝置以及溫度、壓力傳感器、燃燒分析儀等主要試驗設備。試驗過程中，用Kistler 6061BU缸內壓力傳感器測量各缸的燃燒爆發壓力，用AVL 662燃燒分析儀記錄缸內瞬態壓力并實時計算燃燒相位。采用Inca標定軟件、PUMA臺架控制系統實時監測發動機的轉速、功率、扭矩等。驗證結果見圖3和圖4。

圖3 一維仿真結果與試驗對比

圖4 三維仿真結果與試驗對比

圖4示出發動機全負荷，2 000 r/min，米勒度為0工況下的三維仿真缸壓值與試驗缸壓值的對比。可以看到，CONVERGE仿真結果與試驗結果擬合得較好。

圖3示出一維仿真結果與試驗結果對比。可以看出，仿真與試驗的誤差較小，仿真模型的計算精度符合要求。誤差的主要來源是仿真模型的傳熱損失、漏氣損失、機械損失等與試驗機不同。

2 一維結果與討論

2.1 幾何壓縮比的確定

提高汽油機的幾何壓縮比(εc)能夠有效提高其熱效率，但過高的壓縮比會造成汽油機發生爆震。因此，本研究首先在原氣門升程曲線下，基于一維仿真模型，研究了全負荷工況下不同幾何壓縮比對發動機動力性及經濟性的影響，并通過對燃燒結果的分析，選擇汽油機性能較佳的幾何壓縮比。

圖5示出了在全負荷工況，不同幾何壓縮比下扭矩、燃油消耗率和充氣效率的變化。可以看出，當幾何壓縮比從9增大到12時，發動機的扭矩和功率提升，燃油消耗率降低。此外，當發動機轉速在1 000～3 800 r/min時，充氣效率由于渦輪增壓器效率基本相同而變化不大。然而，當發動機轉速為4 000～6 000 r/min時，由于壓縮比增大后缸內壓力升高，產生的排氣背壓過大導致壓氣機出現氣堵，使充氣效率降低(見圖6)。

圖5 不同幾何壓縮比下的仿真結果

圖6 不同幾何壓縮比下壓氣機與汽油機聯合運行曲線

增壓GDI汽油機容易出現爆震現象，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，該模型通過計算爆震指數(KI)表征發動機發生爆震的可能性。KI的計算公式如下：

式中：M為爆震指數系數(用戶定義)；W為未燃氣體質量分數；VTDC為上止點時氣缸容積；V為氣缸總容積；T為未燃氣體總溫度；Ф為未燃氣體當量比；Iave為誘導時間積分(所有末端氣體平均值)；IK-ref為誘導時間積分的參考值；IK-corr為誘導時間積分修正系數。

圖7示出了全負荷工況時，不同幾何壓縮比下爆震指數的變化。可以看出，隨著幾何壓縮比的增大，爆震指數明顯升高，即發動機發生爆震的概率增大。這是由于隨著壓縮比的增大，氣缸內的燃燒壓力升高，導致爆震趨勢明顯增大。

圖7 不同幾何壓縮比下爆震指數的變化

綜合考慮發動機的動力性、經濟性、爆震趨勢以及壓氣機高速堵塞情況，當幾何壓縮比為10∶1時，發動機能夠獲得良好的綜合性能，因此選擇發動機模型的幾何壓縮比為10∶1。

2.2 米勒循環的影響

在研究米勒循環的影響時，將進氣門提前關閉(EIVC)的米勒度定義為負數，即早米勒。將進氣門延遲關閉(LIVC)的米勒度定義為正數，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

本研究分析了發動機在中高轉速(2 000 r/min和4 000 r/min)，不同負荷下，不同米勒度對發動機充氣效率、動力性以及經濟性的影響。

圖9示出了不同米勒度對發動機充氣效率的影響。在進氣門延遲關閉的條件下，充氣效率隨著晚米勒度的增加持續下降，且在低負荷工況時，下降幅度最為明顯。這是由于進氣門延遲關閉時，氣流倒流，使得缸內進氣量降低。當進氣門提前關閉時，充氣效率隨著早米勒度的增大呈現先增大后減小的趨勢。在2 000 r/min時，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。因此，在發動機中低轉速時，進氣門提前關閉有利于減少節流損失，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發動機扭矩的影響。可以看出，隨著晚米勒度的增加，扭矩持續降低。這主要是由于充氣效率降低導致的。而隨著早米勒度的增加，扭矩呈現先增加后降低的趨勢，且降低幅值并不明顯，這同充氣效率的變化趨勢一致。另外，當晚米勒度過大時，扭矩下降幅度增大。這是因為隨著進氣門過于延遲關閉，氣缸內進氣出現回流，缸內殘余廢氣增加，這會造成燃燒速率變慢，燃燒持續期延長，燃燒相位推遲，最終導致做功能力下降。

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。可以看到，在轉速4 000 r/min，中低負荷時，米勒循環策略能夠顯著改善油耗。這是因為在中低負荷，影響油耗的主要因素為泵氣損失。采用米勒循環策略會使進氣量減少，為了維持相同的負荷，增壓壓力提高，泵氣損失降低。此外，米勒循環的膨脹行程更長，可以充分利用燃油的能量，提升經濟性。然而，在80%負荷下，當早米勒度過大時，出現了燃油消耗率升高的情況。這主要是由于在80%負荷下，缸內噴入的燃油量增加，但過早的關閉進氣門，會造成缸內進氣量不足以使燃油充分燃燒，造成燃燒惡化，從而使得燃油經濟性下降。尤其是在高轉速下，燃燒速度較快，使得該現象進一步惡化。此外，在80%負荷下，當晚米勒度較小時，油耗也有升高的現象。這是由于在高負荷下，較小晚米勒策略下的米勒效應不顯著而導致的。

圖11 不同米勒度下的燃油消耗率變化

對于2 000 r/min轉速，只有在部分早米勒工況下，油耗才有所改善。這是因為在低發動機轉速下，火焰傳播速率較慢，燃燒持續期增加，燃燒相位推遲。因此，燃燒效率較低，米勒循環策略的作用并不明顯。綜上分析可以看出，在發動機低中負荷，早米勒工況在改善油耗方面的能力都要強于晚米勒策略。

圖12示出了不同米勒度下的爆震指數變化情況。可以看出，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，即采用米勒循環能夠降低發動機發生爆震的概率。這主要是由于采用米勒循環能夠降低有效壓縮比，從而使得壓縮終點的溫度和壓力降低，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，晚米勒的爆震指數降低更為明顯，這可能與晚米勒工況下的缸內燃燒情況有關。因此，開展不同米勒度下的三維模擬研究對于進一步了解不同米勒循環策略對發動機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變化

3 三維結果討論

2 000 r/min為發動機的常用城市典型工況，因此對發動機轉速在2 000 r/min時，氣門升程分別為原機、EIVC20和LIVC20的燃燒情況進行了三維模擬研究。

圖13a示出缸內進氣量的變化。可以看出，LIVC策略的最終進氣量小于EIVC策略。這是由于進氣門延遲關閉時，發動機在壓縮行程時缸內真空度過低，氣體回流入進氣歧管。因此，缸內氣體質量比EIVC策略的要小。圖13b示出缸內湍動能的變化情況。由圖可知，EIVC和LIVC策略都能大幅度地提高缸內湍動能。此外，在進氣過程及壓縮過程前期，EIVC策略的湍動能強度要大于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策略的氣門開啟角度較前，與排氣門開啟的重疊角較大，氣缸內的排氣慣性使得氣缸內真空度較大，在進氣過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，缸內湍動能明顯增強。其二，在壓縮行程后期，由于進氣門提前關閉，缸內的滾流比降低，從而使得大渦氣流破碎產生的能量較低，使得湍動能小于LIVC策略。

圖13 缸內進氣量以及湍動能變化

圖14示出壓縮上止點(TDC)和上止點后20°曲軸轉角時缸內湍動能情況。可以看出，在上止點時刻，與LIVC策略相比，EIVC策略的燃燒室中心區域湍動能強度很弱，不利于著火后火焰的快速傳播。在上止點后20°曲軸轉角時，LIVC策略下缸內的高強度湍動能區域更廣，且分布合理。湍動能的提高能夠增強油氣混合，改善燃燒過程。同時，著火燃燒前，燃燒室中心區域的湍動能越強，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展速度較佳，能夠減弱末端混合氣自燃，降低爆震趨勢[8]。

圖14 缸內湍動能分布

圖15示出了上止點以及上止點后20 °曲軸轉角時的缸內溫度場。可以看出，LIVC策略的缸內溫度在相同曲軸轉角時刻下較EIVC策略的低。同時，在上止點后20°曲軸轉角時，LIVC策略的著火區域小于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的熱量，因此缸內溫度場較低，可以有效地抑制汽油機發生爆震。

圖15 缸內溫度場變化

結合一維和三維分析可以看出，EIVC策略在降低泵氣損失，改善燃油經濟性方面比LIVC策略更有效。而LIVC策略能夠提高缸內湍動能，改善油氣混合，并降低缸內整體溫度，因此在抑制爆震方面更有效。

4 結論

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

b) 發動機轉速在4 000 r/min以及2 000 r/min時，進氣門提前關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策略都能提高缸內的湍動能，但在著火過程中，LIVC策略的湍動能明顯比EIVC策略的大，因此能夠改善油氣混合過程;

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