高效混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)研究

滿(mǎn)興家,梁源飛,葉年業(yè),李露露,肖茹潔

(上汽通用五菱汽車(chē)股份有限公司,廣西 柳州 545007)

2022年,新能源汽車(chē)銷(xiāo)售實(shí)現(xiàn)了爆發(fā)式增長(zhǎng),其中一季度新能源乘用車(chē)同比增長(zhǎng)114%,純電動(dòng)汽車(chē)和插電混合動(dòng)力汽車(chē)銷(xiāo)量分別占79%和21%,但插電混合動(dòng)力汽車(chē)銷(xiāo)量同比增長(zhǎng)1.7倍,顯著快于純電動(dòng)汽車(chē)的增長(zhǎng)速度[1]。按照國(guó)家的《節(jié)能與新能源汽車(chē)技術(shù)路線(xiàn)圖2.0》規(guī)劃[2],到2035年傳統(tǒng)能源乘用車(chē)新車(chē)(不含新能源汽車(chē))平均燃油消耗量達(dá)到4.0 L/100 km(WLTC,全球輕型車(chē)測(cè)試循環(huán)),并且全部為混合動(dòng)力汽車(chē),屆時(shí)新能源汽車(chē)和節(jié)能汽車(chē)依然各占一半?；旌蟿?dòng)力已成為汽車(chē)行業(yè)實(shí)現(xiàn)節(jié)能減排的主要技術(shù)之一[3]。

國(guó)內(nèi)混合動(dòng)力系統(tǒng)技術(shù)已取得了突破性進(jìn)展,如比亞迪的DM-i系統(tǒng)、長(zhǎng)城檸檬混動(dòng)系統(tǒng)、吉利雷神混動(dòng)系統(tǒng)等都在動(dòng)力性和燃油效率上取得了顯著的提升,為混合動(dòng)力汽車(chē)銷(xiāo)量打開(kāi)了上升的空間?；旌蟿?dòng)力系統(tǒng)關(guān)鍵部件之一是高熱效率的混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī),當(dāng)前高效混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)通常采用的技術(shù)路線(xiàn)是米勒循環(huán)(或阿特金森循環(huán))+冷卻EGR(廢氣再循環(huán))技術(shù),該技術(shù)組合能夠使發(fā)動(dòng)機(jī)的最大熱效率達(dá)到43%左右,更高熱效率的發(fā)動(dòng)機(jī)則需要采用稀燃技術(shù),稀燃技術(shù)尚未實(shí)現(xiàn)產(chǎn)業(yè)化[4-5]。

本研究針對(duì)高效混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)研發(fā)過(guò)程中遇到的問(wèn)題進(jìn)行分析。研究對(duì)象為一款增壓發(fā)動(dòng)機(jī),其采用米勒循環(huán)和冷卻EGR技術(shù),但熱效率未到達(dá)設(shè)定的目標(biāo)。本研究通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析,并結(jié)合熱力學(xué)仿真模型進(jìn)行研究,提出了提高熱效率的改進(jìn)措施。該分析方法也適用于更高熱效率發(fā)動(dòng)機(jī)的研發(fā)。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

本研究基于一款渦輪增壓進(jìn)氣道噴油奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行升級(jí)改造,改造為高效混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)。該發(fā)動(dòng)機(jī)采用米勒循環(huán)技術(shù)和冷卻EGR技術(shù),由于是基于已有平臺(tái),且該發(fā)動(dòng)機(jī)為氣道噴射增壓發(fā)動(dòng)機(jī),因此最大熱效率目標(biāo)設(shè)定為40%,其中不使用EGR時(shí)熱效率目標(biāo)設(shè)定為38%,最大扭矩目標(biāo)為220 N·m,標(biāo)定功率目標(biāo)為95 kW。發(fā)動(dòng)機(jī)的基本參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

該發(fā)動(dòng)機(jī)采用了米勒循環(huán)技術(shù),進(jìn)氣型線(xiàn)跨度150°(1 mm升程),最大升程5.5 mm,排氣型線(xiàn)跨度180°(1 mm升程),最大升程6.9 mm,進(jìn)氣型線(xiàn)和排氣型線(xiàn)見(jiàn)圖1。該發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒系統(tǒng)采用高滾流切向進(jìn)氣道,采用Masking技術(shù)提高低進(jìn)氣升程的滾流強(qiáng)度[6],燃燒系統(tǒng)見(jiàn)圖2。進(jìn)氣道的流量系數(shù)和滾流比見(jiàn)圖3,由圖可見(jiàn),進(jìn)氣門(mén)最大升程時(shí)的流量系數(shù)為0.63,滾流比為2.2,而優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)流量系數(shù)為0.40～0.65,滾流比為2～3,進(jìn)氣道滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。

圖1 進(jìn)氣型線(xiàn)和排氣型線(xiàn)

圖2 燃燒系統(tǒng)

圖3 進(jìn)氣道流量系數(shù)和滾流比

2 米勒循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果分析及模型標(biāo)定

建造了該發(fā)動(dòng)機(jī)的樣機(jī)(見(jiàn)圖4)并進(jìn)行了性能開(kāi)發(fā)試驗(yàn),主要試驗(yàn)設(shè)備包括AVL indicom2015燃燒分析儀、DynoSpirit電力測(cè)功機(jī)、AVL7351 CST燃油消耗儀、Horiba mexa-one-D1-EGR排放分析儀。詳細(xì)的臺(tái)架試驗(yàn)設(shè)備和試驗(yàn)方法參見(jiàn)文獻(xiàn)[7]。

圖4 試驗(yàn)樣機(jī)

按照樣機(jī)參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果建立熱力學(xué)模型(見(jiàn)圖5)。由于熱力學(xué)模型不受試驗(yàn)資源和樣件制造的限制,并且能夠提供較全面的結(jié)果,因此采用熱力學(xué)模型能夠更加自由地進(jìn)行各種假設(shè)及方案探索,對(duì)于問(wèn)題分析及方案的評(píng)估具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)。

圖5 熱力學(xué)模型示意

為了更加清楚地了解米勒循環(huán)和冷卻EGR的效果,首先進(jìn)行了冷卻EGR率為0情況下的測(cè)試,在獲得了米勒循環(huán)的萬(wàn)有特性后,再將EGR率調(diào)整到最優(yōu)值,評(píng)估EGR的效果,EGR的試驗(yàn)結(jié)果將在后文闡述。

2.1 最低燃油消耗率工況

試驗(yàn)結(jié)果顯示,最低燃油消耗率工況為3 200 r/min,1 MPa,最低燃油消耗率為230 g/(kW·h);汽油低熱值為42.5 kJ/kg,因此最大有效熱效率為36.8%,未達(dá)到米勒循環(huán)設(shè)定的熱效率目標(biāo)38%。

按試驗(yàn)數(shù)據(jù)標(biāo)定3 200 r/min不同負(fù)荷下的熱力學(xué)模型,模型中的參數(shù),比如進(jìn)氣門(mén)相位、CA50(50%放熱量對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)、CA10-90(10%～90%放熱量經(jīng)過(guò)的曲軸轉(zhuǎn)角)等,按試驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)置,因此,本研究中的進(jìn)氣門(mén)相位、CA50等既是試驗(yàn)值也是模型設(shè)定值。

圖6示出3 200 r/min,不同負(fù)荷下的燃油消耗率試驗(yàn)值和模擬值以及進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻IVC(1 mm)。由圖可見(jiàn):熱力學(xué)模擬的燃油消耗率與試驗(yàn)結(jié)果一致(兩條曲線(xiàn)重合),隨著制動(dòng)平均有效壓力(pME)的增加,燃油消耗率先下降,在pME為1 MPa時(shí),燃油消耗率最低,pME繼續(xù)增加,燃油消耗率隨pME增加而增加。奧托循環(huán)的進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻(IVC)通常在下止點(diǎn)(540°)后,而采用米勒循環(huán)技術(shù)后,IVC出現(xiàn)在下止點(diǎn)前,最低燃油消耗率工況IVC為482°,即下止點(diǎn)前58°關(guān)閉進(jìn)氣門(mén),對(duì)應(yīng)的有效壓縮比為9.2。

圖6 米勒循環(huán)最低燃油消耗率及進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻

圖7示出3 200 r/min,不同負(fù)荷下的CA50和CA10-90。由圖可見(jiàn):最低燃油消耗率工況的CA50為9.3°,燃燒相位處于最優(yōu)水平(6°～10°);當(dāng)pME大于1 MPa時(shí),CA50快速增大,對(duì)應(yīng)的燃油消耗率顯著上升。從CA50的變化趨勢(shì)看,壓縮比為11是與當(dāng)前燃燒系統(tǒng)匹配的,壓縮比小于11不利于達(dá)到最大熱效率目標(biāo),而壓縮比大于11時(shí),最低燃油消耗率工況的CA50將脫離最優(yōu)燃燒相位區(qū)間,壓縮比對(duì)最大熱效率的提升作用不能充分發(fā)揮出來(lái),且壓縮比對(duì)外特性爆震的影響會(huì)限制發(fā)動(dòng)機(jī)的最大扭矩。3 200 r/min不同負(fù)荷下的CA10-90平均值為30.2°,優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)的CA10-90應(yīng)處于18°～22°,可見(jiàn)該樣機(jī)的燃燒持續(xù)期明顯偏長(zhǎng),燃燒偏慢,需要進(jìn)一步提高燃燒速率。

圖7 3 200 r/min轉(zhuǎn)速下的 CA50和CA10-90

2.2 外特性工況

圖8示出外特性扭矩和燃油消耗率。由圖8可見(jiàn),試驗(yàn)的扭矩和燃油消耗率值與熱力學(xué)模型模擬值吻合較好,扭矩的最大誤差為1%,燃油消耗率最大誤差為1.8%,均小于3%的要求,因此認(rèn)為熱力學(xué)模型能夠用于下一步的研究。試驗(yàn)結(jié)果表明,該樣機(jī)的最大扭矩為225 N·m,標(biāo)定功率為98 kW,可見(jiàn)外特性性能稍微超過(guò)了目標(biāo)值。

圖8 外特性扭矩和燃油消耗率

圖9示出外特性工況的CA50和CA10-90。由圖9可見(jiàn):CA50最大值為37.5°,比較滯后,考慮到效率和燃燒穩(wěn)定性,CA50最大值應(yīng)控制在32°以?xún)?nèi);3 000 r/min以下轉(zhuǎn)速的CA50平均值為33.7°,顯著滯后,優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)CA50應(yīng)控制在25°以?xún)?nèi);3 000 r/min以上轉(zhuǎn)速的CA50平均值為23.7°,顯著滯后,優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)CA50應(yīng)控制在15°以?xún)?nèi);由于爆震的影響,該樣機(jī)外特性工況的CA50值顯著偏離優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)水平,整體比優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)滯后8.7°。外特性工況的CA10-90平均值為21.5°,處于合理范圍。

圖9 外特性工況的CA50和CA10-90

圖10示出外特性工況的摩擦損失平均有效壓力(pFME)和泵氣損失平均有效壓力(pPME)。pFME=pI-pME,其中pI為指示平均有效壓力,是通過(guò)燃燒分析儀測(cè)量缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)并對(duì)缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)積分得到,pME是使用電力測(cè)功機(jī)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩后換算得到。該樣機(jī)的pFME在5 800 r/min時(shí)為0.117 MPa,測(cè)量值稍微偏小,通常為0.12～0.14 MPa之間,原因可能是使用了火花塞集成式缸內(nèi)壓力傳感器測(cè)量缸內(nèi)壓力,導(dǎo)致pI不夠準(zhǔn)確。pPME在2 000 r/min附近是做正功的,這是由于增壓壓力的作用;5 800 r/min時(shí)pPME為0.2 MPa,優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)的pFME在0.15～0.17 MPa之間。

圖10 外特性工況的pFME和pPME

綜合上述分析可知:1)該樣機(jī)熱效率未達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo);2)該樣機(jī)部分負(fù)荷燃燒持續(xù)期顯著偏大,比優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)大10°;3)該樣機(jī)外特性工況的CA50顯著滯后,比優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)滯后8.7°;4)該樣機(jī)泵氣損失pPME偏大約0.04 MPa。由此可見(jiàn),該樣機(jī)的燃燒速率較慢,抗爆震性能差,必須顯著提高燃燒性能,縮短燃燒持續(xù)期,提高抗爆震水平,才能達(dá)到發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)目標(biāo)。下文將闡述基于上述分析和標(biāo)定好的熱力學(xué)模型,以及基于一些假設(shè),對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)存在的問(wèn)題進(jìn)行研究,預(yù)測(cè)可得的收益。

3 米勒循環(huán)模型的應(yīng)用研究

3.1 等容度-燃燒相位優(yōu)化

應(yīng)用米勒循環(huán)部分負(fù)荷熱力學(xué)模型,將CA10-90減小10°, CA10-90平均值由30.2°變?yōu)?0.2°,達(dá)到優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)的水平,熱力學(xué)模型其他設(shè)置保持不變,計(jì)算燃燒持續(xù)期對(duì)燃油消耗率的影響(見(jiàn)圖11)。由圖11可見(jiàn),最低燃油消耗率由原來(lái)的230 g/(kW·h)降低到227.5 g/(kW·h),降低了2.5 g/(kW·h),對(duì)應(yīng)的熱效率為37.2%。部分負(fù)荷工況燃油消耗率平均降低2.6 g/(kW·h)。

圖11 CA10-90調(diào)整前后負(fù)荷特性燃油消耗率結(jié)果對(duì)比

應(yīng)用米勒循環(huán)外特性熱力學(xué)模型,將CA50提前8.7°,CA50平均值由29°變?yōu)?0.3°,達(dá)到優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)水平,熱力學(xué)模型其他設(shè)置保持不變,計(jì)算燃燒相位對(duì)性能的影響。由于燃燒相位提前,渦輪前溫度降低,渦輪前溫度限值依然為930 ℃,所以混合氣濃度可以變稀,燃油消耗率將進(jìn)一步降低(見(jiàn)圖12)。將CA50提前8.7°,外特性平均燃油消耗率由297.5 g/(kW·h)降低到272.4 g/(kW·h),降低了25.2 g/(kW·h)。進(jìn)一步調(diào)整AFR(空燃比)使混合氣變稀后,平均燃油消耗率降低到253.3 g/(kW·h),降低了19.1 g/(kW·h)。因此,若能夠?qū)⑼馓匦訡A50提前8.7°,外特性平均燃油消耗率將下降44.2 g/(kW·h),降幅為14.9%。

圖12 CA50調(diào)整前后外特性燃油消耗率對(duì)比

3.2 泵氣損失-進(jìn)氣歧管壓力優(yōu)化

應(yīng)用米勒循環(huán)外特性熱力學(xué)模型,在上述CA50和空燃比調(diào)整基礎(chǔ)上,進(jìn)一步將進(jìn)氣型線(xiàn)升程由5.5 mm提高到7.8 mm,進(jìn)氣型線(xiàn)跨度保持不變,排氣升程型線(xiàn)由6.9 mm提高到9.2 mm,排氣型線(xiàn)跨度保持不變。泵氣損失模擬結(jié)果見(jiàn)圖13。泵氣損失偏大的主要原因如下:一方面是氣體利用率低,產(chǎn)生同樣的功率需要更多的混合氣,導(dǎo)致更大的泵氣損失;另一方面是進(jìn)/排氣型線(xiàn)升程低導(dǎo)致較大的節(jié)流損失。提高進(jìn)排氣升程能夠有效提高缸內(nèi)氣流強(qiáng)度,進(jìn)而提高燃燒速率[8],這也是采用型線(xiàn)調(diào)整措施的原因。

圖13 型線(xiàn)調(diào)整前后泵氣損失對(duì)比

圖14示出外特性工況進(jìn)氣歧管壓力對(duì)比。由圖14可見(jiàn):提前CA50后,做功能力增強(qiáng),需要的進(jìn)氣量減小,進(jìn)氣歧管的壓力顯著降低;調(diào)整進(jìn)/排氣型線(xiàn)升程后,在中高轉(zhuǎn)速工況,進(jìn)氣歧管壓力進(jìn)一步降低,但降幅較小。

圖14 型線(xiàn)調(diào)整前后進(jìn)氣歧管壓力對(duì)比

3.3 壓縮比-最大熱效率提升

應(yīng)用部分負(fù)荷熱力學(xué)模型,在燃燒持續(xù)期減小10°的基礎(chǔ)上,按0.5步長(zhǎng)逐步提高壓縮比,并假設(shè)在最低燃油消耗率工況(3 200 r/min,1 MPa),燃燒相位CA50依然為9.3°,模擬的不同壓縮比下的燃油消耗率見(jiàn)表2。在不使用冷卻EGR時(shí),目標(biāo)熱效率要達(dá)到38%,需要使用12.5以上的壓縮比。

表2 不同壓縮比下的最低燃油消耗率及熱效率

4 冷卻EGR試驗(yàn)結(jié)果及模型研究

冷卻EGR取氣位置為三元催化器和GPF后,廢氣經(jīng)過(guò)EGR冷卻器后,引入增壓器入口前,并使用了EGR混合閥來(lái)提高EGR率,EGR率定義如下:

4.1 冷卻EGR試驗(yàn)結(jié)果

增加冷卻EGR后,萬(wàn)有特性的最低燃油消耗率工況由上述的3 200 r/min,1 MPa變?yōu)? 400 r/min,1.1 MPa,最低燃油消耗率為219 g/(kW·h),對(duì)應(yīng)熱效率為38.7%。轉(zhuǎn)速2 400 r/min,不同負(fù)荷下的燃油消耗率及EGR率見(jiàn)圖15。由圖15可見(jiàn),隨著負(fù)荷增加,最佳EGR率增加,最大外部EGR率為20%,模擬燃油消耗率和試驗(yàn)燃油消耗率一致(曲線(xiàn)重合)。

圖15 部分負(fù)荷燃油消耗率及EGR率

圖16 示出2 400 r/min,不同負(fù)荷下的CA50和CA10-90。由此可見(jiàn),增加EGR后,最低燃油消耗率工況點(diǎn)CA50為8.4°,位于最優(yōu)燃燒相位區(qū)間,CA10-90為32°,顯著超過(guò)了18°～22°的區(qū)間。由此可知,使用冷卻EGR會(huì)增加燃燒持續(xù)期,較長(zhǎng)的燃燒持續(xù)期不僅降低了燃燒定容度,還限制了EGR率的提高,不能充分發(fā)揮EGR的降燃油消耗率效果,因此,冷卻EGR需要與快速燃燒技術(shù)匹配使用。

圖16 部分負(fù)荷工況CA50和CA10-90

4.2 冷卻EGR模型研究

應(yīng)用冷卻EGR部分負(fù)荷熱力學(xué)模型,將CA10-90減小為原來(lái)的60%,CA10-90平均值將由35.3°變?yōu)?1.2°,達(dá)到優(yōu)秀發(fā)動(dòng)機(jī)的水平,熱力學(xué)模型其他設(shè)置保持不變,計(jì)算燃燒持續(xù)期對(duì)燃油消耗率的影響,結(jié)果見(jiàn)表3。燃燒持續(xù)期縮短為原來(lái)的60%,最低燃油消耗率由219 g/(kW·h)降低到215.5 g/(kW·h)。假設(shè)在最低燃油消耗率工況采用12的壓縮比時(shí),CA10-90和CA50均處于最優(yōu)發(fā)動(dòng)機(jī)水平,將壓縮比改為12,最低燃油消耗率進(jìn)一步降低到211.9 g/(kW·h)。假設(shè)燃燒系統(tǒng)改善后EGR容忍率提高,因此將最大EGR率提高到25%,此時(shí)最低燃油消耗率為210.4 g/(kW·h)。

表3 使用冷卻EGR的最低燃油消耗率及熱效率

5 優(yōu)化方案仿真結(jié)果

由于發(fā)動(dòng)機(jī)采用了米勒循環(huán)和冷卻EGR技術(shù),而且米勒循環(huán)型線(xiàn)升程較低,導(dǎo)致燃燒速率較慢,燃燒持續(xù)期較長(zhǎng),抗爆震性能差,需要匹配更高滾流和湍流的進(jìn)氣系統(tǒng)來(lái)克服米勒循環(huán)和冷卻EGR技術(shù)帶來(lái)的燃燒速率降低的不利影響[9]。通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析和熱力學(xué)模型仿真分析,確定的優(yōu)化方案如下:

1) 快速的燃燒系統(tǒng)(保證最低燃油消耗率工況的燃燒相位CA50位于8°～10°,燃燒持續(xù)期CA10-90處于18°～22°)。

2) 壓縮比由11提高到12。

3) 進(jìn)氣型線(xiàn)升程由5.5 mm提高到7.8 mm,進(jìn)氣型線(xiàn)跨度保持不變,排氣型線(xiàn)升程由6.9 mm提高到9.2 mm,排氣型線(xiàn)跨度保持不變。

5.1 部分負(fù)荷燃油消耗率

圖17 示出上述優(yōu)化方案與樣機(jī)的燃油消耗率結(jié)果對(duì)比。由圖17可見(jiàn),優(yōu)化方案的燃油消耗率比樣機(jī)整體降低了,2 400 r/min不同負(fù)荷平均燃油消耗率由248.1 g/(kW·h)降低到237.2 g/(kW·h),平均降幅為4.4%;優(yōu)化方案的最低燃油消耗率為209 g/(kW·h),對(duì)應(yīng)熱效率為40.5%,超過(guò)了設(shè)計(jì)目標(biāo)。

圖17 優(yōu)化方案與樣機(jī)的燃油消耗率對(duì)比

5.2 外特性

考慮到優(yōu)化方案提高了壓縮比,外特性的爆震會(huì)是一個(gè)挑戰(zhàn),需要推遲點(diǎn)火來(lái)克服,否則需要降低外特性性能來(lái)應(yīng)對(duì)爆震,因此快速的燃燒系統(tǒng)是外特性是否能夠達(dá)到目標(biāo)的關(guān)鍵。由于爆震比較復(fù)雜,僅通過(guò)熱力學(xué)模型中的Kinetics-Fit爆震模型[10]對(duì)爆震進(jìn)行簡(jiǎn)單的研究,在保證外特性目標(biāo)達(dá)成的基礎(chǔ)上,對(duì)比了優(yōu)化方案和樣機(jī)的爆震指數(shù)(見(jiàn)圖18)。由圖18可見(jiàn): 1 200 r/min外特性扭矩不能達(dá)到樣機(jī)扭矩值,主要是由于CA50提前了,廢氣中的能量減小,增壓壓力降低導(dǎo)致扭矩下降;認(rèn)為樣機(jī)已經(jīng)得到合理的標(biāo)定,剛好處于爆震可以接受的水平,因此熱力學(xué)模型爆震指數(shù)等于1(爆震指數(shù)大于1則認(rèn)為發(fā)生爆震);在同樣的扭矩下,優(yōu)化方案爆震指數(shù)平均值為1.4,實(shí)際的爆震性能將在試驗(yàn)中研究。

圖18 外特性扭矩和爆震指數(shù)對(duì)比

行業(yè)中主要通過(guò)進(jìn)氣道設(shè)計(jì)獲得高滾流比,進(jìn)而獲得高湍動(dòng)能,以提高燃燒速率及抗爆震性能。該樣機(jī)進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)是滿(mǎn)足要求的,由于采用米勒循環(huán)會(huì)降低滾流強(qiáng)度,采用冷卻EGR會(huì)降低燃燒速率,所以認(rèn)為高效混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)采用米勒循環(huán)+冷卻EGR的技術(shù)路線(xiàn)應(yīng)配合快速燃燒系統(tǒng)。

6 結(jié)論

a) 高效混動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒持續(xù)期及相位對(duì)油耗影響顯著;燃燒持續(xù)期縮短,CA50靠近最優(yōu)相位,油耗較優(yōu);原機(jī)燃燒持續(xù)期偏大10°,導(dǎo)致最低油耗偏大2.5 g/(kW·h);外特性CA50滯后8.7°,導(dǎo)致外特性油耗偏高44.2 g/(kW·h);

b) 增加進(jìn)氣升程的高度能夠降低進(jìn)氣歧管壓力,稍微降低泵氣損失,但其主要目的是提高缸內(nèi)氣流強(qiáng)度;原機(jī)的進(jìn)氣升程低導(dǎo)致缸內(nèi)氣流強(qiáng)度不足,進(jìn)而影響了燃燒性能;

c) 高壓縮比是實(shí)現(xiàn)高熱效率的主要措施之一,壓縮比每提高1,熱效率提高約0.6個(gè)百分點(diǎn);設(shè)計(jì)時(shí)需要根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率目標(biāo)選擇合適的壓縮比;

d) 冷卻EGR技術(shù)需要與之匹配的燃燒系統(tǒng)和壓縮比,才能取得較好的油耗效果;原機(jī)采用冷卻EGR后,最高熱效率為38.7%;通過(guò)優(yōu)化燃燒系統(tǒng)、增加進(jìn)排氣升程和提高壓縮比等措施,最高熱效率可達(dá)到40.5%。