米勒循环对增压汽油机部分负荷影响的试验研究

刘然， 郭凡， 吴海甫， 晏双鹤， 杨金鹏

(1.长城汽车股份有限公司技术中心， 河北 保定 071000； 2.河北省汽车工程技术研究中心， 河北 保定 071000)



米勒循环对增压汽油机部分负荷影响的试验研究

刘然1，2， 郭凡1，2， 吴海甫1，2， 晏双鹤1，2， 杨金鹏1，2

(1.长城汽车股份有限公司技术中心， 河北 保定 071000； 2.河北省汽车工程技术研究中心， 河北 保定 071000)

基于一台3.0 L排量的增压汽油机，通过更改凸轮型线和提高压缩比，研究了米勒循环对部分负荷泵气损失和燃油经济性的影响。试验结果表明：进气门晚关策略对米勒循环泵气损失的改善范围为平均有效压力低于0.6 MPa，而平均有效压力高于0.6 MPa时，需要将进气门关闭时刻接近进气下止点，提高充气效率来保证缸内足够的进气量；进气门晚关结合有效膨胀比的提高，两者共同改善了平均有效压力低于0.6 MPa时的燃油经济性，而平均有效压力为0.6～0.8 MPa时，燃油经济性的改善主要归功于有效膨胀比的提高，平均有效压力高于0.8 MPa时，米勒循环的燃油经济性出现了恶化。

汽油机； 米勒循环； 泵气损失； 燃油经济性； 负荷特性

随着国家第四阶段油耗法规的出台，各大主机厂已经开始部署改善整车燃油消耗相关的工作。当前已经有不少厂家逐步推出一些新能源方案，例如灵活燃料、混合动力以及电动车等新技术，但是EIA的数据预测显示，到2040年点燃式内燃机仍然占有90%的轻型车市场[1]。这就意味着提高汽油机的热效率仍然是目前满足未来油耗法规非常关键和有效的手段。

对于汽油机来说，借助可变配气相位技术可以实现米勒循环在汽油机上的应用。米勒循环是通过推迟进气门关闭时刻将部分气体推回进气歧管，增大进气压力，降低泵气损失，同时利用有效膨胀比高于有效压缩比的特点，提高发动机热效率[2]。目前国外已有成功在量产增压汽油机上应用米勒循环的案例，如丰田公司在1.2 L和2.0 L两款增压直喷发动机上采用了进气VVT-W技术，通过进气门晚关，在部分负荷应用了米勒循环技术[3-4]。

米勒循环在部分负荷时采用进气门晚关虽然可以降低泵气损失，但同时会引起有效压缩比的降低，恶化本来就相对不高的部分负荷热效率，需要提高几何压缩比以弥补这一损失[5]。因此本研究基于一台3.0 L增压汽油机，通过优化进、排气凸轮型线和燃烧室形状，研究了米勒循环对部分负荷泵气损失和燃油消耗率的影响。

1 试验背景

1.1 发动机参数

本研究以一款3.0 L增压汽油机作为试验发动机，其技术参数见表1。重新对进排气凸轮型线进行优化，推迟初始安装相位(见图1)。通过优化燃烧室形状使米勒循环的压缩比由原来奥托循环的9.76提高到12。

1.2 试验设备

试验装置见图2，发动机的转速和负荷由AVL交流电力测功机进行控制。借助发动机配备的高精度码盘和压电式缸内压力传感器，通过AVL Indicom软件获取燃烧数据，并进行相关的数据处理与分析，主要燃烧参数包括指示平均指示压力( pmi)、泵气平均有效压力(pmep)、燃烧稳定性参数( δp)以及燃烧质量分数50%所对应的曲轴转角(θCA50)等。采用宽域氧传感器(LA4)测量过量空气系数。

1.3 试验方法及控制条件

结合NEDC以及WLTP测试循环在发动机上的常用转速，选取1 500 r/min和2 000 r/min负荷特性进行了米勒循环试验研究。试验过程中针对各个工况点采用传统的正交组合方式进行VVT扫点试验；通过调整点火提前角使θCA50在非爆震负荷区域处于压缩上止点后8°曲轴转角，在爆震区域则调整至爆震边界；调节空燃比在排温不超限的负荷下为14.7，其他区域则通过加浓混合气来控制排温不超限。试验过程中发动机相关的控制参数及边界条件见表2。

表2 发动机控制参数及边界条件

2 试验结果与分析

2.1 泵气损失随负荷的变化

选择最具代表特性的转速2 000 r/min来分析泵气损失随负荷的变化，泵气损失的计算[6]见式(1)：

(1)

式中：pmep为泵气损失；p为缸内的压力；Vh为发动机单缸排量。

从图3中可以看出：当平均有效压力低于0.6 MPa时，米勒循环相对于奥托循环的泵气损失得到了改善；当平均有效压力为0.6～1 MPa时，米勒循环的泵气损失与奥托循环基本一致；当平均有效压力为1.2 MPa时，米勒循环的泵气损失相比奥托循环略高0.004 MPa；当平均有效压力为1.6 MPa的时，米勒循环的泵气损失相比奥托循环略低0.002 MPa。

当平均有效压力为0.2 MPa时，米勒循环的泵气损失相对奥托循环改善了11%，两者的示功图见图4。米勒循环在排气相位滞后的配合下，在吸气冲程进气门未开启之前，废气会从排气侧回流缸内，这部分高温气体有利于推动活塞下行。随着进气门的打开，新鲜气体从进气歧管进入到缸内，并与高温废气混合，然后在进气门关闭之前，部分混合气从气缸被推到了进气歧管[7]，提高了进气压力(见图5)。进气压力的提高增加节气门的开度，在一定程度上降低了节气门处的节流损失(见图6)，同时米勒循环膨胀比的增加也会使排气压力降低(见图4)，因此米勒循环的泵气损失也就会得到明显的改善。

奥托循环则是借助排气滞后和进气早开，在换气上止点增大气门重叠角，使部分废气回流到进气歧管，提高进气压力，达到降低泵气损失的效果。在这个过程中，由于部分高温废气直接回流到进气歧管，没有经过像米勒循环缸内再混合的过程，则会直接影响进气歧管处的温度，因此米勒循环的进气歧管温度要低于奥托循环(见图7)。另外在小负荷不能一味地增加气门重叠角，否则会导致缸内废气过多，燃烧不稳定，出现失火等现象。进排气VVT参数见图8和图9。

当平均有效压力为0.6～1 MPa时，米勒循环的进气相位相对小负荷工况点在逐渐提前(见图8)。这是因为除了要兼顾VVT参数控制MAP的平顺性外，还要保证该工况点的缸内充量，需要将进气门关闭时刻接近进气下止点，充分利用进气惯性[3]提高充气效率。

泵气损失随着进气门的晚关出现了先降低后增加的趋势。这是因为在增压器未介入的前提下，进气门晚关可以提高进气压力，降低泵气损失；如果进气门过于推迟则会导致充气效率降低，无法满足该负荷需求的进气量，反而需要提高进气压力来弥补缸内充量，而增压器的介入则会导致排气压力的增加，排气压力增加又会导致泵气损失的增大，换句话说，进气压力的增加和泵气损失的变化呈现了trade-off的现象[3](见图10和图11)。

虽然进气门晚关可以降低缸内压缩终了温度，进而降低爆震强度，但借助排气VVT滞后引入废气回流改善泵气损失的同时，同样会增加缸内温度，增加爆震强度。在两者共同的作用下，就呈现了θCA50随进排气VVT变化的趋势(见图12)。为了保证扭矩的输出，对于爆震的出现，需要提高进气量来弥补点火提前角效率的损失，而进气量的增加则又导致泵气损失的增加，这也和图10中泵气损失的变化趋势一致。

因此对于该机型来说，进气门晚关策略对泵气损失的改善范围为平均有效压力低于0.6 MPa；另外1 500 r/min负荷特性泵气损失的变化也具有同样的规律(见图13)，这也和丰田公司1.2 L增压汽油机米勒循环应用的范围一致[3]。

当平均有效压力高于1 MPa时，进气相位基本一致(见图8)，这同样是为了提高此区域的充气效率，保证足够的充气量。结合1 500 r/min和2 000 r/min的负荷特性可以得出，米勒循环的泵气损失相比奥托循环要略差，但最大差值不超过0.004 MPa。由于泵气损失随着负荷的增加，所占总体燃料热能损失的比例会逐步减小，泵气损失改善对燃油经济性的影响也会明显降低[8]，米勒循环对泵气损失的影响在该区域可以不考虑。

2.2 燃油消耗率随负荷的变化

利用指示燃油消耗率[9-10]和总指示燃油消耗率[9]来分析米勒循环对油耗的影响。指示燃油消耗率可以消除摩擦损失对油耗的影响，总指示燃油消耗率则是在指示燃油消耗率的基础上消除泵气损失对油耗的影响，其中指示燃油消耗率的计算见式(2)。

big=be·pme/(pmi+pmep)。

(2)

式中：big为总指示燃油消耗率； be为有效燃油消耗率； pme为平均制动有效压力； pmi为有效指示压力； pmep为泵气有效压力。

同样选取2 000 r/min的负荷特性来进行分析(见图14和图15)。当平均有效压力低于0.8 MPa时，米勒循环的指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率相对于奥托循环都得到了改善；当平均有效压力为0.8 MPa时，两者比较相近；当平均有效压力高于0.8 MPa时，指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率则出现了明显的恶化。对整条负荷特性曲线分为低于0.6 MPa，0.6～0.8 MPa及高于0.8 MPa 3个区域来进行分析。

当平均有效压力低于0.6 MPa时，由于进气门晚关，米勒循环的有效压缩比降低了，而且米勒循环的排气相位相对于奥托循环也要滞后，导致缸内残余废气量增加，燃烧速度变慢，燃烧持续期也会延长(见图16)，这些都是不利于燃烧效率的因素；但在排气提前角和几何压缩比的共同作用下，米勒循环的有效膨胀比相对于奥托循环增加了约25%(见图17)，而有效膨胀比的增加弥补了其他不利因素带来的影响，这也是在应用进气门晚关策略需要提高几何压缩比的原因。同时该负荷区域泵气损失得到改善，综合作用下使部分负荷的指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率均得到了改善。

当平均有效压力为0.6～0.8 MPa时，米勒循环的泵气损失并没有改善，甚至相比于奥托循环反而恶化了。另外因为有效压缩比增加了约15%(见图18)，米勒循环的爆震强度也随之增加，θCA50要比奥托循环推迟(见图19)，这些都不利于改善燃油经济性。但是米勒循环的指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率相比于奥托循环都得到了改善，这是因为有效膨胀比的增加提高了能量的有效利用程度(见图17)，弥补了泵气和点火提前角效率带来的损失，进而改善了发动机的燃油经济性[11]。

当平均有效压力高于0.8 MPa时，米勒循环相对于奥托循环来说，指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率均出现了恶化。这是因为米勒循环的有效压缩比相对于奥托循环提高了20%，有效压缩比的提高则会增加爆震倾向，需要推迟点火提前角来降低爆震强度，进而降低了点火提前角效率；虽然米勒循环的有效膨胀比增加了，但有效膨胀比增加带来的优势无法弥补点火提前角效率的损失，所以出现了油耗恶化的现象。

3 结论

a) 米勒循环发动机采用进气门晚关策略可以有效降低平均有效压力低于0.6 MPa时的泵气损失，在平均有效压力为0.2 MPa时，改善幅值可达11%；当平均有效压力高于0.6 MPa时，米勒循环发动机需要将进气门关闭时刻接近进气下止点，提高充气效率来保证足够的进气量，如果进气门关闭时刻过于滞后，则会降低充气效率，需要增压器的介入来保证缸内充量，泵气损失反而增加了；

b) 在油耗方面，当平均有效压力低于0.6 MPa时，米勒循环发动机的指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率得到了改善，主要是因为泵气损失改善和有效膨胀比提高的共同作用；当平均有效压力为0.6～0.8 MPa时，米勒循环的指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率改善则是因为有效膨胀比的增加提高了热效率；而对于平均有效压力高于0.8 MPa的负荷区域，米勒循环的指示燃油消耗率和总指示燃油消耗率出现了恶化，主要是因为有效压缩比的提高恶化了点火提前角效率。

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[编辑: 李建新]

Influence of Miller Cycle on Partial Load of Turbocharged Gasoline Engine

LIU Ran1,2, GUO Fan1,2, WU Haifu1,2, YAN Shuanghe1,2, YANG Jinpeng1,2

(1.Technical Center, Great Wall Motor Co., Ltd., Baoding 071000, China;2.Hebei AutomobileEngineering Technology & Research Center, Baoding 071000, China)

The influences of Miller cycle on pumping loss and fuel economy of partial load were researched on a 3.0 L turbocharged gasoline engine by changing the cam profile and increasing the compression ratio. The results show that the late close strategy of intake valve can reduce the pumping loss of Miller cycle when the mean effective pressure (MEP) is lower than 0.6 MPa and its close timing needs to be close to BDC of suction stroke in order to improve the volumetric efficiency when MEP is higher than 0.6 MPa. The fuel economy of Miller cycle improves by both intake valve late close and effective expansion ratio increase when MEP is lower than 0.6 MPa, improves mainly by the effective expansion ratio increase when MEP is between 0.6 MPa and 0.8 MPa, and deteriorates when MEP is higher than 0.8 MPa.

gasoline engine; Miller cycle; pumping loss; fuel economy; load characteristic

2015-12-01;

2016-08-24

刘然(1987—)，男，工程师，主要研究方向为发动机燃烧开发及台架标定;584457808@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.04.007

TK427

B

1001-2222(2016)04-0038-06