基于米勒循環的混動專用發動機開發

滿興家，周正群，梁源飛，葉年業

(上汽通用五菱汽車股份有限公司，廣西 柳州 545007)

目前，油耗及排放法規要求越來越嚴格,混合動力已成為汽車行業實現節能減排的主要技術之一[1]。采用米勒循環+冷卻EGR技術是當前提高混合動力發動機熱效率的主要技術路線之一[2]，通過優化氣流組織、油氣混合和燃燒，還可進一步提升熱效率[3-4]。米勒循環[5-7]主要采用進氣門早關或晚關技術：一方面實現膨脹比與壓縮比的解耦，使得膨脹比大于有效壓縮比，實現做功行程大于壓縮行程，提升熱效率；另一方面實現部分負荷更大的節氣門開度和進氣壓力，減小泵氣損失，改善燃油經濟性[8]。

雖然米勒循環有上述的技術優點，但是也有一些關鍵技術弊端：米勒循環的進氣型線跨度和最大升程都會較奧托循環型線有所下降[9]，這將導致進氣過程的充氣效率有所下降，在高負荷區域會顯著降低缸內滾流和壓縮終了時的湍動能，缸內氣流組織惡化，油氣混合質量變差，缸內燃燒變慢,在低速高負荷工況易產生早燃爆震現象[10-12]。目前國內外對米勒循環的研究已經比較充分，但是對于當前以提高熱效率為主的混動專用發動機，采用米勒循環+冷卻EGR技術還需進一步研究，這對未來的高熱效率發動機的開發設計很有意義。

1 研究方法

1.1 設計方案

采用進氣門早關米勒循環技術，將某款增壓PFI直驅氣門汽油機改造為混動專用發動機。為了全面系統了解米勒循環技術，對奧托循環、米勒循環和米勒循環+進氣遮蔽 (Masking)三種方案(見圖1和圖2)搭建完整的仿真模型，選取1 600 r/min@1.4 MPa和2 000 r/min@0.2 MPa兩個工況進行對比分析。

圖1 奧托循環和米勒循環進氣型線對比

圖2 奧托循環氣道和進氣遮蔽氣道方案對比

對奧托循環方案和Masking方案進行了試驗研究，發動機基本參數見表1。

表1 發動機基本參數

1.2 進氣遮蔽Masking結構設計研究

米勒循環進氣型線的升程和跨度較奧托循環會有較大差異，米勒循環的進氣門升程由原來的8.0 mm下降至5.0 mm,原奧托氣道在5.0 mm氣門升程下的滾流比均在1.5以下，在5 mm以上才會有較大的滾流比，因此設計了Masking結構(見圖3)，目的在于提升進氣道的滾流比，尤其是中低氣門升程下的滾流比。Masking設計原理是：在進氣門剛開啟的過程中與進氣門配合，對進氣門一側的氣體形成遮蔽，使得絕大部分氣體從氣門靠近燃燒室頂部進入氣缸，形成正向滾流運動。本研究通過對不同遮蔽間隙的氣道Masking結構進行穩態氣道流場計算，獲取不同進氣升程下的流量系數和滾流比參數。流量系數和滾流比參數基于AVL的方法進行計算：

流量系數：

(1)

平均流量系數：

(2)

滾流比：

(3)

平均滾流比：

(4)

式中：m為實際進氣質量流量；mth為理論進氣質量流量；c(α)為活塞瞬時速度；cm為活塞平均速度；α為曲軸轉角；Nd為缸內滾流基準面氣流旋轉轉速；ρ為氣體密度；Vh為氣缸排量。

圖3 進氣遮蔽Masking結構示意

圖4和圖5分別示出不同進氣遮蔽間隙對進氣道流量系數和滾流比的影響。隨著進氣遮蔽間隙的減小，氣道的平均流量系數呈下降趨勢，平均滾流比呈上升趨勢。結合生產制造工藝要求，選擇了進氣遮蔽間隙為0.75 mm的方案。

圖4 進氣遮蔽間隙對流量系數的影響

圖5 進氣遮蔽間隙對滾流比的影響

2 CFD仿真分析

2.1 CFD模型建立

燃燒系統CFD模型包括進氣道、排氣道、燃燒室、活塞頂面以及進排氣門等形成的完整封閉腔體。燃燒模型的網格設置如下：最大網格尺寸設為2 mm，最小網格尺寸設置為0.5 mm,其他局部細化網格尺寸設置為0.25 mm。燃燒系統CFD網格模型見圖6。

圖6 燃燒系統CFD網格模型

2.2 CFD模型設置

模型計算邊界條件來源于一維熱力學仿真模型，進氣道進口和排氣道出口設置瞬態的壓力溫度邊界(見圖7)，其他壁面設置溫度邊界(見表2)。模型選用Simple離散模型、K-Zeta-f[13]湍流模型和混合壁面模型，燃燒模型選用Coherent Frame Model-ECFM。

圖7 壓力和溫度邊界條件

表2 壁面邊界溫度設置

2.3 CFD模型驗證

基于奧托循環發動機開發米勒循環發動機，在項目開始初期，首先獲得奧托循環發動機的性能及燃燒特性參數，以此作為基礎樣機，用于后續模型標定以及油耗及性能評估。由于試驗條件限制，無法獲得進排氣的瞬態壓力邊界，因此使用一維熱力學模型提供的瞬態邊界作為CFD仿真的邊界。利用試驗得到的特性參數標定一維熱力學模型，標定的量主要包括進氣量、空燃比、扭矩、油耗、進氣壓力、進氣溫度、排氣壓力、排氣溫度、氣門正時及缸內壓力曲線等。標定后的一維熱力學模型(見圖8)將作為后續仿真的基礎，不僅為CFD提供邊界，而且作為CFD模型驗證的目標。奧托循環CFD模型的缸內壓力與試驗值對比見圖9，缸內壓力在壓縮上止點時一致，說明模型的進氣量與試驗值一致，燃燒做功沖程的缸內壓力曲線與試驗值相比，相差小于5%，認為CFD模型與試驗一致，可以用于后續的研究。

圖8 一維熱力學模型示意

圖9 CFD模型缸內壓力驗證

2.4 缸內氣流分析

2.4.1 缸內氣流2D結果對比分析

圖10a示出了三種方案在1 600 r/min@1.4 MPa工況下的缸內瞬態滾流比結果。滾流比在前期進氣過程隨著氣門開度的增大而增大，在進氣門達到最大開度時達到第一個峰值，在進氣門關閉后，壓縮行程由于活塞上行滾流比又有所增加[14]。米勒循環方案由于進氣門最大升程和跨度較奧托循環都有所降低，進氣沖量下降，導致在進氣過程的滾流比峰值較低，且在氣門關閉過程中滾流衰減幅度較大，在進氣門關閉(503°曲軸轉角)時滾流比由奧托方案的1.4下降至0.4，降幅達到71.4%，不利于缸內的油氣混合；Masking方案的滾流水平雖在進氣過程中較奧托方案還是偏弱，但在進氣門關閉后滾流比達到了與奧托循環一致的水平。

在2 000 r/min@0.2 MPa工況下的缸內瞬態滾流比變化趨勢與1 600 r/min@1.4 MPa工況基本一致(見圖10b)。奧托方案在進氣行程的滾流比峰值達到4.0,第二個峰值達到2.2。米勒循環進氣行程中的滾流比峰值雖然能達到2.8，但是隨著進氣門的逐漸關閉，滾流比迅速下降，在進氣門關閉時刻(496°曲軸轉角)由奧托方案的2.4下降至1.4，下降41.7%，且在進氣門關閉后，在壓縮行程中無法形成有效的滾流，滾流比一直減小至0.3，對缸內的油氣混合以及點火燃燒十分不利。Masking方案能夠改善缸內的滾流運動，在進氣門關閉后，壓縮行程的滾流比峰值由米勒循環方案的0.3提升至了1.5，提升400%，且與奧托循環的差異較小。

圖10 缸內瞬態滾流比對比

圖11a示出了三種方案在1 600 r/min@1.4 MPa工況下的湍動能結果。奧托循環的湍動能在壓縮行程終了前的峰值為19.8 m2/s2，米勒方案在503°進氣門關閉后湍動能不斷衰減，直到壓縮行程650°后由于滾流被壓碎，湍動能才略有增加，但是在壓縮行程終了的湍動能峰值只有9.5 m2/s2，湍動能較奧托方案下降較多，不利于點火后的缸內火焰傳播擴散。Masking方案在壓縮行程中由于滾流較強，隨著滾流的破碎，湍動能增加明顯，壓縮行程終了附近的湍動能峰值達到19.9 m2/s2，與奧托方案一致。

在2 000 r/min@0.2 MPa工況下的湍動能結果與1 600 r/min@1.4 MPa工況表現基本一致(見圖11b)。奧托方案表現最佳，在壓縮行程中滾流不斷破碎，產生高的湍動能，峰值達到40 m2/s2。米勒方案由于壓縮行程的滾流運動弱，壓縮終了附近峰值只有13 m2/s2，較奧托方案下降67.5%。Masking方案有效地解決了這個問題，進氣門關閉后，壓縮行程中湍動能峰值達到28.6 m2/s2，較米勒方案提升120%，有利于點火后的火焰傳播，加快燃燒速率。

圖11 缸內瞬態湍動能對比

2.4.2 缸內氣流3D流場對比分析

圖12示出了三種方案在1 600 r/min@1.4 MPa工況下的缸內氣流組織對比結果。奧托方案在進氣行程450°曲軸轉角時，由于進氣門升程開度較大，進氣充量大，在氣缸中心可以形成較大滾流，且在進氣門關閉后的壓縮行程中點630°曲軸轉角位置氣缸中心依然有較強規整的滾流運動。米勒方案在進氣行程450°曲軸轉角時，缸內雖然也能形成穩定滾流，但是當進氣門關閉后活塞上行壓縮時，氣流運動紊亂，缸內氣流無法形成規整的滾流運動，對缸內油氣混合十分不利，且提前耗散缸內充氣的能量，在壓縮終了時刻無法形成較高的湍動能，極易產生早燃爆震現象。Masking方案由于進氣遮蔽結構大大增強了進氣的滾流組織，在進氣門關閉壓縮行程中點時仍然能形成較強的滾流運動。

圖12 缸內氣流組織對比(1 600 r/min，1.4 MPa)

圖13示出了三種方案在2 000 r/min@0.2 MPa工況下氣流運動結果。與1 600 r/min@1.4 MPa工況基本一致，米勒方案在進氣行程雖然能夠形成有效的滾流運動中心，但是由于進氣過程的氣流運動較弱，在進氣門關閉壓縮行程中缸內氣流無法形成有序的滾流運動，缸內氣流紊亂。Masking方案解決了上述問題，進氣道遮蔽Masking大幅提升了進氣道的滾流性能，使得在壓縮行程中仍能形成有效滾流中心。

圖13 缸內氣流組織對比(2 000 r/min，0.2 MPa)

2.5 缸內混合氣濃度及湍動能分布

圖14示出了1 600 r/min@1.4 MPa和2 000 r/min@0.2 MPa工況下奧托循環、米勒循環和Masking三種方案的當量比分布。1 600 r/min@1.4 MPa工況三種方案的混合氣在擠氣區域都比較濃，其他區域相對比較均勻，奧托循環的當量比標準偏差為0.33，米勒循環當量比標準偏差為0.17，Masking的當量比標準偏差為0.30，從混合均勻性看， Masking方案與基礎樣機差不多。2 000 r/min@0.2 MPa工況Masking方案混合均勻性最好，米勒循環方案混合均勻性最差，并且在火花塞區域存在當量比稍微偏稀區域，不利于著火燃燒及燃燒穩定性。

圖14 當量比分布

圖15示出了奧托循環、米勒循環和Masking方案的湍動能分布。1 600 r/min@1.4 MPa工況壓縮上止點奧托循環的平均湍動能為10.9 m2/s2，米勒循環為7.4 m2/s2，Masking方案為10.1 m2/s2。可見，采用米勒循環后，由于進氣型線減小，缸內湍動能下降了32%，通過增加進氣遮蔽使得湍動能提高了33%，接近奧托循環的水平。2 000 r/min@0.2 MPa工況由于轉速增加，湍動能顯著增加，明顯大于1 600 r/min@1.4 MPa工況，三種方案中，依然是奧托循環湍動能最大，其次為Masking方案，最小的是米勒循環方案。

圖15 湍動能分布

2.6 燃燒性能分析

圖16示出了1 600 r/min@1.4 MPa工況三種方案的缸內壓力對比。Masking方案的壓縮比更高，所以壓縮上止點壓力更大一些，燃燒和著火階段與基礎樣機奧托循環基本一致。僅更改米勒循環型線，著火和燃燒與基礎樣機奧托循環相比要慢一些。

圖16 缸內壓力對比(1 600 r/min，1.4 MPa)

圖17示出了1 600 r/min@1.4 MPa工況三種方案的累計放熱量對比。米勒循環相比奧托循環燃燒放熱50%的位置推遲了4°曲軸轉角，燃燒持續期增加了3°曲軸轉角，即燃燒持續期延長了20%，Masking方案與奧托循環方案燃燒情況一致。

圖17 累計放熱量對比(1 600 r/min，1.4 MPa)

圖18示出了2 000 r/min@0.2 MPa工況三種方案的缸內壓力對比。Masking方案的壓縮比更高，混合均勻性更好，所以缸壓稍微大一點，米勒循環的著火燃燒與基礎樣機奧托循環基本一致。

圖18 缸內壓力對比(2 000 r/min，0.2 MPa)

圖19示出了2 000 r/min@0.2 MPa工況三種方案的累計放熱量對比。三種方案的累計放熱曲線基本一致，米勒循環的最終累計放熱稍微低一點，主要原因是米勒循環的混合均勻性稍微差一些。總體來說，2 000 r/min@0.2 MPa工況三種方案的燃燒差異很小，這是因為小負荷工況燃燒相位都已經處于最優位置，不受爆震影響[15]。

圖19 累計放熱量對比(2 000 r/min，0.2 MPa)

3 試驗對比分析

3.1 試驗條件

對Masking方案進行樣機建造及試驗研究(見圖20)，并與奧托循環基礎樣機進行對比。試驗設備主要包括DynoSpirit電力測功機、AVL7351 CST瞬態燃油消耗儀、AVL indicom2015燃燒分析儀。試驗目的是評估兩種方案的外特性、部分負荷油耗差異。

圖20 試驗樣機

3.2 試驗結果

圖21示出了Masking方案和奧托循環基礎樣機外特性扭矩以及功率對比。奧托循環最大扭矩為250 N·m，Masking方案為220 N·m，最大扭矩降低了30 N·m，降幅為12%。使用米勒循環后低速扭矩明顯降低，在低速外特性區域早燃爆震比較嚴重，是導致扭矩下降的主要原因。標定工況功率由101 kW降低到98 kW，降低3 kW，降幅3%，高速外特性工況下降不明顯，主要是提高了增壓壓力，同時提前了點火時刻。

圖21 外特性扭矩以及功率對比

圖22示出兩種方案外特性燃油消耗率對比，可見Masking方案外特性燃油消耗率顯著降低，降幅為14.6%。圖23示出兩種方案2 000 r/min部分負荷燃油消耗率對比，Masking方案燃油消耗率平均降低7.1%，除1.6 MPa工況有所上升外，其他工況明顯降低。

圖22 外特性燃油消耗率對比

圖23 部分負荷燃油消耗率對比

3.3 Masking+冷卻EGR方案試驗結果

Masking方案結合外部冷卻EGR技術的試驗結果見表3。通過使用米勒循環、進氣遮蔽Masking和冷卻EGR技術，發動機的熱效率顯著提高，在4 400 r/min@1.4 MPa工況，熱效率提高了6.7個百分點，主要原因是基本取消了加濃，燃油消耗率顯著降低。熱效率平均提升了4.2個百分點。奧托循環發動機改造為米勒循環混動專用發動機，對低速外特性扭矩沒有要求，最大扭矩的下降可以通過電機補償，功率沒有明顯降低，使得混動系統可以使用更小的電池量，發動機的整體燃油消耗率顯著下降，最高熱效率提高4.3個百分點，最高熱效率為38.6%，對于非直噴汽油機已經是優秀的水平，符合混動專用發動機的使用要求。

表3 混動專用發動機的熱效率

4 結論

a) 采用米勒循環后，由于進氣門型線跨度變小及升程降低，缸內的瞬態滾流比(進氣門關閉時刻)由1.4降低到0.4，缸內湍動能(壓縮上止點)由10.9 m2/s2下降到7.4 m2/s2，降低了32%，燃燒滯后4°曲軸轉角，燃燒持效期延長20%；

b) 采用進氣遮蔽Masking能夠顯著增強進氣的滾流組織，遮蔽間隙越小流量系數越小，滾流比越大，通過遮蔽和進氣道優化后，Masking方案的缸內瞬態滾流、缸內平均湍動能、燃燒相位和燃燒持續期均提升到奧托循環基礎樣機的水平；

c) 奧托循環改造為米勒循環混動專用發動機，外特性最大扭矩降低12%，低速外特性扭矩降低最明顯，高速扭矩下降很小，標定功率降低3%，外特性燃油消耗率平均降低14.6%，部分負荷工況燃油消耗率平均降低7.1%；增加冷卻EGR技術后，最高熱效率提高4.3個百分點，最高熱效率為38.6%；

d) 采用米勒循環導致的混合氣湍動能降低和燃燒惡化現象，可以通過進氣遮蔽Masking和進氣道優化設計補償，因此米勒循環技術開發時應綜合考慮進氣型線設計、進氣遮蔽和進氣道優化。