不同电增压方式对米勒循环柴油机性能影响的模拟研究

主国强，齐鲲鹏，王纪松，陈超帆，Hasni ALI

（大连交通大学机车车辆工程学院，大连 116028）

0 概述

当下严苛的排放法规使米勒循环柴油机回归到大众的视野［1］。米勒循环一般通过进气门早关（early intake valve closing，EIVC）或进气门晚关（late intake valve closing，LIVC）来实现，两种方式都能降低实际压缩比以达到膨胀比大于压缩比的目的，在理论上存在提高柴油机热效率的可能［2–3］，同时早关米勒循环随着活塞的下行，缸内会产生一段真空膨胀过程，降低缸内温度，减少气缸壁传热，可以降低NOx的排放［4］。但该循环模式会造成进气量下降，尤其在过量空气系数较小的工况，米勒循环使过量空气系数进一步下降，造成燃烧效率与转矩下降，燃油消耗率上升。普通的废气涡轮增压在转速低、进气量小的工况不能弥补米勒循环带来的进气量损失，需要额外的增压形式来保持合理的缸内压力与进气量［5］。两级涡轮增压可以弥补米勒循环在部分工况的进气损失，但在高速时存在泵气损失过大及增压迟滞的问题［6］。

电增压作为近年来新兴的增压方式，具有快速响应、实时可控、与气路增压解耦合等特点，适合用在米勒循环柴油机上作为额外的增压手段，能有效提高低速米勒循环柴油机的增压能力［7–8］。目前电增压有独立式与一体式两种实现方式，独立式为二次增压，而一体式是将电机的输出转矩直接加载到中间轴上［9］。

对某4 缸增压中冷柴油机进行一维建模，在此基础上分别建立不同的电增压模块，研究相同条件下两种增压形式对米勒循环柴油机的影响，为电增压在米勒循环柴油机上的应用提供依据。

1 研究方案

1.1 仿真模型的建立

模型柴油机主要技术参数如表1 所示。

表1 柴油机主要技术参数

通过GT-Power 软件完成一维仿真模型，然后将仿真数据与原机进行对比，验证模型准确性。仿真模型如图1 所示。以预测性DIPulse 燃烧模型为基础，将缸内的混合气划分为喷雾区和环境区，该模型具有计算速度快、精度高的特点［10］。传热模型为WoschniGT 模型，按照气体流通方向将各部件连接，形成管道通路［11］。原机为可变废气旁通阀开度的涡轮增压柴油机，通过管路中的压力实时控制旁通阀开度，维持适宜的增压比。

图1 柴油机一维仿真模型

1.2 模型验证

为了验证仿真模型的准确性，将原机不同转速下的功率及燃油消耗率与仿真模型进行对比，另外将1 800 r/min 时缸内压力随曲轴变化的仿真值与试验值进行对比，结果如图2、图3 所示。

图2 仿真值与试验值的功率与燃油消耗量对比

图3 仿真值与试验值的缸压曲线对比

由图2 和图3 可知，仿真模型的模拟结果与原机的试验数据基本吻合，且随转速的变化趋势相同，即仿真模型能够模拟实际发动机的运行过程。

1.3 不同米勒度的实现

通过改变进气凸轮型线实现进气门晚关与早关从而达到不同米勒度的目的［12］，将进气门在下止点关闭定为M0 点，进气门早关曲轴转角为正值，进气门晚关曲轴转角为负值。例如原机的进气门在下止点后34°关闭，即米勒度-34°，记为M-34。凸轮型线的变化如图4 所示。为保证凸轮的可靠性和丰满系数，在进气门早关时凸轮不仅曲轴跨度变小，升程也按比例下降［13］。

图4 凸轮型线变化

1.4 电增压仿真模型

分别建立一体式电增压与独立式电增压如图5所示。一体式电增压即电机与涡轮增压器一体，电机的输出转矩直接加载到传动轴，电机转速由发动机实时状态通过比例积分微分（PID）控制策略实时控制［14–15］。独立式电增压有两个压气机，其中电机单独控制一个压气机形成二级增压，其电机控制策略与一体式相同，独立式电增压配有旁通阀［16］，根据发动机实时进气量控制阀门开度。

图5 电增压仿真模型

1.5 电增压匹配校验

电增压压气机可能存在与柴油机不匹配的问题，通过更改模型电增压压气机MAP，使电增压压气流量特性与仿真所用柴油机相匹配，两种电增压的压气机特性都能保持在较高效率区间。压气机与柴油机的联合运行线如图6 所示。为方便表达冗多的配合特性，只将两种转速不同米勒度的循环平均值表示在联合运行特性图上。

图6 压气机与发动机的联合运行线

1.6 计算方案

选择转速1 800 r/min、平均有效压力（brake mean effective pressure，BMEP）1.55 MPa 和转速1 200 r/min、BMEP 0.81 MPa 两个工况点，研究米勒循环、米勒循环加一体式电机、米勒循环加独立式电机在性能上的差异。计算时两种转速下原机的空燃比保持一致，相同转速不同米勒度每循环供油量、相同转速不同电机实际所需功率保持一致，使其具有对比意义。另将不同的电压加载到电机，柴油机输出功率需减去电机所耗功率，对比有电增压与无电增压的柴油机净输出功率高低，探究电增压带来的节能效应，计算出电机耗能的收益区间［17］。

2 数据分析

2.1 米勒循环与电增压对进气的影响

图7 为米勒度与两种电增压方式对进气量与过量空气系数的影响。

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图7 进气与米勒度的关系

由图7 可知，过量空气系数与进气量随米勒度的变化趋势相同，这是因为计算时已设定相同工况的每循环供油量相同，故可以用进气量表达过量空气系数的变化趋势。转速高的工况进气量大，但不同转速在不同米勒度下有着相同的变化趋势，进气量在M-30 与M-40 之间达到最高值，较下止点关闭进气门最多提升7.31%，米勒度过大或过小都会导致进气量下降，且进气门早关比进气门晚关下降程度大，进气门早关较下止点关闭最多下降22.34%。这是因为米勒循环的实现方式是通过少进气和降低实际压缩比实现的，进气门早关时进气不足，而进气门晚关时进气充量随活塞上行推至进气道，又因进气惯性影响，在晚关角度不大时会使更多气体进入气缸，所以在M-30 与M-40 之间达到最大进气量。设计早关米勒循环的凸轮时，为了保证凸轮的可靠性与丰满系数，凸轮不仅曲轴跨度变小，同时升程也变小，相较于晚关米勒循环只改变凸轮跨度，其对于充量的影响更显著，所以M50 的米勒循环影响程度高于M-100。

提高电增压可明显提升进气量：在1 800 r/min时，一体式电增压最高提升12.01%，最低提升9.18%；独立式电增压最高提升13.06%，最低提升7.96%。在1 200 r/min 时，一体式电增压最高提升10.14%，最低提升6.60%；独立式电增压最高提升10.48%，最低提升7.94%。在相同转速相同电压输入的情况下，一体式电增压较独立式电增压在进气量大的工况提升多，在进气量小的工况下提升小，这是因为独立式电增压是二级增压。定义无量纲数πe，即电增压增压与废气涡轮增压的比值，则电增压与涡轮增压比值随米勒度的变化如图8 所示。在总增压比、输入电压保持不变的情况下，如图8 所示，以1 800 r/min 为例，随米勒度变化，废气涡轮的进气量上升，增压压比提高，πe逐渐下降，独立电增压的实际做功量下降，电机与所对应压气机的转速下降，跌出电增压压气机MAP 的高效率区间。图9 为压气机与米勒度的关系。如图9 所示，独立电增压压气机的增压效率与其他压气机不同，在M-30 的增压效率较M-100 下降22.18%。M-30至M50 趋势相反，但原理相同。

图8 电增压与涡轮增压比值随米勒度的变化

图9 压气机效率与米勒度的关系

一体式电增压是一级增压，不存在压比分配关系，进气量对于一体式电增压的影响只存在于压气机效率上。与普通废气涡轮增压相同，在流量适宜的工况压气机效率高，在进气量过少的工况压气机效率低，故在M50、M-100 进气流量小的工况下一体式电增压对进气量的提升不如独立式电增压。

2.2 米勒循环与电增压对缸内燃烧与排放的影响

图10 为实际压缩比随米勒度的变化图。由图10 可知，实际压缩比只与米勒度的变化有关，与转速及增压无关。米勒度变化的绝对值越大，实际压缩比下降得越多，晚关进气门与早关进气门实现米勒循环的方式对实际压缩比的影响程度几乎一致。而实际压缩比又显著影响缸内燃烧。

图10 压缩比与米勒度的关系

图11 为米勒度与两种电增压方式对缸内最高燃烧压力及燃烧累计循环放热量达到总循环放热量50% 时曲轴转角（θCA50）的影响。由图11 可知，缸内最高燃烧压力随米勒度的变化趋势及电增压对最高燃烧压力的影响都与进气量相似。这是因为在固定循环供油量的工况中，进气量决定了过量空气系数，进而影响燃烧的充分程度，且米勒度增大使实际压缩比下降，也对此现象的产生起到了促进作用。而θCA50随米勒度的变化与进气量相反，在大米勒度时θCA50推后。这是因为θCA50由过量空气系数、缸内初始压力、初始温度决定，过量空气系数、初始缸温、初始缸压下降，则θCA50推后。过量空气系数与有效压缩比在大米勒度时都会下降，而有效压缩比变小又会导致压缩产生的气缸压力与温度下降，燃烧放缓，后燃期占整个燃烧的比例增加，所以大米勒度时θCA50会推后。而θCA50推后意味着做功程度及燃烧效率的下降，缸内燃烧恶化，整机燃烧热效率也随之下降。

图11 θCA50 和缸内最高燃烧压力与米勒度的关系

电增压可以增大缸内最高燃烧压力，减小θCA50的推迟，这是因为电增压虽然不能提升有效压缩比，但可以通过增加进气量提升过量系数，改善缸温缸压下降与θCA50推迟带来的消极影响。正因为电增压通过提升过量空气系数来改善燃烧，所以对燃烧改善的程度也与进气量的提升正相关。在小米勒度时一体式电增压有更好的改善效果，在大米勒度时独立式电增压有更好的改善效果。

转速对于θCA50及缸内最高燃烧压力会有数值上的影响，在较高转速时，缸内最高燃烧压力更大，θCA50更小，缸内燃烧更好。但是其在不同转速下随米勒度变化的趋势是一致的，上文的分析适用于不同转速。

图12 为米勒度与两种电增压方式对NOx排放及最高燃烧温度的影响。由图12 可知，缸内最高燃烧温度随米勒度的增加先升高后降低，在M-30 达到最大值，与缸内最高燃烧压力的变化趋势相同，而电增压会使缸内最高燃烧温度整体上升。这是因为实际压缩比对最高燃烧温度有很大的影响，在合理范围内，实际压缩比越大，最高燃烧温度越高。另外，米勒循环在进气门早关时，有一段绝热膨胀过程，使新鲜充量冷却，在大幅进气门晚关时，活塞上行会带走部分充量与热量。而电增压增大进气量的同时也会削弱米勒循环的冷却效应，并且增压技术会使压缩终了温度升高，造成整体温度上升。θCA50也可以从侧面印证最高燃烧温度随米勒度的变化规律，θCA50随米勒度的增加先减小后增大，在M-30达到最小值，θCA50数值越小越靠近上止点说明燃烧状况越良好，燃烧温度越高，电增压会使θCA50降低，最高燃烧温度随之提高。

图12 NOx 排放和最高燃烧温度与米勒度的关系

进气门早关与大米勒度进气门晚关策略米勒循环都能降低NOx排放，而电增压会导致NOx生成量整体增大。这是因为NOx的生成主要受燃烧过程中氧浓度及最高燃烧温度的影响，氧浓度越高，燃烧温度越高，NOx的生成量就越大。燃烧过程中氧浓度与进气量有关，进气门早关与大幅进气门晚关会使进气量下降进而导致燃烧过程中氧浓度下降，最高燃烧温度在进气门早关与进气门大幅晚关时下降，两者共同作用促使NOx的生成量下降。按常理分析NOx会在过量空气系数1.1 左右达到顶峰，但米勒循环会影响最高燃烧温度进而破坏这种规律。电增压使进气量与最高燃烧温度整体增加，使NOx的生成量增大。增压效果越好，燃烧温度越高，NOx的生成量越大，所以一体式电增压较独立式电增压在M-30 附近时会带来更多的NOx排放。

电增压会增加NOx排放量，大米勒度米勒循环会减少NOx排放量，在某些米勒度电增压加米勒循环模式可以在提升转矩的同时降低排放，如1 800 r/min、M20 工况，独立式电增压米勒循环柴油机的NOx排放较最高点M-30 降低53%，转矩较该工况点提升2.1%。另外，电增压的介入程度也会影响NOx的排放量，如降低电增压的电压输入会使NOx排放量进一步降低。

2.3 米勒循环与电增压对经济性的影响

图13 为米勒度与两种电增压方式对电动燃油消耗率（brake specific fuel consumption，BSFC）的影响，燃油消耗中将电机耗能计算在内。

图13 BSFC 与米勒度的关系

电机不同介入程度会影响最后的实际BSFC。一体式电增压中若电机介入程度小，电机转速不及废气涡轮增压器，电机会向系统输入负功。而独立式电增压电机不与废气涡轮增压直接相连，所以在介入程度低时不会直接向系统输入负功，但会影响泵气，仍会使整体功率下降；若介入程度过大，电机耗能过大，又会使实际BSFC 增大。介入程度过大过小都会与节能的初衷相违背。电机的介入程度通过调整输入电压来实现，因一体式电增压有涡轮增压器的初速度，所以需要更高的电压来维持电机的高转速。为保证对比有意义，相同转速一体式与独立式电机的实际能耗保持一致。

由图13 可知，在1 800 r/min 的转速下，一体式电增压只在M-60 与M-10 之间BSFC 高于原机，一体式电增压在M-70 与M-5 之间BSFC 高于原机。在1 200 r/min 的转速下，两种电增压方式在任何米勒度的BSFC 都低于原机，这是因为转速低时缸内的充量少，压强小，电机只需较小的电能供应就能带来较大的进气量提升。一体式电增压与独立式电增压相比在小米勒度时节能效果稍好，在大米勒度时节能效果差。综上，一体式电增压在进气充足时改善BSFC效果比独立式电增压好，而独立式电增压在进气量不足的工况对柴油机增益更高。

图14 为M-40 与M50（即进气量最多与进气量最少的工况）时，电机介入程度对整体功率的增益效果。图14 中直线表示无额外电增压时整机的功率，曲线表示电增压柴油机在不同电压输入的情况下的整机功率减去电机所耗功率的净输出功率。

图14 电增压在不同电压下对功率的提升

由图14（a）、图14（b）可知，在1 800 r/min 时，一体式电增压无论在何种米勒度的情况下都能实现增益，但在M-40 下允许介入程度范围窄，增益输入范围限制在65 V～73 V，对控制精度要求较高，而且增益量也不大，最高增益为0.41%。在M50 下介入程度范围广，且最大增益可达4.67%，这是因为M50 下进气量少，电增压花费较少电能就能大幅提升进气量。独立式电增压在M-40 下不能达到原机的功率，即电增压消耗的电能永远大于其对于整机功率的提升，故在此米勒度下运行可控制旁通阀开度全开并断开电机供能，以维持无电增压功率。而在M-50 下，独立式电增压的增益区间非常广，从28 V～72 V 都是其正收益区间，这能提高控制系统的鲁棒性，且增益量最高可达4.79%。这是因为在1 800 r/min 时，独立式电增压更适合在进气量小的工况工作，在进气量大的工况效率较低。

由图14（c）、图14（d）可知，在1 200 r/min 时，两种电增压方式在任何米勒度下都能达到增益，且两种电增压方式在M50 时在涡轮机最大工作范围区间内都能实现增益效果，故在图14（c）、图14（d）上呈现出一部分未封闭的增益区间。这是因为低转速时进气量少，电机可以花费较小的电能带来较大的进气量提升，所以低转速的收益区间大于高转速的收益区间，即电增压在低转速能发挥更好的作用。独立式电增压在M-40 下的收益区间比一体式电增压的范围广，收益区间为26 V～87 V，但最大增益二者相差并不多，独立式电增压为5.43%，一体式电增压为4.01%。而在M50 下时，独立式电增压不仅可以在更小的电压值下实现收益，增益量也更大，最高增益量可达16.01%。这是因为电压供给过大后，过量空气系数已经足够大，产生的废气推动涡轮增压器工作，可以协同独立式电增压一同增压，而一体式电增压因为是单级增压，只有一个压气机，电机供能过大，转速过快，废气不能对其产生协同增压作用。当然，一般在进气量充足的工况，不会给电机供给高电压，此处只是为了探究收益区间进行假设性探讨。综上，独立式电增压在低转速下更有优势。

3 结论

（1）进气门早关与进气门晚关实现的米勒循环都会影响过量空气系数及实际压缩比，在进气量方面，进气门早关的影响较进气门晚关更大。在低米勒度的M-40 能实现最大进气量，较M0 提升7.31%，进气门早关与大米勒度进气门晚关则会造成进气量下降。过量空气系数及实际压缩比的下降会造成缸温缸压下降，燃烧变缓，从而导致整机热效率下降，但也会大幅减少NOx的排放。

（2）电增压可以增加进气量，拓宽米勒循环的应用范围，使大米勒度的米勒循环性能不至于过分下降。但电增压会通过增加氧浓度形成富氧氛围，提高最高燃烧温度导致NOx排放增加，还会额外消耗电能。一体式电增压在过量空气系数大时对柴油机性能提升效果好，独立式电增压在过量空气系数小时对柴油机性能提升效果好。在转速低、进气量小的工况使用电增压能起到更好的增压效果。

（3）高转速时，一体式电增压在任何米勒度下都能做到正向收益，但是要求输入电压的范围较窄，进气量越充足的工况电压输入要求范围越窄。独立式电增压在M-40 工况不能达到正向收益，但是在其他工况达到正向收益所要求的输入电压范围广，对控制精度要求低。低转速时，两种增压方式的收益区间都会扩大，且在涡轮机最大工作范围区间无论供给多少电压都能实现增益。其中，独立式电增压在低转速下有更好的表现，不仅能在更低的电压供给下实现增益，且增益量也更大。