张国刚，王斌

(1.天津中德应用技术大学基础实验实训中心，天津 300350； 2.天津大学机械工程学院，天津 300072)

改善汽油机的燃油经济性是降低车辆CO2排放，满足油耗法规的关键手段[1]。在城市工况条件下运行时(2 000～3 000 r/min，中低负荷)，传统的奥托循环汽油机具有较大的泵气损失而造成较高的燃油消耗。近年来降低汽油机油耗的方案主要可分为两类：一是自然吸气发动机利用高压缩比在额定功率下实现低油耗，二是高增压、小型化发动机在部分负荷下实现低油耗[2]。因此，如果将高压缩比与小型化增压相结合，就能够在不损害满负载性能的情况下获得两种方案的效率优势。

然而，这种方法会增加发动机的爆震趋势。要解决这个问题，常见的方法是推迟点火提前角，另一种简单的方法是直接降低发动机的几何压缩比。但是这些策略或结构的改变会使得发动机难以达到最佳的热效率，这反过来又牺牲了发动机的燃油经济性[3]。

米勒循环广泛应用在混合动力汽车中，用于提高汽油发动机的热效率。在米勒循环中，进气门提前或者延迟关闭，这会使膨胀比大于实际压缩比，从而减少压缩功，提高热效率，降低燃油消耗率。李铁等[4]比较了进气门早关的米勒循环策略(EIVC)和进气门晚关的米勒循环策略(LIVC)对不同负荷下增压直喷汽油机燃油经济性的影响。结果表明，在高负荷工况下，采用LIVC策略结合12的压缩比可将原机(压缩比为9.3)的燃油消耗率降低4.7%。这主要是由于LIVC策略拥有优良的燃烧相位和较低的泵气损失压力。然而，在低负荷条件下，情况则相反。在低负荷下，LIVC策略和EIVC策略相比原机的燃油消耗率分别降低了6.8%和7.4%。Cleary等[5]研究了采用LIVC策略并去掉节气门装置的单缸发动机在部分负荷工况下的油耗情况，结果表明：在保持排气门升程和持续时间不变的前提下，通过优化进气门升程和持续时间可以降低7%的油耗。

可以看出，米勒循环通过降低泵气损失能够显著改善燃油经济性。此外，当进气门提前关闭时，气缸内的气体随着活塞的下降而膨胀，因此缸内温度降低。而当进气门延迟关闭时，气体倒流也能够在一定程度上带走气缸内的高温气体，从而降低缸内温度。在Doaund等[6]提出的爆震模型中，温度在汽油机发生爆震时起着重要作用。因此，米勒循环比奥托循环具有更好的抗爆震能力。此外，Wan等[7]的研究发现，将高几何压缩比和米勒循环策略相结合，汽油机能够实现良好燃烧相位和低爆震倾向的平衡。

综上所述，米勒循环策略能够改善燃油经济性，同时具有降低发动机爆震趋势的潜力。然而，缸内温度、压力以及湍动能都随着空间和时间发生急剧的变化，传统的发动机台架测试手段只能提供有限的信息，而数值模拟方法可以再现缸内的流动及燃烧过程，已成为发动机缸内燃烧过程研究必不可少的手段。因此，本研究基于一台三缸GDI汽油机，建立了一维和三维模型，研究了不同米勒循环策略对GDI汽油机的缸内气流以及燃烧过程的影响。

本研究从宏观层面到微观层面，详细分析了米勒循环对GDI发动机燃烧过程的影响。对于深入认识米勒循环影响机制，评价米勒循环在商用汽油机的应用潜力以及指导缸内燃烧技术的优化具有理论意义和实际工程价值。

1 发动机仿真模型的建立

1.1 试验样机

研究用发动机为3缸GDI汽油机，样机的参数见表1。

表1 汽油机的基本参数

1.2 一维仿真模型建立

本研究基于GT-POWER软件搭建了完整的发动机一维仿真模型。燃烧模型为零维韦伯燃烧模型“EngCylCombSIWiebe”，传热模型为WoschniGT模型。采用的增压方式为可变截面涡轮增压(VGT)，VGT的喷嘴环开度会根据发动机转速自动调节，具有改善涡轮低速迟滞和抑制高速增压过高的优点。压气机采用“Compressor”模块搭建，中冷部分采用“PipeRectangle”模块搭建，可变涡轮部分采用“Turbine”模块搭建，并将 “Rack Array”值分别定义为0.1，0.2，0.4，0.6，0.8，1来输入可变涡轮的Map图。对于米勒循环的仿真研究，进气门延迟关闭是通过延长原机进气凸轮型线最大升程持续的曲轴转角来实现的，进气门提前关闭则是通过减小进气门升程来实现的。搭建的仿真模型气缸及进排气部分如图1所示。

图1 一维仿真模型

1.3 三维仿真模型建立

本研究基于三维仿真软件CONVERGE搭建了缸内直喷汽油机原型机的三维仿真全模型(见图2)。表2示出仿真过程中具体的计算模型设置。仿真模拟的计算时间为进气门开启时刻到排气门开启时刻。

图2 三维仿真模型

表2 仿真模型选择

1.4 仿真模型验证

建立好汽油机仿真模型后，为了保证一定的计算精度，在节气门全开的条件下，对不同发动机转速下，米勒度为0时的一维仿真的原机模型进行验证。该验证工作是基于增压直喷发动机性能试验平台开展的。该平台具备测功机、发动机、冷却装置以及温度、压力传感器、燃烧分析仪等主要试验设备。试验过程中，用Kistler 6061BU缸内压力传感器测量各缸的燃烧爆发压力，用AVL 662燃烧分析仪记录缸内瞬态压力并实时计算燃烧相位。采用Inca标定软件、PUMA台架控制系统实时监测发动机的转速、功率、扭矩等。验证结果见图3和图4。

图3 一维仿真结果与试验对比

图4 三维仿真结果与试验对比

图4示出发动机全负荷，2 000 r/min，米勒度为0工况下的三维仿真缸压值与试验缸压值的对比。可以看到，CONVERGE仿真结果与试验结果拟合得较好。

图3示出一维仿真结果与试验结果对比。可以看出，仿真与试验的误差较小，仿真模型的计算精度符合要求。误差的主要来源是仿真模型的传热损失、漏气损失、机械损失等与试验机不同。

2 一维结果与讨论

2.1 几何压缩比的确定

提高汽油机的几何压缩比(εc)能够有效提高其热效率，但过高的压缩比会造成汽油机发生爆震。因此，本研究首先在原气门升程曲线下，基于一维仿真模型，研究了全负荷工况下不同几何压缩比对发动机动力性及经济性的影响，并通过对燃烧结果的分析，选择汽油机性能较佳的几何压缩比。

图5示出了在全负荷工况，不同几何压缩比下扭矩、燃油消耗率和充气效率的变化。可以看出，当几何压缩比从9增大到12时，发动机的扭矩和功率提升，燃油消耗率降低。此外，当发动机转速在1 000～3 800 r/min时，充气效率由于涡轮增压器效率基本相同而变化不大。然而，当发动机转速为4 000～6 000 r/min时，由于压缩比增大后缸内压力升高，产生的排气背压过大导致压气机出现气堵，使充气效率降低(见图6)。

图5 不同几何压缩比下的仿真结果

图6 不同几何压缩比下压气机与汽油机联合运行曲线

增压GDI汽油机容易出现爆震现象，因此，分析不同几何压缩比下的爆震倾向非常有必要。在GT-POWER中，选择常用的Douaud and Eyzat爆震模型，该模型通过计算爆震指数(KI)表征发动机发生爆震的可能性。KI的计算公式如下：

式中：M为爆震指数系数(用户定义)；W为未燃气体质量分数；VTDC为上止点时气缸容积；V为气缸总容积；T为未燃气体总温度；Ф为未燃气体当量比；Iave为诱导时间积分(所有末端气体平均值)；IK-ref为诱导时间积分的参考值；IK-corr为诱导时间积分修正系数。

图7示出了全负荷工况时，不同几何压缩比下爆震指数的变化。可以看出，随着几何压缩比的增大，爆震指数明显升高，即发动机发生爆震的概率增大。这是由于随着压缩比的增大，气缸内的燃烧压力升高，导致爆震趋势明显增大。

图7 不同几何压缩比下爆震指数的变化

综合考虑发动机的动力性、经济性、爆震趋势以及压气机高速堵塞情况，当几何压缩比为10∶1时，发动机能够获得良好的综合性能，因此选择发动机模型的几何压缩比为10∶1。

2.2 米勒循环的影响

在研究米勒循环的影响时，将进气门提前关闭(EIVC)的米勒度定义为负数，即早米勒。将进气门延迟关闭(LIVC)的米勒度定义为正数，即晚米勒。图8示出不同米勒度下的气门升程曲线。

图8 不同米勒度下的气门升程曲线

本研究分析了发动机在中高转速(2 000 r/min和4 000 r/min)，不同负荷下，不同米勒度对发动机充气效率、动力性以及经济性的影响。

图9示出了不同米勒度对发动机充气效率的影响。在进气门延迟关闭的条件下，充气效率随着晚米勒度的增加持续下降，且在低负荷工况时，下降幅度最为明显。这是由于进气门延迟关闭时，气流倒流，使得缸内进气量降低。当进气门提前关闭时，充气效率随着早米勒度的增大呈现先增大后减小的趋势。在2 000 r/min时，尽管充气效率在较大的早米勒度下有所降低，但仍高于原机。因此，在发动机中低转速时，进气门提前关闭有利于减少节流损失，从而减少换气功。

图9 不同米勒度下的充气效率变化

图10示出了不同米勒度对发动机扭矩的影响。可以看出，随着晚米勒度的增加，扭矩持续降低。这主要是由于充气效率降低导致的。而随着早米勒度的增加，扭矩呈现先增加后降低的趋势，且降低幅值并不明显，这同充气效率的变化趋势一致。另外，当晚米勒度过大时，扭矩下降幅度增大。这是因为随着进气门过于延迟关闭，气缸内进气出现回流，缸内残余废气增加，这会造成燃烧速率变慢，燃烧持续期延长，燃烧相位推迟，最终导致做功能力下降。

图10 不同米勒度下的扭矩变化

图11示出不同米勒度下的燃油消耗率变化曲线。可以看到，在转速4 000 r/min，中低负荷时，米勒循环策略能够显著改善油耗。这是因为在中低负荷，影响油耗的主要因素为泵气损失。采用米勒循环策略会使进气量减少，为了维持相同的负荷，增压压力提高，泵气损失降低。此外，米勒循环的膨胀行程更长，可以充分利用燃油的能量，提升经济性。然而，在80%负荷下，当早米勒度过大时，出现了燃油消耗率升高的情况。这主要是由于在80%负荷下，缸内喷入的燃油量增加，但过早的关闭进气门，会造成缸内进气量不足以使燃油充分燃烧，造成燃烧恶化，从而使得燃油经济性下降。尤其是在高转速下，燃烧速度较快，使得该现象进一步恶化。此外，在80%负荷下，当晚米勒度较小时，油耗也有升高的现象。这是由于在高负荷下，较小晚米勒策略下的米勒效应不显著而导致的。

图11 不同米勒度下的燃油消耗率变化

对于2 000 r/min转速，只有在部分早米勒工况下，油耗才有所改善。这是因为在低发动机转速下，火焰传播速率较慢，燃烧持续期增加，燃烧相位推迟。因此，燃烧效率较低，米勒循环策略的作用并不明显。综上分析可以看出，在发动机低中负荷，早米勒工况在改善油耗方面的能力都要强于晚米勒策略。

图12示出了不同米勒度下的爆震指数变化情况。可以看出，与非米勒工况相比，早米勒和晚米勒都能够显著降低爆震指数，即采用米勒循环能够降低发动机发生爆震的概率。这主要是由于采用米勒循环能够降低有效压缩比，从而使得压缩终点的温度和压力降低，爆震倾向因而降低。此外，从图中还能明显看出，在相同的米勒度下，晚米勒的爆震指数降低更为明显，这可能与晚米勒工况下的缸内燃烧情况有关。因此，开展不同米勒度下的三维模拟研究对于进一步了解不同米勒循环策略对发动机燃烧情况的影响非常有必要。

图12 不同米勒度下的爆震指数变化

3 三维结果讨论

2 000 r/min为发动机的常用城市典型工况，因此对发动机转速在2 000 r/min时，气门升程分别为原机、EIVC20和LIVC20的燃烧情况进行了三维模拟研究。

图13a示出缸内进气量的变化。可以看出，LIVC策略的最终进气量小于EIVC策略。这是由于进气门延迟关闭时，发动机在压缩行程时缸内真空度过低，气体回流入进气歧管。因此，缸内气体质量比EIVC策略的要小。图13b示出缸内湍动能的变化情况。由图可知，EIVC和LIVC策略都能大幅度地提高缸内湍动能。此外，在进气过程及压缩过程前期，EIVC策略的湍动能强度要大于LIVC策略，但在压缩行程后期小于LIVC策略。这有两方面原因：其一，由于EIVC策略的气门开启角度较前，与排气门开启的重叠角较大，气缸内的排气惯性使得气缸内真空度较大，在进气过程前期气体流速大于LIVC策略。因此，在高速的气体冲击作用下，缸内湍动能明显增强。其二，在压缩行程后期，由于进气门提前关闭，缸内的滚流比降低，从而使得大涡气流破碎产生的能量较低，使得湍动能小于LIVC策略。

图13 缸内进气量以及湍动能变化

图14示出压缩上止点(TDC)和上止点后20°曲轴转角时缸内湍动能情况。可以看出，在上止点时刻，与LIVC策略相比，EIVC策略的燃烧室中心区域湍动能强度很弱，不利于着火后火焰的快速传播。在上止点后20°曲轴转角时，LIVC策略下缸内的高强度湍动能区域更广，且分布合理。湍动能的提高能够增强油气混合，改善燃烧过程。同时，着火燃烧前，燃烧室中心区域的湍动能越强，则越容易着火燃烧，且燃烧速率也较快。因此，LIVC策略的着火效果和火焰发展速度较佳，能够减弱末端混合气自燃，降低爆震趋势[8]。

图14 缸内湍动能分布

图15示出了上止点以及上止点后20 °曲轴转角时的缸内温度场。可以看出，LIVC策略的缸内温度在相同曲轴转角时刻下较EIVC策略的低。同时，在上止点后20°曲轴转角时，LIVC策略的着火区域小于EIVC策略。这是由于在LIVC策略下，气体回流，能够带走一部分缸内的热量，因此缸内温度场较低，可以有效地抑制汽油机发生爆震。

图15 缸内温度场变化

结合一维和三维分析可以看出，EIVC策略在降低泵气损失，改善燃油经济性方面比LIVC策略更有效。而LIVC策略能够提高缸内湍动能，改善油气混合，并降低缸内整体温度，因此在抑制爆震方面更有效。

4 结论

a) 提高几何压缩比能够提高扭矩并改善油耗，但在高速时，面临压气机超速现象;

b) 发动机转速在4 000 r/min以及2 000 r/min时，进气门提前关闭策略都能显著改善油耗，并且扭矩的降低幅度并不大;

c) EIVC策略与LIVC策略都能提高缸内的湍动能，但在着火过程中，LIVC策略的湍动能明显比EIVC策略的大，因此能够改善油气混合过程;

d) LIVC策略的缸内温度比EIVC的低，且高温区域小，因此在抑制汽油机爆震方面更有效。