面向增程式電動汽車的高效汽油機試驗研究

王一戎，徐煥祥，沈源建，馬帥營

(浙江吉利新能源商用車集團有限公司,浙江 杭州 311228)

隨著汽車動力系統電動化趨勢的逐漸加強，各國政府及各大汽車公司均在電動汽車領域投入巨額資金，以期占領汽車工業未來的技術制高點。增程式電動汽車既實現了純電驅動，又避免了續航里程焦慮[1]，被認為是后補貼時代新能源汽車走向市場化的最佳技術路線之一。

增程器作為增程式電動汽車的核心部件，其發動機與車輪實現了機械解耦，可以充分利用深度優化的發動機進行高效發電[2]。本項目團隊致力于開發高效增程器，并取得了大量的成果。2018年11月上市的吉利遠程RE500增程式電動輕卡，實現了最低256 g/(kW·h)的電耗率(從燃料轉化為電能的效率)以及長達500 km的綜合續航里程[3]。

為進一步提高能量轉化效率，需要針對增程式電動汽車的實際工作特點開發專用的發動機，以實現常用發電工況點效率的最高化。因此，本研究提出了一款面向增程式電動汽車的汽油機，其核心技術理念是米勒循環和高壓縮比，并利用爆震抑制手段優化燃燒過程，以期達到45%有效燃油熱效率(Braking Thermal Efficiency,BTE)。

通過專門開發的單缸發動機，對上述技術理念可行性進行了試驗研究，并最終實現了45%BTE目標。著重分析了均質稀薄燃燒、缸內噴水冷卻以及低壓廢氣再循環(Low Pressure Exhaust Gas Recycle,LP-EGR)等爆震抑制手段技術對該發動機實際工作過程的影響，并研究了各項技術對達到45%BTE目標的貢獻度，為未來高效發動機設計優化提供新的思路。

1 增程混動汽油機概念方案

由于面向增程式電動汽車的汽油機追求高經濟性，并適當弱化動力性和響應性，因此，通常采用高壓縮比、長沖程、進氣米勒循環等設計理念。同時，為減少燃燒爆震、優化燃燒過程，還可集成均質稀薄燃燒、缸內噴水冷卻、LP-EGR等爆震抑制手段。在之前的研究中，這些技術已經被證實能夠有效提高發動機熱效率[4-7]。

為拓展均質稀薄燃燒極限，需要采用高能點火技術，例如電暈點火、等離子點火等。相比于普通火花點火，高能點火系統點火能量高且點火體積大，能夠快速點燃混合氣，提高點火極限[8]。為強化缸內氣體流動、實現均質混合氣，設計了滾流比高達2.03的高滾流進氣道。由于增程式電動汽車配備大容量動力電池，傳統發動機上的機械式空調壓縮機和機械式水泵可以實現電氣化，進一步降低發動機油耗。

2 試驗臺架及試驗方法

面向增程式電動汽車的汽油機需要滿足實際發電功率需求，以吉利RE500增程式電動輕卡為例，需要采用三缸汽油機進行發電。為降低開發風險和費用，專門開發了一臺單缸汽油機(以下簡稱單缸機)，對上述增程式汽油機概念方案進行技術可行性試驗研究，以驗證該方案是否能達到45%BTE。

2.1 單缸機簡介

表1示出單缸機主要技術參數，圖1示出單缸機數字樣機。該單缸機高壓油泵和用于缸內噴水的高壓水泵由曲軸通過皮帶輪進行驅動。由于該單缸機自身無增壓器、冷卻水泵和機油泵等部件，需要借用臺架設備來實現增壓、冷卻和潤滑等功能。

表1 單缸機主要技術參數

圖1 單缸機數字樣機

2.2 試驗臺架

圖2示出單缸機測試臺架原理。測試臺架主要設備包括Froude AG250測功機，AND CAS燃燒分析儀，Horiba 7000 MEXA排放分析儀，AVL 415s PM分析儀，AVL 733s油耗儀，Kistler 6125C缸壓傳感器，ECM Lambda Pro Lambda儀以及增壓系統和冷卻潤滑系統。

圖2 單缸機測試臺架原理示意

2.3 試驗方法

引入2個不同的電暈點火系統，以實現均質稀薄燃燒。因此，單缸機試驗分為3個階段，具體如下：

1) 普通火花點火系統測試；

2) A款高能點火系統測試；

3) B款高能點火系統測試。

每一階段的測試內容均包括均質稀薄燃燒、缸內噴水以及LP-EGR等，以分析不同爆震抑制技術對燃燒過程的影響。表2示出普通火花點火和高能點火系統主要技術參數。

表2 火花點火和電暈點火系統的主要技術參數

2.4 試驗評價方法

單缸機臺架直接測得的平均有效壓力(Braking Mean Effective Pressure,BMEP)和有效燃油消耗率(Braking Specific Fuel Consumption,BSFC)并不能直接反映多缸機的BMEP和BSFC。以單缸機和對應的三缸機為例進行對比，單缸機進排氣過程脈動特性強于多缸機，即單缸機進排氣過程不能代表三缸機進排氣過程。同時，單缸機摩擦損失水平也高于多缸機損失水平，單缸機2個主軸承對應1個氣缸，而三缸機4個主軸承對應3個氣缸；單缸機的正時系統和附件系統也僅用于1個氣缸，而三缸機則用于3個氣缸。

為使單缸機的進排氣過程與對應的三缸機進排氣過程一致，在單缸機臺架排氣管路上布置一個適當內徑的環形孔板，確保兩者進排氣過程基本一致，使單缸機的凈平均指示壓力(Net Indicated Mean Effective Pressure,NIMEP)可以準確反映三缸機的NIMEP。圖3示出該環形孔板布置示意。這種方法在之前的研究項目中已經被證實是可靠的。

圖3 環形孔板布置示意

利用摩擦仿真軟件(例如里卡多FAST軟件)來精確計算三缸機的摩擦損失(Friction Mean Effective Pressure)，結合上述獲得的三缸機NIMEP，可以計算出最終的三缸機BMEP以及對應BSFC/BTE，其中BTE計算公式見式(1)：

(1)

3 試驗結果及分析

首先，通過發動機轉速和負荷掃點試驗，確認在當量空燃比條件下，n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時，獲得最低油耗，并以該工況為基礎工況點，對稀薄燃燒、缸內噴水和EGR等爆震抑制技術進行研究。

試驗所用燃油為RON=96.5的歐洲標準E10乙醇汽油，實測低熱值為4.136×104kJ/kg。試驗所用機油型號為0W-20。試驗參數邊界如下：發動機出口水溫Tout=(95±5) ℃；機油溫度Toil≤125 ℃；發動機排氣溫度Texh≤950 ℃；節氣門后進氣溫度Tint=[n/200(r/min)+22] ℃，n為發動機轉速；點火角調整至CA50在6°ATDCF～8°ATDCF或者爆震邊界；VVT按5°間隔掃點；循環變動率COV≤5%。

3.1 普通火花點火系統測試

圖4示出在n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時，凈指示燃油消耗率(Net Indicated Specific Fuel Consumption,NISFC)和循環變動率(Coefficient of Variation,COV)隨過量空氣系數(φa)的變化曲線。由圖4可見，隨著φa增加，NISFC先減小后增大，并在φa=1.44獲得最小值191.9 g/(kW·h)。當φa超過1.44時，由于混合氣能量密度低、點火能量不足，燃燒開始惡化，COV增加，爆震傾向增大，燃燒效率下降，NISFC快速升高。此時，發動機最高BTE約為41.9%。

圖4 NISFC和COV隨φa的變化

為了抑制燃燒爆震，向氣缸內噴水降溫。圖5示出在n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時，NISFC、CA50以及COV隨φa的變化曲線。此時，每循環噴水質量/燃油質量比控制為30%(測試表明這是該工況最高BTE對應的噴水質量/燃油質量比，受限于論文篇幅，僅展示該結論)。由圖可見，由于缸內噴水使混合氣溫度下降，點火角可以大幅提前，燃燒過程參數如CA50得到明顯優化，缸內噴水可以將最佳φa從1.44提升至1.57，NISFC也從191.9 g/(kW·h)降低至187.0 g/(kW·h)，BTE從41.9%提升至43.1%。而當φa超過1.62后，CA50開始延后并偏離最佳區間(6°ATDCF～8°ATDCF)，同時COV也開始增大，燃燒效率下降。

圖5 NISFC、CA50和COV隨φa的變化

3.2 A款高能點火系統測試

圖6示出n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時，NISFC和COV隨φa的變化曲線。與圖4對比可見，A款高能點火系統的NISFC和COV變化趨勢和普通火花點火系統完全一致。但是高能點火系統點火能量高，能夠快速點燃缸內混合氣并提高燃燒速度，且為空間點火，能夠縮短燃燒周期，降低COV，可將最佳φa從1.45提升至1.65，NISFC從191.9 g/(kW·h)降低至184.0 g/(kW·h)。此時，發動機BTE從41.9%提升至43.8%。

圖6 NISFC和COV隨φa的變化

在n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa工況下，進行EGR多方案對比測試：方案1為普通火花點火，且φa保持穩定；方案2為A款高能點火，且φa保持穩定；方案3為A款高能點火，且保持進氣壓力不變，即隨EGR率升高，φa逐漸減小。圖7示出3種測試方案NISFC和φa隨EGR率的變化曲線。圖8示出該工況下，COV和CA10-90隨EGR率的變化曲線。由圖8可見，隨著EGR率升高，NISFC逐漸上升，這表明在同等稀釋程度下，EGR對降低油耗的貢獻度弱于稀薄燃燒。盡管EGR和稀薄燃燒均能夠增大多變指數，進而提高熱效率，但是空氣中的N2和O2等雙原子分子比廢氣中的H2O和CO2等三原子分子的多變指數更大，更加有利于提高熱效率。同時，稀薄燃燒引入的空氣含有大量的氧氣，更有利于缸內燃燒氧化過程。從燃燒穩定性角度，EGR和稀薄燃燒存在對立現象。增大EGR率，則需要一定程度降低φa水平，否則COV可能將會超過限值。

圖7 NISFC和φa隨EGR率的變化

圖8 COV和CA10-90隨EGR率的變化

圖9示出3種方案下NOx隨EGR率的變化曲線?？梢?，隨著EGR率增加，3種方案NOx排放均大幅下降。這主要是因為增大EGR率能夠降低缸內燃燒溫度、減小氧濃度，缸內高溫過程持續時間短、氧濃度低，從而抑制NOx生成。同時，還可以看出在同等稀釋程度下，EGR降NOx效果優于稀薄燃燒。這主要是因為EGR降低缸內燃燒溫度的效果優于稀薄燃燒，而稀薄燃燒會使缸內燃燒過程處于富氧狀態，促進NOx生成。

圖9 NOx隨EGR率的變化

圖10示出n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時，NISFC和COV隨噴水-燃油質量比的變化曲線。由圖10可見，水-燃油質量比為30%時，發動機能夠獲得最低的NISFC，為182.6 g/(kW·h)。此時，發動機BTE約為44.2%。相比于普通火花點火測試，在高能點火測試環境下，噴水帶來的降低油耗的效果明顯減小，這主要是由于高能點火能夠實現更大程度的稀燃，進一步抑制了爆震的產生，也削弱了缸內噴水所帶來的油耗優化效果。

圖10 NISFC和COV隨水-燃油質量比的變化

3.3 B款高能點火系統測試

圖11示出n=3 000 r/min、NIMEP=1.1 MPa時，NISFC和NOx隨φa的變化曲線。圖12示出COV和CA10-90隨φa的變化曲線。由圖11可見，采用B款高能點火系統時，隨著φa增加，NISFC先降低后升高，并在φa=1.94時獲得最佳NISFC。上述變化規律與A款高能點火系統一致，但是B款高能點火系統可以將最低NISFC從184.0 g/(kW·h)降低至180.7 g/(kW·h)，對應的φa從1.65提升至1.94，發動機BTE約為45.0%。同時，相比于A款高能點火系統，B款高能點火系統可以將NOx排放從310.1×10-6降低至180.3×10-6，降幅約41%。究其原因是B款高能點火系統點火能量遠高于A款高能點火系統，使得相同工況下前者發動機燃燒持續期和燃燒穩定性遠優于后者，具體表現為CA10-90、COV等燃燒過程參數都得到優化(見圖12)。

圖11 NISFC和NOx隨φa的變化

圖12 COV和CA10-90隨φa的變化

如果將φa提升至2.0，缸內混合氣能量密度進一步降低，缸內燃燒溫度同步下降，縮短了燃燒過程產生NOx高溫區的時間段，NOx排放將降低至101.3×10-6，相比于A款高能點火系統最低NOx排放量310.1×10-6，降幅約為67.4%。這樣的NOx原始排放水平可大幅降低稀燃后處理難度。但是，伴隨著燃燒過程惡化，發動機BTE將降低至42.4%。

圖13示出在n=2 000 r/min和n=3 000 r/min時，NISFC，CA10-90和CA50隨水-燃油質量比的變化關系。由圖13可見，在n=3 000 r/min時，隨著水-燃油質量比增加，NISFC逐漸升高。這個變化趨勢和A款高能點火系統不同。產生該變化趨勢的可能原因是采用B款高能點火系統時，φa已經達到1.94，其燃燒過程可能已經相對優化，爆震趨勢不明顯，如果此時向缸內噴水反而會降低燃燒速度，導致CA50和CA10-90都有所增加。而在n=2 000 r/min時，采用B款高能點火系統，可能還存在較大的爆震傾向，向缸內噴水可以一定程度抑制爆震產生，CA50和CA10-90有所優化。這意味著如果燃燒過程達到較大的稀釋度，缸內噴水抑制爆震僅適用于較低轉速區間。

圖13 NISFC和CA10-90、CA50隨水-燃油質量比的變化

3.4 試驗結果匯總

圖14匯總了第3.1～3.3小節不同技術所能達到的最高BTE。B款高能點火系統能夠有效提高點火能量，可在φa=1.94時實現均質稀薄燃燒，BTE達到45.0%。

圖14 不同技術對應的最高BTE

4 結論

a) 用于增程式電動汽車的汽油機在技術層面可以實現45%BTE；

b) 采用高能點火系統，可以實現φa=1.94的均質稀薄燃燒；

c) 同等稀釋程度下，稀薄燃燒降油耗效果優于采用EGR技術，但降NOx效果差于EGR技術；

d) 缸內噴水降油耗主要體現在低轉速或者低程度稀燃等爆震較為強烈的工況；如果發動機采用均質稀薄燃燒，在中等轉速工況缸內噴水反而會降低BTE；

e) 將φa提升至2.0時，缸內燃燒溫度大幅下降，NOx原始排放將降至101.3×10-6，可降低稀燃后處理難度，但發動機BTE將下降至42.4%。