程雪利 丁樹勇 安林超

1.河南工學(xué)院機(jī)械工程系，新鄉(xiāng)，4530022.清華大學(xué)蘇州汽車研究院，蘇州，215134

0 引言

增程式電動(dòng)汽車是在純電動(dòng)汽車基礎(chǔ)上加裝輔助發(fā)電系統(tǒng)(即增程器)，該系統(tǒng)可在電池電量不足時(shí)為電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)電機(jī)供電，從而延長(zhǎng)車輛行駛里程，提高電動(dòng)汽車的續(xù)航能力。增程器是整車動(dòng)力系統(tǒng)的輔助發(fā)電單元，由發(fā)動(dòng)機(jī)、啟動(dòng)/發(fā)電電機(jī)與智能控制器構(gòu)成。發(fā)動(dòng)機(jī)作為整車的動(dòng)力核心，改善其動(dòng)力性和燃油消耗水平，會(huì)直接提升發(fā)動(dòng)機(jī)的整機(jī)性能[1-3]。

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)自然吸氣汽油機(jī)的動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性的研究已經(jīng)比較成熟，但對(duì)增程式發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性的研究甚少。傳統(tǒng)自吸汽油機(jī)需要滿足車輛行駛過(guò)程中所有工況的需求，兼顧高低速動(dòng)力性和油耗的要求，通常壓縮比較小，凸輪型線、進(jìn)氣歧管及進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)均以追求大流量系數(shù)為目的；增程式發(fā)動(dòng)機(jī)強(qiáng)調(diào)與發(fā)電機(jī)的匹配，盡可能使發(fā)動(dòng)機(jī)和發(fā)電機(jī)都處于高效工作區(qū)，因此，增程式發(fā)動(dòng)機(jī)不再追求高速段的動(dòng)力性，而是更關(guān)注中低速段的動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性。

本文考慮到多種技術(shù)策略實(shí)施的復(fù)雜性，利用CAE仿真分析與實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)(design of experiment， DOE)技術(shù)相結(jié)合的手段，在增大壓縮比的基礎(chǔ)上，研究了氣門升程、可變管長(zhǎng)進(jìn)氣歧管、進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)特性等因素對(duì)增程式發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和油耗的影響[4-5]，并對(duì)改型后的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了全面的臺(tái)架試驗(yàn)標(biāo)定，為進(jìn)一步提升增程式發(fā)動(dòng)機(jī)的性能提供一定參考。

1 研究對(duì)象

研究對(duì)象選取了一臺(tái)1.5 L增程式發(fā)動(dòng)機(jī)，其主要結(jié)構(gòu)特征代表了目前自吸汽油機(jī)的水平，該發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

2 低轉(zhuǎn)速扭矩

增程式發(fā)動(dòng)機(jī)基礎(chǔ)機(jī)型在低速段(轉(zhuǎn)速低于3 600 r/min)的全負(fù)荷扭矩較小，且在轉(zhuǎn)速為2 800 r/min時(shí)存在一個(gè)扭矩拐點(diǎn)，不利于整車加速。本通過(guò)優(yōu)化進(jìn)氣門升程曲線和可變管長(zhǎng)進(jìn)氣歧管來(lái)增加低速的進(jìn)氣量，進(jìn)而增大低速段扭矩。

2.1 仿真模型的建立及標(biāo)定

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)排氣結(jié)構(gòu)參數(shù)和燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用AVL_BOOST軟件搭建發(fā)動(dòng)機(jī)熱力學(xué)模型(圖1)，并與臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)標(biāo)，將仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)偏差控制在3%以內(nèi)，從而保證氣門升程曲線和可變管長(zhǎng)進(jìn)氣歧管模擬驗(yàn)證的準(zhǔn)確性。

圖1 一維熱力學(xué)仿真模型Fig.1 The one dimensional thermodynamic simulation model

仿真模型的標(biāo)定，首先要采集臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)和燃燒分析儀的相關(guān)數(shù)據(jù)，重點(diǎn)對(duì)進(jìn)氣流量、進(jìn)排氣壓力/溫度、空燃比、燃燒參數(shù)、功率、扭矩、油耗等數(shù)據(jù)進(jìn)行標(biāo)定。圖2中，質(zhì)量燃燒組分(mass fraction burned，MFB)數(shù)據(jù)描述了在外特性工況下，燃料燃燒10%、50%、90%對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(即MFB10、MFB50、MFB90)，通常燃燒重心MFB50對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角在上止點(diǎn)后10°左右時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率最高。由圖2可知，整體來(lái)看，基礎(chǔ)機(jī)型隨著轉(zhuǎn)速的提高，進(jìn)氣氣流運(yùn)動(dòng)逐漸增強(qiáng)，燃燒上止點(diǎn)前混合氣的湍流動(dòng)能增大，燃燒速率加快，從而使燃燒點(diǎn)火提前角相對(duì)提前，燃燒重心提前，熱效率有所提高，但MFB50對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角在上止點(diǎn)后15°～25°范圍內(nèi)，燃燒速率較慢，因此熱效率有較大的提升空間[6]。

圖2 外特性燃燒參數(shù)標(biāo)定Fig.2 External characteristic combustion parameters calibration

為了使模擬結(jié)果盡可能準(zhǔn)確，在仿真模型中輸入的燃燒參數(shù)需要通過(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合修正，修正后的結(jié)果見圖2中的虛線。通過(guò)精確輸入發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，可計(jì)算出準(zhǔn)確的進(jìn)氣量，結(jié)合燃燒參數(shù)、摩擦功數(shù)據(jù)及傳熱參數(shù)的調(diào)整，進(jìn)而可計(jì)算出準(zhǔn)確的扭矩值。圖3和圖4分別為進(jìn)氣量和扭矩的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果，可以看出，兩者均保持了較好的一致性，從而保證氣門升程曲線和進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)模擬優(yōu)化結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖3 外特性進(jìn)氣流量標(biāo)定Fig.3 External characteristic intake flow calibration

圖4 外特性扭矩標(biāo)定Fig.4 External characteristic torque calibration

2.2 基于DOE技術(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

DOE技術(shù)是一門以應(yīng)用數(shù)學(xué)建模、統(tǒng)計(jì)學(xué)理論、計(jì)算機(jī)輔助建模為基礎(chǔ)的“基于模型優(yōu)化”的前沿學(xué)科，通過(guò)合理安排實(shí)驗(yàn)方案和分析實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，獲取優(yōu)化結(jié)果。選擇氣門升程曲線和進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)作為實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)變量，以低速段扭矩值最大為優(yōu)化目標(biāo)，約束條件為高速段扭矩減小5%以內(nèi)。

2.2.1優(yōu)化方案的確定

在標(biāo)定完成的一維BOOST熱力學(xué)模型中，通過(guò)調(diào)整氣門升程曲線和進(jìn)氣支管管長(zhǎng)來(lái)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率。

因進(jìn)排氣門升程曲線的初始相位(即氣門重疊角)直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)怠速工況的燃燒穩(wěn)定性，為避免氣門升程曲線變化的影響，優(yōu)化時(shí)不改變發(fā)動(dòng)機(jī)氣門升程曲線的初始相位。優(yōu)化前氣門升程曲線的最大升程值較大，優(yōu)化后的進(jìn)氣門升程曲線(圖5)的最大升程值相對(duì)減小了0.8 mm，且優(yōu)化后的進(jìn)氣曲線向前偏移，使得進(jìn)氣門更早關(guān)閉，從而避免缸內(nèi)充氣量被推出；同時(shí)在低速段采用較長(zhǎng)的進(jìn)氣歧管，管長(zhǎng)為620 mm，在轉(zhuǎn)速高于4 000 r/min時(shí)采用較短的進(jìn)氣歧管，管長(zhǎng)335 mm，利用進(jìn)氣歧管的諧振效應(yīng)，提高低轉(zhuǎn)速下的進(jìn)氣效率[7]。兩個(gè)方案的綜合結(jié)果，將低速段的充氣效率提高了8%左右，高速段的充氣效率略有降低。

圖5 氣門升程曲線的選擇Fig.5 Selection of valve lift curve

2.2.2專項(xiàng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定試驗(yàn)臺(tái)架上，采用同一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)，先后更換進(jìn)氣凸輪軸、調(diào)整進(jìn)氣歧管控制閥，分別在外特性工況下進(jìn)行了爆震標(biāo)定和可變氣門正時(shí)系統(tǒng)(variable valve timing，VVT)優(yōu)化。由圖6可知：新的氣門升程曲線改善了低速段扭矩，尤其是轉(zhuǎn)速為1 200 r/min和2 800 r/min時(shí)，扭矩分別增大了10%和12%，能較好地提高整車加速性能。當(dāng)轉(zhuǎn)速高于3 600 r/min時(shí)，由于氣門升程值的減小，進(jìn)氣量減少，但有可變長(zhǎng)度進(jìn)氣歧管的諧振作用，高速段扭矩減小3%以內(nèi)，滿足優(yōu)化約束條件。

圖6 優(yōu)化前后外特性實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.6 Experimental results of external characteristics before and after optimization

3 進(jìn)氣道滾流強(qiáng)度

增大進(jìn)氣道流量系數(shù)可增加進(jìn)氣充量，從而增大發(fā)動(dòng)機(jī)輸出功率，而在部分負(fù)荷工況下，適當(dāng)?shù)靥岣哌M(jìn)氣的滾流比，可以提高混合氣的均勻性，增大壓縮上止點(diǎn)前的湍流強(qiáng)度，從而提高火焰?zhèn)鞑ニ俾?，減少傳熱損失，提高熱效率，降低比油耗率。

3.1 進(jìn)氣道CFD模型標(biāo)定

在對(duì)進(jìn)氣道進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化之前，先要標(biāo)定氣道計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模型。本方案基于FIRE流體分析軟件，對(duì)原缸蓋進(jìn)氣道9 mm氣門升程下的流量特性進(jìn)行模擬計(jì)算，并與氣道穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)臺(tái)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比(見表2)，從而保證CFD模型的準(zhǔn)確性。

表2 9 mm升程仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3.2 進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)優(yōu)化

模型優(yōu)化基本思路：由于原進(jìn)氣道流量系數(shù)較大，流通性能較好，故可將原進(jìn)氣道氣門座圈的喉口位置向上翹起，形成滑雪臺(tái)型結(jié)構(gòu)；或向下凹，形成魚腹型結(jié)構(gòu)見圖7，使更多的進(jìn)氣氣流沿著氣道的切線方向流動(dòng)，氣流進(jìn)入缸內(nèi)后沿著燃燒室內(nèi)壁面向下流動(dòng)，形成大尺度的進(jìn)氣滾流，并在壓縮上止點(diǎn)前破碎，從而增大了氣流的滾流強(qiáng)度[8-9]。

圖7 氣道模型優(yōu)化思路Fig.7 The optimization ideas of airway model

3.3 進(jìn)氣道穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在仿真分析完成后，確定了兩個(gè)方案用于制作快速成形樣件，并進(jìn)行氣道穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，將新方案氣道的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與原方案氣道結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見圖8。因進(jìn)氣道的流動(dòng)特性在整個(gè)進(jìn)氣過(guò)程中均有體現(xiàn)，是不同氣門升程下氣流運(yùn)動(dòng)綜合作用的結(jié)果，故重點(diǎn)對(duì)3個(gè)方案的平均流量系數(shù)和平均滾流比進(jìn)行對(duì)比評(píng)估。

圖8 發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.8 The steady state test results of engine inlet

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：相對(duì)原進(jìn)氣道，優(yōu)化后氣道的平均流量系數(shù)有所減小，但兩種結(jié)構(gòu)的平均滾流比均大幅提升，魚腹型結(jié)構(gòu)和滑雪臺(tái)型結(jié)構(gòu)的平均滾流比分別約為原來(lái)的1.5倍和2.2倍。

4 萬(wàn)有特性實(shí)驗(yàn)對(duì)比

為了系統(tǒng)評(píng)估多個(gè)方案對(duì)整機(jī)性能的影響，對(duì)改型后增程式發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了全面的臺(tái)架試驗(yàn)標(biāo)定，最終實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果見圖9，圖中實(shí)線是優(yōu)化后的實(shí)驗(yàn)等油耗線，虛線為優(yōu)化前原機(jī)的實(shí)驗(yàn)等油耗線。優(yōu)化后的增程式發(fā)動(dòng)機(jī)高效率區(qū)的實(shí)驗(yàn)等油耗值為250 g/(kW·h)，相對(duì)原機(jī)的實(shí)驗(yàn)等油耗值增加了近3倍。由于進(jìn)氣道的平均流量系數(shù)略有減小，低速段的扭矩增大比例約為8%，實(shí)驗(yàn)結(jié)果達(dá)到了預(yù)期目的[10]。

圖9 萬(wàn)有特性實(shí)驗(yàn)對(duì)比Fig.9 The universal characteristic test comparison

5 結(jié)論

(1)通過(guò)優(yōu)化進(jìn)氣門升程曲線和可變管長(zhǎng)進(jìn)氣歧管，增大了整機(jī)在低速段的外特性扭矩，尤其是轉(zhuǎn)速為1 200 r/min和2 800 r/min時(shí)，扭矩分別增大了10%和12%，能較好地改善整車加速性能；低速段采用620 mm管長(zhǎng)，高速段(轉(zhuǎn)速高于4 000 r/min時(shí))采用335 mm管長(zhǎng)，低轉(zhuǎn)速下的進(jìn)氣效率大大提高。

(2)優(yōu)化了進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)，平均滾流比提升至原來(lái)的1.5～2.2倍，大幅提高了增程式發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性。

(3)通過(guò)對(duì)改型后增程式發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行全面的臺(tái)架試驗(yàn)標(biāo)定，得出優(yōu)化后的增程式發(fā)動(dòng)機(jī)高效每區(qū)的實(shí)驗(yàn)等油耗值為250g/(kW·h)，相對(duì)原機(jī)的實(shí)驗(yàn)等油耗值，增加了近3倍。