王學(xué)超，龔澤文，陸國祥，王曉燕 Wang Xuechao，Gong Zewen，Lu Guoxiang，Wang Xiaoyan

排氣型線對渦輪增壓發(fā)動機性能影響的仿真研究

王學(xué)超，龔澤文，陸國祥，王曉燕 Wang Xuechao，Gong Zewen，Lu Guoxiang，Wang Xiaoyan

（比亞迪汽車工業(yè)有限公司，廣東 深圳 518000）

設(shè)計和匹配最佳的排氣型線，可以在一定的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)增加充氣量、提高功率、改善轉(zhuǎn)矩特性、降低油耗率和有害物排放。以某4氣門增壓直噴汽油機為研究對象建立一維仿真模型，針對6個關(guān)鍵工況點，縮小原機的排氣型線，研究排氣型線對發(fā)動機動力性、經(jīng)濟(jì)性的影響。仿真結(jié)果表明：排氣型線的縮小會導(dǎo)致發(fā)動機低速和高速性能下降，但適當(dāng)縮小有利于提升中速性能；當(dāng)排氣型線縮小為原機的97%時，可以在低速和高速性能下降不多的情況下提升中速常用工況的性能表現(xiàn)。

汽油機；熱力學(xué)；排氣型線；一維仿真

0 引 言

隨著我國經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展，城市機動車保有量增多，交通狀況也更加復(fù)雜，使發(fā)動機更多地工作在中低速段[1]。同時，因汽車保有量的猛增而導(dǎo)致的一系列諸如環(huán)境、能源、交通等矛盾沖突日益明顯。目前我國空氣污染問題日益嚴(yán)重，大中城市霧霾頻發(fā)，公眾對提高空氣質(zhì)量的訴求越來越高。機動車排放作為大氣污染物的主要來源之一，國家對其管控也越來越嚴(yán)苛，國六排放法規(guī)已逐步實施。為滿足國六排放法規(guī)對顆粒物、CH、CO等的限值要求，發(fā)動機應(yīng)盡量減少大負(fù)荷時的動力加濃與排溫保護(hù)，但這會導(dǎo)致發(fā)動機外特性扭矩下降較多，不能滿足整車動力性需求。

影響發(fā)動機性能的因素是多方面、復(fù)雜的，無論對汽油機還是柴油機來說，配氣機構(gòu)都是眾多影響因素中十分重要的因素[2]，配氣機構(gòu)的優(yōu)劣將直接影響發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟(jì)性及排放性。而且，發(fā)動機所能發(fā)出的最大功率，會受到吸入的空氣量、空氣和燃料的混合比例的影響，持續(xù)保持輸出高功率的關(guān)鍵因素之一是在換氣過程中提高發(fā)動機充量系數(shù)并降低流動阻力。

進(jìn)排氣型線和相位影響發(fā)動機的充氣效率和泵氣損失，是提高發(fā)動機性能重要的參數(shù)[3]。設(shè)計和匹配最佳的進(jìn)排氣型線，可以在一定的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)增加充氣量、提高功率、改善轉(zhuǎn)矩特性、降低油耗率和有害物排放；因此，研究分析進(jìn)排氣型線對發(fā)動機性能的影響，在理論和實踐中都很有必要。

對于直列4缸發(fā)動機，排氣型線越寬，相鄰點火順序的氣缸的排氣干擾越嚴(yán)重，不利于排氣過程的順暢進(jìn)行，從而使缸內(nèi)殘余廢氣較多，充氣效率下降，最終導(dǎo)致扭矩下降[4]。適當(dāng)減小排氣型線的包角可以提高發(fā)動機中低速段動力性，但會降低高轉(zhuǎn)速工況的充氣效率。

從工程項目研發(fā)設(shè)計的實際需要出發(fā)，以某混合動力車用4氣門增壓直噴汽油機為研究對象，建立了發(fā)動機的一維GT-SUITE仿真模型，通過匹配不同包角的排氣型線，深入研究了排氣型線對發(fā)動機關(guān)鍵工況點動力性、經(jīng)濟(jì)性的影響，為高性能高效率汽油發(fā)動機的應(yīng)用研究提供了理論依據(jù)與參考。

1 發(fā)動機熱力學(xué)仿真模型建立

1.1 發(fā)動機基本參數(shù)

計算分析的對象為某4氣門增壓直噴汽油機，該發(fā)動機的基本參數(shù)見表1。該發(fā)動機采用了 15 MPa缸內(nèi)直噴、渦輪增壓、進(jìn)氣VVT（Variable Valve Timing，可變氣門正時）等技術(shù)。

表1 發(fā)動機基本參數(shù)

1.2 仿真模型建立

利用GT-SUITE仿真軟件建立該發(fā)動機的仿真模型，并用發(fā)動機臺架試驗數(shù)據(jù)對仿真模型進(jìn)行標(biāo)定。為了方便研究與簡化計算，建模時需要對一些模塊進(jìn)行簡化處理，如進(jìn)排氣系統(tǒng)、燃料供給系統(tǒng)、氣缸模型、燃燒模型、傳熱模型、流動模型等。在簡化模塊的同時給出如下假設(shè)：

（1）進(jìn)入氣缸內(nèi)的氣體屬于理想氣體，能夠滿足理想氣體狀態(tài)方程；

（2）環(huán)境恒溫恒壓，為300 K、100 kPa；

（3）各連接管路、閥門等部件無彈性變形，且無泄漏現(xiàn)象；

（4）每次循環(huán)初始條件相同（調(diào)整參數(shù)除外，如壓縮比、轉(zhuǎn)速等），如燃油溫度、各部件溫度等。

所建立的發(fā)動機仿真模型如圖1所示。新鮮空氣自進(jìn)氣邊界經(jīng)過壓氣機、節(jié)氣門、中冷器、進(jìn)氣歧管、進(jìn)氣道，由進(jìn)氣門進(jìn)入氣缸后與直噴燃油混合；在缸內(nèi)燃燒后產(chǎn)生高溫廢氣由排氣門、排氣道、排氣歧管、渦輪機流向排氣邊界。

圖1 發(fā)動機仿真模型

1.3 關(guān)鍵工況點確認(rèn)

在發(fā)動機運行過程中，排氣型線對不同工況點的影響有所不同。選取了6個關(guān)鍵工況點進(jìn)行分析，分別是低速、中速、高速全負(fù)荷工況點和中低速常用工況點，見表2。

1.4 仿真模型驗證

為了確保后續(xù)研究的可靠性，需要對所建立發(fā)動機仿真模型進(jìn)行驗證。利用已經(jīng)建好的發(fā)動機仿真分析模型，對選定的6個關(guān)鍵工況點的性能進(jìn)行仿真計算，并將仿真計算結(jié)果與發(fā)動機臺架試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，結(jié)果如圖2～圖5所示。

表2 發(fā)動機關(guān)鍵工況點

圖3 仿真比油耗和試驗比油耗對比

圖4 仿真爆壓和試驗爆壓對比[A3] [A4]

圖5 仿真當(dāng)量比和試驗當(dāng)量比對比

從圖2～5中可以看出，仿真扭矩與試驗扭矩的偏差小于4%，比油耗的偏差小于1%，缸內(nèi)爆壓的偏差小于3%，當(dāng)量比的偏差小于1%。仿真計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，兩者變化規(guī)律基本一致，說明該仿真模型具有較高的計算精度和可靠性，可以用來進(jìn)行發(fā)動機參數(shù)優(yōu)化計算。

1.5 排氣型線優(yōu)化設(shè)計方案

為了研究排氣型線對發(fā)動機動力性、經(jīng)濟(jì)性的影響，固定排氣門的開啟相位不變，等比例縮小原機排氣型線的包角和升程，選擇從80%～100%共21組不同縮小比例的排氣型線進(jìn)行DOE[A5] [A6] （Design of Experiment，試驗設(shè)計）仿真對比分析。

2 計算結(jié)果與分析

2.1 排氣型線對進(jìn)氣的影響分析

在對特定工況進(jìn)行DOE仿真計算時，維持原機的進(jìn)氣相位不變，隨著排氣型線的不斷縮小，各工況下的氣門疊開角逐漸減小。

圖6 充量系數(shù)隨排氣型線變化規(guī)律[A7] [A8]

圖7 單缸進(jìn)氣量隨排氣型線變化規(guī)律[A9]

從圖6和圖7可以看出，隨著排氣型線的縮小，低速工況點（1 000 r/min 100%負(fù)荷、1 600 r/min 50%負(fù)荷）的充量系數(shù)和進(jìn)氣量逐漸減?。恢兴俟r點（2 000 r/min 50%負(fù)荷、2 000 r/min 100%負(fù)荷、2 400 r/min 50%負(fù)荷）的充量系數(shù)和進(jìn)氣量呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢；高速工況點（5 200 r/min 100%負(fù)荷）的充量系數(shù)和進(jìn)氣量下降明顯，且當(dāng)排氣型線縮小到原機的90%時有大幅下降。[A10]

2.2 排氣型線對動力性的影響分析

圖8 扭矩隨排氣型線變化規(guī)律

從圖8可以看出，扭矩隨排氣型線的變化規(guī)律與充量系數(shù)基本一致。隨著排氣型線的縮小，低速工況點（1 000 r/min100%負(fù)荷、1 600 r/min 50%負(fù)荷）的扭矩逐漸減??；中速工況點（2 000 r/min 50%負(fù)荷、2 000 r/min 100%負(fù)荷、2 400 r/min 50%負(fù)荷）的扭矩呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢；高速工況點（5 200 r/min 100%負(fù)荷）的扭矩下降明顯，且當(dāng)排氣型線縮小到原機的90%及以下時，發(fā)動機性能急劇下降，其原因是發(fā)動機充量系數(shù)和進(jìn)氣量大幅降低后缸內(nèi)殘余廢氣明顯上升，導(dǎo)致燃燒惡化。

2.3 排氣型線對經(jīng)濟(jì)性的影響分析

在對特定工況進(jìn)行DOE仿真計算時，維持原機的空燃比不變，隨著進(jìn)氣量的變化，發(fā)動機噴油量也相應(yīng)變化。

注：BSFC：Brake Specific Fuel Consumption，比油耗。

通過圖9可以看出，1 000 r/min 100%負(fù)荷、 2 000 r/min 50%負(fù)荷、2 000 r/min 100%負(fù)荷和 2 400 r/min 50%負(fù)荷這4個工況點的比油耗變化不明顯，其原因是隨著排氣型線的縮小，這4個工況點的進(jìn)氣量和扭矩變化趨勢很接近。5 200 r/min 100%負(fù)荷工況點的比油耗隨排氣型線的縮小而明顯升高，當(dāng)排氣型線縮小到原機的90%及以下時，發(fā)動機性能急劇下降，比油耗急劇升高。過高的比油耗分析沒有意義，為了圖形整體表現(xiàn)，對軸標(biāo)尺進(jìn)行了斷層處理，略過了425～2 000 g/kWh區(qū)域。

2.4 排氣型線對燃燒的影響分析

注：ATDC：After Top Dead Center，上止點后。

圖11 燃燒持續(xù)期隨排氣型線變化規(guī)律

從圖10和圖11可以看出，隨著排氣型線的縮小，低速工況點（1 000 r/min 100%負(fù)荷、1 600 r/min 50%負(fù)荷）的燃燒中點相位AI50逐漸推遲，燃燒持續(xù)期AI10-AI90逐漸增大，燃燒呈現(xiàn)逐步惡化的趨勢；中速工況點（2 000 r/min 50%負(fù)荷、2 000 r/min 100%負(fù)荷、2 400 r/min 50%負(fù)荷）的燃燒中點相位AI50呈現(xiàn)先提前再推遲的趨勢，燃燒持續(xù)期AI10-AI90呈現(xiàn)先減小再增大的趨勢，說明排氣型線的適當(dāng)縮小有利于中速工況點燃燒優(yōu)化；高速工況點（5 200 r/min 100%負(fù)荷）的燃燒中點相位AI50推遲明顯，燃燒持續(xù)期AI10-AI90也迅速增大，說明排氣型線的縮小不利于高速工況點燃燒。

3 結(jié) 論

以某4氣門增壓直噴汽油機為研究對象，利用GT-SUITE仿真軟件建立了該發(fā)動機的一維仿真模型，針對低速、中速、高速全負(fù)荷工況點和中低速常用工況點共6個關(guān)鍵工況點，縮小原機的排氣型線的包角和氣門升程，研究了排氣型線對發(fā)動機動力性、經(jīng)濟(jì)性的影響，得出以下結(jié)論：

（1）對低速工況點（1 000 r/min 100%負(fù)荷、 1 600 r/min 50%負(fù)荷）來說，排氣型線的縮小會使掃氣能力降低，導(dǎo)致充量系數(shù)和進(jìn)氣量下降，燃燒惡化，動力性和經(jīng)濟(jì)性下降；

（2）對中速工況點（2 000 r/min 50%負(fù)荷、2 000 r/min 100%負(fù)荷、2 400 r/min 50%負(fù)荷）來說，排氣型線的適當(dāng)縮小有利于降低缸內(nèi)殘余廢氣，提高進(jìn)氣量，優(yōu)化燃燒，提升發(fā)動機動力性，但排氣型線縮小過多仍會導(dǎo)致發(fā)動機進(jìn)氣不足、性能下降；

（3）對高速工況點（5 200 r/min 100%負(fù)荷）來說，排氣型線的縮小會導(dǎo)致充量系數(shù)急劇減小，缸內(nèi)殘余廢氣明顯上升，發(fā)動機動力性急劇下降；

（4）考慮到該發(fā)動機用于混合動力，低速時有電機介入工作，同時很少運行在3 500 r/min以上的高速工況，更多地工作在中速工況，因此，通過適當(dāng)犧牲低速和高速的一部分性能，換取發(fā)動機中速工況的性能提升，不失為一種可行的方案；

（5）從仿真結(jié)果來看，當(dāng)排氣型線縮小為原機的97%時，1 000 r/min 100%負(fù)荷工況點扭矩下降1.8 Nm、1 600 r/min 50 %負(fù)荷工況點扭矩下降5.1 Nm、5 200 r/min 100%負(fù)荷工況點扭矩下降15.2 Nm，而2 000 r/min 50%負(fù)荷工況點扭矩提升2.7 Nm、2 000 r/min 100%負(fù)荷工況點扭矩提升4.2 Nm、2 400 r/min 50%負(fù)荷工況點扭矩提升1.3Nm；

（6）采用一維熱力學(xué)仿真的方法對發(fā)動機性能進(jìn)行計算分析，可以在短時間內(nèi)獲得許多必須通過復(fù)雜試驗才能得到的詳細(xì)信息，對試驗具有指導(dǎo)意義，是發(fā)動機產(chǎn)品研發(fā)的有效手段。

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U464.12

A

10.14175/j.issn.1002-4581.2020.01.002

1002-4581（2020）01-0006-05