劉 錚,邸立明,2,張世偉,孫琢剛,孫 濤

(1.燕山大學(xué) 車輛與能源學(xué)院， 河北 秦皇島 066004；2.燕山大學(xué) 河北省特種運載裝備重點實驗室， 河北 秦皇島 066004；3.徐州徐工港口機械有限公司， 江蘇 徐州 221004)

0 引言

傳統(tǒng)汽油機采用節(jié)氣門控制的進(jìn)氣量調(diào)節(jié)負(fù)荷工作模式，小節(jié)氣門開度會產(chǎn)生較高泵氣損失，導(dǎo)致中小負(fù)荷燃油經(jīng)濟性變差[1-2]，無節(jié)氣門負(fù)荷控制是進(jìn)一步提升汽油機綜合性能的重要研究方向。胡順堂等[3]試驗得出采用可變氣門升程負(fù)荷控制方式，單缸汽油機泵氣損失降低20%～30%，指示燃油消耗率降低3%～12%，中低轉(zhuǎn)速機械損失也相應(yīng)降低。Osorio等[4]采用連續(xù)可變氣門正時系統(tǒng)研究表明，在20%～30%負(fù)荷下相比原汽油機燃油經(jīng)濟性提升4.1%，Sher等[5]研究也表明無節(jié)氣門汽油機能改善中小負(fù)荷燃油經(jīng)濟性。王天友等[6]采用汽油機可變氣門開啟持續(xù)期的負(fù)荷控制方式研究表明，部分負(fù)荷泵氣損失最大降幅達(dá)57%，油耗降低5.63%。Zhang等[7]通過全可變液壓氣門機構(gòu)，對改造無節(jié)氣門汽油機開展負(fù)荷控制試驗得出，在2 000 r/min平均有效壓力0.189 MPa的負(fù)荷工況下，相比原機泵氣損失降低85.4%，但出現(xiàn)熱效率降低問題。Knop等[8]對單缸汽油機僅采用進(jìn)氣門早關(guān)的負(fù)荷控制試驗表明，其對降低泵氣損失效果并不顯著。Teodosio等[9]研究表明，相比汽油機傳統(tǒng)節(jié)氣門負(fù)荷控制方式，采用進(jìn)氣門早關(guān)或進(jìn)氣門晚關(guān)控制策略均能提升燃油經(jīng)濟性，且在中小負(fù)荷采用前者比后者更節(jié)能。

目前，無節(jié)氣門汽油機的研究多采用量調(diào)節(jié)負(fù)荷控制方式，而Kratzsch等[10]研究表明，采用提高壓縮比、電暈點火等質(zhì)調(diào)節(jié)負(fù)荷控制方式，不僅能解決中小負(fù)荷的工作穩(wěn)定問題，還可進(jìn)一步提升其燃油經(jīng)濟性。本文中采用歧管噴射質(zhì)調(diào)節(jié)負(fù)荷控制方式，開展小排量單缸無節(jié)氣門汽油機的負(fù)荷控制特性研究。通過搭建驗證帶節(jié)氣門原機的一維性能仿真模型，修改獲得無節(jié)氣門汽油機性能仿真模型，并開展等動力性水平的噴油標(biāo)定。分別對原機和無節(jié)氣門汽油機開展一維性能仿真和三維缸內(nèi)燃燒循環(huán)數(shù)值模擬，以對比分析質(zhì)調(diào)節(jié)負(fù)荷控制方式對缸內(nèi)流場與燃燒特性的影響規(guī)律。

1 原機一維性能仿真模型搭建與驗證

將化油器式HONDA WH125-6單缸汽油機改造為歧管噴射電控供油系統(tǒng)，原機主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。通過對原機開展500 r/min轉(zhuǎn)速間隔的2 000～6 000 r/min區(qū)間外特性臺架試驗，獲取一維性能仿真模型搭建參數(shù)并驗證模型正確性。

表1 原機主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

發(fā)動機試驗臺架及測控系統(tǒng)如圖1所示，包含測功機、標(biāo)定系統(tǒng)及分析儀等。利用GT-Power構(gòu)建原機一維性能仿真模型，對一維模型中主要模塊中計算模型進(jìn)行搭建，其中，噴油器模型選擇InjAFSeqConn模型，壁溫模型選擇EngCylTWall模型，傳熱模型選擇WoschniGT模型，燃燒模型選擇EngCylCombSITurb模型。搭建好的原機一維模型如圖2所示。

圖1 發(fā)動機臺架試驗測控系統(tǒng)

圖2 原機一維模型

開展對標(biāo)原機臺架試驗外特性的模型仿真與調(diào)試，最終得到扭矩和有效燃油消耗率的仿真與試驗數(shù)據(jù)，如圖3所示。各性能參數(shù)最大相對誤差均小于5%，所建原機模型可用于局部改進(jìn)的性能分析。

圖3 原機外特性臺架試驗與仿真數(shù)據(jù)

2 無節(jié)氣門汽油機仿真模型標(biāo)定

將原機模型在各負(fù)荷工況下的節(jié)氣門始終設(shè)置為全開狀態(tài)，不調(diào)節(jié)進(jìn)氣量，其余模型參數(shù)均保持不變，得到無節(jié)氣門汽油機性能仿真模型。在其他參數(shù)不變情況下，將質(zhì)調(diào)節(jié)燃空比作為標(biāo)定參量，對應(yīng)工況原機輸出扭矩作為標(biāo)定判據(jù)，在2 000～6 000 r/min分別對應(yīng)原機間隔10%節(jié)氣門開度進(jìn)行取樣標(biāo)定。其中，在常用2 000～4 000 r/min以250 r/min為轉(zhuǎn)速取樣間隔標(biāo)定，而在不常用到的4 000～6 000 r/min以500 r/min轉(zhuǎn)速取樣間隔標(biāo)定。標(biāo)定時將無節(jié)氣門汽油機的轉(zhuǎn)速設(shè)置為與原機對應(yīng)工況點的轉(zhuǎn)速相同，在無節(jié)氣門汽油機模型中調(diào)節(jié)噴油控制參數(shù)燃空比，對比仿真得到的扭矩和原機該工況點下的扭矩，以二者差值作為繼續(xù)調(diào)試的參考，經(jīng)多次調(diào)試仿真后，當(dāng)無節(jié)氣門汽油機的扭矩和功率與原機基本相同，則該工況點下的噴油參數(shù)完成標(biāo)定。圖4為標(biāo)定后無節(jié)氣門汽油機燃空比質(zhì)調(diào)節(jié)MAP圖。

圖4 對標(biāo)負(fù)荷無節(jié)氣門汽油機燃空比MAP圖

在2 000～6 000 r/min對應(yīng)原機30%節(jié)氣門開度的中小負(fù)荷工況，無節(jié)氣門汽油機和原機的扭矩、指示熱效率、有效燃油消耗率對比關(guān)系如圖5所示。

圖5 30%負(fù)荷工況原機和無節(jié)氣門汽油機性能曲線

全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的無節(jié)氣門汽油機比原機有效燃油消耗率顯著降低，在最大扭矩轉(zhuǎn)速3 000 r/min降幅為20.1%，在4 000 r/min時降幅最高達(dá)24.7%。全轉(zhuǎn)速工況的指示熱效率有明顯提升，在最大扭矩轉(zhuǎn)速升幅為24.9%，在4 000 r/min升幅最高達(dá)32.7%。稀薄混合氣在高指示熱效率下燃燒導(dǎo)致NOx生成顯著升高，而HC排放增幅不大。

無節(jié)氣門汽油機因泵氣損失下降，相同動力水平下各負(fù)荷工況點標(biāo)定燃空比整體小于原機，富氧燃燒導(dǎo)致燃油經(jīng)濟性和指示熱效率均大幅高于原機[11]。高溫富氧的燃燒環(huán)境也促進(jìn)了NOx快速生成，同時稀薄混合氣使火焰?zhèn)鞑ニ俣认陆?，?dǎo)致燃燒室局部HC生成量相對增加。

3 無節(jié)氣門汽油機負(fù)荷控制多目標(biāo)優(yōu)化

噴油量和點火提前角是影響發(fā)動機綜合性能的最重要的2個關(guān)鍵因素。在其他參數(shù)不變的情況下，以增加點火提前角為標(biāo)定參量，對無節(jié)氣門汽油機的燃空比和點火提前角分別進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化標(biāo)定，基于實驗設(shè)計方法的多目標(biāo)優(yōu)化可以大大縮短試驗周期，以進(jìn)一步提升發(fā)動機的綜合性能。利用GT-Power結(jié)合Isight軟件搭建聯(lián)合仿真尋優(yōu)模型，對燃空比和點火提前角2個變量，利用最優(yōu)拉丁超立方算法構(gòu)建采樣空間的樣本點群組[12]。設(shè)定Kriging近似模型輸入變量為燃空比和點火提前角，輸出變量為扭矩、有效燃油消耗率、NOx和HC生成量。選擇非支配排序遺傳算法NSGA-Ⅱ進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，約束條件為優(yōu)化后扭矩下降低于2%，優(yōu)化后的NOx生成量少于優(yōu)化前，優(yōu)化目標(biāo)為最小化有效燃油消耗率、NOx和HC生成量[13]。依據(jù)扭矩、NOx和有效燃油消耗率的順序優(yōu)先級，經(jīng)過聯(lián)合仿真，得到無節(jié)氣門汽油機各標(biāo)定工況點多目標(biāo)優(yōu)化后的燃空比如圖6所示，優(yōu)化后標(biāo)定點火提前角MAP如圖7所示，得到符合預(yù)期的解。

圖6 優(yōu)化后燃空比

圖7 優(yōu)化后點火提前角

4 三維數(shù)值模擬流場與燃燒分析

4.1 模型建立與參數(shù)設(shè)置

采用激光掃描儀實現(xiàn)原機部件的數(shù)位點云采集，利用逆向建模得到相應(yīng)CAD模型，并將其轉(zhuǎn)換為STL格式導(dǎo)入CONVERGE，以開展數(shù)值模擬設(shè)置。開展數(shù)值模擬選用的各計算模型如表2所示。

表2 計算模型的選取

圖8為參數(shù)設(shè)置完成后的燃燒循環(huán)數(shù)值模擬模型。模型計算基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為8 mm，針對燃油噴霧、燃燒室、火花塞電極等局部區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，加密后的網(wǎng)格尺寸與網(wǎng)格加密級數(shù)的關(guān)系如式(1)所示。

圖8 數(shù)值模擬模型

(1)

式中：dx為加密后的網(wǎng)格實際尺寸；dx_base為基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸；scale為加密級數(shù)。

對氣缸內(nèi)部和進(jìn)排氣門所在位置及氣道區(qū)域采用全局2級永久柱狀加密，對噴油器噴嘴采用3級錐狀加密，加密持續(xù)期為從噴油開始到噴油結(jié)束，對火花塞分別進(jìn)行4級和3級球形加密，其中內(nèi)部為4級加密，外部為3級加密，加密持續(xù)期為從火花塞點火時刻到點火能量釋放結(jié)束。對進(jìn)氣門倒角進(jìn)行3級加密，加密持續(xù)期為從進(jìn)氣門開啟到進(jìn)氣門關(guān)閉。在計算過程中網(wǎng)格數(shù)最多達(dá)8.36萬。

4.2 模型有效性驗證

在3 000 r/min最大扭矩轉(zhuǎn)速下，對0.96 MPa缸內(nèi)平均有效壓力的中小負(fù)荷工況點開展燃燒循環(huán)數(shù)值模擬，性能仿真與缸壓曲線如圖9所示。最大相對誤差均低于5%，三維數(shù)值模擬模型滿足進(jìn)一步開展性能預(yù)測的需求。

圖9 性能仿真與數(shù)值模擬缸壓曲線

缸內(nèi)渦流和滾流是影響發(fā)動機性能的主要氣流運動形式，進(jìn)氣、壓縮行程兩者強弱演化對工質(zhì)混合與燃燒品質(zhì)影響顯著。選取過進(jìn)氣門軸線且與氣缸軸線平行的截面，分析原機和無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)滾流數(shù)值模擬的演化情況，如圖10所示。在進(jìn)氣行程初期的-325° CA，隨著進(jìn)氣門升程逐漸增大，進(jìn)氣量迅速增加，兩機型最高氣流速度均出現(xiàn)在進(jìn)氣門閥座處，無節(jié)氣門汽油機為89.73 m/s，比原機高11.2%。在燃燒室的左側(cè)和中間位置，兩機型均出現(xiàn)逆時針和順時針方向的2個小尺度滾流，且偏中間滾流尺度更大。在進(jìn)氣行程后期-205° CA，兩機型缸內(nèi)滾流被不斷拉長，強度逐漸減弱，但偏中間滾流尺度仍大于左側(cè)。盡管此階段兩機型的缸內(nèi)滾流結(jié)構(gòu)上相似，但無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)最高流速為39.46 m/s，高出原機11.4%。在進(jìn)氣行程后期，缸內(nèi)滾流強度明顯下降，主要表現(xiàn)為無規(guī)則湍流運動，并因活塞上行而進(jìn)氣門仍然開啟，進(jìn)氣歧管出現(xiàn)倒流現(xiàn)象。壓縮行程開始后的活塞持續(xù)加速上行，為缸內(nèi)氣流提供了新動力，兩機型在-125° CA的缸右下部，均形成一個強度相近的小尺度滾流。同時在進(jìn)氣門閥座處出現(xiàn)高速倒流，但缸內(nèi)其他部位氣體流速相對進(jìn)氣行程明顯降低，且強度較弱。在接近壓縮終了的-25° CA，兩機型在燃燒室頂部均形成一個中等尺度滾流，且其受活塞擠壓部分發(fā)生破碎，形成湍流度較高的紊流。對原機和無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)渦流分析如圖11所示。

圖10 原機和無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)滾流演化

圖11 原機和無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)渦流演化

在不同曲軸轉(zhuǎn)角下，采用與活塞頂面和缸蓋底面等距且垂直氣缸軸線的中截面，開展兩機型氣缸內(nèi)渦流演化對比分析。在-325° CA的進(jìn)氣行程初期，無節(jié)氣門汽油機和原機缸內(nèi)出現(xiàn)多個渦流，且在左側(cè)和下側(cè)均形成順時針和逆時針方向2個中等尺度渦流。此時缸內(nèi)最高流速均出現(xiàn)在進(jìn)氣門側(cè)氣缸壁面附近，其中，無節(jié)氣門汽油機最高流速為66.85 m/s，比原機高出15.3%。在-205° CA的進(jìn)氣行程后期，無節(jié)氣門汽油機和原機缸內(nèi)氣流速度及渦旋運動均明顯減弱，氣缸四周壁面附近氣流速度遠(yuǎn)高于中心區(qū)域，但以無規(guī)則湍流運動為主，且無節(jié)氣門汽油機氣流運動強度強于原機?；钊^續(xù)上行為缸內(nèi)氣流運動提供了新的動力，在-125° CA的壓縮行程，兩機型缸內(nèi)中左部均形成明顯渦旋，但無節(jié)氣門汽油機的渦核偏左，且氣流平均速度略高于原機。在-25° CA壓縮行程后期，渦流因不斷受到壓縮而耗散破碎，無節(jié)氣門汽油機和原機缸內(nèi)渦流運動強度大幅衰減，但無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)氣流速度高于原機缸內(nèi)氣流速度。

無節(jié)氣門汽油機和原機缸內(nèi)湍動能曲線如圖12所示。結(jié)合圖10和圖11分析可知，盡管兩機型缸內(nèi)渦流和滾流的分布與演化過程相近，但無節(jié)氣門汽油機在進(jìn)氣行程、壓縮行程的滾流、渦流及湍動能強度均優(yōu)于原機。在進(jìn)氣行程-235° CA的湍動能最強為50.28 (m2·s-2)，高于原機21.74%。

圖12 原機和無節(jié)氣門汽油機的缸內(nèi)湍動能曲線

采用缸內(nèi)1 800 K溫度等值面代表火焰?zhèn)鞑サ那颁h面[14]，可得到兩機型的燃燒火焰?zhèn)鞑パ莼^程，如圖13所示。在點火提前角均為-22.75° CA條件下，兩機型在-21° CA的點火初期，火核剛開始形成，初始火焰面?zhèn)鞑ゾ徛?，因此火焰前鋒面積相差不大。

圖13 原機和無節(jié)氣門汽油機的燃燒火焰?zhèn)鞑?/p>

隨著火核不斷發(fā)展和向外傳播燃燒，無節(jié)氣門汽油機和原機火焰前鋒面積在作功行程的4° CA時已經(jīng)出現(xiàn)明顯差異，原機的火焰?zhèn)鞑ニ俣壬愿?。在作功行程?8° CA，原機火焰前鋒面?zhèn)鞑ニ俣让黠@快于無節(jié)氣門汽油機，且已延伸至四周缸壁邊緣。在壓縮行程的28° CA，當(dāng)無節(jié)氣門汽油機火焰前鋒面?zhèn)鞑サ綒飧妆诿孢吘墪r，原機的燃燒進(jìn)程已接近結(jié)束。因此，在相同負(fù)荷工況下，無節(jié)氣門汽油機的點火燃燒進(jìn)程滯后于原機，其燃燒持續(xù)期更長。

無節(jié)氣門汽油機與原機的缸內(nèi)平均燃空當(dāng)量比變化曲線如圖14所示。由圖12分析可知，在壓縮行程后期兩機型的缸內(nèi)湍動能和氣流運動強度基本相同，而由圖14分析可得，無節(jié)氣門汽油機的缸內(nèi)燃空當(dāng)量比始終低于原機，即其混合氣更稀薄，無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)平均燃空當(dāng)量比在0.83左右，即空燃比在17.7附近。在接近壓縮終了的點火時刻附近，當(dāng)兩者氣流運動強度基本相同時，無節(jié)氣門汽油機的混合氣更稀薄，其火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊陀谠瓩C，所以無節(jié)氣門汽油機的燃燒持續(xù)期更長。

圖14 平均燃空當(dāng)量比曲線

5 結(jié)論

1) 基于對單缸無節(jié)氣門汽油機開展多目標(biāo)優(yōu)化噴油標(biāo)定，實現(xiàn)了對標(biāo)原機動力性的質(zhì)調(diào)節(jié)負(fù)荷控制。研究表明，在對應(yīng)原機3 000 r/min最大扭矩轉(zhuǎn)速30%節(jié)氣門開度的中小負(fù)荷等效工況，無節(jié)氣門汽油機相比原機的燃油經(jīng)濟性、指示熱效率均大幅提升，分別升高20.1%、24.9%。同時，較高指示熱效率下的稀薄混合氣富氧燃燒，導(dǎo)致NOx和HC基于工況有不同程度增加。

2) 無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)渦流和滾流的結(jié)構(gòu)、分布演化過程與原機相近，但因無節(jié)氣門泵氣損失，使進(jìn)氣與壓縮階段的缸內(nèi)氣流運動強度普遍高于原機，平均湍動能顯著升高。無節(jié)氣門汽油機缸內(nèi)混合氣更為稀薄，致使火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)程滯后于原機，燃燒持續(xù)期延長。