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引言

油耗和排放法規(guī)日趨嚴(yán)格，純電動(dòng)車依然面臨技術(shù)和成本的問(wèn)題，混合動(dòng)力車輛將是未來(lái)一段時(shí)間的主流。使用米勒循環(huán)的發(fā)動(dòng)機(jī)是混合動(dòng)力車輛的最佳選擇，相比傳統(tǒng)的奧拓循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹比大于壓縮比，做功行程更長(zhǎng)，熱效率更高。此外米勒循環(huán)還能有效降低爆震傾向，減小泵氣損失，提升熱效率[1]。

在日益嚴(yán)格的油耗法規(guī)限值下，米勒循環(huán)已成為當(dāng)前研究的熱點(diǎn)，國(guó)內(nèi)外也對(duì)此進(jìn)行了許多的研究。Kazuhisa Okamoto 等人研究了晚關(guān)米勒循環(huán)（LIVC）和EGR 對(duì)氣體發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行的影響，表明需提升缸內(nèi)湍動(dòng)能以獲得更高的燃燒等容度來(lái)提升發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率[2]。Martin Scheidt 等人研究了米勒/阿特金森循環(huán)在小型化增壓發(fā)動(dòng)機(jī)上的應(yīng)用，表明米勒循環(huán)（EIVC）結(jié)合低氣門升程以及Masking 選取的部分符合工況點(diǎn)油耗下降達(dá)8%[3]?？梢?jiàn)，氣道的設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)是米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)發(fā)的關(guān)鍵部分。

1 總體介紹

當(dāng)前實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)的主要方式是重新設(shè)計(jì)氣門升程型線，采用早關(guān)米勒循環(huán)（EIVC）則減小進(jìn)氣門升程的開(kāi)度角，同時(shí)降低升程高度；采用晚關(guān)米勒循環(huán)（LIVC）則是增大進(jìn)氣門升程的開(kāi)度角，稍微降低升程高度；重新設(shè)計(jì)氣門升程型線實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)是當(dāng)前成本最低，幾何結(jié)構(gòu)改動(dòng)最少，周期最短的方案[4]。但這一方案將降低缸內(nèi)的滾流強(qiáng)度[5]，原因是：一方面降低進(jìn)氣門升程高度影響滾流的形成；另一方面進(jìn)氣門關(guān)閉角度影響缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)的衰減，進(jìn)而影響燃燒持續(xù)期。這兩個(gè)因素都降低點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)湍動(dòng)能的強(qiáng)度，因此必須提高低氣門升程的滾流強(qiáng)度來(lái)保證點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)的湍動(dòng)能水平，最終實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)提高熱效率的目的。

將一款增壓汽油發(fā)動(dòng)機(jī)改造為早關(guān)米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)。一是通過(guò)一維熱力學(xué)模擬確定合理的進(jìn)氣門升程型線；二是對(duì)原機(jī)進(jìn)氣道進(jìn)行重新開(kāi)發(fā)，設(shè)計(jì)目標(biāo)是提高低氣門升程滾流強(qiáng)度。本文應(yīng)用CAD 和CFD 軟件相結(jié)合的方法，完成了某款增壓汽油發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)用早關(guān)米勒循環(huán)改造中的進(jìn)氣道開(kāi)發(fā)。

2 確定氣門升程型線

某款增壓汽油發(fā)動(dòng)機(jī)，其基本參數(shù)如表1 所示，一維熱力學(xué)模型如圖1 所示。應(yīng)用該熱力學(xué)模型，研究了進(jìn)氣門升程型線對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。研究表明：通過(guò)提高壓縮比和增壓器壓比，減少進(jìn)氣門型線的開(kāi)度角及升程，型線對(duì)比如圖2 所示，在基本保持原機(jī)動(dòng)力水平的基礎(chǔ)上，早關(guān)米勒循環(huán)使發(fā)動(dòng)機(jī)油耗平均降低約4%。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

圖1 一維熱力學(xué)模型

如圖2 所示，原機(jī)最大進(jìn)氣門升程為8.2 mm，采用早關(guān)米勒循環(huán)的最大進(jìn)氣門升程為4.2 mm，最大進(jìn)氣門升程幾乎降低了一半。原機(jī)的滾流比曲線如圖5 所示，當(dāng)進(jìn)氣門升程達(dá)到8 mm 時(shí)，滾流比為2.6，隨著進(jìn)氣門升程的降低，滾流比下降，當(dāng)進(jìn)氣門升程為4 mm 時(shí)，滾流比僅為0.7，可見(jiàn)進(jìn)氣門升程的大幅降低必然導(dǎo)致缸內(nèi)氣體滾流強(qiáng)度的大幅下降，進(jìn)而影響缸內(nèi)湍動(dòng)能強(qiáng)度。需重新開(kāi)發(fā)進(jìn)氣道以提升缸內(nèi)湍動(dòng)能。

圖2 進(jìn)氣門型線對(duì)比

3 進(jìn)氣道CAD 設(shè)計(jì)

3.1 設(shè)計(jì)基礎(chǔ)

CAD 設(shè)計(jì)的目標(biāo)是提高低氣門升程的滾流比。滾流比定義為缸內(nèi)氣體角速度ωFK與虛擬發(fā)動(dòng)機(jī)角速度ωMot之比[6]。由定義可知，在保持實(shí)際測(cè)得進(jìn)氣質(zhì)量流量基本不變的條件下，增大缸內(nèi)氣體角速度，是提高滾流比的基本途徑。

式中：Tr為滾流比；ωFK為缸內(nèi)氣體角速度；ωMot為虛擬發(fā)動(dòng)機(jī)角速度；fi為計(jì)算單元面積；ri為計(jì)算單元中心至旋轉(zhuǎn)軸線的垂直距離；wLDA為氣體軸向速度，來(lái)自LDA 或CFD；w 為氣體平均軸向速度；Vh為氣缸工作容積；為實(shí)際測(cè)得質(zhì)量流量；ρ 為空氣密度，D 為氣缸直徑。

3.2 米勒循環(huán)進(jìn)氣道

根據(jù)上述的基本思路，實(shí)現(xiàn)措施有以下幾點(diǎn)：1）使用切向氣道，增大氣道傾角，利于組織缸內(nèi)氣體的滾流運(yùn)動(dòng)。

2）合理縮小進(jìn)氣門座圈的直徑，提高氣體流動(dòng)速度。

3）氣道出口使用“D”型出口，如圖3 所示，此結(jié)構(gòu)對(duì)進(jìn)氣門右側(cè)起節(jié)流作用，促使氣體由進(jìn)氣門左側(cè)進(jìn)入氣缸。

4）在低氣門升程時(shí)，進(jìn)氣道和缸內(nèi)壓力差大，質(zhì)量流量小，上述3 條措施難以起到明顯效果，需使用進(jìn)氣門右側(cè)Masking，Masking 能夠有效提高低氣門升程滾流比[7]。

根據(jù)上述措施，經(jīng)多次迭代，最終完成了進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)，原機(jī)氣道與新設(shè)計(jì)的米勒循環(huán)進(jìn)氣道對(duì)比如圖3 所示。

圖3 原機(jī)進(jìn)氣道與米勒循環(huán)進(jìn)氣道對(duì)比圖

4 進(jìn)氣道CFD 穩(wěn)態(tài)模擬

4.1 CFD 建模

應(yīng)用CFD 軟件搭建氣道穩(wěn)態(tài)模擬模型，其中氣缸長(zhǎng)度為2.5D（D 為缸徑）。建模分為2 步：1）網(wǎng)格設(shè)置：最小網(wǎng)格尺寸為0.25 mm，整個(gè)模型最大網(wǎng)格尺寸為2 mm，邊界層數(shù)為4 層，網(wǎng)格數(shù)量約為120 萬(wàn)。2）邊界條件及求解器設(shè)置：使用k-zata-f 湍流模型和混合壁面模型。

4.2 流量系數(shù)及滾流比對(duì)比分析

米勒循環(huán)進(jìn)氣道與原機(jī)進(jìn)氣道流量系數(shù)對(duì)比如圖4 所示，升程小于6 mm 時(shí)，米勒循環(huán)進(jìn)氣道的流量系數(shù)相比原機(jī)都有所降低，降低值最大為0.1，升程≥6 mm 時(shí)，兩者的流量系數(shù)基本一致。

圖4 流量系數(shù)對(duì)比圖

米勒循環(huán)進(jìn)氣道與原機(jī)進(jìn)氣道滾流比對(duì)比如圖5 所示，升程小于6 mm 時(shí)，米勒循環(huán)進(jìn)氣道的滾流比相比原機(jī)大幅提高，其中2 mm 升程提高了2.5，3 mm 升程提高了2.0，4 mm 和5 mm 升程約提高1.2。進(jìn)氣門打開(kāi)后，滾流比快速提升，在2 mm 升程達(dá)到最大值2.6，與原機(jī)8 mm 升程滾流比一致。可見(jiàn)，CAD 設(shè)計(jì)已經(jīng)達(dá)到了設(shè)計(jì)目標(biāo)。

圖5 滾流比對(duì)比圖

4.3 流速對(duì)比分析

圖6 給出了米勒循環(huán)氣道和原機(jī)氣道2 mm 升程的流速分布圖，原機(jī)氣道流速更大些；在進(jìn)氣門右側(cè)的圓圈區(qū)域，原機(jī)流動(dòng)面積較大，流量也較大，而米勒循環(huán)進(jìn)氣道，由于使用了進(jìn)氣門右側(cè)Masking設(shè)計(jì)，流動(dòng)面積很小，流量也很小。

圖6 流速對(duì)比圖

5 瞬態(tài)燃燒模擬

5.1 瞬態(tài)燃燒模型建模

發(fā)動(dòng)機(jī)使用米勒循環(huán)的根本目的是降低油耗，提高燃燒效率；優(yōu)化進(jìn)氣道，提高其滾流比，最終效果是提高燃燒速率，進(jìn)而提高燃燒效率[8]。缸內(nèi)瞬態(tài)燃燒模擬能夠在理論上驗(yàn)證設(shè)計(jì)是否達(dá)到設(shè)計(jì)目的。

使用AVL Fire 進(jìn)行瞬態(tài)燃燒模擬，最大網(wǎng)格尺寸2 mm，最小網(wǎng)格尺寸0.25 mm。邊界條件來(lái)自上述的WAVE 一維熱力學(xué)模擬，主要包括：入口瞬態(tài)進(jìn)氣量及溫度、出口瞬態(tài)靜壓壓力、進(jìn)排氣門型線、循環(huán)噴油量及點(diǎn)火時(shí)刻。其他壁面溫度條件如表2 所示，模型使用Simple 離散模型、k-zeta-f 湍流模型及Coherent Fram Model-ECFM 燃燒模型。

表2 模型壁面溫度條件

選擇以下3 個(gè)典型工況：1 200 r/min@1.4 MPa；3 000 r/min@1.2 MPa 和5 400 r/min@1.6 MPa，分別對(duì)以下3 種方案進(jìn)行瞬態(tài)燃燒模擬研究：

原機(jī)方案：原機(jī)氣道+原機(jī)升程

方案B：原機(jī)氣道+米勒循環(huán)升程

方案C：米勒循環(huán)氣道+米勒循環(huán)升程

由于ECFM 燃燒模型為經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停铇?biāo)定2 個(gè)參數(shù)：Initial flame surface density 和Stretch factor，前一個(gè)參數(shù)主要影響著火滯燃期，后一個(gè)參數(shù)主要影響燃燒速率。1 200 r/min@1.4 MPa 工況原機(jī)方案的模擬缸內(nèi)平均壓力與測(cè)試值對(duì)比如圖7 所示?？梢?jiàn)，壓縮沖程模擬壓力值與測(cè)試壓力吻合，模型精度滿足下一步研究要求。

圖7 缸內(nèi)壓力對(duì)比圖

5.2 模擬2D 結(jié)果

圖8 給出了1 200 r/min@1.4 MPa 工況3 種方案缸內(nèi)平均湍動(dòng)能的對(duì)比圖。方案B 是在原機(jī)基礎(chǔ)上使用了早關(guān)米勒循環(huán)升程，氣門開(kāi)度及最大升程都比原機(jī)小，進(jìn)氣門在520°CA 關(guān)閉。氣門關(guān)閉后，缸內(nèi)平均湍動(dòng)能快速耗散下降。方案B 受氣門型線影響，缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)減弱，湍動(dòng)能無(wú)法保持，壓縮末期滾流破碎為湍流的量也很少，故湍動(dòng)能只是稍微上升。方案C 提高了缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度，湍動(dòng)能提高。點(diǎn)火時(shí)刻原機(jī)湍動(dòng)能為8.3 m2/s2，方案B 為4.2 m2/s2，比原機(jī)降低49%，方案C 為10.4 m2/s2，比原機(jī)提高25%，達(dá)到了保持原機(jī)湍動(dòng)能水平的目標(biāo)。

圖8 缸內(nèi)平均湍動(dòng)能對(duì)比圖

圖9 給出了1 200 r/min@1.4 MPa 工況3 種方案缸內(nèi)平均壓力對(duì)比圖，方案B 缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力比原機(jī)下降25%，做功能力比原機(jī)低；方案C 缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力比原機(jī)提升19%，做功能力比原機(jī)強(qiáng)。

圖9 缸內(nèi)平均壓力對(duì)比圖

圖10 給出了1 200 r/min@1.4 MPa 工況3 種方案累積放熱量對(duì)比圖，原機(jī)燃燒持續(xù)期為14°CA，方案B 為20°CA，比原機(jī)延長(zhǎng)了43%。方案C 燃燒持續(xù)期為11.2°CA，比原機(jī)提高了20%。

圖10 累積放熱量對(duì)比圖

圖11 給出了3 000 r/min@1.2 MPa 工況缸內(nèi)動(dòng)態(tài)滾流比對(duì)比圖。初期滾流比隨進(jìn)氣進(jìn)程增加，隨著進(jìn)氣門關(guān)閉滾流比降低，隨后在壓縮進(jìn)程中再次增加。方案B 由于進(jìn)氣門升程降低，缸內(nèi)氣流的滾流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度比原機(jī)明顯下降。方案C 優(yōu)化了進(jìn)氣道，缸內(nèi)氣流滾流運(yùn)動(dòng)比原機(jī)方案明顯提高。缸內(nèi)氣體滾流運(yùn)動(dòng)在壓縮上止點(diǎn)被擠壓破碎為湍動(dòng)能，加速混合氣的燃燒速率。

圖11 缸內(nèi)滾流比對(duì)比圖

圖12 燃燒持續(xù)期對(duì)比圖

圖12 給出了3 個(gè)工況3 種方案燃燒持續(xù)期對(duì)比圖。方案B 燃燒持續(xù)期明顯長(zhǎng)于原機(jī)方案，說(shuō)明在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)早關(guān)米勒循環(huán)改造中，如果保持原有的氣道方案，缸內(nèi)燃燒速率將比原機(jī)慢，米勒循環(huán)所獲得的油耗降低部分將被惡化的燃燒所抵消。方案C燃燒持續(xù)期在中低轉(zhuǎn)速時(shí)短于原機(jī)方案，在高轉(zhuǎn)速時(shí)長(zhǎng)于原機(jī)方案，說(shuō)明重新開(kāi)發(fā)的氣道有效地改善了發(fā)動(dòng)機(jī)中低速工況的燃燒速率，高速工況由于進(jìn)氣門升程降低的影響仍然無(wú)法達(dá)到原機(jī)的水平。

將燃燒持續(xù)期應(yīng)用到上述的WAVE 一維熱力學(xué)模型中，通過(guò)調(diào)整CA50，保持爆震因子與原機(jī)處于同一水平，不考慮米勒循環(huán)帶來(lái)的影響，僅考慮氣道的影響，如表3 所示。方案B 相對(duì)原機(jī)，油耗增加。這是升程降低后，缸內(nèi)湍動(dòng)能顯著降低導(dǎo)致燃燒持續(xù)期增加所致。通過(guò)氣道的油耗，方案C 比方案B 油耗降低，熱效率提高。因此，通過(guò)3 個(gè)典型工況的平均估算發(fā)動(dòng)機(jī)油耗，在早關(guān)米勒循環(huán)的基礎(chǔ)上僅考慮優(yōu)化進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)能夠降低發(fā)動(dòng)機(jī)油耗約1.9%，提高燃燒效率約0.52 個(gè)百分點(diǎn)。

表3 氣道方案對(duì)性能的影響

5.3 模擬3D 結(jié)果

圖13 給出了1 200 r/min@1.4 MPa 工況上止點(diǎn)后5°CA 3 種方案缸內(nèi)湍動(dòng)能分布圖，方案B 湍動(dòng)能強(qiáng)度最小，原機(jī)居中，方案C 最大，這與上述的缸內(nèi)平均湍動(dòng)能是一致的。

圖13 1 200 r/min@1.4 MPa 缸內(nèi)湍動(dòng)能分布對(duì)比圖

6 結(jié)論

1）應(yīng)用早關(guān)米勒循環(huán)后，由于進(jìn)氣門最大升程明顯降低，傳統(tǒng)的增壓汽油機(jī)高滾流氣道最大滾流比大幅降低，需顯著提高低氣門升程的滾流比，以保證點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)湍動(dòng)能水平。

2）通過(guò)對(duì)進(jìn)氣道進(jìn)行優(yōu)化，可實(shí)現(xiàn)顯著提高低氣門升程滾流比的目標(biāo)，措施包括：a）使用切向氣道，增大氣道傾角；b）合理縮小進(jìn)氣門座圈的直徑；c）使用“D”型氣道出口；d）在低氣門升程時(shí)使用進(jìn)氣門右側(cè)Masking。

3）米勒循環(huán)進(jìn)氣道優(yōu)化設(shè)計(jì)，其流量系數(shù)在3 mm 和4 mm 升程下降0.1，滾流比在2 mm 升程提高了2.5，3 mm，升程提高了2.0。

4）瞬態(tài)燃燒模擬表明：應(yīng)用早關(guān)米勒循環(huán)后燃燒持續(xù)期比原機(jī)延長(zhǎng)。重新開(kāi)發(fā)進(jìn)氣道，僅考慮進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)能夠降低發(fā)動(dòng)機(jī)油耗1.9%，提高燃燒效率0.52 個(gè)百分點(diǎn)。