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(yùn)載裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河北 秦皇島 066004；3.徐州徐工港口機(jī)械有限公司， 江蘇 徐州 221004)

0 引言

傳統(tǒng)汽油機(jī)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(huì)產(chǎn)生較高泵氣損失，導(dǎo)致中小負(fù)荷燃油經(jīng)濟(jì)性變差[1-2]，無(wú)節(jié)氣門負(fù)荷控制是進(jìn)一步提升汽油機(jī)綜合性能的重要研究方向。胡順堂等[3]試驗(yàn)得出采用可變氣門升程負(fù)荷控制方式，單缸汽油機(jī)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(jī)械損失也相應(yīng)降低。Osorio等[4]采用連續(xù)可變氣門正時(shí)系統(tǒng)研究表明，在20%～30%負(fù)荷下相比原汽油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性提升4.1%，Sher等[5]研究也表明無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)能改善中小負(fù)荷燃油經(jīng)濟(jì)性。王天友等[6]采用汽油機(jī)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(guò)全可變液壓氣門機(jī)構(gòu)，對(duì)改造無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)開展負(fù)荷控制試驗(yàn)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(jī)泵氣損失降低85.4%，但出現(xiàn)熱效率降低問(wèn)題。Knop等[8]對(duì)單缸汽油機(jī)僅采用進(jìn)氣門早關(guān)的負(fù)荷控制試驗(yàn)表明，其對(duì)降低泵氣損失效果并不顯著。Teodosio等[9]研究表明，相比汽油機(jī)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(jì)性，且在中小負(fù)荷采用前者比后者更節(jié)能。

目前，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(diǎn)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(wèn)題，還可進(jìn)一步提升其燃油經(jīng)濟(jì)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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的負(fù)荷控制特性研究。通過(guò)搭建驗(yàn)證帶節(jié)氣門原機(jī)的一維性能仿真模型，修改獲得無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)性能仿真模型，并開展等動(dòng)力性水平的噴油標(biāo)定。分別對(duì)原機(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(duì)比分析質(zhì)調(diào)節(jié)負(fù)荷控制方式對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)與燃燒特性的影響規(guī)律。

1 原機(jī)一維性能仿真模型搭建與驗(yàn)證

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

表1 原機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架及測(cè)控系統(tǒng)如圖1所示，包含測(cè)功機(jī)、標(biāo)定系統(tǒng)及分析儀等。利用GT-Power構(gòu)建原機(jī)一維性能仿真模型，對(duì)一維模型中主要模塊中計(jì)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(jī)一維模型如圖2所示。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)測(cè)控系統(tǒng)

圖2 原機(jī)一維模型

開展對(duì)標(biāo)原機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)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(yàn)數(shù)據(jù)，如圖3所示。各性能參數(shù)最大相對(duì)誤差均小于5%，所建原機(jī)模型可用于局部改進(jìn)的性能分析。

圖3 原機(jī)外特性臺(tái)架試驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)

2 無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)仿真模型標(biāo)定

將原機(jī)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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(duì)應(yīng)工況原機(jī)輸出扭矩作為標(biāo)定判據(jù)，在2 000～6 000 r/min分別對(duì)應(yīng)原機(jī)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(shí)將無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的轉(zhuǎn)速設(shè)置為與原機(jī)對(duì)應(yīng)工況點(diǎn)的轉(zhuǎn)速相同，在無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)模型中調(diào)節(jié)噴油控制參數(shù)燃空比，對(duì)比仿真得到的扭矩和原機(jī)該工況點(diǎn)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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的扭矩和功率與原機(jī)基本相同，則該工況點(diǎn)下的噴油參數(shù)完成標(biāo)定。圖4為標(biāo)定后無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)燃空比質(zhì)調(diào)節(jié)MAP圖。

圖4 對(duì)標(biāo)負(fù)荷無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)燃空比MAP圖

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

圖5 30%負(fù)荷工況原機(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)性能曲線

全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)比原機(jī)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(shí)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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)因泵氣損失下降，相同動(dòng)力水平下各負(fù)荷工況點(diǎn)標(biāo)定燃空比整體小于原機(jī)，富氧燃燒導(dǎo)致燃油經(jīng)濟(jì)性和指示熱效率均大幅高于原機(jī)[11]。高溫富氧的燃燒環(huán)境也促進(jìn)了NOx快速生成，同時(shí)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(duì)增加。

3 無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)負(fù)荷控制多目標(biāo)優(yōu)化

噴油量和點(diǎn)火提前角是影響發(fā)動(dòng)機(jī)綜合性能的最重要的2個(gè)關(guān)鍵因素。在其他參數(shù)不變的情況下，以增加點(diǎn)火提前角為標(biāo)定參量，對(duì)無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的燃空比和點(diǎn)火提前角分別進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化標(biāo)定，基于實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法的多目標(biāo)優(yōu)化可以大大縮短試驗(yàn)周期，以進(jìn)一步提升發(fā)動(dòng)機(jī)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(duì)燃空比和點(diǎn)火提前角2個(gè)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(diǎn)群組[12]。設(shè)定Kriging近似模型輸入變量為燃空比和點(diǎn)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(jí)，經(jīng)過(guò)聯(lián)合仿真，得到無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)各標(biāo)定工況點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)火提前角

4 三維數(shù)值模擬流場(chǎng)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(shí)現(xiàn)原機(jī)部件的數(shù)位點(diǎn)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(jì)算模型如表2所示。

表2 計(jì)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(jì)算基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為8 mm，針對(duì)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(jí)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(shí)際尺寸；dx_base為基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸；scale為加密級(jí)數(shù)。

對(duì)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(jí)永久柱狀加密，對(duì)噴油器噴嘴采用3級(jí)錐狀加密，加密持續(xù)期為從噴油開始到噴油結(jié)束，對(duì)火花塞分別進(jìn)行4級(jí)和3級(jí)球形加密，其中內(nèi)部為4級(jí)加密，外部為3級(jí)加密，加密持續(xù)期為從火花塞點(diǎn)火時(shí)刻到點(diǎn)火能量釋放結(jié)束。對(duì)進(jìn)氣門倒角進(jìn)行3級(jí)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(jì)算過(guò)程中網(wǎng)格數(shù)最多達(dá)8.36萬(wàn)。

4.2 模型有效性驗(yàn)證

在3 000 r/min最大扭矩轉(zhuǎn)速下，對(duì)0.96 MPa缸內(nèi)平均有效壓力的中小負(fù)荷工況點(diǎn)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(duì)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(cè)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(dòng)機(jī)性能的主要?dú)饬鬟\(yùn)動(dòng)形式，進(jìn)氣、壓縮行程兩者強(qiáng)弱演化對(duì)工質(zhì)混合與燃燒品質(zhì)影響顯著。選取過(guò)進(jìn)氣門軸線且與氣缸軸線平行的截面，分析原機(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(jī)型最高氣流速度均出現(xiàn)在進(jìn)氣門閥座處，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)為89.73 m/s，比原機(jī)高11.2%。在燃燒室的左側(cè)和中間位置，兩機(jī)型均出現(xiàn)逆時(shí)針和順時(shí)針?lè)较虻?個(gè)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(jī)型缸內(nèi)滾流被不斷拉長(zhǎng)，強(qiáng)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(jī)型的缸內(nèi)滾流結(jié)構(gòu)上相似，但無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)缸內(nèi)最高流速為39.46 m/s，高出原機(jī)11.4%。在進(jìn)氣行程后期，缸內(nèi)滾流強(qiáng)度明顯下降，主要表現(xiàn)為無(wú)規(guī)則湍流運(yùn)動(dòng)，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(dòng)力，兩機(jī)型在-125° CA的缸右下部，均形成一個(gè)強(qiáng)度相近的小尺度滾流。同時(shí)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(duì)進(jìn)氣行程明顯降低，且強(qiáng)度較弱。在接近壓縮終了的-25° CA，兩機(jī)型在燃燒室頂部均形成一個(gè)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(duì)原機(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)缸內(nèi)渦流分析如圖11所示。

圖10 原機(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)缸內(nèi)滾流演化

圖11 原機(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(jī)型氣缸內(nèi)渦流演化對(duì)比分析。在-325° CA的進(jìn)氣行程初期，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)和原機(jī)缸內(nèi)出現(xiàn)多個(gè)渦流，且在左側(cè)和下側(cè)均形成順時(shí)針和逆時(shí)針?lè)较?個(gè)中等尺度渦流。此時(shí)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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)最高流速為66.85 m/s，比原機(jī)高出15.3%。在-205° CA的進(jìn)氣行程后期，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)和原機(jī)缸內(nèi)氣流速度及渦旋運(yùn)動(dòng)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(wú)規(guī)則湍流運(yùn)動(dòng)為主，且無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)氣流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度強(qiáng)于原機(jī)?；钊^續(xù)上行為缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)提供了新的動(dòng)力，在-125° CA的壓縮行程，兩機(jī)型缸內(nèi)中左部均形成明顯渦旋，但無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的渦核偏左，且氣流平均速度略高于原機(jī)。在-25° CA壓縮行程后期，渦流因不斷受到壓縮而耗散破碎，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)和原機(jī)缸內(nèi)渦流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度大幅衰減，但無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)缸內(nèi)氣流速度高于原機(jī)缸內(nèi)氣流速度。

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

圖12 原機(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的缸內(nèi)湍動(dòng)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(jī)型的燃燒火焰?zhèn)鞑パ莼^(guò)程，如圖13所示。在點(diǎn)火提前角均為-22.75° CA條件下，兩機(jī)型在-21° CA的點(diǎn)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(jī)和無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)和原機(jī)火焰前鋒面積在作功行程的4° CA時(shí)已經(jīng)出現(xiàn)明顯差異，原機(jī)的火焰?zhèn)鞑ニ俣壬愿?。在作功行程?8° CA，原機(jī)火焰前鋒面?zhèn)鞑ニ俣让黠@快于無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)，且已延伸至四周缸壁邊緣。在壓縮行程的28° CA，當(dāng)無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)火焰前鋒面?zhèn)鞑サ綒飧妆诿孢吘墪r(shí)，原機(jī)的燃燒進(jìn)程已接近結(jié)束。因此，在相同負(fù)荷工況下，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的點(diǎn)火燃燒進(jìn)程滯后于原機(jī)，其燃燒持續(xù)期更長(zhǎng)。

無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)與原機(jī)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(jī)型的缸內(nèi)湍動(dòng)能和氣流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度基本相同，而由圖14分析可得，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的缸內(nèi)燃空當(dāng)量比始終低于原機(jī)，即其混合氣更稀薄，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(diǎn)火時(shí)刻附近，當(dāng)兩者氣流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度基本相同時(shí)，無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的混合氣更稀薄，其火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊陀谠瓩C(jī)，所以無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)的燃燒持續(xù)期更長(zhǎng)。

圖14 平均燃空當(dāng)量比曲線

5 結(jié)論

1) 基于對(duì)單缸無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)開展多目標(biāo)優(yōu)化噴油標(biāo)定，實(shí)現(xiàn)了對(duì)標(biāo)原機(jī)動(dòng)力性的質(zhì)調(diào)節(jié)負(fù)荷控制。研究表明，在對(duì)應(yīng)原機(jī)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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)相比原機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性、指示熱效率均大幅提升，分別升高20.1%、24.9%。同時(shí)，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(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)缸內(nèi)渦流和滾流的結(jié)構(gòu)、分布演化過(guò)程與原機(jī)相近，但因無(wú)節(jié)氣門泵氣損失，使進(jìn)氣與壓縮階段的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度普遍高于原機(jī)，平均湍動(dòng)能顯著升高。無(wú)節(jié)氣門汽油機(jī)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(jī)，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)。