基于實驗設(shè)計技術(shù)的增程式發(fā)動機性能提升研究

程雪利 丁樹勇 安林超

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

0 引言

增程式電動汽車是在純電動汽車基礎(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為電動汽車驅(qū)動電機供電，從而延長車輛行駛里程，提高電動汽車的續(xù)航能力。增程器是整車動力系統(tǒng)的輔助發(fā)電單元，由發(fā)動機、啟動/發(fā)電電機與智能控制器構(gòu)成。發(fā)動機作為整車的動力核心，改善其動力性和燃油消耗水平，會直接提升發(fā)動機的整機性能[1-3]。

目前國內(nèi)外對自然吸氣汽油機的動力性和燃油經(jīng)濟性的研究已經(jīng)比較成熟，但對增程式發(fā)動機動力性和燃油經(jīng)濟性的研究甚少。傳統(tǒng)自吸汽油機需要滿足車輛行駛過程中所有工況的需求，兼顧高低速動力性和油耗的要求，通常壓縮比較小，凸輪型線、進氣歧管及進氣道的設(shè)計均以追求大流量系數(shù)為目的；增程式發(fā)動機強調(diào)與發(fā)電機的匹配，盡可能使發(fā)動機和發(fā)電機都處于高效工作區(qū)，因此，增程式發(fā)動機不再追求高速段的動力性，而是更關(guān)注中低速段的動力性和燃油經(jīng)濟性。

本文考慮到多種技術(shù)策略實施的復(fù)雜性，利用CAE仿真分析與實驗設(shè)計(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、可變管長進氣歧管、進氣道結(jié)構(gòu)特性等因素對增程式發(fā)動機動力性和油耗的影響[4-5]，并對改型后的發(fā)動機進行了全面的臺架試驗標定，為進一步提升增程式發(fā)動機的性能提供一定參考。

1 研究對象

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

表1 發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)

2 低轉(zhuǎn)速扭矩

增程式發(fā)動機基礎(chǔ)機型在低速段(轉(zhuǎn)速低于3 600 r/min)的全負荷扭矩較小，且在轉(zhuǎn)速為2 800 r/min時存在一個扭矩拐點，不利于整車加速。本通過優(yōu)化進氣門升程曲線和可變管長進氣歧管來增加低速的進氣量，進而增大低速段扭矩。

2.1 仿真模型的建立及標定

根據(jù)發(fā)動機的進排氣結(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)動機熱力學(xué)模型(圖1)，并與臺架試驗數(shù)據(jù)進行對標，將仿真結(jié)果和實驗數(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進氣歧管模擬驗證的準確性。

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

仿真模型的標定，首先要采集臺架試驗數(shù)據(jù)和燃燒分析儀的相關(guān)數(shù)據(jù)，重點對進氣流量、進排氣壓力/溫度、空燃比、燃燒參數(shù)、功率、扭矩、油耗等數(shù)據(jù)進行標定。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%對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角(即MFB10、MFB50、MFB90)，通常燃燒重心MFB50對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角在上止點后10°左右時，發(fā)動機的熱效率最高。由圖2可知，整體來看，基礎(chǔ)機型隨著轉(zhuǎn)速的提高，進氣氣流運動逐漸增強，燃燒上止點前混合氣的湍流動能增大，燃燒速率加快，從而使燃燒點火提前角相對提前，燃燒重心提前，熱效率有所提高，但MFB50對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角在上止點后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)標定Fig.2 External characteristic combustion parameters calibration

為了使模擬結(jié)果盡可能準確，在仿真模型中輸入的燃燒參數(shù)需要通過實測數(shù)據(jù)進行擬合修正，修正后的結(jié)果見圖2中的虛線。通過精確輸入發(fā)動機結(jié)構(gòu)參數(shù)，可計算出準確的進氣量，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，進而可計算出準確的扭矩值。圖3和圖4分別為進氣量和扭矩的實測數(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氣歧管管長模擬優(yōu)化結(jié)果的準確性。

圖3 外特性進氣流量標定Fig.3 External characteristic intake flow calibration

圖4 外特性扭矩標定Fig.4 External characteristic torque calibration

2.2 基于DOE技術(shù)的優(yōu)化設(shè)計

DOE技術(shù)是一門以應(yīng)用數(shù)學(xué)建模、統(tǒng)計學(xué)理論、計算機輔助建模為基礎(chǔ)的“基于模型優(yōu)化”的前沿學(xué)科，通過合理安排實驗方案和分析實驗數(shù)據(jù)，獲取優(yōu)化結(jié)果。選擇氣門升程曲線和進氣歧管管長作為實驗設(shè)計變量，以低速段扭矩值最大為優(yōu)化目標，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

在標定完成的一維BOOST熱力學(xué)模型中，通過調(diào)整氣門升程曲線和進氣支管管長來提高發(fā)動機的充氣效率。

因進排氣門升程曲線的初始相位(即氣門重疊角)直接影響發(fā)動機怠速工況的燃燒穩(wěn)定性，為避免氣門升程曲線變化的影響，優(yōu)化時不改變發(fā)動機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)化后的進氣門升程曲線(圖5)的最大升程值相對減小了0.8 mm，且優(yōu)化后的進氣曲線向前偏移，使得進氣門更早關(guān)閉，從而避免缸內(nèi)充氣量被推出；同時在低速段采用較長的進氣歧管，管長為620 mm，在轉(zhuǎn)速高于4 000 r/min時采用較短的進氣歧管，管長335 mm，利用進氣歧管的諧振效應(yīng)，提高低轉(zhuǎn)速下的進氣效率[7]。兩個方案的綜合結(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專項實驗驗證

在發(fā)動機標定試驗臺架上，采用同一臺發(fā)動機，先后更換進氣凸輪軸、調(diào)整進氣歧管控制閥，分別在外特性工況下進行了爆震標定和可變氣門正時系統(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，扭矩分別增大了10%和12%，能較好地提高整車加速性能。當轉(zhuǎn)速高于3 600 r/min時，由于氣門升程值的減小，進氣量減少，但有可變長度進氣歧管的諧振作用，高速段扭矩減小3%以內(nèi)，滿足優(yōu)化約束條件。

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

3 進氣道滾流強度

增大進氣道流量系數(shù)可增加進氣充量，從而增大發(fā)動機輸出功率，而在部分負荷工況下，適當?shù)靥岣哌M氣的滾流比，可以提高混合氣的均勻性，增大壓縮上止點前的湍流強度，從而提高火焰?zhèn)鞑ニ俾剩瑴p少傳熱損失，提高熱效率，降低比油耗率。

3.1 進氣道CFD模型標定

在對進氣道進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化之前，先要標定氣道計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模型。本方案基于FIRE流體分析軟件，對原缸蓋進氣道9 mm氣門升程下的流量特性進行模擬計算，并與氣道穩(wěn)態(tài)試驗臺的實驗結(jié)果進行對比(見表2)，從而保證CFD模型的準確性。

表2 9 mm升程仿真與實驗結(jié)果對比

3.2 進氣道結(jié)構(gòu)優(yōu)化

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

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

3.3 進氣道穩(wěn)態(tài)實驗驗證

在仿真分析完成后，確定了兩個方案用于制作快速成形樣件，并進行氣道穩(wěn)態(tài)實驗驗證，將新方案氣道的實驗結(jié)果與原方案氣道結(jié)果進行對比，結(jié)果見圖8。因進氣道的流動特性在整個進氣過程中均有體現(xiàn)，是不同氣門升程下氣流運動綜合作用的結(jié)果，故重點對3個方案的平均流量系數(shù)和平均滾流比進行對比評估。

圖8 發(fā)動機進氣道穩(wěn)態(tài)實驗結(jié)果Fig.8 The steady state test results of engine inlet

實驗結(jié)果表明：相對原進氣道，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)和滑雪臺型結(jié)構(gòu)的平均滾流比分別約為原來的1.5倍和2.2倍。

4 萬有特性實驗對比

為了系統(tǒng)評估多個方案對整機性能的影響，對改型后增程式發(fā)動機進行了全面的臺架試驗標定，最終實驗對比結(jié)果見圖9，圖中實線是優(yōu)化后的實驗等油耗線，虛線為優(yōu)化前原機的實驗等油耗線。優(yōu)化后的增程式發(fā)動機高效率區(qū)的實驗等油耗值為250 g/(kW·h)，相對原機的實驗等油耗值增加了近3倍。由于進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%，實驗結(jié)果達到了預(yù)期目的[10]。

圖9 萬有特性實驗對比Fig.9 The universal characteristic test comparison

5 結(jié)論

(1)通過優(yōu)化進氣門升程曲線和可變管長進氣歧管，增大了整機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，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，高速段(轉(zhuǎn)速高于4 000 r/min時)采用335 mm管長，低轉(zhuǎn)速下的進氣效率大大提高。

(2)優(yōu)化了進氣道結(jié)構(gòu)，平均滾流比提升至原來的1.5～2.2倍，大幅提高了增程式發(fā)動機的動力性和燃油經(jīng)濟性。

(3)通過對改型后增程式發(fā)動機進行全面的臺架試驗標定，得出優(yōu)化后的增程式發(fā)動機高效每區(qū)的實驗等油耗值為250g/(kW·h)，相對原機的實驗等油耗值，增加了近3倍。