直線發(fā)動機起動及怠速燃燒特性仿真與優(yōu)化

尹兆雷，王 哲，鄧 俊，章 桐

（1.同濟大學 新能源汽車工程中心，上海201804；2.同濟大學 汽車學院，上海201804）

在日益嚴峻的能源危機與環(huán)境問題的雙重壓力下，汽車工業(yè)對傳統(tǒng)的動力系統(tǒng)提出了更加嚴格的節(jié)能環(huán)保要求.混合動力汽車（hybrid electric vehicle，HEV）一方面可以充分利用傳統(tǒng)汽車的技術成果和工業(yè)基礎，另一方面可以有效減少排放、降低油耗，是傳統(tǒng)發(fā)動機汽車向零排放電動汽車過渡的切實可行方案.直線發(fā)動機－發(fā)電機系統(tǒng)，作為混合動力的解決方案之一[1]，由于其具有效率高、質量輕、有害氣體排放低和可使用多種燃料等特點[2]，受到了國內(nèi)外研究機構越來越多的關注[3－5].自20世紀80年代以來，歐、美等科研機構紛紛在該領域投入大量的研究工作.美國Sandia國家實驗室開發(fā)的與直線發(fā)電機有機結合的樣機，采用均質充量壓燃（HCCI）的燃燒方式，實現(xiàn)了高效、輕量、有害氣體排放低，并可適用于多種燃料[6]；美國西弗吉尼亞大學試制了可用于混合動力汽車的自由活塞發(fā)動機－發(fā)電機系統(tǒng)[7]；瑞典皇家理工學院在自由活塞發(fā)動機／發(fā)電機功率波動的影響因素方面做了研究.通過模型的仿真，發(fā)現(xiàn)電磁力是影響功率波動的最主要因素.在國內(nèi)，上海交通大學利用 Matlab／Simulink、Chemkin、電磁場有限元法對HCCI自由活塞式內(nèi)燃發(fā)電機建立了仿真模型，分析了該系統(tǒng)的運動特征[8]；浙江大學對液壓自由活塞發(fā)動機進行了大量的研究工作，如液壓自由活塞發(fā)動機的運動仿真，能量分析，原理樣機的研制，壓縮比的控制，點火系統(tǒng)的設計，能量回收的研究以及控制器的設計等[9].

本課題中的直線發(fā)動機樣機已經(jīng)開發(fā)完成，且直線發(fā)動機已經(jīng)可以正常點火起動.本文旨在采用GT－Power發(fā)動機仿真軟件，建立直線發(fā)動機系統(tǒng)仿真模型，并利用直線發(fā)動機臺架實驗數(shù)據(jù)進行驗證，在此基礎上，深入分析直線發(fā)動機起動及怠速過程的燃燒特性，并對怠速控制參數(shù)進行尋優(yōu)研究.

1 直線發(fā)動機系統(tǒng)介紹

課題組開發(fā)的直線發(fā)動機樣機如圖1所示，參數(shù)見表1，測控系統(tǒng)如圖2所示.

圖1 直線發(fā)動機樣機Fig.1 Experimental prototype of linear－engine

表1 直線發(fā)動機參數(shù)Tab.1 Parameters of linear engine

直線發(fā)動機系統(tǒng)采用了雙活塞式結構，即有兩個燃燒室和一個活塞組，活塞由連桿固定連接；與傳統(tǒng)內(nèi)燃機相比，直線發(fā)動機系統(tǒng)取消了曲柄連桿結構，零件數(shù)目減少，結構重量變輕，從而避免了傳統(tǒng)內(nèi)燃機中曲軸和軸承所消耗的大量摩擦熱，以及由于曲柄連桿機構所引起的側向力而造成的活塞上的摩擦，機械效率高且機器壽命長.

由于去除了曲柄連桿機構，課題組利用AutoCAD及Pro／E軟件重新設計了掃氣箱[10]，保證了改裝后掃氣箱的壓縮比與原機曲軸箱的壓縮比相等；樣機的供油系統(tǒng)由原機的化油器式改裝為進氣道噴射的電控噴油器式，點火系統(tǒng)由原機的磁電機驅動電容二極管點火（condenser diode ignite，CDI）點火系統(tǒng)改裝為單片機控制的數(shù)字式電控點火系統(tǒng)，實現(xiàn)了對空燃比和點火時刻的精確控制.

直線發(fā)動機系統(tǒng)依靠課題組自主設計的偏心輪－滑塊機構起動.如圖2所示，起動電機帶動與偏心輪同軸的飛輪旋轉，飛輪的旋轉通過偏心輪－滑塊機構轉化為活塞連桿的直線往復運動，從而壓縮可燃混合氣，火花塞點火，直線發(fā)動機著火起動.

圖2 直線發(fā)動機臺架測控系統(tǒng)示意圖Fig.2 Control system of linear engine prototype

2 直線發(fā)動機系統(tǒng)仿真模型及其驗證

根據(jù)直線發(fā)動機系統(tǒng)樣機參數(shù)建立直線發(fā)動機GT－Power仿真模型.仿真模型主要由進氣系統(tǒng)、噴射系統(tǒng)、掃氣箱、氣缸、排氣系統(tǒng)組成，如圖3所示.

圖3 直線發(fā)動機系統(tǒng)GT－Power仿真模型Fig.3 GT－Power simulation model of the linear engine

2.1 氣缸幾何形狀定義

由于直線發(fā)動機取消了曲柄連桿機構，故不能用傳統(tǒng)的方法定義氣缸幾何的參考對象cylgeom，即不能用傳統(tǒng)的方法定義直線發(fā)動機活塞的運動軌跡.本文中的直線發(fā)動機GT－Power仿真模型將氣缸幾何的參考對象cylgeom 改為EngCylGeom User.在EngCylGeom User中，可以通過輸入改裝的直線發(fā)動機活塞瞬時位移與仿真模型中發(fā)動機虛擬曲軸轉角之間的對應關系來模擬直線發(fā)動機的正常運轉.

2.2 直線發(fā)動機仿真模型中噴射系統(tǒng)定義

由于直線發(fā)動機采用電控噴油器式噴射系統(tǒng).該噴油器單位時間噴油量一定，實驗中通過改變噴油脈寬來調節(jié)空燃比.所以在GT－Power仿真中采用InjPulseConn模塊來模擬樣機的進氣道噴射.

2.3 直線發(fā)動機仿真模型中燃燒模型定義

為了更好地預測發(fā)動機的燃燒狀況，本文采用準維燃燒模型來模擬直線發(fā)動機的燃燒.

2.4 直線發(fā)動機仿真模型實驗驗證

圖4和圖5分別給出了1 300 r·min－1、過量空氣系數(shù)α為1.5時，不同點火位置下的左缸壓力仿真與實驗結果對比.

圖4 點火時刻為上止點前1.0 mm（－16.26°）時直線發(fā)動機氣缸壓力的模擬結果與實驗結果對比Fig.4 Cylinder pressure data comparison between engine experiment and the simulation results of GTPower linear engine model when the ignition time is 1.0 mm（－16.26°）before top dead center

圖5 點火時刻為上止點前1.5 mm（－19.95°）時直線發(fā)動機氣缸壓力的模擬結果與實驗結果對比Fig.5 Cylinder pressure data comparison between engine experiment and the simulation results of GTPower linear engine model when the ignition time is 1.5 mm（－19.95°）before top dead center

從圖4，5中可以看到，直線發(fā)動機氣缸壓力的模擬結果與實驗結果相吻合.同時，對比進氣系統(tǒng)的空氣流量、進氣壓力、瞬時放熱率、累積放熱量等參數(shù)的模擬與實驗結果，誤差都在允許范圍內(nèi)，表明所建立仿真模型的計算結果與直線發(fā)動機系統(tǒng)相關參數(shù)有較好的一致性，可以滿足后續(xù)性能預測和優(yōu)化的需要.

3 計算結果與分析

3.1 點火時刻對直線發(fā)動機性能的影響

圖6—8給出了轉速為1 300 r·min－1、過量空氣系數(shù)α為1.5時點火時刻對直線發(fā)動機缸內(nèi)壓力、瞬時放熱率及累積放熱量的影響規(guī)律.由圖可知，當點火時刻在上止點之前時，在點火之后，壓力迅速升高，缸內(nèi)壓力的升高速度隨點火時刻的提前逐漸加快，缸壓峰值在點火時刻為－40°時達到最大值.當點火時刻在上止點或者上止點之后時，直線發(fā)動機后燃逐漸增多，缸內(nèi)壓力曲線出現(xiàn)雙峰值，第一個缸壓峰值為壓縮壓力峰值，第二個缸壓峰值為燃燒壓力峰值.隨著點火時刻的延后，燃燒壓力峰值逐漸推遲，峰值壓力也依次降低.

圖6 不同點火時刻下缸壓波形對比Fig.6 Cylinder pressure at different ignition time

圖7 不同點火時刻下瞬時放熱率波形對比Fig.7 Heat release rate at different ignition time

圖8 不同點火時刻下累積放熱量波形對比Fig.8 Accumulation heat release at different ignition time

由圖7可知，隨著點火時刻的推遲，瞬時放熱率峰值并非依次降低，在點火時刻為－40°時，瞬時放熱率峰值最大.當點火時刻在上止點時，瞬時放熱率曲線有明顯的雙峰值現(xiàn)象，即在主放熱后還會有一定程度的熱量釋放.

由圖8可知，雖然可燃混合氣濃度較稀，但隨著點火提前角的變化，可燃混合氣的燃燒程度存在著不同，所以累積放熱量存在著不同.累積放熱量與瞬時放熱率的變化相對應，在點火時刻為－40°時，累積放熱總量最大.在點火時刻處于上止點之后時，點火時刻推遲對累積放熱總量影響不大.

3.2 過量空氣系數(shù)對直線發(fā)動機性能的影響

由于直線發(fā)動機供油方式為電控噴油器式，所以仿真模型通過控制循環(huán)噴油脈寬來改變氣缸內(nèi)混合氣濃度.增加循環(huán)噴油脈寬，則氣缸內(nèi)混合氣變濃，過量空氣系數(shù)減小.圖9給出了直線發(fā)動機轉速為1 300 r·min－1，點火位置為上止點前20°時，過量空氣系數(shù)對氣缸壓力波形的影響規(guī)律.當循環(huán)噴油脈寬為5 ms時，過量空氣系數(shù)α為1.62，缸內(nèi)混合氣較稀，爆發(fā)壓力較小.隨著循環(huán)噴油脈寬的增加，過量空氣系數(shù)減小，混合氣變濃，爆發(fā)壓力逐漸升高，缸壓峰值出現(xiàn)位置也逐漸提前.當噴油脈寬為11 ms即過量空氣系數(shù)α為0.83時，缸壓峰值達到最大值，然后隨著噴油脈寬增加又有所降低.點火后缸壓的升高速率也是隨著過量空氣系數(shù)的減小而依次加快.爆發(fā)壓力峰值取決于燃燒放熱量和放熱時刻，放熱量越大，主放熱時刻越接近上止點，則產(chǎn)生的缸壓峰值越高.

圖9 不同過量空氣系數(shù)下缸壓曲線對比Fig.9 Cylinder pressure at different excess air ratio

圖10給出了首循環(huán)在不同過量空氣系數(shù)下瞬時放熱率的對比.瞬時放熱率峰值并不隨過量空氣系數(shù)的減小而單調升高，在噴油脈寬為11 ms（α＝0.83）時，瞬時放熱率峰值最大.

圖10 不同過量空氣系數(shù)下瞬時放熱率曲線對比Fig.10 Heat release rate at different excess air ratio

瞬時放熱率反映了缸內(nèi)實時燃燒速度的快慢，累積放熱量除了反映燃燒速度外，還反映出放熱總量的變化，圖11對比了不同過量空氣系數(shù)下的累積放熱量.累積放熱量曲線切線斜率就是瞬時放熱率，當瞬時放熱率為零時，累積放熱量趨于平穩(wěn).在燃燒初期，累積放熱量曲線與瞬時放熱率都反映出燃燒速度隨著噴油脈寬增加而加快.但最終累積放熱量并不是隨過量空氣系數(shù)的減小而單調增加，在噴油脈寬13 ms（α＝0.72）時，累積放熱總量最大，噴油脈寬為11 ms（α＝0.83）時，累積放熱總量僅次之.當過量空氣系數(shù)較大時，可供燃燒的燃油較少，所以總的熱量釋放較少.當過量空氣系數(shù)較小時，雖然燃燒初期燃燒速度快，但是在燃燒后期氧氣不足加劇了不完全燃燒，因而累積放熱總量也會降低.

圖11 不同過量空氣系數(shù)下累積放熱量曲線對比Fig.11 Accumulation heat release at different excess air ratio

對比圖9與圖11，在噴油脈寬為9 ms（α＝0.98）和15 ms（α＝0.62）時，雖然累積放熱量接近，但是缸壓差別很大，這是由于主要的燃燒熱量釋放時刻和燃燒持續(xù)期有較大差異造成的.噴油脈寬為9 ms時，燃燒速度較快，最大熱量釋放發(fā)生在定容燃燒階段，所以爆發(fā)壓力很高.而噴油脈寬為15ms時，燃燒速度慢，燃燒持續(xù)期長，所以爆發(fā)壓力較低.

4 結論

本文基于GT－Power建立了直線發(fā)動機系統(tǒng)的仿真模型，在利用發(fā)動機臺架實驗結果驗證模型準確性的基礎上，研究直線發(fā)動機的燃燒特性，并對怠速控制參數(shù)進行尋優(yōu)研究，為后續(xù)的直線發(fā)動機樣機優(yōu)化提供理論依據(jù)：

（1）在相同過量空氣系數(shù)下，點火時刻對直線發(fā)動機定轉速下燃燒特性具有一定影響，直線發(fā)動機在點火時刻為－40°時，缸壓峰值達到最大值，瞬時放熱率峰值最大以及累積放熱總量最多，表明此點火時刻下直線發(fā)動機燃燒特性最好.

（2）在相同的點火時刻下，過量空氣系數(shù)對直線發(fā)動機定轉速下燃燒特性影響更加顯著，在噴油脈寬為11 ms（α＝0.83）時，直線發(fā)動機缸壓峰值最大，瞬時放熱率峰值最大，累積放熱總量較多，表明此噴油脈寬下直線發(fā)動機燃燒特性最好.

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