Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)匹配優(yōu)化模擬與試驗(yàn)

秦?靜，張?zhí)┾暎嵋銖?qiáng)，任?源，李?翔，王同金

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Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)匹配優(yōu)化模擬與試驗(yàn)

秦?靜1,2，張?zhí)┾?，裴毅強(qiáng)2，任?源2，李?翔2，王同金2

(1. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)研究所，天津300072；2. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

運(yùn)用GT-Power建立發(fā)動(dòng)機(jī)計(jì)算模型，研究氣門(mén)型線(xiàn)、進(jìn)氣歧管形式對(duì)1.5,L Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性的影響；運(yùn)用CFD軟件AVL-Fire對(duì)不同燃燒室形式下的燃燒過(guò)程進(jìn)行模擬研究，并通過(guò)臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證．研究結(jié)果表明：最佳進(jìn)氣持續(xù)期為240°,CA，氣門(mén)最大升程為8,mm．此時(shí)，長(zhǎng)度為300,mm的側(cè)面進(jìn)氣的進(jìn)氣歧管與改進(jìn)的燃燒室匹配，在研究轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，最低油耗比原機(jī)降低了7.23～8.31,g/(kW·h)，且低油耗區(qū)范圍明顯擴(kuò)大；長(zhǎng)度為100,mm的中間進(jìn)氣形式歧管的最低油耗比原機(jī)降低了6.21～9.19,g/(kW·h)，低油耗區(qū)范圍也有明顯擴(kuò)大；兩種形式的進(jìn)氣歧管皆可以滿(mǎn)足降低油耗的需求，需根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際布置情況進(jìn)行選擇．

Atkinson循環(huán)；氣門(mén)型線(xiàn)；進(jìn)氣歧管；燃燒室形式

傳統(tǒng)汽油機(jī)利用節(jié)氣門(mén)控制負(fù)荷，在城市路況下進(jìn)氣節(jié)流損失嚴(yán)重，泵氣損失較大，導(dǎo)致油耗增加[1-2].利用進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)技術(shù)實(shí)現(xiàn)Atkinson循環(huán)并控制發(fā)動(dòng)負(fù)荷，在節(jié)氣門(mén)全開(kāi)狀態(tài)下即可達(dá)到所需負(fù)荷的控制，減少了泵氣損失和壓縮功，提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，進(jìn)而降低燃油消耗率[3-6]．由于進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)的原因，在進(jìn)氣與壓縮沖程之間存在一個(gè)混合氣回流到進(jìn)氣歧管的過(guò)程，使Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在動(dòng)力性與燃油經(jīng)濟(jì)性方面產(chǎn)生不可避免的矛盾．目前大多數(shù)的研究是將Otto循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)直接改為Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，使得膨脹比大于壓縮比，從而提高熱效率，同時(shí)再通過(guò)增大幾何壓縮比來(lái)彌補(bǔ)有效壓縮比的降低，進(jìn)而保證發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩下降不大[7-9]．研究表明，進(jìn)氣空氣動(dòng)力學(xué)對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)及混合氣形成有較大影響，對(duì)于改善燃燒有很大的作用[10]．進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度增加，會(huì)導(dǎo)致進(jìn)氣過(guò)程中管路彎道增多，增加局部流動(dòng)阻力；進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度減少，有利于提高高轉(zhuǎn)速充量系數(shù)，而且減少進(jìn)氣阻力，有利于提高燃油經(jīng)濟(jì)性，但是過(guò)度縮短也會(huì)造成進(jìn)氣回流，導(dǎo)致充量系數(shù)下降.此外，燃燒室形狀對(duì)擠流的形成和燃燒過(guò)程有著重要影響[11]．減小面容比，使得燃燒室結(jié)構(gòu)更加緊湊，縮短火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x，減輕爆燃傾向；活塞頂面在壓縮過(guò)程中對(duì)氣流的擠壓作用會(huì)影響點(diǎn)火時(shí)刻的湍動(dòng)能進(jìn)而對(duì)燃燒產(chǎn)生較大影響．因此可以在不改變?cè)瓩C(jī)幾何壓縮比的情況下，通過(guò)不同的氣門(mén)型線(xiàn)、進(jìn)氣歧管形式以及燃燒室形式的相互匹配，有效改善缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)，在保證扭矩滿(mǎn)足需求的情況下最大程度降低發(fā)動(dòng)機(jī)的比油耗．前期研究表明，Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)中進(jìn)氣定時(shí)、點(diǎn)火提前角對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能有較為明顯的影響，而對(duì)于排氣定時(shí)標(biāo)定較合理的發(fā)動(dòng)機(jī)，用推遲排氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻的措施來(lái)增大膨脹比，進(jìn)而改善發(fā)動(dòng)機(jī)油耗效果并不明顯[9]．

筆者在一臺(tái)混合動(dòng)力車(chē)用1.5,L自然吸氣Atkinson循環(huán)汽油發(fā)動(dòng)機(jī)上，通過(guò)調(diào)整進(jìn)氣定時(shí)與點(diǎn)火提前角控制負(fù)荷，保證發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力輸出前提下，研究進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)常用工況下經(jīng)濟(jì)性的影響，并且降低研究轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的比油耗，得出結(jié)論，為Atkinson循環(huán)汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用研究提供依據(jù)．

1?氣門(mén)型線(xiàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)

本文采用一維模擬軟件GT-Power建立與試驗(yàn)臺(tái)架一致的仿真模型，模型主要由進(jìn)氣系統(tǒng)、發(fā)動(dòng)機(jī)及排氣系統(tǒng)等部分組成．模型中進(jìn)排氣管道系統(tǒng)運(yùn)用三維數(shù)模通過(guò)GT-GEM3D直接轉(zhuǎn)換而成，保證了與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)尺寸之間的一致性；燃燒放熱模型采用SITurb預(yù)測(cè)燃燒模型，并利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行爆震判定的標(biāo)定，缸內(nèi)傳熱模型采用WoschniGT模型．通過(guò)調(diào)整進(jìn)氣定時(shí)與點(diǎn)火提前角獲得發(fā)動(dòng)機(jī)最低比油耗．根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)所建模型進(jìn)行驗(yàn)證校準(zhǔn)，結(jié)果如圖1所示，發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)如表1所示．

圖1?全負(fù)荷比油耗、扭矩模擬與試驗(yàn)值對(duì)比

Fig.1Comparison of full load torque and fuel con sump-tion between simulation and experiment

為進(jìn)行燃燒預(yù)測(cè)，模擬中的爆震識(shí)別以最大壓升率和KI(knock idensity)值雙重標(biāo)準(zhǔn)來(lái)限定．GT-Power中KI值是基于Douaud和Eyzat公式計(jì)算的誘導(dǎo)時(shí)間積分計(jì)算的，當(dāng)≥1時(shí)，則認(rèn)為爆燃發(fā)生[12]．KI值的相關(guān)計(jì)算公式為

???(1)

???(2)

式中：為誘導(dǎo)時(shí)間；為的調(diào)整因子；ON為燃料辛烷值；為即時(shí)缸壓；u為瞬時(shí)未燃?xì)怏w溫度；為誘導(dǎo)時(shí)間積分；thkn為爆燃開(kāi)始時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角；IVC為進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻；為KI乘子；?uc為爆燃時(shí)未燃混合氣的百分比；TDC為燃燒室容積；I為爆燃開(kāi)始時(shí)的氣體體積；a為活化溫度；為當(dāng)量燃空比；avg為平均誘導(dǎo)時(shí)間積分．通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)合模擬計(jì)算得出爆震識(shí)別邊界條件為：KI值最大不超過(guò)15，最大壓升率不超過(guò)0.3(MPa/°,CA)．

表1?發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

Tab.1?Engine specifications

從圖1中看到，原機(jī)全負(fù)荷比油耗、扭矩模擬與試驗(yàn)值相吻合，最大偏差均不超過(guò)3%,，可以利用該模型進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)的性能預(yù)測(cè)及氣門(mén)型線(xiàn)與進(jìn)氣歧管關(guān)鍵參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)．

本文對(duì)不同氣門(mén)型線(xiàn)和進(jìn)氣歧管形式的發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行了模擬研究；以進(jìn)氣門(mén)升程1,mm時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為進(jìn)氣開(kāi)始與關(guān)閉時(shí)刻，原機(jī)進(jìn)氣持續(xù)期為240°,CA，氣門(mén)最大升程為9.5,mm．模擬研究匹配方案如表2所示．圖2為進(jìn)氣門(mén)型線(xiàn)，圖3為原機(jī)進(jìn)氣歧管與另外3種方案的進(jìn)氣歧管．除此以外，本文又在原機(jī)進(jìn)氣歧管的基礎(chǔ)上加長(zhǎng)，定義為方案4，長(zhǎng)度為450,mm；原機(jī)進(jìn)氣歧管采取側(cè)面進(jìn)氣，長(zhǎng)度為400,mm；方案1、方案2也采取側(cè)面進(jìn)氣，長(zhǎng)度不同；方案3采用中間進(jìn)氣形式，受發(fā)動(dòng)機(jī)本身結(jié)構(gòu)限制，歧管長(zhǎng)度為100,mm．圖4(a)為原機(jī)進(jìn)氣歧管與燃燒室配合關(guān)系，圖4(b)為方案3與燃燒室配合關(guān)系．

表2?一維與三維模擬計(jì)算匹配方案

Tab.2?Computation of 1D and 3D scheme

（a）進(jìn)氣持續(xù)期均為240°,CA，不同氣門(mén)升程的氣門(mén)型線(xiàn)

（b）氣門(mén)升程均為8.0,mm，不同進(jìn)氣持續(xù)期的氣門(mén)型線(xiàn)

圖2?進(jìn)氣門(mén)型線(xiàn)

Fig.2?Intake valve profile

（a）原機(jī)(進(jìn)氣歧管400,mm)?（b）方案1(進(jìn)氣歧管300,mm)

（c）方案2(進(jìn)氣歧管200,mm)?（d）方案3(進(jìn)氣歧管100,mm)

圖3?進(jìn)氣歧管模型

Fig.3?Intake manifold model

（a）原機(jī)進(jìn)氣歧管與燃燒室配合關(guān)系

（b）方案3與燃燒室配合關(guān)系

圖4?進(jìn)氣歧管與燃燒室配合關(guān)系

Fig.4?Relationship between intake manifold and chamber

圖5(a)為不同進(jìn)氣持續(xù)期及不同氣門(mén)升程時(shí)最低比油耗、點(diǎn)火提前角的對(duì)比．8.0,mm(230°,CA)(進(jìn)氣持續(xù)期230°,CA，最大升程8.0,mm，下同)、8.0,mm (240°,CA)、8.0,mm(250°,CA)比較得出：在3,000r/min時(shí)，8.0,mm(230°,CA)、8.0,mm(240°,CA)均獲得最低比油耗，8.0,mm(250°,CA)在2,500,r/min獲得最低比油耗．原因如圖5(b)所示，250°,CA對(duì)應(yīng)進(jìn)氣關(guān)閉時(shí)刻角度較大，降低了有效壓縮比，致使燃燒緩慢，2,500,r/min時(shí)8.0,mm(230°,CA)、8.0,mm (240°,CA)、8.0,mm(250°,CA)有效壓縮比分別為7.40、7.62和6.97，壓縮終點(diǎn)的壓力分別為2.35,MPa、2.42,MPa和2.16,MPa，壓縮終點(diǎn)溫度分別為743.2,K、739.8,K和723.5,K，由于250,°CA時(shí)壓縮終點(diǎn)壓力溫度均較低，使得點(diǎn)火角更加提前，比油耗降低；但同時(shí)受到爆震邊界的限制，點(diǎn)火角不能提前過(guò)大，比油耗降低只是在較小范圍內(nèi)．

（a）最低比油耗、點(diǎn)火提前角的對(duì)比

（b）進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻的對(duì)比

（c）最大扭矩對(duì)比

（d）2,500,r/min時(shí)不同進(jìn)氣持續(xù)期進(jìn)氣質(zhì)量流量

圖5?不同進(jìn)氣持續(xù)期、氣門(mén)升程時(shí)關(guān)鍵參數(shù)對(duì)比

Fig.5 Comparison of parameters with different intake durations and valve lifts

由圖5(c)中8.0,mm(230°,CA)、8.0,mm (240°,CA)、8.0,mm(250°,CA)比較得出，8.0,mm (250°,CA)時(shí)扭矩較低，原因是進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻角度增大，導(dǎo)致更多的混合氣回流到進(jìn)氣歧管當(dāng)中，同時(shí)有效壓縮比減小，致使扭矩下降，如圖5(d)所示，進(jìn)氣持續(xù)期為250°,CA時(shí)，進(jìn)氣回流量比其他兩種要大.

由圖5(a)和(b)中8.0,mm(240°,CA)、9.0,mm (240 °,CA)、9.5,mm(240°,CA)比較得出：轉(zhuǎn)速小于2,000,r/min時(shí)，8.0,mm(240°,CA)和9.0,mm(240°,CA)比油耗有一定程度的降低，如圖5(c)所示，隨著氣門(mén)最大升程的減小，扭矩也逐漸下降．

綜上，8.0,mm(240°,CA)在研究轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均可獲得較低比油耗且最大扭矩?fù)p失不大，滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求.

2?進(jìn)氣歧管與燃燒室優(yōu)化匹配

圖6為原機(jī)燃燒室與改進(jìn)燃燒室對(duì)比．在原機(jī)基礎(chǔ)上減小燃燒室上部的容積，容積減小0.47×10-7m3.同時(shí)將原來(lái)的活塞頂部設(shè)計(jì)成凹坑形式，包括4個(gè)氣門(mén)凹坑和中間1個(gè)凹坑，這種設(shè)計(jì)方式也有利于燃燒集中在活塞頂中央，有利于降低爆震傾向；通過(guò)這種設(shè)計(jì)，可使燃燒室面容比減小5%，幾何壓縮比減小1.2%．

（a）原機(jī)燃燒室頂????（b）改進(jìn)燃燒室頂

（c）原機(jī)活塞頂????（d）改進(jìn)活塞頂

（e）原機(jī)活塞頂(正視圖)

（f）改進(jìn)活塞頂(正視圖)

圖6?原機(jī)燃燒室與改進(jìn)燃燒室對(duì)比

Fig.6 Comparison between the initial and improved chamber

本文運(yùn)用FIRE進(jìn)行三維模擬研究，燃燒模型采用ECFM，它考慮了湍流和化學(xué)機(jī)理的相互作用影響．整個(gè)燃燒過(guò)程燃空當(dāng)量比為1．

圖7為原機(jī)模擬計(jì)算與試驗(yàn)缸壓校對(duì)，進(jìn)氣歧管方案1、方案2和方案3分別與改進(jìn)后的燃燒室進(jìn)行匹配模擬．原機(jī)缸壓校準(zhǔn)邊界條件由GT-Power給定，缸壓數(shù)據(jù)由試驗(yàn)給定；方案1、方案2和方案3邊界條件和缸壓均由GT-Power給定，并做了相應(yīng)的缸壓校準(zhǔn)；由圖7看出，本文模擬基本能夠反映發(fā)動(dòng)機(jī)真實(shí)工作狀態(tài)，所得數(shù)據(jù)可靠且可進(jìn)行分析.

圖7?原機(jī)模擬與試驗(yàn)缸壓校對(duì)

圖8為不同歧管形式時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)最低比油耗(brake specific fuel consumption，BSFC)和最大扭矩對(duì)比．模擬計(jì)算時(shí)每種歧管對(duì)應(yīng)的氣門(mén)最大升程均為9.5,mm，進(jìn)氣持續(xù)期均為240°,CA．從圖8(a)中看到，方案1比油耗普遍比原機(jī)的低，而方案2發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性能下降．方案3在整個(gè)轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均可獲得較低比油耗．方案4的經(jīng)濟(jì)性在大部分轉(zhuǎn)速下都比原機(jī)差，動(dòng)力性能下降不大，2,500r/min時(shí)略有提高．

圖8(b)所示，方案1在2,500,r/min時(shí)扭矩下降較大，其他轉(zhuǎn)速與原機(jī)相近，方案2在各轉(zhuǎn)速下最大扭矩均有所下降．方案3扭矩與原機(jī)相近，這是由于進(jìn)氣諧振作用的存在，進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度在一定范圍內(nèi)減小會(huì)使得發(fā)動(dòng)機(jī)高轉(zhuǎn)速部分充量系數(shù)增大，原機(jī)在3,000,r/min和3,500,r/min時(shí)充量系數(shù)分別為80.5%,和79.6%，方案3的充量系數(shù)分別為85.9%和83.2%；而且長(zhǎng)度只有100,mm，減少了進(jìn)氣系統(tǒng)的阻力，使得扭矩下降得到彌補(bǔ)，油耗也有所降低．

圖9為點(diǎn)火時(shí)刻原機(jī)和改進(jìn)后氣缸內(nèi)湍動(dòng)能(turbulence kinetic energy，TKE)分布．選取工況點(diǎn)為2,000,r/min，節(jié)氣門(mén)全開(kāi)，原機(jī)最低比油耗點(diǎn)，燃空當(dāng)量比為1．改進(jìn)后燃燒室與原機(jī)的邊界條件設(shè)置相同．從圖中看出，原機(jī)在點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近湍動(dòng)能超過(guò)50,m2/s2，且偏向排氣門(mén)一側(cè)，這會(huì)造成火核形成后火焰?zhèn)鞑ト菀灼蚺艢忾T(mén)一側(cè)，導(dǎo)致進(jìn)氣門(mén)一側(cè)邊緣氣體燃燒延遲，而且，火花塞附近的湍流太大不利于穩(wěn)定火核的形成；而改進(jìn)后燃燒室火花塞附近湍動(dòng)能最大在35,m2/s2左右，湍動(dòng)能分布更加均勻．如圖10所示，716°,CA時(shí)已經(jīng)形成穩(wěn)定的火核，改進(jìn)后的燃燒室在燃燒室邊緣形成較小的渦團(tuán)，渦團(tuán)消失的時(shí)間是上止點(diǎn)后3°,CA，有效地提高了火焰?zhèn)鞑ニ俣龋畧D11為原機(jī)和改進(jìn)后燃燒室火焰面密度對(duì)比，在752°,CA時(shí)，改進(jìn)燃燒室基本已經(jīng)燃燒完畢，而原機(jī)燃燒室邊緣仍有部分未完全燃燒，直到756°,CA才燃燒完畢．

（a）最低比油耗

（b）最大扭矩

圖8?不同歧管形式最低比油耗和最大扭矩對(duì)比

Fig.8 Comparison of minimum BSFC and maximum torque between different intake manifolds

圖9?點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)湍動(dòng)能變化

圖10?716°,CA時(shí)缸內(nèi)速度場(chǎng)分布

圖11?火焰面密度對(duì)比

通過(guò)原機(jī)與改進(jìn)燃燒室對(duì)比研究，選擇改進(jìn)后燃燒室進(jìn)行下一步研究．運(yùn)用GT-Power計(jì)算不同歧管時(shí)用于三維計(jì)算的邊界條件，工況點(diǎn)選取為2,000r/min，0.75,MPa，最低比油耗點(diǎn)，節(jié)氣門(mén)全開(kāi)，由進(jìn)氣VVT和點(diǎn)火角控制負(fù)荷．圖12為進(jìn)氣及燃燒過(guò)程3種方案時(shí)缸內(nèi)平均湍動(dòng)能變化．圖中顯示，方案2和方案3的湍動(dòng)能在整個(gè)過(guò)程中基本一致，方案1的湍動(dòng)能峰值比方案2和方案3要小，但是在點(diǎn)火時(shí)刻方案1的湍動(dòng)能比其他兩個(gè)方案的湍動(dòng)能略大，如圖13所示(點(diǎn)火時(shí)刻時(shí)方案1、方案2和方案3的湍動(dòng)能分別為12.5,m2/s2、11.4,m2/s2和12.0,m2/s2)．

圖12?3種方案時(shí)缸內(nèi)平均湍動(dòng)能變化

圖13?3種方案在點(diǎn)火時(shí)刻時(shí)缸內(nèi)湍動(dòng)能分布

3?優(yōu)化方案試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)模擬結(jié)果，綜合考慮加工成本及研究可靠性，最后選擇方案1和方案3，進(jìn)氣持續(xù)期選擇為240°,CA，氣門(mén)最大升程為8.0,mm，燃燒室選為改進(jìn)后的燃燒室進(jìn)行試驗(yàn)研究．發(fā)動(dòng)機(jī)缸壓數(shù)據(jù)的采集應(yīng)用AVL公司Z131_Y5S型缸壓傳感器和KISTLER公司5064B22型電荷放大器；運(yùn)用AVL公司的AVL641型燃燒分析儀進(jìn)行燃燒分析；AVL735S/753C型瞬時(shí)油耗儀測(cè)量各工況下的油耗；空燃比的測(cè)量采用ETAS公司LA4型空燃比儀．試驗(yàn)順序是：先更換改進(jìn)燃燒室和氣門(mén)型線(xiàn)，保持原機(jī)歧管不變，進(jìn)行試驗(yàn)研究；之后依次將原機(jī)進(jìn)氣歧管更換為方案1和方案3進(jìn)行試驗(yàn)研究．具體方案如表3所示．

表3?試驗(yàn)方案

Tab.3?Experimental scheme

圖14(a)中，方案1、方案3與原機(jī)歧管8.0,mm (240°,CA)相比，方案1在各轉(zhuǎn)速下的最低比油耗均比原機(jī)時(shí)的要低，這與模擬計(jì)算得出的結(jié)果是一致的；方案3在各個(gè)轉(zhuǎn)速下均能獲得較低比油耗，2,500,r/min時(shí)達(dá)到最低．

圖14(b)所示，2,500～3,500,r/min時(shí)，原機(jī)歧管扭矩?fù)p失較大，3,000,r/min時(shí)，比方案1的扭矩小6.5,N·m．

（a）最低比油耗

（b）最大扭矩

圖14不同歧管形式及升程時(shí)最低比油耗和最大扭矩對(duì)比

Fig.14 Comparison of minimum BSFC and maximum tor-que with different intake manifolds and valve lift

圖15所示為改進(jìn)后燃燒室，進(jìn)氣持續(xù)期均為240°,CA，氣門(mén)最大升程均為8.0,mm，方案1與方案3最低比油耗萬(wàn)有圖對(duì)比．從圖中看出，方案1與方案3最低比油耗區(qū)分布在1,500～3,500,r/min之間，而且方案3最低比油耗比方案1時(shí)的略低；整體來(lái)看，方案1歧管與方案3歧管比油耗區(qū)域平緩，在各個(gè)轉(zhuǎn)速下均能達(dá)到較低比油耗，這有利于發(fā)動(dòng)機(jī)在各個(gè)轉(zhuǎn)速間切換時(shí)比油耗和扭矩相對(duì)更平穩(wěn)一些．

圖15不同歧管形式最低比油耗萬(wàn)有圖對(duì)比(單位：g/(kW·h))

Fig.15 Comparison of minimum BSFC characteristic figure with different intake manifolds(unit：g/(kW·h))

圖16所示為方案1(進(jìn)氣持續(xù)期為240°,CA，氣門(mén)最大升程為8.0,mm和改進(jìn)燃燒室匹配)與原機(jī)最低比油耗的萬(wàn)有圖對(duì)比．由圖中得出，原機(jī)的低比油耗區(qū)集中在103,～117,N·m之間，2,000～3,500 r/min之間；而方案1低油耗區(qū)集中在75～110,N·m之間，1,500～3,500,r/min之間，研究轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)比油耗降低7.23～8.31,g/(kW·h)，1,500,r/min時(shí)比油耗最低，比原機(jī)低8.31,g/(kW·h)；整體來(lái)看，方案1時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)低比油耗區(qū)范圍較原機(jī)明顯擴(kuò)大．

圖16方案1(8.0,mm，240°,CA，改進(jìn)燃燒室匹配)與原機(jī)最低比油耗萬(wàn)有圖對(duì)比(單位：g/(kW·h))

Fig.16 Comparison of minimum BSFC characteristic figure between case 1(8.0,mm，240°,CA and im-proved chamber matching)and the original engine (unit：g/(kW·h))

圖17所示為方案3(進(jìn)氣持續(xù)期為240°,CA，氣門(mén)最大升程為8.0,mm和改進(jìn)燃燒室匹配)與原機(jī)歧管最低比油耗的萬(wàn)有圖對(duì)比．方案3發(fā)動(dòng)機(jī)低比油耗區(qū)集中在75～110,N·m，1,500～3,500,r/min之間，尤其在小于2,500,r/min時(shí)，方案3在研究負(fù)荷范圍內(nèi)比油耗均比原機(jī)低6,g/(kW·h)以上，而且外特性上最大扭矩也與原機(jī)相當(dāng)．2,500,r/min時(shí)最低比油耗比原機(jī)低9.19,g/(kW·h)，而且低比油耗區(qū)域范圍明顯擴(kuò)大．

圖17?中間進(jìn)氣歧管與原機(jī)最低比油耗萬(wàn)有圖對(duì)比(單位：g/(kW·h))

4?結(jié)?論

(1) 增大進(jìn)氣持續(xù)期至250°,CA時(shí)，有效壓縮比減小，最大扭矩減??；減少進(jìn)氣持續(xù)期至230°,CA時(shí)，有效壓縮比增大，最大扭矩略有增大，但是點(diǎn)火角提前，最低比油耗較高；保持原機(jī)進(jìn)氣持續(xù)期240°,CA不變，降低進(jìn)氣門(mén)最大升程至8.0,mm，有助于降低低轉(zhuǎn)速比油耗，且扭矩下降不大．

(2) 在保證幾何壓縮比不變的前提下，減小燃燒室面容比，將活塞頂部設(shè)計(jì)成凹坑形式，燃燒室頂部容積減小，與原機(jī)相比，加快了火焰?zhèn)鞑ニ俣?，與300,mm長(zhǎng)進(jìn)氣歧管匹配，提高了點(diǎn)火時(shí)刻的湍動(dòng)能，促進(jìn)了火焰的傳播．

(3) 最佳進(jìn)氣持續(xù)期為240°,CA、氣門(mén)最大升程為8.0,mm時(shí)，長(zhǎng)度為300,mm的側(cè)面進(jìn)氣的進(jìn)氣歧管與改進(jìn)的燃燒室匹配，在75～110,N·m之間，1,500～3,500,r/min范圍內(nèi)，低油耗區(qū)域更加均勻，研究轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)比油耗降低7.23～8.31,g/(kW·h)；且各轉(zhuǎn)速下扭矩也與原機(jī)相近，3,000,r/min時(shí)比原機(jī)高4.5,N·m．

(4) 最佳進(jìn)氣持續(xù)期為240°,CA、氣門(mén)最大升程為8.0,mm時(shí)，長(zhǎng)度為100,mm的中間進(jìn)氣形式歧管，與改進(jìn)燃燒室匹配，研究轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)比油耗降低6.21～9.19,g/(kW·h)，擴(kuò)大了低比油耗區(qū)范圍，且各轉(zhuǎn)速下扭矩也與原機(jī)相近，3,000,r/min時(shí)比原機(jī)高3.6,N·m．

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(責(zé)任編輯：孫立華)

Simulation of and Experimental Research on Matching Optimization of Intake System Based on an Atkinson Cycle Engine

Qin Jing1, 2，Zhang Taiyu2，Pei Yiqiang2，Ren Yuan2，Li Xiang2，Wang Tongjin2

(1．Internal Combustion Engine Research Institute，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2．State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

To study the fuel economy and dynamic performance of a 1.5,L Atkinson cycle engine，a GT-Power(1-D)simulation model and AVL-Fire(3-D)computational model were built and calibrated with experimental data．The research was conducted by changing intake valve profile，intake manifold forms and chamber shapes．The results demonstrate that the perfect intake duration and maximum valve lift are 240°,CA and 8,mm respectively．300,mm intake manifold was matched with an improved chamber leading to a range of 7.23—8.31,g/(kW·h) reduction in fuel consumption with the speed that has been studied，and the engine can get a low fuel consumption under the load condition and speed range commonly used．An intermediate form of intake manifold was matched with the improved chamber，with a range of 6.21—9.19,g/(kW·h) reduction in fuel consumption at the studied speed．These two forms of intake manifold have both expanded the area of low fuel consumption significantly．Both forms of the intake manifold can meet the need of the engine and should be applied according to the actual arrangement of the engine.

Atkinson cycle；intake valve profile；intake manifold；chamber shape

10.11784/tdxbz201511045

TK448.21

A

0493-2137(2016)11-1187-08

2015-11-17；

2016-01-14

國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014BAG10B01).

秦?靜（1979—??），女，博士，副研究員，qinjing@tju．edu．cn.

張?zhí)┾暎瑃ysion@tju．edu．cn.

2016-03-11.

http://www.cnki.net/kcms/detail/12.1127.N.20160311.1509.002.html.