阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)性能及NOX排放試驗(yàn)分析*

陳小強(qiáng)，劉明庫

(河南職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河南 鄭州 450046)

0 引 言

隨著排放和油耗法規(guī)的日益嚴(yán)格，世界各國紛紛將“節(jié)能減排”作為經(jīng)濟(jì)和科技發(fā)展的重要戰(zhàn)略[1]。傳統(tǒng)汽油發(fā)動(dòng)機(jī)采用奧托循環(huán)，在城市工況下發(fā)動(dòng)機(jī)泵氣損失較大，燃油消耗較高，無法滿足混合動(dòng)力汽車對發(fā)動(dòng)機(jī)的工作要求，阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)由于具有較好的燃油經(jīng)濟(jì)性，因而在混合動(dòng)力汽車上普遍被采用[2-3]。

阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)利用可變氣門正時(shí)技術(shù)，通過進(jìn)氣門晚關(guān)，降低發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比，而膨脹比幾乎不變，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)在部分負(fù)荷下具有較高的熱效率[4]。由于進(jìn)氣門晚關(guān)，有效進(jìn)氣量減少，因此，阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性也會(huì)有所下降。

筆者以某1.6L奧托循環(huán)汽油機(jī)為研究對象，采用進(jìn)氣門晚關(guān)的控制策略，利用AVL-Boost軟件仿真優(yōu)化，將其改型設(shè)計(jì)為阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)。通過試驗(yàn)測試，對典型工況下發(fā)動(dòng)機(jī)的性能進(jìn)行分析，以此驗(yàn)證阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作特性。

1 仿真模型搭建與標(biāo)定

以某1.6L奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)為原型機(jī)搭建一維AVL-Boost發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型，表1為原機(jī)主要技術(shù)參數(shù)。其中，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒模型采用韋伯燃燒模型(Vibe)，缸內(nèi)傳熱模型采用經(jīng)典Woschni傳熱模型。

表1 原機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

韋伯函數(shù)方程[5]如下：

(1)

(2)

(3)

式中：Q為每工作循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃料燃燒釋放的總熱量；α為曲軸轉(zhuǎn)角；αo為燃燒開始時(shí)對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角；Δαo為燃燒持續(xù)期；m為形狀參數(shù)；a為完全燃燒的參數(shù)。

對上式(1)進(jìn)行積分，得到發(fā)動(dòng)機(jī)從燃燒開始時(shí)刻起至某一時(shí)刻所燃燒掉的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)，即已燃質(zhì)量分?jǐn)?shù)x如下：

(4)

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測試數(shù)據(jù)對仿真模型進(jìn)行標(biāo)定，圖1為外特性工況下仿真計(jì)算的功率、燃油消耗率和臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果的對比圖，從圖中可以看出，仿真計(jì)算結(jié)果和臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果的誤差在合理范圍內(nèi)，表明仿真模型精度滿足計(jì)算要求。

圖1 外特性數(shù)據(jù)對比

2 方案設(shè)計(jì)

文中采用推遲進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的方案實(shí)現(xiàn)阿特金森循環(huán)。經(jīng)對標(biāo)分析，確定阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比設(shè)計(jì)目標(biāo)為12.5。通過對原機(jī)活塞頂面進(jìn)行改型設(shè)計(jì)，增大活塞頂面高度，合理設(shè)計(jì)活塞氣門坑，將原機(jī)活塞設(shè)計(jì)為高壓縮比活塞。

根據(jù)阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作原理，增大發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣凸輪工作包角，推遲發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻。在盡可能小改動(dòng)的前提下，保持發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣凸輪最大升程不變，僅增大進(jìn)氣凸輪工作包角，排氣凸輪型線不作改動(dòng)。原奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣凸輪工作包角為250°CA，利用AVL-Boost軟件對進(jìn)氣凸輪工作包角進(jìn)行仿真分析，確定改型后進(jìn)氣凸輪工作包角增大270°CA，進(jìn)氣門升程曲線如圖2所示。

圖2 進(jìn)氣門升程

3 試驗(yàn)分析

根據(jù)仿真分析確定改型設(shè)計(jì)方案，在原機(jī)的基礎(chǔ)上更換試制的高壓縮比活塞，換裝新設(shè)計(jì)的進(jìn)氣凸輪軸，在試驗(yàn)臺(tái)架上對阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行數(shù)據(jù)標(biāo)定，并進(jìn)行試驗(yàn)研究。

3.1 外特性分析

在試驗(yàn)過程中，通過INCA調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣VVT角度、點(diǎn)火提前角等參數(shù)，保持節(jié)氣門全開，發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度為100 ℃，過量空氣系數(shù)為1，排氣溫度低于850 ℃。測得改型后阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)外特性功率，并和原機(jī)參數(shù)進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖3所示。

圖3 功率對比

從圖3可以看出，外特性工況下阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)功率在各轉(zhuǎn)速段均小于原機(jī)，最大功率從原機(jī)的92 kW降低至84 kW。在中低轉(zhuǎn)速段，發(fā)動(dòng)機(jī)功率降幅較大，這是由于增大壓縮比后，發(fā)動(dòng)機(jī)爆震傾向增大，為了降低爆震，采用進(jìn)氣門晚關(guān)策略，活塞將進(jìn)入氣缸內(nèi)的一部分新鮮空氣又重新推回至氣道內(nèi)，以此降低缸內(nèi)壓力，從而抑制發(fā)動(dòng)機(jī)爆震。由于發(fā)動(dòng)機(jī)有效進(jìn)氣量減少，充量系數(shù)降低，所以發(fā)動(dòng)機(jī)功率降低。在高轉(zhuǎn)速段，由于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速較高，增大進(jìn)氣凸輪包角，可以利用氣流慣性，相對提高發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣量，從而使阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)功率相對中低轉(zhuǎn)速段降幅較小。

3.2 部分負(fù)荷分析

選取發(fā)動(dòng)機(jī)常用工況轉(zhuǎn)速2 000 r/min、平均有效壓力2 bar進(jìn)行部分負(fù)荷試驗(yàn)，對比在該工況下改型后阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率和進(jìn)氣歧管壓力相對于原機(jī)的變化情況。對比結(jié)果如圖4、5所示。

圖4 燃油消耗率對比

從圖4中可以看出在2 000 r/min、2 bar部分負(fù)荷工況下，原機(jī)燃油消耗率為368.4 g/kW·h，改型后的阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率為355.2 g/kW·h，與原機(jī)相比降低3.6%，有效地改善了發(fā)動(dòng)機(jī)的油耗。從圖5中可以看出改型后阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管壓力明顯高于原機(jī)，原機(jī)進(jìn)氣歧管壓力平均約為0.55 bar，改型后進(jìn)氣歧管壓力平均約為0.7 bar。

圖5 進(jìn)氣歧管壓力對比

這是由于一方面將壓縮比由9.5增大至12.5后，提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率；另一方面，阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門晚關(guān)，活塞把部分進(jìn)氣推至進(jìn)氣道，為了保證該工況下發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣量，節(jié)氣門開度則相應(yīng)的增大，提高了進(jìn)氣歧管壓力，降低發(fā)動(dòng)機(jī)泵氣損失，從而改善部分負(fù)荷工況下發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。

3.3 NOX排放分析

圖6為原機(jī)和改型后阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在兩種工況下NOX排放量的對比，兩種工況分別為轉(zhuǎn)速2 000 r/min、平均有效壓力2 bar和轉(zhuǎn)速2 000 r/min、平均有效壓力5 bar。從圖中可以看出在相同工況下，改型后阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)NOX排放量相對于原機(jī)明顯降低，原因是阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)采用進(jìn)氣門晚關(guān)策略，在壓縮過程中活塞將部分混合氣又排出燃燒室，使得混合氣最高燃燒溫度降低，從而降低NOX排放量。隨著平均有效壓力增大，NOx排放量降低幅度增加，由此可推斷，阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在中大負(fù)荷工況下對降低NOX排放量有明顯改善效果。

圖6 NOx排放量對比

4 結(jié) 論

(1) 通過提高活塞壓縮比和增大進(jìn)氣凸輪工作包角，將原奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)改型設(shè)計(jì)為阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)。改型設(shè)計(jì)后，發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比為12.5，進(jìn)氣凸輪工作包角為270°CA。

(2) 改型設(shè)計(jì)后，在外特性工況下，由于阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)采用進(jìn)氣門晚關(guān)策略，在各轉(zhuǎn)速下發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性均降低，最大功率從92 kW降低至84 kW。

(3) 在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2 000 r/min、平均有效壓力2bar部分負(fù)荷工況下，阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率比原機(jī)的降低了3.6%，進(jìn)氣歧管壓力比原機(jī)有所提高，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)泵氣損失，有效改善部分負(fù)荷燃油經(jīng)濟(jì)性。

(4) 改型后阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在部分負(fù)荷工況下能有效降低NOX排放量，并且隨著發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的增大，NOX排放改善效果明顯。