基于阿特金森循環的某發動機的凸輪型線優化仿真

李浩，劉覽

基于阿特金森循環的某發動機的凸輪型線優化仿真

李浩，劉覽

（安徽合肥江淮汽車集團股份有限公司，安徽 合肥 230601）

針對某款阿特金森循環汽油機的開發設計，開展凸輪軸型線的設計研究；運用CAE仿真軟件分析凸輪軸型線方案，比較各方案在外特性工況、部分負荷工況、低溫冷啟動以及增壓器匹配等方面的影響，預測各方案的動力性和經濟性，給出凸輪軸建議選取方案，對減少試驗開發周期和工作量具有重要指導作用。

阿特金森循環；凸輪型線；發動機

CLC NO.: U462.1 Document Code: A Article ID: 1671-7988 (2017)16-46-03

引言

當前內燃機發展迅速，其性能指標也被要求一再提高，即動力性上更強勁、經濟性上更節油。這就對發動機配氣機構提出了更高的要求，而配氣凸輪型線是配氣機構的核心部分，是影響發動機充氣效率、泵氣損失以及內EGR率的重要因素。因此，選擇合理的凸輪型線對于發動機動力性和經濟性性能有著重要作用[1-3]。

利用CAE仿真方法可對凸輪型線進行優化，并準確預測發動機性能、挖掘其最大潛力，從而根據自身需求對方案進行選擇，降低后期試驗開發周期和工作量。

1 阿特金森循環

本文研究對象是由常規發動機做變型改動設計而來的阿特金森循環發動機。相比常規發動機，阿特金森循環具有進氣門開啟持續期較長的特點。在吸氣沖程末期壓縮沖程初期，活塞運動到下止點向上某一位置處，進氣門才關閉；晚關進氣門將導致氣缸內氣體回流，相當于減少了一部分油氣混合物；在相同工況下，空燃比一定時，進氣量減少，燃油量也相應減少。因此，阿特金森循環發動機的各項設計指標也應當適當降低，即合理犧牲部分動力性以滿足開發目標要求、突出經濟性上的貢獻。相關PV變化可見圖1，該圖為阿特金森循環發動機與常規發動機PV對比圖，圖中1-2-3-4為傳統發動機奧托循環，6-2-3-5為阿特金森循環，陰影部分可理解為阿特金森循環額外的活塞行程及其利用的能量。

圖1 阿特金森循環發動機與常規發動機PV對比圖

2 仿真模型標定

在進行CAE仿真的優化設計之前，須確保仿真模型本身的準確性，保證該模型能夠滿足工程應用要求。對于熱力學仿真分析而言，汽油機分析模型的計算結果與試驗結果差值在4%、關鍵工況點（額定轉速、最大扭矩轉速、最小轉速）在2%以內是合格的。

圖2為發動機性能仿真模型標定結果。其中，黑色曲線為試驗測量值，綠色曲線為模型標定計算值。比較試驗和計算的BMEP、功率、比油耗和扭矩等，差值均在4%以內，表明該模型標定準確，能夠滿足工程應用要求。

圖2 仿真模型標定結果

3 凸輪型線優化

結合阿特金森循環特點，即進氣門晚關、延長進氣持續期，本文保留原排氣門凸輪型線方案，運用DOE（多目標優化）軟件對進氣門凸輪型線進行優化，優化原則是動力性達到設計要求、經濟性盡可能降低。

表1 進氣凸輪優化方案

圖3 進排氣凸輪優化方案

優化結果如下：方案一鎖止進氣門開啟角，延遲關閉角（角度為凸輪在某一時刻所對應的曲軸轉角）；方案二鎖止進氣門開啟角，延遲關閉角，具體可見表1。圖3為氣門升程方案,縱坐標為氣門升程(單位mm)、橫坐標為氣門升程各時刻對應的曲軸轉角（單位deg.CRA）（紅色曲線為排氣門氣門升程、藍色實線為原氣門升程方案、兩條藍色虛線分別為方案一和方案二）。

4 計算結果

4.1 外特性工況比較

兩套方案與原方案性能對比結果見圖4（紅色方塊為阿特金森循環性能目標點，綠色曲線為原方案發動機性能、藍色為方案一發動機性能、橙色為方案二發動機性能）。從結果不難發現，方案一外特性動力性與經濟性均達標，方案二外特性低轉速動力性不達標，因此從外特性工況上考慮應選用方案一；同時兩方案在中高轉速下經濟性改善較為顯著。

圖4 各方案外特性工況對比

4.2 部分負荷工況比較

因部分負荷工況非常復雜，本文重點選取工況2000rpm/ 2bar和2000rpm/16.2bar做對比研究分析。工況點選取依據：2000rpm/2bar為低速低負荷的城市道路工況；2000rpm/ 16.2bar為比油耗最小值時的工況。

比較2000rpm/2bar兩工況不難發現：殘余廢氣系數為30%時，方案二比油耗較方案一降低約1.1%；殘余廢氣系數為35%時，方案二比油耗較方案一降低約1.4%。方案一在殘余廢氣系數30%的工況時比在35%工況是比油耗降低約1.6%，而方案二降低約1.9%，如圖5所示。

圖5 不同殘余廢氣系數下比油耗對比（縱坐標為比油耗）

同樣比較2000rpm/16.2bar兩工況：高負荷時，殘余廢氣系數對比油耗影響較小，兩種方案比油耗水平相當，如圖6所示。

圖6 不同殘余廢氣系數下比油耗對比（縱坐標為比油耗）

結果表明，在低速低負荷工況方案二較方案一經濟性更好，且兩方案受缸內不同殘廢系數的影響程度非常接近。

4.3 對低溫啟動性能影響

低溫下的發動機啟動性能直接影響發動機工作的可靠性、啟動磨損、燃油消耗以及使用性能。因此有必要研究兩種凸輪方案對低溫啟動性能的影響[4]。

根據開發經驗，當環境溫度-30℃、發動機以200rpm起動時，發動機起動所需最小IMEP限值為6bar。計算結果表明，方案一的起動性能優于方案二，如圖7所示。對于阿特金森循環發動機而言，進氣門持續期增加會導致氣體從缸內向氣道回流，充氣效率降低。這就是方案二進氣門開啟持續期增加而IMEP減少的原因。

圖7 各凸輪方案對低溫啟動性能影響

4.4 對增壓器匹配影響

由于本文研究對象為增壓型汽油機，而凸輪型線的改變會影響發動機進氣，需要重新對增壓器匹配以保證增壓器充分發揮潛力。由于發動機與增壓器是通過內燃機的進排氣流動將二者聯系的，判斷匹配情況的基本方法是把形狀完全不同的發動機運行特性曲線與增壓器特性曲線放在同一坐標系下，根據兩者的相對位置來進行評價分析。

圖8 各凸輪方案下增壓器壓氣機匹配圖

圖8 為各方案下增壓器匹配狀態對比（橫坐標為流經增壓器氣體質量流量、縱坐標為壓氣機壓比，綠色為原凸輪型線方案、藍色為方案一、橘色為方案二）。觀察圖中方案二紅色線框內區域，外特性曲線在低中轉速區域進氣壓比較高，且運行在壓氣機低效率區域，會導致增壓器運行不穩定，更易發生喘振現象。因此方案二壓氣機匹配效果較差，方案一較好。

5 結論

通過運用CAE仿真分析方法對阿特金森循環發動機的凸輪軸型線設計提出了兩種方案，分析結論如下：

（1）外特性工況時，方案一動力性和經濟性指標均達到設計要求，方案二低轉速工況動力性不滿足設計要求，且增壓器匹配效果不及方案一。

（2）低速低負荷工況時，進氣門延遲關閉時刻和增加開啟持續期將會使發動機經濟性更好，且受缸內不同殘廢系數的影響非常小。

（3）晚關進氣門將造成低溫冷啟動性能變差，應適當選取進氣門延遲關閉角以保證良好的起動。

（4）運用CAE仿真軟件分析凸輪軸型線方案，比較各方案在外特性工況、部分負荷工況、低溫冷啟動以及增壓器匹配等方面的影響，預測各方案的動力性和經濟性，給出凸輪軸建議選取方案，對減少試驗開發周期和工作量具有一定的指導作用。

[1] 劉惟信.機械最優化設計(第2版)(M).北京∶清華大學出版社,1994.39—226,280—287.

[2] 肖合林,李小毅[J]氣油機凸輪型線的計算機優化設計[J].內燃機.2004,20(3)∶5-6,20.

[3] 張桂昌.柴油機配氣機構動力學分析及凸輪型線優化設計[D].天津大學.2009.

[4] 趙琦等.低溫對發動機啟動的影響[J].柴油機. 2003.34(2).

Based on Atkinson cycle cam engine optimization simulation

Li Hao, Liu Lan
( Anhui Jiang huai Automobile group Co. Ltd, Anhui Hefei 230601 )

In order to investigation gasoline engine with Atkinson Cycle, this paper develops the design of cam, Using AVLBoost software to build thermodynamic analysis model, predicts and contrast the effection of all cases on WOT, part load, Start behavior and turbocharger matching,then suggests the appropriate cam case.

Atkinson Cycle; cam; engine

U462.1

A

1671-7988 (2017)16-46-03

10.16638 /j.cnki.1671-7988.2017.16.017

李浩，就職于安徽江淮汽車集團股份有限公司。