基于無凸輪式進氣型線的發(fā)動機進氣性能研究

張鵬博，何義團，袁晨恒

(重慶交通大學交通運輸學院，重慶 400074)

配氣過程是影響發(fā)動機性能的關鍵環(huán)節(jié)，優(yōu)化發(fā)動機氣門的開啟相位、持續(xù)時間和升程是改善發(fā)動機性能的重要方法。傳統(tǒng)凸輪軸式配氣系統(tǒng)的氣門運行參數(shù)是不同工況下發(fā)動機性能折中的選擇，且不隨工況變化而變化，而發(fā)動機不同工況需要與之相應的配氣性能[1-2]。采用節(jié)氣門控制負荷并由此帶來泵氣損失是影響發(fā)動機經(jīng)濟性的主要原因，降低泵氣損失的措施有很多，如利用可變氣門正時技術并實現(xiàn)對凸輪正時機構的良好控制,能夠降低泵氣損失并有效改善發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性[3-6]。無凸輪式配氣機構取消了凸輪軸及其從動件，代以電液、電磁或者電氣等方式驅(qū)動氣門動作[7]，氣門開啟與關閉速度明顯提高，進氣時面值明顯增大[8]，泵氣損失降低。王云開通過自主開發(fā)無凸輪電液配氣機構，實現(xiàn)了氣門相位可變[9]。黃玉珍等在某汽油機上開發(fā)了一種全可變液壓氣門系統(tǒng)，顯著降低了氣門落座速度，實現(xiàn)了氣門平穩(wěn)落座[10]。

本研究主要通過設計無凸輪進氣型線，研究該無凸輪式進氣型線對發(fā)動機進氣性能的影響，并探究不同工況下無凸輪式進氣型線的變化情況。

1 CNG發(fā)動機建模與型線設計

1.1 發(fā)動機建模與標定

本研究所建立的計算模型原機為某增壓天然氣發(fā)動機，課題組曾用該模型進行摻氫CNG發(fā)動機性能的研究[11]，其主要技術參數(shù)見表1。

表1 原機主要性能參數(shù)

1.2 進氣型線設計

為了防止活塞到達上止點前與氣門發(fā)生運動干涉，不同進氣早開角下，都應保證氣門升程小于燃燒室凹坑深度與頂隙之和；活塞到達上止點后開始下行，在進氣門到達最大升程位置之前，氣門位移應小于頂隙與活塞下行距離總和。

實踐證明，當氣門沖擊速度超過0.5 m/s時，一般材料的氣門和氣門座就會很快損壞[12]。為便于設計，保持氣門最大升程不超過原機最大升程；此外，為防止回火現(xiàn)象的出現(xiàn)，初期進氣門開啟速度不宜過快；為使氣門平穩(wěn)落座，氣門關閉速度也不宜過快。原凸輪式發(fā)動機進氣初期氣門升程較小，進氣阻力較大，節(jié)流損失較大，在保持進氣門閥與活塞不會產(chǎn)生運動干涉的前提下，無凸輪式進氣型線在進氣初期氣門升程應有所提高。在此基礎上，保持進氣早開角不變。為了提高進氣效率，進氣升程最大時，氣門位置維持一定曲軸轉(zhuǎn)角，在滿足進氣量條件下，進氣門可在下止點關閉。為了研究無凸輪進氣型線對發(fā)動機進氣性能的影響，運用分段線性插值法進行曲線擬合，進氣早開角為19° BTDC，在當進氣升程達到最大時，使氣門位置維持30°不變。所設計的無凸輪式進氣型線見圖1，兩種進氣策略下的進氣特征參數(shù)見表2。由表2可知，原凸輪式進氣型線下，進氣門開啟與關閉速度相等，而采用無凸輪式進氣型線，進氣門開啟與關閉最大速度雖高于原機，但氣門速度均在可控范圍內(nèi)。

圖1 進氣門升程與運動速度對比

參數(shù)原凸輪式無凸輪式進氣早開角(BTDC)/(°)1919進氣晚關角(ABDC)/(°)38BDC氣門開啟最大速度/m·s-10.1660.196氣門關閉最大速度/m·s-10.1660.253

2 發(fā)動機性能計算與分析

2.1 三維仿真模型的建立

為探究該進氣型線下CNG發(fā)動機的進氣特性，建立包含發(fā)動機整個工作過程的三維仿真模型(見圖2)，共包含4個過程：1)進氣道+排氣道+氣缸(氣門重疊期)；2)進氣道+氣缸(進氣門開，排氣門關)；3)氣缸(進排氣門均關)；4)排氣道+氣缸(進氣門關，排氣門開)。兩組進氣型線進氣門開啟時刻相同，氣門重疊時期均為341°～371°，傳統(tǒng)凸輪式進氣時期為371°～578°，無凸輪式進氣時期為371°～540°，即無凸輪式進氣門在下止點關閉。

圖2 發(fā)動機不同時刻體網(wǎng)格模型

利用AVL-Fire進行發(fā)動機工作過程模擬，燃燒模型選擇Coherent Flame Model/CFM-2A，選擇k-zeta-f進行湍流模擬。缸內(nèi)三維仿真需要設置計算的初始條件和邊界條件，計算初始條件包括缸內(nèi)壓力、溫度和進氣管壓力、溫度，這些初始條件均由Boost直接計算得到。計算邊界條件主要包括活塞頂部、氣缸蓋壁面、缸套壁面等溫度，其中的溫度初始值均是根據(jù)缸壓、冷卻水溫度、排氣溫度等試驗數(shù)據(jù)，按照能量守恒方程進行估算得到，主要邊界條件、初始條件分別見表3和表4。

表3 計算邊界條件

表4 計算初始條件

2.2 模型驗證

為了驗證模型的準確性，選擇最大扭矩點工況進行仿真，驗證工況具體數(shù)據(jù)見表5。為了保證仿真計算的精度和收斂速度，要求初始條件的設定盡量與實際相接近。

表5 模擬工況點數(shù)據(jù)

利用發(fā)動機三維模型進行仿真計算，并將仿真缸壓數(shù)據(jù)與試驗缸壓數(shù)據(jù)進行對比，對比結(jié)果見圖3。通過對比發(fā)現(xiàn)，在進氣歧管壓力為120 kPa，轉(zhuǎn)速1 600 r/min的工況下，模擬得到的缸壓值與試驗值比較接近，最大誤差不超過1%，由此可見，所搭建的模型較為合理，能夠用于發(fā)動機三維性能仿真計算。

圖3 缸壓仿真值與試驗值對比

3 模擬計算結(jié)果與分析

3.1 模擬工況仿真研究

計算工況為模型標定工況，為了研究新型無凸輪式進氣型線對發(fā)動機進氣性能的影響，分析該工況下進氣道與缸內(nèi)流場分布情況，選擇377°、進氣門關閉前5°及進氣門關閉時刻3個位置，其中切片截面是沿著曲軸軸向方向。

圖4、圖5及圖6中3組切片分別是采用凸輪式進氣型線和無凸輪式進氣型線時氣流速度場對比。377°時，進氣門處于持續(xù)開啟過程初期，活塞已經(jīng)越過上止點正在向下止點移動，此時進氣升程較小，最大流速出現(xiàn)在氣門喉口附近，氣流沿進氣道壁面、進氣門桿壁流入氣缸。這是因為進氣門還沒有完全開啟，進氣有效流通截面較小，從而導致進氣流動阻力較大，此時進氣道壁面及進氣門桿壁起到了導流的作用，且采用無凸輪式進氣型線時，氣門升程較大，進氣阻力較小。

圖4 377°時刻進氣速度場及局部放大對比

圖5 進氣門關閉前5°時刻速度場對比

圖6 進氣門關閉時刻進氣速度場對比

進氣門關閉前氣門升程也較小，若進氣門關閉過早則不能充分利用進氣慣性，過晚則把過多已充入氣缸的新鮮充量推回進氣管，使得充氣效率降低。由圖5進氣道及缸內(nèi)流場分布可知，采用凸輪式進氣型線，由于進氣末期升程較小，高速氣流被阻擋在進氣喉口處；而采用無凸輪式進氣型線，缸內(nèi)渦流密度較大，且在缸內(nèi)分布密集，這是因為進氣末期氣門升程仍然較大，進氣有效流通截面較大，進氣相對較為順暢，再加上前期進氣阻礙較小，進氣渦流程度不斷加強。

由圖6可知，采用無凸輪式進氣型線，進氣門關閉時刻，缸內(nèi)形成多處氣流漩渦，利于引導氣流運動及缸內(nèi)氣體混合。圖7進氣流量對比顯示，采用無凸輪式進氣型線，進氣質(zhì)量流量增加較快，且進氣晚關角較小，在進氣末期能夠有效防止進氣回流。通過表6數(shù)據(jù)可知，采用無凸輪式進氣型線且進氣門在下止點關閉，循環(huán)進氣量提高了1.45%，充量系數(shù)提高1.70%。由此進一步說明了采用無凸輪式進氣型線在提高充量系數(shù)、改善發(fā)動機性能方面的優(yōu)勢。

圖7 進氣流量對比

型線類型進氣關閉角/(°)循環(huán)進氣量/g充量系數(shù)原凸輪式5786.6280.839無凸輪式5406.7240.825

表7示出采用兩種進氣型線后，發(fā)動機整機性能的變化情況。結(jié)果表明，采用無凸輪式進氣型線，發(fā)動機動力性、經(jīng)濟性均得到提高，指示功率提高1.29%，燃油消耗率降低2.88%。

表7 發(fā)動機指示功率與燃油消耗率對比

3.2 不同轉(zhuǎn)速的無凸輪式進氣型線設計

上文對轉(zhuǎn)速1 600 r/min、進氣管壓力120 kPa工況下采用無凸輪式進氣型線的發(fā)動機進氣性能進行研究，并與原機進行對比。發(fā)動機運行工況發(fā)生變化時，對應的無凸輪式進氣型線也應隨之發(fā)生改變，為了進一步探究不同工況下發(fā)動機進氣性能的變化情況，并探究無凸輪式進氣性能的變化情況，設計了多組進氣型線(見圖8)。表8示出不同進氣晚關角下的氣門最大運動速度。由表8可見，隨著進氣晚關角的減小，進氣門最大運動速度不斷增加，最大運動速度不超過0.3 m/s，所設計的進氣型線較為可靠。

圖8 不同進氣晚關角下的無凸輪式進氣型線

進氣晚關角(ABDC)/(°)010203037進氣門最大運動速度/m·s-10.2960.2540.2170.1890.174

圖9示出不同轉(zhuǎn)速下充量系數(shù)隨進氣晚關角的變化情況，仿真工況進氣管壓力為178 kPa，轉(zhuǎn)速分別為1 600，2 400，2 800 r/min。從圖中可以看出，進氣管壓力不變時，隨著轉(zhuǎn)速的增加，充量系數(shù)均呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，這主要是因為進氣門關閉過晚使得進入到缸內(nèi)的新鮮充量被反推回進氣管，且隨著轉(zhuǎn)速的升高，最佳進氣晚關角也應增大。

圖9 不同轉(zhuǎn)速下充量系數(shù)隨進氣晚關角的變化

4 結(jié)論

a) 通過對原凸輪式進氣型線進行優(yōu)化設計，氣門啟閉速度提高，進氣升程最大時氣門位置固定并保持一段曲軸轉(zhuǎn)角，進氣有效流通截面增大，進氣末期，缸內(nèi)渦流密度較大；

b) 采用設計的無凸輪式進氣型線，保持進氣早開角不變，轉(zhuǎn)速1 600 r/min、進氣管壓力120 kPa時，進氣門可以在下止點關閉，并且有效防止進氣回流，充氣效率提高1.70%，循環(huán)進氣量提高了1.45%，發(fā)動機動力性、經(jīng)濟性均得到優(yōu)化，指示功率相比原機提高1.29%，燃油消耗率相比原機降低2.88%；

c) 充量系數(shù)隨進氣晚關角的增大呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，最佳進氣晚關角隨著轉(zhuǎn)速的提高也不斷增大。