進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)的影響分析

張子慶，楊嘉，平銀生

(上海汽車集團(tuán)股份有限公司技術(shù)中心，上海 200438)

0 前言

隨著世界各國(guó)對(duì)環(huán)境保護(hù)的日益重視，節(jié)能減排已經(jīng)成為各整車廠重點(diǎn)攻關(guān)的任務(wù)?；旌蠚饧訚夂瓦M(jìn)排氣掃氣作為提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能的常規(guī)技術(shù)措施，已經(jīng)無(wú)法滿足“國(guó)六”標(biāo)準(zhǔn)對(duì)實(shí)際行駛污染物排放(RDE)的要求，這意味著由于排放法規(guī)的限制，發(fā)動(dòng)機(jī)性能將受到嚴(yán)重影響。如何在滿足排放法規(guī)要求的前提下盡可能提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能，保證良好的車輛駕駛性能，已成為整車廠面臨的主要挑戰(zhàn)，具有非常重要的意義。

進(jìn)氣歧管是發(fā)動(dòng)機(jī)重要的部件，連接著節(jié)氣門和氣缸蓋，通常由進(jìn)氣短管、穩(wěn)壓腔和連接各氣缸的支管組成，在發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)中具有重要作用。眾多研究表明，進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能有著非常重要的影響。VAUGHAN等在Suzuki GSXR-600發(fā)動(dòng)機(jī)上研究了可變進(jìn)氣歧管對(duì)其性能的影響，結(jié)果表明，相比基礎(chǔ)機(jī)型，可變進(jìn)氣歧管方案使發(fā)動(dòng)機(jī)最大功率增加了22%，最大扭矩提升了5%。TAYLOR等研究了進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度對(duì)1.4 L缸內(nèi)直噴增壓汽油機(jī)性能和燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，結(jié)果顯示，合適的進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)能夠提升扭矩和響應(yīng)性，并且能夠降低燃油耗。MALKHEDE等研究了進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度對(duì)充氣效率的影響，發(fā)現(xiàn)充氣效率與進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速有某種函數(shù)關(guān)系。ZHANG等利用一維和三維仿真手段研究了進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)和腔體形狀對(duì)阿特金森發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，結(jié)果表明，合理的進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度和腔體形狀能夠提升發(fā)動(dòng)機(jī)最佳熱效率并顯著擴(kuò)大經(jīng)濟(jì)燃油耗區(qū)的范圍。

不同發(fā)動(dòng)機(jī)的缸徑、行程、壓縮比、布置空間等結(jié)構(gòu)與尺寸參數(shù)不盡相同，為了提高發(fā)動(dòng)機(jī)的性能，進(jìn)氣歧管需要結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)的具體情況進(jìn)行有針對(duì)性的設(shè)計(jì)優(yōu)化。為提升某自主研發(fā)的1.5 L自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能，使之能在滿足RDE法規(guī)的前提下盡可能不損失整車駕駛性能，同時(shí)保證良好的燃油耗和排放水平，在概念設(shè)計(jì)階段，利用一維計(jì)算機(jī)輔助工程 (CAE)仿真并分析了不同長(zhǎng)度進(jìn)氣歧管對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，快速篩選出最優(yōu)方案；在設(shè)計(jì)驗(yàn)證階段，通過(guò)對(duì)CAE優(yōu)選方案在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上進(jìn)行了測(cè)試試驗(yàn)，為最終確定進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)方案提供了依據(jù)。

1 研究方案及仿真分析

1.1 研究方案

為制定合理的研究方案，通過(guò)對(duì)同排量、同類型的8種發(fā)動(dòng)機(jī)分析，1.5 L自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)范圍為300～500 mm，如圖1所示。結(jié)合整車前艙布置空間確定管長(zhǎng)限值，即當(dāng)進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)達(dá)到450 mm時(shí)尚能滿足行人保護(hù)面要求，但管長(zhǎng)繼續(xù)增加時(shí)進(jìn)氣歧管將與行人保護(hù)面沖突，影響進(jìn)氣歧管的安裝，如圖2所示。綜上分析，將進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)預(yù)選方案范圍定為300～450 mm，每隔50 mm長(zhǎng)度間隔進(jìn)行CAE分析，即有300 mm、350 mm、400 mm和450 mm共4組長(zhǎng)度方案。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)標(biāo)數(shù)據(jù)

圖2 進(jìn)氣歧管與行人保護(hù)面

1.2 計(jì)算模型及邊界條件

為研究進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)相關(guān)參數(shù)(見(jiàn)表1)，利用一維發(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真軟件GT-Power搭建包含進(jìn)排氣系統(tǒng)的仿真模塊，如圖3所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本信息

圖3 GT-Power仿真模塊

鑒于車輛需要滿足“國(guó)六”排放法規(guī)的RDE工況要求，相比于新歐洲駕駛循環(huán)(NEDC)工況和全球統(tǒng)一輕型車測(cè)試循環(huán)(WLTC)工況，RDE工況發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的運(yùn)行范圍更寬，其中中低速、大負(fù)荷工況也處于常用工況。為避免整車實(shí)際應(yīng)用時(shí)排放超標(biāo)，仿真時(shí)將發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速4 000 r/min以下的過(guò)量空氣系數(shù)均設(shè)定為1，即不進(jìn)行混合氣加濃和掃氣。同時(shí)，為合理評(píng)估進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，在可變氣門正時(shí)(VVT)可調(diào)范圍內(nèi)進(jìn)行了進(jìn)排氣相位掃描，確保各轉(zhuǎn)速下VVT處于性能最優(yōu)位置；通過(guò)調(diào)整點(diǎn)火角保證不同長(zhǎng)度進(jìn)氣歧管方案在相同發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下?lián)碛型瑯拥娜紵省?/p>

1.3 仿真分析

圖4和圖5分別為不同進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)方案下外特性扭矩曲線和對(duì)應(yīng)的充氣效率。由圖4、圖5可知：扭矩與充氣效率正相關(guān)，發(fā)動(dòng)機(jī)相同轉(zhuǎn)速下充氣效率越高，扭矩越大。

圖4 外特性扭矩

圖5 外特性充氣效率

當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速不超過(guò)3 000 r/min時(shí)，相同轉(zhuǎn)速下不同進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)方案的扭矩表現(xiàn)無(wú)明顯差異，主要原因是此時(shí)充氣效率對(duì)300～450 mm內(nèi)的管長(zhǎng)不敏感；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000～2 500 r/min時(shí)，相同轉(zhuǎn)速下不同管長(zhǎng)充氣效率差異不超過(guò)0.5%；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000～4 500 r/min時(shí)，管長(zhǎng)越長(zhǎng)，扭矩越大，充氣效率表現(xiàn)為同樣的趨勢(shì)，管長(zhǎng)和充氣效率正相關(guān)。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 000 r/min時(shí)，450 mm方案的扭矩比300 mm方案大6.6 N·m，對(duì)應(yīng)的充氣效率提升4.5%；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速大于4 500 r/min時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩開(kāi)始下降，此時(shí)與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000～4 500 r/min時(shí)的情況剛好相反，管長(zhǎng)越長(zhǎng)，扭矩下降越快；發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí)，450 mm方案扭矩比其他方案低，由圖5可知，此時(shí)管長(zhǎng)越長(zhǎng)，充氣效率衰減越快，導(dǎo)致450 mm方案進(jìn)氣量減少，扭矩快速下降。分析原因?yàn)楣荛L(zhǎng)改變了進(jìn)氣慣性和壓力波頻率，發(fā)動(dòng)機(jī)不同轉(zhuǎn)速下表現(xiàn)出不同的調(diào)諧效應(yīng)改變了發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣管內(nèi)壓力，從而影響了充氣效率。壓力變動(dòng)幅度與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和管長(zhǎng)相關(guān)，不同管長(zhǎng)方案和轉(zhuǎn)速表現(xiàn)出的充氣壓力絕對(duì)值存在差異，但管長(zhǎng)對(duì)充氣效率改變趨勢(shì)影響保持一致。

在4個(gè)管長(zhǎng)方案中，350 mm方案無(wú)論是最大扭矩還是發(fā)動(dòng)機(jī)在高轉(zhuǎn)速時(shí)的功率表現(xiàn)均不突出，處于中間水平；300 mm方案雖然在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時(shí)的扭矩最大，但是在轉(zhuǎn)速為3 000～4 500 r/min時(shí)扭矩偏低，導(dǎo)致在轉(zhuǎn)速4 000 r/min時(shí)扭矩曲線呈現(xiàn)明顯的凹坑形態(tài)；450 mm方案擁有發(fā)動(dòng)機(jī)全轉(zhuǎn)速段最優(yōu)的扭矩表現(xiàn)，雖然在6 000 r/min轉(zhuǎn)速時(shí)扭矩最小，但與其他方案相比，扭矩相差小于1%；400 mm方案的扭矩表現(xiàn)在發(fā)動(dòng)機(jī)全轉(zhuǎn)速段較為均衡，擁有較優(yōu)異的中高速段扭矩。對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)性能開(kāi)發(fā)要求，其性能除了需要滿足最大扭矩和功率目標(biāo)外，還要確保擁有較高的中低速扭矩，并避免出現(xiàn)扭矩曲線凹坑，以保證所裝配的車輛具備良好的駕駛平順性?；谶@一目標(biāo)，400 mm和450 mm方案擁有較為優(yōu)秀的性能表現(xiàn)，因此選取這2個(gè)方案作為下一步試驗(yàn)驗(yàn)證及分析的研究方案。

2 試驗(yàn)方案及驗(yàn)證

2.1 試驗(yàn)方案

為驗(yàn)證CAE分析結(jié)論并進(jìn)一步從燃油耗、排放等維度對(duì)400 mm和450 mm方案進(jìn)行評(píng)估，制作了450 mm和400 mm管長(zhǎng)的進(jìn)氣歧管樣件，并在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上進(jìn)行測(cè)試。這2個(gè)方案樣件均通過(guò)了三維計(jì)算流體力學(xué)(CFD)仿真及設(shè)計(jì)優(yōu)化，確保進(jìn)氣不均勻性都滿足<5%的設(shè)計(jì)要求，避免由于各缸進(jìn)氣不均勻性對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生影響。

CAE分析結(jié)論的可靠性通過(guò)外特性試驗(yàn)予以評(píng)估，燃油耗和排放結(jié)果通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際常用運(yùn)行工況進(jìn)行評(píng)估。為合理確定燃油耗和排放對(duì)比試驗(yàn)的工況，節(jié)省試驗(yàn)資源，通過(guò)整車RDE工況仿真得到了發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際運(yùn)行工況，在考慮各負(fù)荷平衡和運(yùn)行時(shí)間權(quán)重后選取了3個(gè)工況進(jìn)行燃油耗和排放試驗(yàn)，如表2所示。

表2 燃油耗與排放試驗(yàn)工況參數(shù)

2.2 試驗(yàn)設(shè)備及試驗(yàn)邊界條件

發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)所用試驗(yàn)儀器設(shè)備如表3所示，分別用于測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、燃油耗、缸內(nèi)壓力、原始排放中各氣體濃度。燃燒分析儀用于對(duì)采集的缸壓數(shù)據(jù)進(jìn)行在線燃燒分析計(jì)算及儲(chǔ)存。發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架布置如圖6所示。測(cè)試燃料為市售辛烷值為92的汽油，試驗(yàn)過(guò)程中邊界條件維持穩(wěn)定，進(jìn)氣溫度保持在(25±2.5) ℃、發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度保持在(90±2) ℃、機(jī)油溫度保持在(90±5) ℃，環(huán)境溫度、大氣壓力值等維持穩(wěn)定。

表3 試驗(yàn)儀器設(shè)備

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)布置圖

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

2個(gè)試驗(yàn)方案的外特性試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，在發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速段(轉(zhuǎn)速小于2 500 r/min)，2個(gè)試驗(yàn)方案的扭矩沒(méi)有差異；在中轉(zhuǎn)速段(2 500～5 000 r/min)，450 mm方案的扭矩表現(xiàn)更優(yōu)，但優(yōu)勢(shì)并不明顯；在高轉(zhuǎn)速段(轉(zhuǎn)速大于5 000 r/min)，400 mm方案扭矩表現(xiàn)更優(yōu)，其扭矩比450 mm方案平均大約2 N·m。

圖7 試驗(yàn)外特性扭矩

雖然試驗(yàn)結(jié)果在部分工況點(diǎn)的扭矩值與CAE計(jì)算結(jié)果有所差異，但是整體趨勢(shì)與CAE計(jì)算結(jié)果完全一致，即低轉(zhuǎn)速段扭矩和管長(zhǎng)關(guān)系不明顯，450 mm方案在中轉(zhuǎn)速段的扭矩表現(xiàn)較好，400 mm方案在高轉(zhuǎn)速段的扭矩表現(xiàn)較好，驗(yàn)證了CAE分析結(jié)果是正確的。

為降低燃油耗，通過(guò)調(diào)整表2中工況1和工況2的點(diǎn)火角，使50%累積放熱量時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角(CA50)調(diào)整至壓縮行程上止點(diǎn)后8°附近，使燃燒效率處于最優(yōu)狀態(tài)。工況3為高負(fù)荷工況，為避免爆燃的發(fā)生，推遲點(diǎn)火角使CA50調(diào)整至壓縮行程上止點(diǎn)后16°，同時(shí)保持過(guò)量空氣系數(shù)等于1。

表2所選試驗(yàn)工況點(diǎn)下2個(gè)方案的比燃油耗情況如圖8所示。由圖8可知，在工況1條件下，450 mm方案比400 mm方案的比燃油耗高1 g/(kW·h)；在工況2條件下，450 mm方案比400 mm方案的比燃油耗低3 g/(kW·h)；在工況3條件下，2個(gè)方案的比燃油耗持平。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，相同負(fù)荷時(shí)不同方案燃油耗雖然有差異，但是差異度均小于1%，考慮到測(cè)量誤差，兩者燃油耗水平可視為相同。

圖8 試驗(yàn)比燃油耗對(duì)比

圖9為臺(tái)架試驗(yàn)排放測(cè)試結(jié)果。由圖9可知，450 mm方案和400 mm方案的污染物排放水平基本一致；CO排放體積分?jǐn)?shù)為4×10～6×10；相同工況時(shí)總碳?xì)?THC)、氮氧化物(NO)、顆粒數(shù)(PN)排放也處于同一量級(jí)水平，無(wú)顯著差異。這可能是由于CO主要受過(guò)量空氣系數(shù)影響，THC主要受發(fā)動(dòng)機(jī)縫隙效應(yīng)影響，NO由高溫富氧環(huán)境產(chǎn)生，PN排放主要受燃油噴射壓力與噴油束設(shè)計(jì)影響；對(duì)于同一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)，不存在縫隙效應(yīng)和噴油束設(shè)計(jì)等差異，在主控參數(shù)和進(jìn)氣歧管氣體均勻性保持一致的前提下，50 mm的管長(zhǎng)差異對(duì)部分負(fù)荷混合氣滾流比和湍動(dòng)能影響較小，故燃油耗和排放的表現(xiàn)無(wú)明顯差異。

圖9 臺(tái)架試驗(yàn)排放結(jié)果

綜上所述，在發(fā)動(dòng)機(jī)中轉(zhuǎn)速段雖然400 mm方案的扭矩比450 mm方案的略低，但是差異并不明顯；400 mm方案的高轉(zhuǎn)速段扭矩優(yōu)勢(shì)明顯，總體性能表現(xiàn)更優(yōu)；管長(zhǎng)對(duì)燃油耗及排放無(wú)顯著影響?？紤]到400 mm方案管長(zhǎng)較短、質(zhì)量相對(duì)較小，因此400 mm方案相對(duì)于450 mm方案更具有實(shí)際應(yīng)用的優(yōu)勢(shì)。

3 結(jié)論

為提高某自主研發(fā)的1.5 L自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能，借助CAE仿真和臺(tái)架試驗(yàn)手段，從性能、燃油耗和排放多維度研究了不同進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 通過(guò)搭建整機(jī)CAE數(shù)學(xué)模型，研究了4種不同進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，結(jié)果表明：發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速不超過(guò)2 500 r/min時(shí)，管長(zhǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響不大；轉(zhuǎn)速為3 000～5 000 r/min時(shí)，管長(zhǎng)越長(zhǎng)，發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩越大；轉(zhuǎn)速大于5 000 r/min時(shí)，管長(zhǎng)越長(zhǎng)，發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩衰減越快。由于管長(zhǎng)不同，進(jìn)氣調(diào)諧效應(yīng)產(chǎn)生了差異，從而改變了充氣效率。經(jīng)CAE初步評(píng)估，400 mm和450 mm方案性能較優(yōu)。

(2) 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架外特性試驗(yàn)結(jié)果表明：與450 mm方案相比，400 mm方案更具優(yōu)勢(shì)，同時(shí)管長(zhǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響趨勢(shì)與CAE計(jì)算結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了CAE分析的可靠性。燃油耗和排放試驗(yàn)結(jié)果表明：進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)對(duì)燃油耗和排放的影響并不明顯。經(jīng)最終綜合評(píng)估，進(jìn)氣歧管管長(zhǎng)400 mm方案的實(shí)際應(yīng)用更具有優(yōu)勢(shì)。