王立新，孫正，吳楚

(泛亞汽車技術(shù)中心有限公司，上海 201206)

0 引言

近年來，為了應(yīng)對(duì)日益嚴(yán)格的排放標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)汽油機(jī)的節(jié)能減排提出了更高的要求，各汽油機(jī)研發(fā)企業(yè)正在不斷嘗試多種新技術(shù)的組合，期望進(jìn)一步提升汽油機(jī)的熱效率，其中長(zhǎng)沖程缸徑比(Stroke-To-Bore Ratio，S/B)技術(shù)已成為一種趨勢(shì)[1-3]。提高S/B的影響主要有兩方面，一是活塞運(yùn)動(dòng)速度的增加能夠增強(qiáng)進(jìn)氣過程中缸內(nèi)的滾流強(qiáng)度；二是可以減小上止點(diǎn)時(shí)燃燒室的面容比。因而對(duì)上止點(diǎn)時(shí)燃燒室內(nèi)的湍流強(qiáng)度以及燃燒室形狀設(shè)計(jì)優(yōu)化均有改善作用[4,5]。

Alberto等通過1D-CFD耦合仿真方法，研究了S/B對(duì)輕型柴油機(jī)性能、排放和油耗的影響[6]。Sechul等通過試驗(yàn)研究了S/B對(duì)一款可變氣門正時(shí)Atkinson循環(huán)汽油機(jī)的影響[7]。Seokwon等基于單缸直噴汽油機(jī)研究了S/B對(duì)熱效率以及爆震的影響規(guī)律[8]。高瑩等進(jìn)行了S/B對(duì)汽油機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)的影響研究[9]。

研究S/B對(duì)汽油機(jī)缸內(nèi)傳熱影響的論文相對(duì)缺乏。Koichi等和Kenichiro等定性地認(rèn)為由于S/B增加導(dǎo)致燃燒室面容比減小，因此有利于減少缸內(nèi)傳熱損失[10,11]。但S/B增加也會(huì)增強(qiáng)缸內(nèi)對(duì)流換熱，故可能存在此消彼長(zhǎng)的關(guān)系。Seokwon等的研究已顯示出這種趨勢(shì)[8]，但由于研究側(cè)重點(diǎn)不同，未進(jìn)行深入的分析。

本文以一款缸內(nèi)直噴汽油單缸機(jī)為研究對(duì)象，為了盡可能減少多余的影響因素，保持缸徑、缸蓋燃燒室形狀、氣門直徑、活塞頭部形狀以及壓縮比等燃燒室關(guān)鍵影響因素不變，通過改變沖程實(shí)現(xiàn)改變S/B。采用試驗(yàn)與仿真結(jié)合的方法，研究三種不同S/B設(shè)計(jì)、不同轉(zhuǎn)速和負(fù)荷下的缸內(nèi)傳熱功率、傳熱損失，分析S/B對(duì)缸內(nèi)傳熱過程以及指示熱效率的影響規(guī)律。

1 缸內(nèi)傳熱計(jì)算方法及建模

1.1 缸內(nèi)工作過程計(jì)算

通過一維工作過程軟件GT-Power計(jì)算缸內(nèi)瞬時(shí)氣體狀態(tài)參數(shù)(如壓力、溫度)和發(fā)動(dòng)機(jī)宏觀性能參數(shù)(如平均指示壓力、有效輸出功率、缸內(nèi)傳熱功率)，仿真計(jì)算結(jié)果將采用單缸機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。

1.2 缸內(nèi)傳熱模型

David Lejsek等[12]基于一臺(tái)缸內(nèi)直噴式單缸汽油機(jī)，研究了多種缸內(nèi)傳熱模型的適用性問題。本文根據(jù)其建議采用Hohenberg模型計(jì)算缸內(nèi)傳熱，缸內(nèi)瞬時(shí)換熱系數(shù)h(W/(m2K)計(jì)算公式見式(1)：

(1)

其中V為氣缸瞬時(shí)容積m3；p為缸內(nèi)瞬時(shí)氣體壓力Pa；T為缸內(nèi)瞬時(shí)氣體溫度K；Cm)為活塞平均速度m/s。

1.3 缸內(nèi)傳熱功率計(jì)算方法

缸內(nèi)氣體對(duì)燃燒室壁面的瞬時(shí)傳熱率可表示為：

(2)

其中n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速r/min、Tw和A分別為燃燒室各部件的表面溫度K和瞬時(shí)面積m2，下標(biāo)i分別代表活塞頂面、缸蓋燃燒室表面及缸套內(nèi)壁面與燃?xì)饨佑|的部分。將式(2)對(duì)曲軸轉(zhuǎn)角積分即可得到一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)總的缸內(nèi)傳熱量Q，J。

2 試驗(yàn)對(duì)象及試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文基于一臺(tái)泛亞汽車技術(shù)中心設(shè)計(jì)的缸內(nèi)直噴汽油單缸機(jī)，通過改變曲柄半徑實(shí)現(xiàn)改變S/B值。除此之外保持缸徑、缸蓋燃燒室形狀、氣門直徑、活塞頭部形狀以及壓縮比等燃燒室關(guān)鍵影響因素不變。這種處理方法的好處是，可以將對(duì)缸內(nèi)燃燒和傳熱有顯著影響的變量控制到最低。具體參數(shù)如表1所示。試驗(yàn)工況選取如表2所示，平均指示壓力(Indicated Mean Effective Pressure，IMEP)的取值分別能代表大負(fù)荷、經(jīng)濟(jì)區(qū)、中低負(fù)荷三種發(fā)動(dòng)機(jī)常用工況。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

表2 試驗(yàn)工況表(IMEP bar)

臺(tái)架測(cè)控軟件采用AVL公司的PUMA和INCA系統(tǒng)，選用奇石樂(Kistler)6115C型傳感器測(cè)量缸內(nèi)瞬時(shí)壓力。

3 計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證與分析

3.1 缸內(nèi)工作過程結(jié)果驗(yàn)證

從式(1)中可以看出，缸內(nèi)瞬時(shí)氣體狀態(tài)參數(shù)不僅是反映燃燒過程的重要指標(biāo)，同時(shí)也是缸內(nèi)瞬時(shí)對(duì)流換熱系數(shù)的主要影響因素。為了準(zhǔn)確計(jì)算缸內(nèi)傳熱過程，將進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)的氣體狀態(tài)參數(shù)以及發(fā)動(dòng)機(jī)各項(xiàng)邊界條件輸入給一維工作過程軟件，通過熱力學(xué)計(jì)算可獲得缸內(nèi)瞬時(shí)壓力曲線，確定邊界條件。如果缸內(nèi)瞬時(shí)壓力的計(jì)算值與試驗(yàn)中采集到的值吻合時(shí)，即認(rèn)為缸內(nèi)瞬時(shí)氣體溫度的計(jì)算值可反應(yīng)缸內(nèi)實(shí)際情況，進(jìn)而通過氣體狀態(tài)參數(shù)求得的缸內(nèi)瞬時(shí)換熱系數(shù)和其他發(fā)動(dòng)機(jī)宏觀參數(shù)也是準(zhǔn)確的。以發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2 000 r/min，S/B=1.1，IMEP 15.6 bar和S/B=1.3，IMEP 7.6 bar為例。從圖1可知，仿真得到的最大爆壓的誤差分別為2.36%和2.62%，誤差 <3%，滿足傳熱分析的精度要求。后文使用的所有算例均遵循上述方法，采用缸壓實(shí)測(cè)值進(jìn)行了驗(yàn)證。

圖1 缸內(nèi)瞬時(shí)壓力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

3.2 S/B對(duì)缸內(nèi)傳熱功率影響分析

如圖 2和圖 3所示，隨著S/B的增加，缸內(nèi)傳熱功率逐漸增加，這一方面是由于活塞運(yùn)動(dòng)速度增加，強(qiáng)化了燃?xì)馀c燃燒室壁面的對(duì)流換熱系數(shù)；另一方面是由于在本文的設(shè)置下，當(dāng)S/B增加時(shí)，排量和燃燒室壁面的換熱面積也增加了。為了消除排量的影響，引入單位排量傳熱功率，其結(jié)果如圖 4和圖 5所示。在2 000 r/min時(shí)，由于面容比和活塞運(yùn)動(dòng)速度變化的共同作用，單位排量傳熱功率隨S/B沒有明顯變化，約為1%～3%；當(dāng)轉(zhuǎn)速增加至3 200 r/min時(shí)，活塞運(yùn)動(dòng)速度逐漸占據(jù)主導(dǎo)作用，單位排量傳熱功率變化最高達(dá)10%。由此可見，S/B變化對(duì)缸內(nèi)傳熱功率的影響，在中低轉(zhuǎn)速時(shí)，面容比減小和活塞運(yùn)動(dòng)速度增加的影響大體上相互抵消；在中高轉(zhuǎn)速時(shí)，活塞運(yùn)動(dòng)速度增加使缸內(nèi)對(duì)流換熱強(qiáng)化，開始成為主導(dǎo)因素，單位排量傳熱功率逐漸增加。

圖2 2 000 r/min工況下缸內(nèi)傳熱功率隨S/B變化

圖3 3 200 r/min工況下缸內(nèi)傳熱功率隨S/B變化

圖4 2 000 r/min工況下單位排量缸內(nèi)傳熱功率隨S/B變化

圖5 3 200 r/min工況下單位排量缸內(nèi)傳熱功率隨S/B變化

3.3 S/B對(duì)傳熱損失及指示熱效率影響分析

前一節(jié)分析了S/B對(duì)缸內(nèi)傳熱功率的影響，但傳熱功率的變化最后是否能轉(zhuǎn)化為指示熱效率的收益，有待進(jìn)一步考察。從圖6和圖7可以看出，傳熱損失的變化率與指示熱效率的收益間缺乏聯(lián)系，說明S/B變化引起的傳熱損失變化對(duì)指示熱效率來說，并不是直接和首要的影響因素。由于S/B變化引起的缸內(nèi)湍流改變，以及進(jìn)一步引起的燃燒放熱率曲線的變化，才是指示熱效率變化的首要因素。在發(fā)動(dòng)機(jī)前期的架構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)過程中，選定S/B參數(shù)時(shí)，因優(yōu)先分析和考慮S/B對(duì)缸內(nèi)燃燒的影響，而不應(yīng)首要考慮其對(duì)面容比的影響。

圖6 2 000 r/min工況下指示熱效率及傳熱損失隨S/B變化

圖7 3 200 r/min工況下指示熱效率及傳熱損失隨S/B變化

從圖8和圖9可見，在本文選取的中等轉(zhuǎn)速、中等至大負(fù)荷范圍內(nèi)，僅發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速3 200 r/min且大負(fù)荷時(shí)，S/B1.1的指示熱效率更優(yōu)。這是由于大負(fù)荷時(shí)，隨著S/B增加，發(fā)動(dòng)機(jī)爆震傾向增強(qiáng)而導(dǎo)致延后點(diǎn)火提前角的緣故。其余工況下，S/B取1.2時(shí)的指示熱效率最高。綜合來看，對(duì)于本文研究的缸內(nèi)直噴汽油機(jī)，S/B的推薦值應(yīng)取1.2左右。

圖8 2 000 r/min工況下指示熱效率隨S/B變化

圖9 3 200 r/min工況下指示熱效率隨S/B變化

4 結(jié)論

本文通過單缸機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)與一維工作過程仿真相結(jié)合的手段，針對(duì)一款中小排量缸內(nèi)直噴汽油機(jī)，研究了S/B變化對(duì)缸內(nèi)傳熱功率、傳熱損失以及指示熱效率的影響，獲得的主要結(jié)論有：

(1)從缸內(nèi)傳熱功率的角度看，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2 000 r/min時(shí)，由于面容比和活塞運(yùn)動(dòng)速度變化的共同作用，單位排量傳熱功率隨S/B沒有明顯變化，約為1%～3%。當(dāng)轉(zhuǎn)速增加至3 200 r/min時(shí)，活塞運(yùn)動(dòng)速度逐漸占據(jù)主導(dǎo)作用，單位排量傳熱功率變化最高達(dá)10%?？梢姰?dāng)S/B改變時(shí)，影響缸內(nèi)傳熱功率的影響因素不僅僅只有面容比，也必須同時(shí)考慮活塞運(yùn)動(dòng)速度變化引起的對(duì)流換熱強(qiáng)度變化，尤其在中高轉(zhuǎn)速工況下，對(duì)流強(qiáng)度增強(qiáng)的影響大于面容比的減小。

(2)從傳熱損失的角度來看，傳熱損失的變化率與指示熱效率的收益間缺乏聯(lián)系。由于S/B變化引起的缸內(nèi)湍流改變，以及進(jìn)一步引起的燃燒放熱率曲線的變化才是指示熱效率變化的首要因素。選定S/B參數(shù)時(shí)，因優(yōu)先分析和考慮S/B對(duì)缸內(nèi)燃燒的影響，而不應(yīng)首要考慮其對(duì)面容比的影響。針對(duì)本文研究的缸內(nèi)直噴式汽油機(jī)，在發(fā)動(dòng)機(jī)常用的中等轉(zhuǎn)速工況范圍內(nèi)，S/B的推薦值應(yīng)取1.2左右。