劉書(shū)婧，李洋洋，劉敬平，段雄波，童濟(jì)，解云坤

(1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)試驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙，410082；2.湖南大學(xué)先進(jìn)動(dòng)力總成技術(shù)研究中心，湖南長(zhǎng)沙，410082)

在Otto 循環(huán)基礎(chǔ)上通過(guò)改變連桿幾何結(jié)構(gòu)可以提高壓縮比，從而有效提高發(fā)動(dòng)熱效率，并將這種壓縮行程小于膨脹行程、膨脹比高于壓縮比的發(fā)動(dòng)機(jī)稱為阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)(Atkinson cycle engine)。1940年，MILLER[1]沿用不對(duì)等膨脹/壓縮比的理論，舍棄復(fù)雜的連桿結(jié)構(gòu)，采用可變氣門正時(shí)(variable valve timing,VVT)技術(shù)的進(jìn)氣門延遲關(guān)閉方式實(shí)現(xiàn)壓縮過(guò)程中進(jìn)氣回流的效果，使得實(shí)際參與壓縮的氣體減少，發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何壓縮比增大，但實(shí)際膨脹比仍可與原機(jī)的相等，避免了爆震發(fā)生的現(xiàn)象，這種循環(huán)的發(fā)動(dòng)機(jī)被稱為米勒循環(huán)(Miller cycle engine)發(fā)動(dòng)機(jī)。近年來(lái)，新型循環(huán)受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。KAMIUTO[2]計(jì)算了卡諾循環(huán)、Atkinson循環(huán)、焦耳循環(huán)等6種循環(huán)方式的理論熱效率，并對(duì)比分析其理論有效性，得出Atkinson循環(huán)具有最佳理論熱效率和次最佳效率。BENAJES 等[3]從缸內(nèi)氣體熱力學(xué)條件、燃燒過(guò)程、廢氣排放和發(fā)動(dòng)機(jī)效率4 個(gè)方面研究了Atkinson循環(huán)的優(yōu)化潛能。實(shí)驗(yàn)表明，與傳統(tǒng)柴油機(jī)循環(huán)相比，Atkinson 循環(huán)能夠促進(jìn)缸內(nèi)預(yù)混燃燒，有效降低NOx排放。BORETTI 等[4]將Atkinson循環(huán)理論運(yùn)用于1臺(tái)壓縮比可變的汽油機(jī)上，同時(shí)結(jié)合缸內(nèi)直噴和渦輪增壓技術(shù)，達(dá)到了全負(fù)荷下動(dòng)力性和排放性能更優(yōu)的效果。Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)能源利用效率高，能夠達(dá)到節(jié)能減排的目的，將Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)用在混合動(dòng)力汽車中，通過(guò)電機(jī)克服其大負(fù)荷下動(dòng)力上的不足，充分發(fā)揮其節(jié)能優(yōu)勢(shì)[5]。豐田發(fā)布的凱美瑞混合動(dòng)力汽車選用具有新型燃燒室結(jié)構(gòu)的Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)作為其動(dòng)力源之一，因其具有良好的燃燒性能和高膨脹比，其熱效率達(dá)41%，整車的動(dòng)力性良好，經(jīng)濟(jì)性和排放性均符合國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)[6]。福特汽車Escape混合動(dòng)力汽車可通過(guò)電動(dòng)機(jī)和汽油機(jī)單獨(dú)工作分別驅(qū)動(dòng)，也可同時(shí)工作進(jìn)行聯(lián)合驅(qū)動(dòng)，利用Atkinson循環(huán)技術(shù)的混合動(dòng)力系統(tǒng)凈功率可達(dá)116 kW[7]。

1 原機(jī)試驗(yàn)

以1臺(tái)四缸直列增壓進(jìn)氣道噴射的Otto循環(huán)汽油機(jī)為原機(jī)進(jìn)行改進(jìn)(以下稱原機(jī))，采用一維仿真軟件GT-Power 建立模型并模擬其工作過(guò)程。原Otto循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的基本參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)Table 1 Main technical parameters of test engine

發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)示意圖如圖1所示。試驗(yàn)過(guò)程中使用的主要設(shè)備和儀器有AVL 動(dòng)態(tài)電力測(cè)功機(jī)和測(cè)控控制系統(tǒng)、AVL IndiSet 燃燒分析儀、Kistler 6115B型缸壓傳感器等，見(jiàn)表2。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)示意圖Fig.1 Schematic diagram of bench test for engine

表2 主要測(cè)試儀器設(shè)備規(guī)格Table 2 Specifications of main test instruments and equipment

2 阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)模型的建立

2.1 原機(jī)模型搭建及校核

為精確模擬真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的物理狀態(tài)，采用GTPower軟件建立一維模型，根據(jù)原機(jī)的實(shí)體尺寸確定仿真模型中的結(jié)構(gòu)參數(shù)，輸入進(jìn)排氣管道結(jié)構(gòu)直徑、節(jié)氣門直徑、氣缸幾何參數(shù)及氣門升程等。選取Woschni傳熱模型來(lái)仿真缸內(nèi)傳熱過(guò)程，通過(guò)調(diào)節(jié)換熱系數(shù)模擬實(shí)時(shí)傳熱損失[8]。為預(yù)測(cè)火花點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒速率、排放和爆震，采用準(zhǔn)三維SI-Turb燃燒模型。

在SI-Turb 燃燒子模型中，采用3 個(gè)參數(shù)即湍流燃燒速度乘子、火焰核心增長(zhǎng)乘子和泰勒長(zhǎng)度尺寸乘子[9]對(duì)模型進(jìn)行標(biāo)定。增大湍流火焰速度乘子可加快整體燃燒速度，縮短燃燒持續(xù)期?；鹧婧嗽鲩L(zhǎng)乘子主要影響燃燒前期速率，增大該值可提高從層流燃燒到湍流燃燒的過(guò)渡速度，減小點(diǎn)火延遲的影響；泰勒長(zhǎng)度尺度乘子用于對(duì)燃燒特征時(shí)間進(jìn)行微調(diào)，主要影響燃燒后期的速率。選取Flow 流動(dòng)模型模擬缸內(nèi)流體流動(dòng)過(guò)程，計(jì)算3種不同流動(dòng)形式對(duì)缸內(nèi)傳熱和燃燒過(guò)程的影響。

采用GT-Power 軟件平臺(tái)中EngCylNOx模型預(yù)測(cè)燃燒過(guò)程中氮氧化物(NOx)的形成，該模型對(duì)當(dāng)量比和溫度非常敏感[10]，因此，為得到準(zhǔn)確的氮氧化物預(yù)測(cè)結(jié)果，所捕獲的汽缸質(zhì)量(即發(fā)動(dòng)機(jī)氣流、EGR 率、捕集率)、燃料空氣比和燃燒速率都必須是合理值。另外，采用GT-Power 軟件平臺(tái)的模型對(duì)爆震指數(shù)λKI進(jìn)行預(yù)測(cè)。

圖2所示為原機(jī)GT-Power 一維仿真模型，為保證仿真精度，對(duì)不同轉(zhuǎn)速涵蓋所有負(fù)荷的工況點(diǎn)的仿真與原機(jī)實(shí)驗(yàn)性能結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。在轉(zhuǎn)速1 000，2 000，3 000，4 000 和5 000 r/min 下發(fā)動(dòng)機(jī)性能參數(shù)對(duì)比見(jiàn)圖3。

圖2 原機(jī)GT-Suite一維模型Fig.2 1-D GT-Suite model of original engine

從圖3可以看出：扭矩、有效燃油消耗率、燃燒相位角累計(jì)放熱率為50%的相位角、10%～90%燃燒持續(xù)期和氮氧化物比排放的仿真值與試驗(yàn)值較接近；在各轉(zhuǎn)速下，發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩、燃油消耗率和氮氧化物比排放的平均相對(duì)誤差均小于2%，燃燒相位角及10%～90%持續(xù)期平均相對(duì)誤差均在5%以下。

圖3 不同轉(zhuǎn)速下性能參數(shù)對(duì)比圖Fig.3 Comparison of performance parameters at different speeds

2.2 Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的改型

為實(shí)現(xiàn)Atkinson 循環(huán)，在Otto 循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的基礎(chǔ)上進(jìn)行改動(dòng)，使有效壓縮比小于幾何壓縮比[11]。

發(fā)動(dòng)機(jī)升功率為PL==60 kW/L(其中，Vs為單缸缸內(nèi)工作容積，Vs=0.375 L；Pe為額定功率；i為氣缸數(shù))；壓縮比ε==9；余隙容積Vc=0.046 8 L。

設(shè)改型后工作容積為Vs'，余隙容積為Vc'，額定功率為Pe'，升功率不改變。為防止爆震，有效壓縮比保持不變。i?Vs'==1 L，Vs'=0.25 L，Vc'=0.031 25 L；幾何壓縮比ε'=

經(jīng)計(jì)算，當(dāng)改型發(fā)動(dòng)機(jī)的額定功率為60 kW時(shí)，幾何壓縮比增大為13。通常當(dāng)壓縮比增大時(shí)，熱效率提高，在排量等其他條件不改變的情況下，額定功率隨之增大。為防止爆震現(xiàn)象，本文保持壓縮比不變。以等效的幾何壓縮比為目標(biāo)，增大壓縮比，以提高熱效率。

改型后，在優(yōu)化中還需調(diào)節(jié)進(jìn)排氣門VVT[12]，并引入高壓EGR系統(tǒng)[13]。

3 遺傳算法設(shè)計(jì)

本文旨在優(yōu)化阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性與氮氧化物排放，優(yōu)化目標(biāo)由多個(gè)參數(shù)共同控制。進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)間同時(shí)影響有效壓縮比、泵氣損失及氣體回流，增加節(jié)氣門開(kāi)度可以降低氣體回流損失。實(shí)際膨脹比及EGR 率與排氣門關(guān)閉時(shí)間有關(guān)，點(diǎn)火時(shí)間及空燃比不僅影響燃燒過(guò)程，同時(shí)影響爆震指數(shù)(λKI)[14]。將進(jìn)氣門開(kāi)啟時(shí)間、排氣門開(kāi)啟時(shí)間、點(diǎn)火角、EGR率及空燃比這5個(gè)參數(shù)作為控制參數(shù)，優(yōu)化有效燃油消耗率(δBSFC)和氮氧化物比排放(φNOx)。因此，結(jié)合Matlab 軟件，選用NSGA-Ⅱ遺傳算法對(duì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，Simulink模型和GT-Power 模型之間的耦合模型如圖4所示[15]，遺傳算法原理圖如圖5所示[16]。圖5中，K為采用遺傳算法進(jìn)行優(yōu)化。

圖4 Simulink-GT-power耦合模型Fig.4 Coupling model diagram of Simulink-GT-power

圖5 遺傳算法原理圖Fig.5 Genetic algorithm schematic

輸出目標(biāo)函數(shù)如下。

最小燃油消耗率(δBSFC)min為

最小氮氧化物比排放為

式中：αSA為點(diǎn)火角；αVVT-i為進(jìn)氣門開(kāi)啟時(shí)刻；αVVT-e為排氣門開(kāi)啟時(shí)刻；αEGR為EGR 率；αAFR為空燃比。

懲罰函數(shù)為

約束條件如下：

選用gamultiobj函數(shù)為庫(kù)函數(shù)，其中可調(diào)節(jié)且影響優(yōu)化過(guò)程的運(yùn)行參數(shù)如下：種群代數(shù)PopulationSize 為200，最優(yōu)種群個(gè)數(shù)為200×0.3=60 個(gè)，generations 遺傳代數(shù)為200，Crossover-Fraction交叉因子為0.8，適應(yīng)度函數(shù)值為1×10?5。

4 優(yōu)化結(jié)果分析

4.1 發(fā)動(dòng)機(jī)優(yōu)化前后性能分析

選取轉(zhuǎn)速為2 000 r/min 的低中高負(fù)荷工況點(diǎn)，對(duì)優(yōu)化前后性能進(jìn)行分析。在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，負(fù)荷分別為8×105，5×105和1×105Pa 時(shí)，優(yōu)化前后控制參數(shù)如表3所示。由表3可得：1)在這3種負(fù)荷下，優(yōu)化后較優(yōu)化前EGR 率均提高，低、中、高負(fù)荷下EGR 率(絕對(duì)值)分別提高15.6%，17.9%和18.7%，這將導(dǎo)致缸內(nèi)溫度和氮氧化物排放明顯降低；2)優(yōu)化后的點(diǎn)火提前角較優(yōu)化前均有推遲，在負(fù)荷為8×105，5×105和1×105Pa 時(shí)分別推遲5.8°，6.2°和0.6°；3)進(jìn)排氣VVT以壓縮上止點(diǎn)為基準(zhǔn)，原機(jī)排氣門開(kāi)啟正時(shí)為定值，優(yōu)化后阿特金森發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣門開(kāi)啟正時(shí)隨轉(zhuǎn)速和負(fù)荷而變化，且參考油耗和排放綜合最優(yōu)。

表3 2 000 r/min優(yōu)化前后控制參數(shù)對(duì)比Table 3 Comparison of control parameters between the original and the optimized engine at 2 000 r/min

在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，負(fù)荷分別為8×105，5×105和1×105Pa時(shí)，優(yōu)化前后有效燃油消耗率、氮氧化物、爆震指數(shù)的變化情況如圖6所示。從圖6可以看出：在不同負(fù)荷下，發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率和氮氧化物都有一定程度降低，而爆震指數(shù)較原機(jī)明顯增加。δBSFC，φNOx和λKI的具體值如表4所示。從表4可見(jiàn)：1)在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，負(fù)荷分別為8×105，5×105和1×105Pa 時(shí)，優(yōu)化后δBSFC降幅分別為5.8%，3.8%和1.9%，優(yōu)化幅度隨著負(fù)荷降低而逐漸降低；2)在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，負(fù)荷分別為8×105，5×105和1×105Pa時(shí)，優(yōu)化后φNOx降低幅度分別為15%，31%和94%，優(yōu)化幅度隨著負(fù)荷的降低而逐漸增大；3)在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，負(fù)荷分別為5×105Pa和8×105Pa時(shí)，λKI分別增加了124.50和142.31。

圖6 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時(shí)優(yōu)化前后δBSFC，φNOx和λKI的變化情況Fig.6 Changes of δBSFC,φNOx,and λKI before and after optimization at 2 000 r/min

在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，負(fù)荷分別為8×105，5×105和1×105Pa 時(shí)，優(yōu)化前后缸內(nèi)熱功轉(zhuǎn)換過(guò)程變化情況如圖7～9所示。從圖7～9可見(jiàn)：

圖7 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、負(fù)荷為8×105 Pa時(shí)優(yōu)化前后缸內(nèi)熱功轉(zhuǎn)換過(guò)程Fig.7 Thermal conversion processes at 2 000 r/min and 8×105 Pa

1)原機(jī)壓縮比為9，而優(yōu)化后壓縮比為13，壓縮比增大會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)最大壓力不同程度增大(見(jiàn)圖7(a)、圖8(a)和圖9(a)，同時(shí)會(huì)引起圖7(e)、圖8(e)和圖9(e)中示功圖存在差異；優(yōu)化后的阿特金森發(fā)動(dòng)機(jī)EGR 率增大且均高于15%，氣缸內(nèi)引入的大量未燃廢氣會(huì)延緩燃燒速度降低缸內(nèi)溫度，因此，缸內(nèi)燃燒最高溫度均比優(yōu)化前的低(見(jiàn)圖7(b)、圖8(b)和圖9(b)；由于缸內(nèi)過(guò)量空氣系數(shù)為定值，溫度降低會(huì)直接導(dǎo)致氮氧化物排放減少。

圖8 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、負(fù)荷為5×105 Pa時(shí)優(yōu)化前后缸內(nèi)熱功轉(zhuǎn)換過(guò)程Fig.8 Thermal conversion processes at 2 000 r/min and 5×105 Pa

圖9 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、負(fù)荷為1×105 Pa時(shí)優(yōu)化前后缸內(nèi)熱功轉(zhuǎn)換過(guò)程Fig.9 Thermal conversion processes at 2 000 r/min and 1×105 Pa

2)在低、中、高負(fù)荷下，優(yōu)化后的阿特金森發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火角均有所推遲，因此，優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒始點(diǎn)位置后移，50%燃燒位置較原機(jī)推遲(如表4所示)。圖7(c)和圖7(d)、圖8(c)和圖8(d))和圖9(c)和圖9(d)表明：優(yōu)化后，由于發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力增加和溫度降低的雙重作用，低、中負(fù)荷(1×105Pa 和5×105Pa)下優(yōu)化后的最大放熱率較優(yōu)化前降低，累積放熱率達(dá)到1所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角較優(yōu)化前有所推遲，高負(fù)荷(8×105Pa)的最大放熱率和累積放熱率達(dá)到1所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢(shì)則與之相反。

3)結(jié)合進(jìn)排氣VVT及EGR控制策略，缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)(φRGF)發(fā)生變化，其變化趨勢(shì)如表4所示。從表4可見(jiàn)：在低、中負(fù)荷(1×105Pa 和5×105Pa)下，優(yōu)化后的殘余廢氣系數(shù)較優(yōu)化前均有一定程度增大，增長(zhǎng)幅度(絕對(duì)值)分別為0.70%和8.39%，另一方面，缸內(nèi)溫度下降也進(jìn)一步延緩燃燒過(guò)程，兩者綜合作用導(dǎo)致10%～90%持續(xù)期分別延長(zhǎng)7.14°和14.06°；但在高負(fù)荷(8×105Pa)下，優(yōu)化后的殘余廢氣系數(shù)較優(yōu)化前的變化趨勢(shì)相反，優(yōu)化后的φRGF降低0.67%，燃燒速度加快，10%～90%燃燒持續(xù)期縮短1.62°。

4)爆震指數(shù)均在200以內(nèi)。這是因?yàn)樵谶z傳算法設(shè)置時(shí)，將λKI作為重要的約束條件并賦予懲罰函數(shù)。而當(dāng)爆震指數(shù)超過(guò)200 時(shí)，將產(chǎn)生爆震現(xiàn)象，引發(fā)缸內(nèi)燃燒噪聲和燃燒不穩(wěn)定。

在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min 下優(yōu)化前后指示熱效率、有效熱效率、有效膨脹比、有效膨脹效率、傳熱能量和泵氣損失參數(shù)(ηPMEP)的變化情況如圖10所示。從圖10(a)和圖10(b)可知：優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率和有效熱效率均有所提高，根據(jù)內(nèi)燃機(jī)原理[17]，優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比提高直接導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)理論熱效率提升。由表4可看出：雖然發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功輸出隨著優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程的推遲和延緩而降低，但壓縮比增大可以有效彌補(bǔ)這部分輸出功，從而使有效膨脹比(優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)理論最大有效壓縮比仍為9)和有效膨脹效率較優(yōu)化前均增大(如圖10(c)和圖10(d)所示)。從圖10(e)可知：優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)的傳熱能量在低、高負(fù)荷下(1×105Pa 和8×105Pa下)比優(yōu)化前高；在中負(fù)荷下(5×105Pa)比優(yōu)化前低。從圖7～8和圖9中優(yōu)化前后缸內(nèi)變化曲線可以看出：曲軸轉(zhuǎn)角在20°～160°區(qū)間內(nèi)，優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)較優(yōu)化前壓力升高而溫度降低。傳熱能量是基于Woschni計(jì)算模型計(jì)算的，由于優(yōu)化前后發(fā)動(dòng)機(jī)壓力和溫度的雙重作用才導(dǎo)致出現(xiàn)了圖10(e)中傳熱能量的變化趨勢(shì)。由于優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)在發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)引入了殘余廢氣，這使得進(jìn)氣道內(nèi)新鮮空氣減少，因此，為了維持相同負(fù)荷(相同進(jìn)氣量)，節(jié)氣門開(kāi)度需要變大，因此，節(jié)氣門開(kāi)度所引起節(jié)流損失降低，泵氣損失減少(如圖10(f)所示)。

表4 轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時(shí)優(yōu)化前后性能和燃燒參數(shù)對(duì)比Table 4 Comparison of performance and combustion parameters between the original and the optimized engine at 2 000 r/min

圖10 2 000 r/min下優(yōu)化前后相關(guān)性能參數(shù)變化情況Fig.10 Changes of related performance parameters between the original and the optimized engine at 2 000 r/min

在轉(zhuǎn)速為1000，2000，3000，4000和5000r/min下，不同負(fù)荷之間優(yōu)化前后油耗率和氮氧化物比排放的變化率如圖11所示。從圖11可以看出：1)優(yōu)化后油耗率降低4.4%；在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為5 000 r/min、負(fù)荷為6×105Pa 時(shí)，油耗率降低最大為11.16%，說(shuō)明在該工況下，優(yōu)化后較優(yōu)化前燃油經(jīng)濟(jì)性提高；在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 000 r/min、負(fù)荷為12×105Pa時(shí)，油耗率最小為?6.89%，表明優(yōu)化后較優(yōu)化前燃油經(jīng)濟(jì)性下降。2)優(yōu)化后氮氧化物比排放平均降低159.69%，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min、負(fù)荷為1×105Pa時(shí)，氮氧化物最大降低1 258.87%，表明在該工況下，優(yōu)化后較優(yōu)化前氮氧化物的排放性能更優(yōu)；在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 000 r/min、負(fù)荷為8.5×105Pa 時(shí)，氮氧化物最小降低?29.25%，說(shuō)明優(yōu)化后較優(yōu)化前產(chǎn)生更多的氮氧化物排放量。

圖11 發(fā)動(dòng)機(jī)優(yōu)化前后性能變化率脈譜圖Fig.11 Map of performance change rate

4.2 串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車節(jié)油潛力分析

串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車的結(jié)構(gòu)示意圖如圖12(a)所示[18]，整車GT-Suite 一維模型如圖12(b)所示。其中，整車參數(shù)和發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)分別見(jiàn)表5和表1。圖13和圖14所示分別為電機(jī)參數(shù)和電池參數(shù)，控制策略參考寶馬i3 車型，初始電池剩余電量(state of charge,SOC)為0.65，此時(shí)車輛SOC 處于維持狀態(tài)，發(fā)動(dòng)機(jī)會(huì)額外提供功率為電池充電，在整個(gè)行駛過(guò)程中均由電機(jī)提供整車驅(qū)動(dòng)力。本文進(jìn)一步挖掘優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)(阿特金森發(fā)動(dòng)機(jī))用于串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車上的節(jié)油潛力，選取NEDC 工況進(jìn)行模擬分析。

圖12 串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車結(jié)構(gòu)示意圖Fig.12 Schematic diagrams of series hybrid electric vehicle

圖13 電機(jī)效率脈譜圖Fig.13 Motor efficiency map

圖14 電池性能脈譜Fig.14 Map of battery performance

表5 整車參數(shù)Table 5 Vehicle Parameters

在NEDC 工況下，串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車優(yōu)化前后發(fā)動(dòng)機(jī)的累積油耗量和氮氧化物排放量及其變化率見(jiàn)表6。從表6可見(jiàn)：與原機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)在串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車相比，優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)(阿特金森發(fā)動(dòng)機(jī))在串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車NEDC 工況下的累積油耗量降低了4.58%，累積氮氧化物排放量降低了73.34%。

表6 串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車?yán)鄯e油耗量和氮氧化物對(duì)比Table 6 Comparison of cumulative fuel consumption and NOx of series hybrid electric vehicles

在串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車NEDC 工況下，優(yōu)化前后發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)油耗率、氮氧化物排放量和爆震指數(shù)的瞬時(shí)變化趨勢(shì)見(jiàn)圖15。從圖15(a)可見(jiàn)：在NEDC循環(huán)工況下，優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)的瞬時(shí)油耗率大多比優(yōu)化前的低，而優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)油耗率極少數(shù)比優(yōu)化前增加，這些情況常出現(xiàn)在優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率高于優(yōu)化前的工況點(diǎn)上(如圖11(a)所示)。從圖15(b)可知：在NEDC 循環(huán)工況下，優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)氮氧化物排放量大多遠(yuǎn)比優(yōu)化前的低，而優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)氮氧化物排放量極少比優(yōu)化前的高，這些情況常出現(xiàn)在優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)NOx高于優(yōu)化前的工況點(diǎn)上(如圖11(b)所示)。從圖15(c)可見(jiàn)：在NEDC 循環(huán)工況下，爆震指數(shù)均在200以內(nèi)。除此之外，爆震指數(shù)突變點(diǎn)通常出現(xiàn)在瞬態(tài)加速工況大的點(diǎn)上。

圖15 優(yōu)化前后發(fā)動(dòng)機(jī)性能在串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車上的表現(xiàn)Fig.15 Comparisons of engine performance between the original and the optimized engine in series hybrid vehicles

5 結(jié)論

1)對(duì)傳統(tǒng)Otto 發(fā)動(dòng)機(jī)中的壓縮比和VVT 變量進(jìn)行調(diào)整，在此基礎(chǔ)上引入高壓EGR 系統(tǒng)，結(jié)合遺傳算法的算法移植搭建了基于優(yōu)化的Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能分析平臺(tái)。

2)在轉(zhuǎn)速為2 000 r/min 時(shí)，與原機(jī)相比，低、中、高負(fù)荷下優(yōu)化后有效燃油消耗率降低幅度分別為1.9%，3.8%和5.8%，NOx排放降低的幅度分別為94%，31%和15%，爆震指數(shù)在5×105Pa 和8×105Pa下分別增加了124.31和142.31。

3)優(yōu)化前后油耗率相對(duì)偏差平均值為4.4%，最大為11.16%，發(fā)生在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為5 000 r/min、負(fù)荷為6×105Pa 時(shí)；優(yōu)化前后油耗率相對(duì)偏差平均值最小為?6.89%，發(fā)生在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 000 r/min、負(fù)荷為1.2×106Pa時(shí)。另外，優(yōu)化前后氮氧化物排放相對(duì)偏差平均值為159.69%，最大為1 258.87%，發(fā)生在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min、負(fù)荷為1×105Pa 時(shí)；優(yōu)化前后油耗率相對(duì)偏差平均值最小為-29.25%，發(fā)生在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 000 r/min、負(fù)荷為8.5×105Pa時(shí)。

4)優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)(阿特金森發(fā)動(dòng)機(jī))在串聯(lián)式混合動(dòng)力汽車中輸出的累積油耗量在NEDC 工況中降低了4.58%，累積NOx體積分?jǐn)?shù)降低了73.34%。