張子慶，楊嘉，平銀生

(上海汽車集團股份有限公司技術中心，上海 200438)

0 前言

隨著世界各國對環(huán)境保護的日益重視，節(jié)能減排已經(jīng)成為各整車廠重點攻關的任務?；旌蠚饧訚夂瓦M排氣掃氣作為提升發(fā)動機性能的常規(guī)技術措施，已經(jīng)無法滿足“國六”標準對實際行駛污染物排放(RDE)的要求，這意味著由于排放法規(guī)的限制，發(fā)動機性能將受到嚴重影響。如何在滿足排放法規(guī)要求的前提下盡可能提升發(fā)動機性能，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。

進氣歧管是發(fā)動機重要的部件，連接著節(jié)氣門和氣缸蓋，通常由進氣短管、穩(wěn)壓腔和連接各氣缸的支管組成，在發(fā)動機進氣系統(tǒng)中具有重要作用。眾多研究表明，進氣歧管管長對發(fā)動機性能有著非常重要的影響。VAUGHAN等在Suzuki GSXR-600發(fā)動機上研究了可變進氣歧管對其性能的影響，結果表明，相比基礎機型，可變進氣歧管方案使發(fā)動機最大功率增加了22%，最大扭矩提升了5%。TAYLOR等研究了進氣歧管長度對1.4 L缸內直噴增壓汽油機性能和燃油經(jīng)濟性的影響，結果顯示，合適的進氣歧管管長能夠提升扭矩和響應性，并且能夠降低燃油耗。MALKHEDE等研究了進氣歧管長度對充氣效率的影響，發(fā)現(xiàn)充氣效率與進氣歧管長度和發(fā)動機轉速有某種函數(shù)關系。ZHANG等利用一維和三維仿真手段研究了進氣歧管管長和腔體形狀對阿特金森發(fā)動機性能的影響，結果表明，合理的進氣歧管長度和腔體形狀能夠提升發(fā)動機最佳熱效率并顯著擴大經(jīng)濟燃油耗區(qū)的范圍。

不同發(fā)動機的缸徑、行程、壓縮比、布置空間等結構與尺寸參數(shù)不盡相同，為了提高發(fā)動機的性能，進氣歧管需要結合發(fā)動機的具體情況進行有針對性的設計優(yōu)化。為提升某自主研發(fā)的1.5 L自然吸氣發(fā)動機性能，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，同時保證良好的燃油耗和排放水平，在概念設計階段，利用一維計算機輔助工程 (CAE)仿真并分析了不同長度進氣歧管對發(fā)動機性能的影響，快速篩選出最優(yōu)方案；在設計驗證階段，通過對CAE優(yōu)選方案在發(fā)動機臺架上進行了測試試驗，為最終確定進氣歧管管長方案提供了依據(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，通過對同排量、同類型的8種發(fā)動機分析，1.5 L自然吸氣發(fā)動機進氣歧管管長范圍為300～500 mm，如圖1所示。結合整車前艙布置空間確定管長限值，即當進氣歧管管長達到450 mm時尚能滿足行人保護面要求，但管長繼續(xù)增加時進氣歧管將與行人保護面沖突，影響進氣歧管的安裝，如圖2所示。綜上分析，將進氣歧管管長預選方案范圍定為300～450 mm，每隔50 mm長度間隔進行CAE分析，即有300 mm、350 mm、400 mm和450 mm共4組長度方案。

圖1 發(fā)動機進氣歧管管長對標數(shù)據(jù)

圖2 進氣歧管與行人保護面

1.2 計算模型及邊界條件

為研究進氣歧管管長對發(fā)動機性能的影響，根據(jù)發(fā)動機相關參數(shù)(見表1)，利用一維發(fā)動機性能仿真軟件GT-Power搭建包含進排氣系統(tǒng)的仿真模塊，如圖3所示。

表1 發(fā)動機基本信息

圖3 GT-Power仿真模塊

鑒于車輛需要滿足“國六”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)一輕型車測試循環(huán)(WLTC)工況，RDE工況發(fā)動機轉速的運行范圍更寬，其中中低速、大負荷工況也處于常用工況。為避免整車實際應用時排放超標，仿真時將發(fā)動機轉速4 000 r/min以下的過量空氣系數(shù)均設定為1，即不進行混合氣加濃和掃氣。同時，為合理評估進氣歧管管長對發(fā)動機性能的影響，在可變氣門正時(VVT)可調范圍內進行了進排氣相位掃描，確保各轉速下VVT處于性能最優(yōu)位置；通過調整點火角保證不同長度進氣歧管方案在相同發(fā)動機轉速下?lián)碛型瑯拥娜紵省?/p>

1.3 仿真分析

圖4和圖5分別為不同進氣歧管管長方案下外特性扭矩曲線和對應的充氣效率。由圖4、圖5可知：扭矩與充氣效率正相關，發(fā)動機相同轉速下充氣效率越高，扭矩越大。

圖4 外特性扭矩

圖5 外特性充氣效率

當發(fā)動機轉速不超過3 000 r/min時，相同轉速下不同進氣歧管管長方案的扭矩表現(xiàn)無明顯差異，主要原因是此時充氣效率對300～450 mm內的管長不敏感；當發(fā)動機轉速為1 000～2 500 r/min時，相同轉速下不同管長充氣效率差異不超過0.5%；當發(fā)動機轉速為3 000～4 500 r/min時，管長越長，扭矩越大，充氣效率表現(xiàn)為同樣的趨勢，管長和充氣效率正相關。當發(fā)動機轉速為4 000 r/min時，450 mm方案的扭矩比300 mm方案大6.6 N·m，對應的充氣效率提升4.5%；當發(fā)動機轉速大于4 500 r/min時發(fā)動機扭矩開始下降，此時與發(fā)動機轉速為3 000～4 500 r/min時的情況剛好相反，管長越長，扭矩下降越快；發(fā)動機轉速為6 000 r/min時，450 mm方案扭矩比其他方案低，由圖5可知，此時管長越長，充氣效率衰減越快，導致450 mm方案進氣量減少，扭矩快速下降。分析原因為管長改變了進氣慣性和壓力波頻率，發(fā)動機不同轉速下表現(xiàn)出不同的調諧效應改變了發(fā)動機進氣管內壓力，從而影響了充氣效率。壓力變動幅度與發(fā)動機轉速和管長相關，不同管長方案和轉速表現(xiàn)出的充氣壓力絕對值存在差異，但管長對充氣效率改變趨勢影響保持一致。

在4個管長方案中，350 mm方案無論是最大扭矩還是發(fā)動機在高轉速時的功率表現(xiàn)均不突出，處于中間水平；300 mm方案雖然在發(fā)動機轉速為3 000 r/min時的扭矩最大，但是在轉速為3 000～4 500 r/min時扭矩偏低，導致在轉速4 000 r/min時扭矩曲線呈現(xiàn)明顯的凹坑形態(tài)；450 mm方案擁有發(fā)動機全轉速段最優(yōu)的扭矩表現(xiàn)，雖然在6 000 r/min轉速時扭矩最小，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)動機全轉速段較為均衡，擁有較優(yōu)異的中高速段扭矩。對于發(fā)動機性能開發(fā)要求，其性能除了需要滿足最大扭矩和功率目標外，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，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個方案作為下一步試驗驗證及分析的研究方案。

2 試驗方案及驗證

2.1 試驗方案

為驗證CAE分析結論并進一步從燃油耗、排放等維度對400 mm和450 mm方案進行評估，制作了450 mm和400 mm管長的進氣歧管樣件，并在發(fā)動機臺架上進行測試。這2個方案樣件均通過了三維計算流體力學(CFD)仿真及設計優(yōu)化，確保進氣不均勻性都滿足<5%的設計要求，避免由于各缸進氣不均勻性對試驗結果產生影響。

CAE分析結論的可靠性通過外特性試驗予以評估，燃油耗和排放結果通過發(fā)動機實際常用運行工況進行評估。為合理確定燃油耗和排放對比試驗的工況，節(jié)省試驗資源，通過整車RDE工況仿真得到了發(fā)動機的實際運行工況，在考慮各負荷平衡和運行時間權重后選取了3個工況進行燃油耗和排放試驗，如表2所示。

表2 燃油耗與排放試驗工況參數(shù)

2.2 試驗設備及試驗邊界條件

發(fā)動機臺架試驗所用試驗儀器設備如表3所示，分別用于測量發(fā)動機轉速、燃油耗、缸內壓力、原始排放中各氣體濃度。燃燒分析儀用于對采集的缸壓數(shù)據(jù)進行在線燃燒分析計算及儲存。發(fā)動機試驗臺架布置如圖6所示。測試燃料為市售辛烷值為92的汽油，試驗過程中邊界條件維持穩(wěn)定，進氣溫度保持在(25±2.5) ℃、發(fā)動機出水溫度保持在(90±2) ℃、機油溫度保持在(90±5) ℃，環(huán)境溫度、大氣壓力值等維持穩(wěn)定。

表3 試驗儀器設備

圖6 發(fā)動機臺架試驗布置圖

2.3 試驗結果

2個試驗方案的外特性試驗結果如圖7所示。由圖7可知，在發(fā)動機低轉速段(轉速小于2 500 r/min)，2個試驗方案的扭矩沒有差異；在中轉速段(2 500～5 000 r/min)，450 mm方案的扭矩表現(xiàn)更優(yōu)，但優(yōu)勢并不明顯；在高轉速段(轉速大于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 試驗外特性扭矩

雖然試驗結果在部分工況點的扭矩值與CAE計算結果有所差異，但是整體趨勢與CAE計算結果完全一致，即低轉速段扭矩和管長關系不明顯，450 mm方案在中轉速段的扭矩表現(xiàn)較好，400 mm方案在高轉速段的扭矩表現(xiàn)較好，驗證了CAE分析結果是正確的。

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

表2所選試驗工況點下2個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個方案的比燃油耗持平。從試驗結果可以看出，相同負荷時不同方案燃油耗雖然有差異，但是差異度均小于1%，考慮到測量誤差，兩者燃油耗水平可視為相同。

圖8 試驗比燃油耗對比

圖9為臺架試驗排放測試結果。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排放體積分數(shù)為4×10～6×10；相同工況時總碳氫(THC)、氮氧化物(NO)、顆粒數(shù)(PN)排放也處于同一量級水平，無顯著差異。這可能是由于CO主要受過量空氣系數(shù)影響，THC主要受發(fā)動機縫隙效應影響，NO由高溫富氧環(huán)境產生，PN排放主要受燃油噴射壓力與噴油束設計影響；對于同一臺發(fā)動機，不存在縫隙效應和噴油束設計等差異，在主控參數(shù)和進氣歧管氣體均勻性保持一致的前提下，50 mm的管長差異對部分負荷混合氣滾流比和湍動能影響較小，故燃油耗和排放的表現(xiàn)無明顯差異。

圖9 臺架試驗排放結果

綜上所述，在發(fā)動機中轉速段雖然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方案的高轉速段扭矩優(yōu)勢明顯，總體性能表現(xiàn)更優(yōu)；管長對燃油耗及排放無顯著影響?？紤]到400 mm方案管長較短、質量相對較小，因此400 mm方案相對于450 mm方案更具有實際應用的優(yōu)勢。

3 結論

為提高某自主研發(fā)的1.5 L自然吸氣發(fā)動機性能，借助CAE仿真和臺架試驗手段，從性能、燃油耗和排放多維度研究了不同進氣歧管管長對發(fā)動機的影響，得到以下結論：

(1) 通過搭建整機CAE數(shù)學模型，研究了4種不同進氣歧管管長對發(fā)動機性能的影響，結果表明：發(fā)動機轉速不超過2 500 r/min時，管長對發(fā)動機性能影響不大；轉速為3 000～5 000 r/min時，管長越長，發(fā)動機扭矩越大；轉速大于5 000 r/min時，管長越長，發(fā)動機扭矩衰減越快。由于管長不同，進氣調諧效應產生了差異，從而改變了充氣效率。經(jīng)CAE初步評估，400 mm和450 mm方案性能較優(yōu)。

(2) 發(fā)動機臺架外特性試驗結果表明：與450 mm方案相比，400 mm方案更具優(yōu)勢，同時管長對發(fā)動機性能的影響趨勢與CAE計算結果基本一致，驗證了CAE分析的可靠性。燃油耗和排放試驗結果表明：進氣歧管管長對燃油耗和排放的影響并不明顯。經(jīng)最終綜合評估，進氣歧管管長400 mm方案的實際應用更具有優(yōu)勢。