專利名稱：分開式循環(huán)四沖程發(fā)動機(jī)的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及內(nèi)燃機(jī)。更具體地說，本發(fā)明涉及具有一對活塞的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)，其中一個活塞用于進(jìn)氣和壓縮沖程，另一個活塞用于膨脹(或動力)和排氣沖程，所述四個沖程中每個沖程在曲軸的一個回轉(zhuǎn)中被完成。
背景技術(shù)：
內(nèi)燃機(jī)是這樣一組裝置中的任何一個在所述一組裝置中燃燒的反應(yīng)物，如氧化劑和燃料，以及燃燒產(chǎn)物用作發(fā)動機(jī)的工作流體。內(nèi)燃機(jī)的基本部件在本領(lǐng)域是公知的，包括發(fā)動機(jī)汽缸體、汽缸蓋、汽缸、活塞、閥門、曲軸和凸輪軸。汽缸蓋、汽缸和活塞頂部典型地形成了燃燒室，在其中燃料和氧化劑(如空氣)被引入并且發(fā)生燃燒。這種發(fā)動機(jī)從未反應(yīng)工作流體(如氧化劑—燃料混合物)的燃燒過程中所釋放的熱量中獲得其能量。此過程在發(fā)動機(jī)中發(fā)生，這個過程是所述裝置的熱力循環(huán)的一部分。在所有內(nèi)燃機(jī)中，有用功是由直接作用于發(fā)動機(jī)活動表面(如活塞的上部或頂部)的、燃燒產(chǎn)生的熱氣體產(chǎn)物產(chǎn)生的。通常，活塞的往復(fù)運(yùn)動通過連桿被轉(zhuǎn)換為曲軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動。
內(nèi)燃(IC)機(jī)可被劃分為火花點(diǎn)火(SI)和壓縮點(diǎn)火(CI)發(fā)動機(jī)。SI發(fā)動機(jī)，如典型的汽油發(fā)動機(jī)，使用火花點(diǎn)燃空氣/燃料混合物，而在CI發(fā)動機(jī)，如典型的柴油發(fā)動機(jī)中，壓縮熱量點(diǎn)燃空氣/燃料混合物。
最常見的內(nèi)燃機(jī)是四沖程循環(huán)發(fā)動機(jī)，它的基本設(shè)計構(gòu)思在一百多年來都沒有改變。這是因?yàn)樗暮唵涡砸约霸诘孛孢\(yùn)輸和其它工業(yè)中作為原動力的杰出性能。在四沖程循環(huán)發(fā)動機(jī)中，動力從單個活塞的四個分開的活塞運(yùn)動(沖程)中的燃燒過程中獲得。由此，四沖程循環(huán)發(fā)動機(jī)在這里被限定為是一種對于每個膨脹(或動力)沖程，即對于將動力傳遞至曲軸的每個沖程，需要多個活塞中的一個活塞的四個完整沖程的發(fā)動機(jī)。
參見圖1-4，現(xiàn)有技術(shù)中傳統(tǒng)的四沖程循環(huán)內(nèi)燃機(jī)的典型實(shí)施例由10示出。發(fā)動機(jī)10包括發(fā)動機(jī)汽缸體12，所述發(fā)動機(jī)汽缸體12具有穿過其延伸的汽缸14。汽缸14的尺寸定為能夠在其中接受往復(fù)運(yùn)動的活塞16。汽缸蓋18被連接至汽缸14的頂部，所述汽缸蓋18包括入口閥20和出口閥22。汽缸蓋18的底部、汽缸14和活塞16的上部(或頂部24)形成燃燒室26。在吸入沖程(圖1)中，空氣/燃料混合物通過進(jìn)氣通道28和入口閥20被引入燃燒室26，其中所述混合物是通過火花塞30點(diǎn)燃的。后來，在排氣沖程(圖4)中，燃燒產(chǎn)物通過出口閥22和出口通道32被排出。連桿34在其頂部末端36處樞軸連接至活塞16。曲軸38包括機(jī)械偏置部分，被稱作曲軸曲拐40，所述曲軸曲拐被樞軸連接至連桿34的底部末端42。連接連桿34至活塞16和曲軸曲拐40的機(jī)械連接用于將活塞16的往復(fù)運(yùn)動(由箭頭44指示)轉(zhuǎn)換為曲軸38的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(由箭頭46指示)。曲軸38被機(jī)械連接(未顯示)至入口凸輪軸48和出口凸輪軸50，它們分別精確地控制入口閥20和出口閥22的打開和關(guān)閉。汽缸14具有中心線(活塞汽缸軸線)52，它也是活塞16往復(fù)運(yùn)動的中心線。曲軸38具有旋轉(zhuǎn)中心(曲軸軸線)54。
參見圖1，隨著入口閥20打開，活塞16首先在進(jìn)氣沖程中下降(如箭頭44的方向所示)。預(yù)定量的燃料(如汽油蒸汽)和空氣的可燃混合物被由此產(chǎn)生的部分真空吸入燃燒室26中。所述活塞繼續(xù)下降，直到它到達(dá)它的下止點(diǎn)(BDC)，也就是，所述活塞離所述汽缸蓋18最遠(yuǎn)的點(diǎn)。
參見圖2，入口閥20和出口閥22關(guān)閉，在壓縮沖程中隨著活塞16上升(如箭頭44所示)，所述混合物被壓縮。當(dāng)所述沖程的末端接近上止點(diǎn)(TDC)，也就是，活塞16離汽缸蓋18最近的點(diǎn)時，所述混合物的體積在本實(shí)施例中被壓縮至它初始體積的八分之一(因?yàn)?∶1的壓縮比)。當(dāng)所述活塞接近TDC時，電火花通過火花塞(30)的縫隙產(chǎn)生，引發(fā)燃燒。
參見圖3，所述動力沖程跟著到來，所述閥門20和22仍然關(guān)閉。由于壓在活塞16的頂部24上的燃燒氣體的膨脹，活塞16被向下(如箭頭44所示)驅(qū)動向著下止點(diǎn)(BDC)。傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)10中燃燒的開始通常在略微早于活塞16到達(dá)TDC時發(fā)生，以提高效率。當(dāng)活塞16到達(dá)TDC時，在汽缸蓋18的底部和活塞16的頂部24之間具有重要的余隙容積60。
參見圖4，在排氣沖程中，上升的活塞16驅(qū)動燃燒后的產(chǎn)物使其穿過打開的出口(或排氣)閥22。接著，所述循環(huán)會再發(fā)生。對這種現(xiàn)有的四沖程循環(huán)發(fā)動機(jī)10，每個活塞16的四個沖程，也就是吸入、壓縮、膨脹和排氣，以及曲軸38的兩周旋轉(zhuǎn)被需要以完成循環(huán)，即提供一個動力沖程。
問題在于，所述典型的四沖程發(fā)動機(jī)10的整體熱力效率僅大約為三分之一(1/3)。也就是說，大概燃料能量的1/3被傳遞至曲軸作為有用功，1/3在廢熱中流失，1/3隨著排出氣體流失。此外，隨著對排放物的要求日益嚴(yán)格、以及對提高效率的市場和立法需求，發(fā)動機(jī)制造商可能考慮稀燃技術(shù)，作為提高效率的一種途徑。然而，由于稀燃與三元催化劑不相容，所以根據(jù)這種方法而被增加了的NOx排放物必須通過其它方法被去除。
參見圖5，上述傳統(tǒng)四沖程發(fā)動機(jī)的替代物是分開式循環(huán)四沖程發(fā)動機(jī)。所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)被Scuderi于2001年7月20日申請的、名稱為“分開式四沖程內(nèi)燃機(jī)”的美國專利No.6,543,225披露，該文獻(xiàn)的全部內(nèi)容通過引用被合并于此文中。
分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)構(gòu)思的典型實(shí)施例以70被指示。分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)70用一個壓縮汽缸72和一個膨脹汽缸74替換傳統(tǒng)四沖程發(fā)動機(jī)的兩個鄰近汽缸。曲柄76每旋轉(zhuǎn)一周，這兩個汽缸72、74將執(zhí)行它們各自的功能。所述進(jìn)氣填充物將通過典型的提升型閥門78被吸入壓縮汽缸72。壓縮汽缸活塞73將擠壓所述填充物，并驅(qū)動所述填充物通過交換通道80，所述交換通道80作為膨脹汽缸74的進(jìn)氣口。位于入口處的止回閥82將被用于防止交換通道80的反向流動。位于交換通道80出口處的閥門84將控制被加壓的進(jìn)氣填充物流入膨脹汽缸74。進(jìn)氣填充物進(jìn)入膨脹汽缸74后不久，火花塞86將被點(diǎn)燃，接著所產(chǎn)生的燃燒將驅(qū)動膨脹汽缸活塞75向下。排出氣體將通過提升閥88被泵出膨脹汽缸。
利用分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的構(gòu)思，壓縮和膨脹汽缸的幾何發(fā)動機(jī)參數(shù)(即汽缸內(nèi)徑、沖程、連桿長度、壓縮比等)基本上是相互獨(dú)立的。例如，每個汽缸的曲柄曲拐90、92可具有不同的半徑，并且相位是相互分開設(shè)置的，膨脹汽缸活塞75的上止點(diǎn)(TDC)先于壓縮汽缸活塞73的TDC發(fā)生。這種獨(dú)立性使得分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)可能獲得比這里前述的較典型四沖程發(fā)動機(jī)更高的效率水平。
然而，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)中存在許多幾何參數(shù)和參數(shù)的組合。因此，這些參數(shù)的進(jìn)一步優(yōu)化是必須的，以最佳化所述發(fā)動機(jī)的性能。
因此，需要一種改進(jìn)的四沖程內(nèi)燃機(jī)，它能提高效率，并降低NOx的排放水平。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明通過提供一種分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)給出了超出現(xiàn)有技術(shù)的優(yōu)點(diǎn)和替代品，在所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)中重要的參數(shù)為了更大的效率和性能而被優(yōu)化了。優(yōu)化的參數(shù)包括膨脹比、壓縮比、以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位、交換閥持續(xù)時間、以及交換閥事件和燃燒事件之間的重疊量(overlap)中的至少一個。
通過提供一種發(fā)動機(jī)，這些和其它優(yōu)點(diǎn)在本發(fā)明的典型實(shí)施例中被實(shí)現(xiàn)。所述的發(fā)動機(jī)具有曲軸，所述曲軸繞發(fā)動機(jī)曲軸軸線旋轉(zhuǎn)。膨脹活塞被可滑動地容納在膨脹汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得膨脹活塞在曲軸的單個旋轉(zhuǎn)過程中，通過四沖程循環(huán)的膨脹沖程和排氣沖程往復(fù)運(yùn)動。壓縮活塞被可滑動地容納在壓縮汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得壓縮活塞在曲軸的相同旋轉(zhuǎn)過程中，通過相同的四沖程循環(huán)的進(jìn)氣沖程和壓縮沖程往復(fù)運(yùn)動。對于膨脹汽缸和壓縮汽缸中的任何一個從下止點(diǎn)至上止點(diǎn)的汽缸容積比大致為20∶1或更大。
在本發(fā)明的可選實(shí)施例中，發(fā)動機(jī)的膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為大致50°曲柄轉(zhuǎn)角或更小。
在本發(fā)明的另一個可選實(shí)施例中，發(fā)動機(jī)包括曲軸，所述曲軸繞發(fā)動機(jī)曲軸軸線旋轉(zhuǎn)。膨脹活塞被可滑動地容納在膨脹汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得膨脹活塞在曲軸的單個旋轉(zhuǎn)過程中，通過四沖程循環(huán)的膨脹沖程和排氣沖程往復(fù)運(yùn)動。壓縮活塞被可滑動地容納在壓縮汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得壓縮活塞在曲軸的相同旋轉(zhuǎn)過程中，通過相同的四沖程循環(huán)的進(jìn)氣沖程和壓縮沖程往復(fù)運(yùn)動。交換通道互相連接壓縮汽缸和膨脹汽缸。所述交換通道包括入口閥和交換閥，所述入口閥和交換閥之間界定壓力室。交換閥具有大致69°曲柄轉(zhuǎn)角或更小的交換閥持續(xù)時間。
在本發(fā)明的另一個可選實(shí)施例中，發(fā)動機(jī)包括曲軸，所述曲軸繞發(fā)動機(jī)曲軸軸線旋轉(zhuǎn)。膨脹活塞被可滑動地容納在膨脹汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得膨脹活塞在曲軸的單個旋轉(zhuǎn)過程中，通過四沖程循環(huán)的膨脹沖程和排氣沖程往復(fù)運(yùn)動。壓縮活塞被可滑動地容納在壓縮汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得壓縮活塞在曲軸的相同旋轉(zhuǎn)過程中，通過相同的四沖程循環(huán)的進(jìn)氣沖程和壓縮沖程往復(fù)運(yùn)動。交換通道互相連接壓縮汽缸和膨脹汽缸。所述交換通道包括入口閥和交換閥，所述入口閥和交換閥之間界定壓力室。交換閥在膨脹汽缸內(nèi)燃燒事件的至少一部分過程中保持開啟。


圖1是現(xiàn)有的傳統(tǒng)四沖程內(nèi)燃機(jī)在進(jìn)氣沖程過程中的框圖；圖2是圖1中現(xiàn)有發(fā)動機(jī)在壓縮沖程過程中的框圖；圖3是圖1中現(xiàn)有發(fā)動機(jī)在膨脹沖程過程中的框圖；圖4是圖1中現(xiàn)有發(fā)動機(jī)在排氣沖程過程中的框圖；圖5是現(xiàn)有技術(shù)中分開式循環(huán)四沖程內(nèi)燃機(jī)的框圖；圖6是本發(fā)明所述的分開式循環(huán)四沖程內(nèi)燃機(jī)的典型實(shí)施例在進(jìn)氣沖程過程中的框圖；圖7是圖6中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在壓縮沖程的部分壓縮過程中的框圖；圖8是圖6中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在壓縮沖程的完全壓縮過程中的框圖；圖9是圖6中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在燃燒事件開始時的框圖；圖10是圖6中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在膨脹沖程中的框圖；圖11是圖6中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在排氣沖程中的框圖；圖12A是比較計算機(jī)化研究中所使用的傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)計算機(jī)模型的GT-Power圖形用戶界面的框圖；圖12B是圖12A中傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的附圖標(biāo)記定義；圖13是典型的Wiebe放熱曲線；
圖14是圖12A中傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的性能參數(shù)的圖表；圖15A是本發(fā)明所述的用在計算機(jī)化研究中的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)計算機(jī)模型的GT-Power圖形用戶界面的框圖；圖15B是圖15A中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的附圖標(biāo)記定義；圖16是圖15A中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的MSC.ADAMS模型圖樣的圖示；圖17是圖15A中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的壓縮和膨脹活塞位置和閥門事件的圖示；圖18是圖15A中分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的一些初始性能參數(shù)的圖表；圖19是傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的對數(shù)—對數(shù)壓力容積圖；圖20是本發(fā)明所述的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的動力汽缸的壓力容積圖；圖21是本發(fā)明所述的傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和各種分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的指示熱效率的比較圖；圖22是在35％的燃燒重疊量(burn overlap)的情況下，交換閥和膨脹活塞之間的火焰前鋒位置的CFD預(yù)測圖；圖23是在5％的燃燒重疊量的情況下，交換閥和膨脹活塞之間的火焰前鋒位置的CFD預(yù)測圖；圖24是傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)、分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在5％燃燒重疊量的情況下、分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在35％燃燒重疊量的情況下，NOx排放的CFD預(yù)測圖；圖25是分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的膨脹活塞的推力負(fù)荷圖；圖26是本發(fā)明所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的指示功率和熱效率vs壓縮比的圖表；圖27是本發(fā)明所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的指示功率和熱效率vs膨脹比的圖表；圖28是本發(fā)明所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的指示功率和熱效率vs以TDC為基準(zhǔn)的相位的圖表；圖29是本發(fā)明所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的指示功率和熱效率vs交換閥持續(xù)時間的圖表。
具體實(shí)施例方式
I.概述Scuderi集團(tuán)，LLC委托得克薩斯州圣安東尼奧市的西北研究學(xué)院(SwRI)進(jìn)行計算機(jī)化研究。所述計算機(jī)化研究涉及構(gòu)建表示各種分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)實(shí)施方式的計算機(jī)化模型，所述模型與每循環(huán)具有相同被捕集量的傳統(tǒng)四沖程內(nèi)燃機(jī)的計算機(jī)化模型相比較。所述研究的最終報告(SwRI項(xiàng)目No.03.05932，日期2003年6月24日，名稱“分開式循環(huán)四沖程發(fā)動機(jī)構(gòu)思的評估”)的全部內(nèi)容通過參考的方式全被合并進(jìn)來。所述計算機(jī)化研究給出通過關(guān)于分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的典型實(shí)施例所描述的本發(fā)明。
II.術(shù)語表以下提供文中所用術(shù)語的縮寫詞和定義的列表以供參考空氣/燃料比在進(jìn)氣填充氣中空氣與燃料的比例。
下止點(diǎn)(BDC)活塞離汽缸蓋最遠(yuǎn)的位置，在此處導(dǎo)致所述循環(huán)的最大的燃燒室容量。
平均有效制動壓力(BMEP)按照MEP值表示的發(fā)動機(jī)的制動轉(zhuǎn)矩輸出，等于制動轉(zhuǎn)矩除以發(fā)動機(jī)排量。
制動功率在發(fā)動機(jī)輸出軸處的功率輸出。
制動熱效率(BTE)前綴“制動”與由發(fā)動機(jī)輸出軸處測得的轉(zhuǎn)矩得來的參數(shù)有關(guān)。這是由摩擦引起的損耗產(chǎn)生后的性能參數(shù)。
燃燒重疊在交換閥關(guān)閉時被完成的整個燃燒事件的百分比(也就是從燃燒的0％點(diǎn)至100％點(diǎn))。
制動轉(zhuǎn)矩在發(fā)動機(jī)輸出軸處的轉(zhuǎn)矩輸出。
曲柄轉(zhuǎn)角(CA)曲軸曲拐的旋轉(zhuǎn)角度，典型地涉及與汽缸孔對齊時的位置。
計算流體動力學(xué)(CFD)解決復(fù)雜流體流動問題的方法，在該方法中將流動狀態(tài)分為大量的微小單元，然后所述微小單元可被解答，以確定流動特性、熱傳輸和其他與流動溶液相關(guān)的特性。
一氧化碳(CO)被控制的污染物質(zhì)，對人體有毒害，碳?xì)浠衔锶剂系牟煌耆趸漠a(chǎn)物。
燃燒持續(xù)時間本文中定義為從燃燒事件開始在10％和90％點(diǎn)之間的曲柄轉(zhuǎn)角間隔。也稱作燃燒速度，見圖13中Wiebe放熱曲線。
燃燒事件燃燒燃料的過程，典型地在發(fā)動機(jī)膨脹室中發(fā)生。
壓縮比壓縮汽缸在BDC處的容積與在TDC處容積的比值。
交換閥關(guān)閉(crossover valve closing，XVC)交換閥開啟(crossover valve opening，XVO)汽缸軸線偏置距是汽缸孔的中心線與曲軸軸線之間的線性距離。
排量被定義為活塞從BDC移動至TDC的容積。數(shù)學(xué)上，如果沖程被定義為從BDC至TDC的距離，則排量等于π/4*汽缸內(nèi)徑2*沖程。那么，壓縮比為BDC處燃燒室容積與TDC處燃燒室容積的比。TDC處的容積是指余隙容積，或Vc1。
Vd＝π/4*汽缸內(nèi)徑2*沖程CR＝(Vd+Vc1)/Vc1排氣閥關(guān)閉(EVC)排氣閥開啟(EVO)膨脹比是與壓縮比等效的術(shù)語，但這是對膨脹汽缸來說的。膨脹比是在BDC處的汽缸容積與在TDC處汽缸容積的比值。
摩擦平均有效壓力(FMEP)是以MEP表示的摩擦水平。但是不能直接從汽缸壓力曲線中確定。一種測量此值的常用方法是從汽缸壓力曲線計算NMEP，根據(jù)測力計測出的轉(zhuǎn)矩計算BMEP，然后確定差值作為摩擦力或FMEP。
圖形用戶接口(GUI)平均有效指示壓力(IMEP)P-DV曲線內(nèi)區(qū)域的積分，它也等于發(fā)動機(jī)指示轉(zhuǎn)矩除以排量。實(shí)際上，所有指示轉(zhuǎn)矩和功率值都是此參數(shù)的派生物。此值也表示通過膨脹沖程的恒壓水平，它將提供與實(shí)際壓力曲線相同的發(fā)動機(jī)輸出。雖然可被指定為凈指示(NIMEP)或總指示(GIMEP)，但當(dāng)沒被充分說明時，采用NIMEP。
指示熱效率(ITE)給予(凈)指示功率的熱效率。
進(jìn)氣閥關(guān)閉(IVC)進(jìn)氣閥開啟(IVO)
平均有效壓力通過膨脹沖程必須施加至活塞的壓力，以導(dǎo)致與實(shí)際循環(huán)相同的動力輸出。此值還與每排量的轉(zhuǎn)矩輸出成比例。
NOx各種氧化氮化學(xué)種類，主要是NO和NO2。受控制的污染物和煙霧的前身物。是將含有氧氣和氮?dú)?也就是空氣)的環(huán)境暴露于非常高的溫度而產(chǎn)生的。
最大汽缸壓力(PCP)在發(fā)動機(jī)循環(huán)中燃燒室內(nèi)部獲得的最大壓力。
前綴—功率、轉(zhuǎn)矩、MEP、熱效率和其他術(shù)語可具有以下具有資格的前綴指示的表示在摩擦損耗被指出前，供給活塞頂部的輸出。
總指示的表示僅考慮壓縮和膨脹沖程時，傳遞至活塞頂部的輸出。
凈指示的(當(dāng)沒有指明時，也是“指示的”的解釋)表示考慮了循環(huán)的所有四個沖程壓縮、膨脹、排氣和進(jìn)氣時，傳遞至活塞頂部的輸出。
泵送表示僅考慮進(jìn)氣和排氣沖程時，發(fā)動機(jī)的輸出。在此記錄中，正泵送功表示發(fā)動機(jī)的功輸出，而負(fù)泵送功表示發(fā)動機(jī)的用來執(zhí)行排氣和進(jìn)氣沖程所消耗的功。
從這些定義中，可得如下結(jié)果凈指示的＝總指示的+泵送制動＝凈指示的—摩擦泵送平均有效壓力(PMEP)僅與進(jìn)氣和排氣沖程相關(guān)的指示MEP。在進(jìn)排氣過程中消耗的功率量。然而，采用的符號規(guī)約為正值表示在泵送循環(huán)過程中，向曲軸做功。(如果發(fā)動機(jī)由渦輪增壓或者由其他方式增壓，那么對于PMEP可能獲得正值)。
火花點(diǎn)火(SI)涉及在燃燒室內(nèi)電火花啟動燃燒事件的發(fā)動機(jī)。
上止點(diǎn)(TDC)活塞經(jīng)過整個循環(huán)而最靠近汽缸蓋的位置，此處提供了最小的燃燒室容積。
以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位(在這里表示壓縮和膨脹汽缸之間的相位角(見圖6的標(biāo)記172))是以角度的形式表示的、在兩個汽缸的曲柄曲拐之間的旋轉(zhuǎn)偏移量。零角度偏移量表示曲軸彎程是共線的，而180°偏移量表示他們位于曲軸的相對側(cè)(也就是一個銷在頂部，而另一個在底部)。
熱效率功率輸出與燃料能量輸入速度的比率。此值可被指定為制動(BTE)或指示(ITE)熱效率，根據(jù)此值，功率參數(shù)被使用在分子(numerator)中。
Vp平均活塞速度整個循環(huán)中活塞的平均速度。數(shù)學(xué)上可被表示為2*沖程*發(fā)動機(jī)速度。
閥門持續(xù)時間(或閥門事件持續(xù)時間)閥門開啟和閥門關(guān)閉之間的曲軸角度間隔。
閥門事件開啟和關(guān)閉氣閥以執(zhí)行任務(wù)的過程。
容積效率在一些參考條件下，進(jìn)氣閥被關(guān)閉后汽缸中捕集的填充氣(空氣和燃料)的質(zhì)量與將填充汽缸排量的填充氣的質(zhì)量的比。所述參考條件正常地或者是環(huán)境空間，或者是進(jìn)氣歧管條件。(后者在渦輪增壓的發(fā)動機(jī)中被普遍地使用)。
節(jié)氣門全開(WOT)表示在給定速度下，節(jié)流(SI)發(fā)動機(jī)的最大可實(shí)現(xiàn)的輸出。
III從計算機(jī)化研究得出的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的實(shí)施例參見圖6-11，本發(fā)明所述的四沖程內(nèi)燃機(jī)的典型實(shí)施例在全文中以100標(biāo)示。發(fā)動機(jī)100包括發(fā)動機(jī)汽缸體102，所述發(fā)動機(jī)汽缸體102具有延伸穿過它的膨脹(或動力)汽缸104和壓縮汽缸106。曲軸108被樞軸連接，以繞曲軸軸線110(沿垂直紙平面的方向延伸)旋轉(zhuǎn)。
發(fā)動機(jī)汽缸體102是發(fā)動機(jī)100的主要構(gòu)造元件，它從曲軸108向上延伸以與汽缸蓋112連接。發(fā)動機(jī)汽缸體102用作發(fā)動機(jī)100的結(jié)構(gòu)框架，典型地帶有安裝墊片，所述發(fā)動機(jī)通過所述安裝墊片支撐在底盤(未顯示)中。發(fā)動機(jī)汽缸體102通常是具有適當(dāng)機(jī)加工表面和螺紋孔的鑄件，用來連接汽缸蓋112和發(fā)動機(jī)100的其它單元。
汽缸104和106通常是具有圓形截面的開口，所述開口延伸通過發(fā)動機(jī)汽缸體102的上部。所述汽缸104和106的直徑公知為汽缸內(nèi)徑。汽缸104和106的內(nèi)壁被鉆孔、拋光以形成光滑、精確的支承面，所述支承面的尺寸分別用來容納膨脹(或動力)活塞114和壓縮活塞116。
膨脹活塞114沿膨脹活塞—汽缸軸線113往復(fù)移動，壓縮活塞116沿第二壓縮活塞—汽缸軸線115往復(fù)移動。在此實(shí)施例中，膨脹和壓縮汽缸104和106相對曲軸軸線110是偏置的。也就是，第一和第二活塞—汽缸軸線113和115穿過曲軸軸線110的相對的側(cè)面，而不與曲軸軸線110相交。然而，本領(lǐng)域的技術(shù)人員將理解，沒有偏置的活塞—汽缸軸線的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)也在本發(fā)明的范圍內(nèi)。
活塞114和116典型地為圓柱形的鋼或鋁合金制成的鑄件或鍛件。所述的上部封閉端部，也就是動力活塞114和壓縮活塞116的頂部分別為第一和第二頂部118和120?；钊?14、116的外表面通常被加工以與汽缸孔緊密配合，并且通常被開槽以容納活塞環(huán)(未顯示)，所述活塞環(huán)密封活塞和汽缸壁之間的空隙。
第一和第二連桿122和124在它們的頂端126和128分別樞軸連接至動力活塞114和壓縮活塞116。曲軸108包括一對機(jī)械地偏置部分，稱作第一和第二曲拐130和132，它們分別樞軸地連接至第一和第二連桿122和124的底部的相對端部134和136上。連桿122和124至活塞114和116以及曲軸曲拐130、132的機(jī)械連接用于將活塞的往復(fù)運(yùn)動(對膨脹活塞114由方向箭頭138指示，對壓縮活塞116由方向箭頭140指示)轉(zhuǎn)化為曲軸108的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(如方向箭頭142指示)。
雖然本實(shí)施例顯示了分別通過連桿122和124與曲軸108直接連接的第一和第二活塞114和116，但是其它方式也可被利用以可操作地連接活塞114和116至曲軸108，這仍在本發(fā)明的范圍內(nèi)。例如第二曲軸可被使用，以機(jī)械地連接活塞114和116至第一曲軸108。
汽缸蓋112包括使第一和第二汽缸104和106相互連接的氣體交換通道144。所述交換通道包括入口止回閥146，所述入口止回閥設(shè)在交換通道144的端部且靠近第二汽缸106。提升型的出口交換閥150也被設(shè)在交換通道144的相對端部且靠近第一汽缸104的頂部。止回閥146和交換閥150在它們之間界定壓力室148。止回閥146允許壓縮氣體從第二汽缸106至壓力室148的單向流動。交換閥150允許壓縮氣體從壓力室148流向第一汽缸104。雖然止回閥和提升型氣閥被分別作為入口止回閥146和出口交換閥150來描述，但是任何適于應(yīng)用的閥門設(shè)計都可替換使用，例如，入口閥146也可以是提升型的。
汽缸蓋112還包括設(shè)在第二汽缸106頂部上方的提升型進(jìn)氣閥152，和設(shè)在第一汽缸104頂部上方的提升型排氣閥154。提升閥150、152和154具有金屬軸(或桿)156，并且在金屬軸的一端處裝有盤形件158用于阻塞閥門開口。提升閥150、152和154的軸156的另一端被分別機(jī)械地連接至凸輪軸160、162和164。凸輪軸160、162和164通常是設(shè)有橢圓形凸起的圓桿，它位于發(fā)動機(jī)汽缸102內(nèi)部或汽缸蓋112中。
凸輪軸160、162和164通常通過齒輪、皮帶或鏈條(未顯示)被機(jī)械地連接至曲軸108。當(dāng)曲軸108驅(qū)動凸輪軸160、162和164旋轉(zhuǎn)時，凸輪軸160、162和164上的所述凸起引起閥門150、152、154在發(fā)動機(jī)的循環(huán)中于精確的時刻開啟或關(guān)閉。
壓縮活塞116的頂部120、第二汽缸106的壁面和汽缸蓋112形成了第二汽缸106的壓縮室166。動力活塞114的頂部118、第一汽缸104的壁面和汽缸蓋112形成了第一汽缸104的分開的燃燒室168。火花塞170設(shè)在第一汽缸104上方的汽缸蓋112中，并由控制裝置(未顯示)控制，所述控制裝置精確地安排燃燒室168中壓縮的空氣氣體混合物的點(diǎn)火時間。
雖然本實(shí)施例描述了火花點(diǎn)火(SI)發(fā)動機(jī)，但是本領(lǐng)域的熟練技術(shù)人員會理解，壓縮點(diǎn)火(CI)發(fā)動機(jī)也在這種類型發(fā)動機(jī)的范圍內(nèi)。此外，本領(lǐng)域的熟練技術(shù)人員會理解，本發(fā)明所述的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)可被利用以使用除汽油以外的多種燃料，如柴油、氫氣和天然氣。
在操作中，動力活塞114通過相位角172引導(dǎo)壓縮活塞116，所述相位角由曲柄轉(zhuǎn)角(CA)的旋轉(zhuǎn)角度界定，所述動力活塞114到達(dá)它的上止點(diǎn)位置后，曲軸108必須旋轉(zhuǎn)，以使得壓縮活塞116到達(dá)它自己的上止點(diǎn)位置。如以下將在計算機(jī)研究(Computer Study)中討論的一樣，為了保持有利的熱效率水平(BTE或ITE)，相位角172通常被設(shè)在接近20度。此外，相位角優(yōu)選小于等于50度，更優(yōu)選小于或等于30度，最優(yōu)選小于或等于25度。
圖6-11表示當(dāng)發(fā)動機(jī)100將具有預(yù)定捕集質(zhì)量的空氣/燃料混合物(由點(diǎn)截面表示)的潛在能量轉(zhuǎn)化為旋轉(zhuǎn)的機(jī)械能時，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)100的一個完整周期。也就是，圖6-11分別圖示了被捕集混合物的進(jìn)氣、部分壓縮、完全壓縮、燃燒開始、膨脹和排氣過程。然而，應(yīng)該指出的是，發(fā)動機(jī)被空氣/燃料混合物完全充滿，并且對于每次被吸入并通過壓縮汽缸106壓縮的被捕集空氣/燃料混合物，基本相等量的被捕集混合物被燃燒，并通過膨脹汽缸104排出。
圖6示出了當(dāng)動力活塞114到達(dá)它的下止點(diǎn)(BDC)位置，并剛剛開始上升(如箭頭138指示)進(jìn)入它的排氣沖程時的動力活塞114。壓縮活塞116滯后于動力活塞114，并下降(箭頭140)通過它的進(jìn)氣沖程。進(jìn)氣閥152是打開的，以允許預(yù)定體積的燃料和空氣的爆發(fā)性混合物被吸入壓縮室166，并捕集在其中(即，圖6中點(diǎn)表示的被捕集混合物)。排氣閥154也是打開的，以允許活塞114驅(qū)動燃燒用后的產(chǎn)物排出燃燒室168。
交換通道144的止回閥146和交換閥150被關(guān)閉，以防止可點(diǎn)燃的燃料和用后的燃燒產(chǎn)物在兩個腔室166和168之間轉(zhuǎn)移。另外，在排氣和進(jìn)氣沖程中，止回閥146和交換閥150密封壓力室148，以基本保持其中來自先前的壓縮和動力沖程中的任何被捕集氣體的壓力。
參見圖7，被捕集混合物的部分壓縮正在進(jìn)行。進(jìn)氣閥152被關(guān)閉，壓縮活塞116朝它的上止點(diǎn)(TDC)位置上升(箭頭140)以壓縮所述空氣/燃料混合物。同時，排氣閥154是打開的，膨脹活塞114也上升(箭頭138)以排出用后的燃料產(chǎn)物。
參見圖8，被捕集混合物(點(diǎn))進(jìn)一步被壓縮，并開始通過止回閥146進(jìn)入交換通道144。膨脹活塞114已到達(dá)它的上止點(diǎn)(TDC)位置，并準(zhǔn)備下降進(jìn)入它的膨脹沖程(箭頭138指示)，而壓縮活塞116仍上升通過它的壓縮沖程(箭頭140指示)。在此點(diǎn)，止回閥146是部分打開的。交換出口閥150、進(jìn)氣閥152和排氣閥154都是關(guān)閉的。
在TDC處，活塞114具有在活塞114的頂部118和汽缸104頂部之間的余隙距離178。該余隙距離178與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)10的余隙距離160(最好參見圖3中的現(xiàn)有技術(shù))相比是非常小的。這是因?yàn)閭鹘y(tǒng)發(fā)動機(jī)上的余隙(或壓縮比)被限制，以避免無意間的壓縮點(diǎn)火和過大的汽缸壓力。此外，通過減少余隙距離178，排出產(chǎn)物的更徹底排出被完成了。
當(dāng)活塞114在BDC時的膨脹汽缸容積(也就是，燃燒室168)與當(dāng)活塞114在TDC時的膨脹汽缸容積的比例在這里被界定為膨脹比。此比例通常大大高于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)10的BDC和TDC之間的汽缸容積的比例。如在下面的計算機(jī)研究描述中指出的，為了保持有利的效率水平，膨脹比通常被設(shè)在接近120比1。此外，膨脹比優(yōu)選等于或大于20比1，更優(yōu)選等于或大于40比1，最優(yōu)選等于或大于80比1。
參見圖9，被捕集混合物(帶點(diǎn)的截面)的燃燒開始被圖示出來。曲軸108通過膨脹活塞114的TDC位置旋轉(zhuǎn)了附加的預(yù)定角度，以到達(dá)它的點(diǎn)燃位置。在此點(diǎn)，火花塞170被點(diǎn)燃，燃燒開始。壓縮活塞116剛完成它的壓縮沖程，并接近它的TDC位置。在此旋轉(zhuǎn)過程中，在壓縮汽缸116內(nèi)的壓縮氣體到達(dá)閾值壓力，所述閾值壓力驅(qū)動止回閥146完全打開，而凸輪162也被安排時機(jī)以打開交換閥150。因此，當(dāng)動力活塞114下降，并且壓縮活塞116上升時，基本相等量的壓縮氣體從壓縮汽缸106的壓縮室166轉(zhuǎn)移至膨脹汽缸104的燃燒室168。
如在以下的計算機(jī)研究的描述中所述，交換閥150的閥門持續(xù)時間，也就是，交換閥開啟(XVO)和交換閥關(guān)閉(XVC)之間的曲柄轉(zhuǎn)角間隔(CA)，與進(jìn)氣閥152和排氣閥154的閥門持續(xù)時間相比是非常小的，這是有利的。閥門152和154的典型閥門持續(xù)時間通常是超過160度CA。為了保持有利的效率水平，交換閥持續(xù)時間通常設(shè)定在接近25度CA。此外，交換閥持續(xù)時間優(yōu)選等于或小于69度CA，更優(yōu)選等于或小于50度CA，最優(yōu)選等于或小于35度CA。
另外，計算機(jī)研究還標(biāo)明，如果交換閥持續(xù)時間和燃燒持續(xù)時間相互重疊燃燒持續(xù)時間的預(yù)定最小百分比，那么燃燒持續(xù)時間將顯著降低(也就是被捕集混合物的燃燒率將顯著地提高)。具體地說，交換閥150在交換閥關(guān)閉之前，優(yōu)選保持開啟至少整個燃燒事件(也就是從燃燒的0％點(diǎn)至100％點(diǎn))的5％，更優(yōu)選保持整個燃燒事件的10％，最優(yōu)選保持整個燃燒事件的15％。如下文更詳細(xì)地說明，交換閥150在空氣/燃料混合物燃燒(也就是燃燒事件)的過程中保持開啟的時間越長，燃燒率和效率水平就提高得越大。對這個重疊的限制將在下段中討論。
在曲軸108的進(jìn)一步旋轉(zhuǎn)過程中，壓縮活塞116將穿過到達(dá)它的TDC位置，其后開始另一個進(jìn)氣沖程，以再次開始循環(huán)。壓縮活塞116相對標(biāo)準(zhǔn)發(fā)動機(jī)10還具有非常小的余隙距離182。這是可能的，因?yàn)楫?dāng)壓縮汽缸106的壓縮室166中的氣體壓力達(dá)到壓力室148中的壓力時，止回閥146被驅(qū)動開啟，以允許氣體流過。因此，當(dāng)壓縮活塞116到達(dá)它的TDC位置時，非常小體積的高壓氣體被捕集在壓縮活塞116的頂部。
當(dāng)活塞116在BDC時的壓縮汽缸容積(也就是，壓縮室166)與當(dāng)活塞在TDC時的壓縮汽缸容積的比例在這里被界定為壓縮比。此比例通常大大高于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)10的BDC和TDC之間的汽缸容積的比例。如在下面計算機(jī)研究描述中指出的，為了保持有利的效率水平，壓縮比通常被設(shè)在接近100比1。此外，壓縮比優(yōu)選等于或大于20比1，更優(yōu)選等于或大于40比1，最優(yōu)選等于或大于80比1。
參見圖10，作用在被捕集混合物上的膨脹沖程被圖示出來。當(dāng)空氣/燃料混合物被燃燒時，熱氣體驅(qū)動膨脹活塞114向下。
參見圖11，作用在被捕集混合物上的排氣沖程被圖示出來。當(dāng)膨脹活塞到達(dá)BDC，并再次開始上升時，燃燒氣體被排出打開的閥門154，以開始另一個循環(huán)。
IV計算機(jī)化研究1.0結(jié)果概述1.1優(yōu)點(diǎn)計算機(jī)化研究的初始目的是研究概念性分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)，識別對性能和效率施加最重要影響的參數(shù)，以及確定與傳統(tǒng)四沖程發(fā)動機(jī)對比時所具有的理論益處、優(yōu)點(diǎn)或缺點(diǎn)。
計算機(jī)化研究確定了壓縮比、膨脹比、以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位(也就是，壓縮和膨脹活塞之間的相位角，見圖6中的標(biāo)記172)、交換閥持續(xù)時間和燃燒持續(xù)時間，作為影響發(fā)動機(jī)性能和效率的重要變量。具體來說，所述參數(shù)如下被設(shè)定●壓縮和膨脹比應(yīng)該等于或大于20比1，在本研究中分別設(shè)在100比1和120比1；●相位角應(yīng)該小于或等于50度，在本研究中被設(shè)在接近20度；以及
●交換閥持續(xù)時間應(yīng)該小于或等于69度，在本研究中被設(shè)在接近25度。
此外，為了提高效率水平，交換閥持續(xù)時間和燃燒持續(xù)時間應(yīng)該相互重疊一預(yù)定的燃燒事件百分比。對此研究，CFD計算顯示整個燃燒事件的5％的重疊量是現(xiàn)實(shí)的，更大的重疊量可設(shè)為35％，從而形成了本研究中模擬的實(shí)施例無法得到的上限。
當(dāng)參數(shù)被應(yīng)用在適當(dāng)配置中時，所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在制動熱效率(BTE)和NOx排放中顯示了顯著的優(yōu)勢。表9概括了關(guān)于BTE的計算機(jī)化研究結(jié)果，圖24畫出了對于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)模型和分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型的各種實(shí)施例的、預(yù)測的NOx排放。
在1400rpm發(fā)動機(jī)速度處，與傳統(tǒng)四沖程發(fā)動機(jī)的在33.2百分點(diǎn)BTE處的預(yù)測潛在增益相比，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的預(yù)測潛在增益在0.7至小于5.0點(diǎn)(或者百分點(diǎn))的制動熱效率范圍內(nèi)。換句話說，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的BTE被計算為可能在33.9至38.2點(diǎn)之間。
這里被使用的術(shù)語“點(diǎn)”表示除了理論上可能有的100百分點(diǎn)之外的、計算或測量得到的絕對BTE百分比。這里使用的術(shù)語“百分比”表示分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)和基線傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)(base line conventional engine)的計算BTE之間的相對比較差。因此，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的BTE中0.7至小于5.0點(diǎn)的增加范圍表示傳統(tǒng)四沖程發(fā)動機(jī)的在33.2基線之上(over thebaseline of 33.2)的BTE中接近2(也就是，0.7/33.2)至小于15(5/33.2)百分比的增加范圍。
另外，計算機(jī)化研究還顯示如果分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)構(gòu)造有陶瓷膨脹活塞和汽缸，則BTE可潛在地進(jìn)一步增加差不多2個多百分點(diǎn)，也就是40.2百分點(diǎn)BTE，它表示比傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)增加接近21個百分比。然而，應(yīng)該緊記一點(diǎn)，陶瓷活塞和汽缸在長期使用的情況下具有耐用性問題；另外，在這種方法中，由于使用這些材料而使汽缸壁的溫度更高，從而惡化了潤滑問題。
隨著對排放的要求日益嚴(yán)格以及對提高效率的市場需要，許多發(fā)動機(jī)制造商在以稀的空氣/燃料比下運(yùn)轉(zhuǎn)的同時努力降低NOx排放。在計算機(jī)化研究過程中執(zhí)行的CFD燃燒分析的輸出顯示，當(dāng)在稀的空氣/燃料比率下，比較兩種發(fā)動機(jī)，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)大概能將傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的NOx排放水平降低50％至80％。
就NOx對環(huán)境的影響以及發(fā)動機(jī)的效率來說，NOx排放的減少應(yīng)該是重要的。通過稀燃方式運(yùn)行(明顯地是在14.5比1空氣/燃料比以上)，SI發(fā)動機(jī)的效率被提高是公知的事實(shí)。然而，對三元催化轉(zhuǎn)化器(TWC)的依賴在批量生產(chǎn)的發(fā)動機(jī)中排除了這個選擇，其中所述三元催化轉(zhuǎn)化器需要按化學(xué)計量排出蒸汽，以達(dá)到所需的排放標(biāo)準(zhǔn)。(對于汽油燃料，化學(xué)計量的空氣/燃料比為大約14.5)。分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的較低的NOx排放可使得分開式循環(huán)以稀燃方式運(yùn)行，并獲得附加的效率增益，所述效率增益比設(shè)有傳統(tǒng)TWC的傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)多大約一個點(diǎn)的數(shù)量級(例如接近3％)。傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的TWC證明NOx減少程度在95％以上，因此，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)不能達(dá)到它們當(dāng)前的后TWC水平，但是依靠應(yīng)用程序和使用其它的再處理技術(shù)，所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)能夠在稀的空氣/燃料比下運(yùn)行的同時滿足所需的NOx排放標(biāo)準(zhǔn)。
這些結(jié)果沒有與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相互關(guān)聯(lián)，并且來自數(shù)字模型的排放預(yù)測傾向于高度依賴對通過燃燒事件的示蹤物的跟蹤。如果這些結(jié)果在實(shí)際樣機(jī)中被確認(rèn)，那么它們將構(gòu)成所述分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的顯著優(yōu)勢。
1.2風(fēng)險和建議的解決方案計算機(jī)化研究還識別出與分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)相關(guān)的下述風(fēng)險●在膨脹汽缸中持續(xù)升高的溫度可導(dǎo)致部件的熱構(gòu)造破壞，以及潤滑油保持的問題，●由于高的加速負(fù)荷，可能產(chǎn)生涉及交換閥的閥門系耐用性問題，●在膨脹汽缸中閥門對活塞的干擾，以及●自動點(diǎn)火和/或進(jìn)入交換通道中的火焰?zhèn)鞑ァ?br> 然而，上述列出的風(fēng)險可通過許多可能的解決方案來解決。如下給出可被使用的技術(shù)或解決方案的實(shí)例。
處理膨脹汽缸中持續(xù)的高溫可以使用獨(dú)特的材料和/或汽缸壁構(gòu)造技術(shù)。另外，需要使用較低溫度和/或不同的冷卻劑。潤滑問題在處理高溫時也是有意義的?？朔摾щy的可用技術(shù)是可耐極端高溫的液體潤滑劑(改進(jìn)的合成物)和固體潤滑劑。
在解決第二項(xiàng)問題(即與作用于快速動作的交換閥的閥門負(fù)荷有關(guān)的第二項(xiàng)問題)的方法中，可包括一些目前在先進(jìn)的高速賽車發(fā)動機(jī)中使用的技術(shù)，如氣動閥彈簧和/或低慣性鈦閥，其中每個閥門設(shè)有多個機(jī)械彈簧。此外，當(dāng)所述設(shè)計向前進(jìn)入細(xì)節(jié)設(shè)計時，閥門的數(shù)據(jù)將被重新考慮，因?yàn)楦斓匾苿哟罅枯^小的閥門是更容易的，并且它們提供更大的總圓周，從而在低提升(low lift)時提供更好的流動。
有關(guān)交換閥在TDC附近與活塞干擾的第三項(xiàng)問題可通過使所述交換閥凹入汽缸蓋中、在活塞頂部提供凹坑或閥門切口以設(shè)置用于閥門的空間，或通過設(shè)計向外開口的交換閥來解決。
列出的最后問題是自動點(diǎn)火和/或進(jìn)入交換通道中的火焰?zhèn)鞑?。交換通道中的自動點(diǎn)火表示當(dāng)空氣/燃料混合物在循環(huán)之間存在于交換通道中時，由于可燃混合物在高溫高壓下保持了相對較長時間而使空氣/燃料混合物自燃。這可通過使用進(jìn)氣口燃料噴射來解決，在那里只是空氣在循環(huán)之間存在于交換通道中，從而防止自動點(diǎn)火。接著，燃料被直接加入汽缸中或者加入交換通道的出口端，并且加入時機(jī)與交換閥開啟時間對應(yīng)。
這個問題的第二部分，即進(jìn)入交換通道的火焰?zhèn)鞑タ蛇M(jìn)一步改進(jìn)優(yōu)化。也就是，雖然將分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的交換閥開啟的時機(jī)設(shè)計成在燃燒事件的小部分過程中，如5％或更少的過程中，是非常合理的，但是交換閥在燃燒事件過程中開啟的時間越長，對此發(fā)動機(jī)獲得的燃燒效率的正面影響越大。然而，增大在交換閥和燃燒事件之間的重疊量的趨勢增加了火焰?zhèn)鞑ト虢粨Q通道中的可能性。因此，就避免火焰?zhèn)鞑ト虢粨Q通道的問題而言，努力的方向朝著理解燃燒時機(jī)、火花塞位置、交換閥重疊量和活塞運(yùn)動之間的關(guān)系。
2.0傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)模型循環(huán)模擬模型是由兩汽缸的傳統(tǒng)的自然吸氣式四沖程SI發(fā)動機(jī)構(gòu)成，并利用在商業(yè)上可獲得的名為GT-Power的、由依利諾斯州韋斯特門特市的Gamma技術(shù)有限公司所擁有的軟件包來進(jìn)行分析。此模型的特點(diǎn)是利用有代表性的發(fā)動機(jī)參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，以產(chǎn)生自然吸氣式汽油SI發(fā)動機(jī)的典型性能和效率。這些建模工作的結(jié)果被使用以建立比較分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的基線。
2.1GT-Power概述GT-Power是一維計算機(jī)化流體解算器，它通常在工業(yè)中使用，用來產(chǎn)生發(fā)動機(jī)模擬。GT-Power具體被設(shè)計用于穩(wěn)定的狀態(tài)以及瞬時發(fā)動機(jī)模擬。它可應(yīng)用于所有類型的內(nèi)燃機(jī)，并且它向用戶提供幾個基于菜單的對象，以對可用在內(nèi)燃機(jī)中的許多不同部件進(jìn)行建模。圖12A顯示了兩汽缸的傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)模型的GT-Power圖形用戶界面(GUI)。
參見圖12A和B，吸入的空氣從環(huán)境源流入進(jìn)氣歧管，由連接點(diǎn)211和212表示。從那里，吸入的空氣進(jìn)入進(jìn)氣口(214-217)，在此處燃料被注入并與空氣流混合。在循環(huán)的適當(dāng)時間，進(jìn)氣閥(vix-y)開啟，同時它們各自汽缸(cy11和cy12)中的活塞處于它們的向下沖程(進(jìn)氣沖程)。所述空氣和燃料的混合物在此沖程被許可進(jìn)入汽缸，此時間之后，進(jìn)氣閥門關(guān)閉。(cy1和cy2不必須同相；也就是，它們可在完全不同時間完成進(jìn)氣過程)。進(jìn)氣沖程后，活塞上升，將混合氣體壓縮至高溫高壓。在接近壓縮沖程的終點(diǎn)時，火花塞被加以電壓，從而開始了空氣/燃料混合物的燃燒。所述混合物燃燒，進(jìn)一步升高混合物的溫度和壓力，并通過膨脹或動力沖程向下推動活塞。在接近膨脹沖程的終點(diǎn)時，排氣閥打開，活塞開始提升，將排氣推出汽缸而進(jìn)入排氣口(229-232)。從排氣口，所述排氣被傳輸進(jìn)入排氣歧管(233-234)，從那里至代表周圍環(huán)境的終端環(huán)境(排氣)。
2.2傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)模型構(gòu)造發(fā)動機(jī)的特性被選擇，以作為典型汽油SI發(fā)動機(jī)的代表。發(fā)動機(jī)的排量與汽車應(yīng)用中直列四汽缸202in3(3.3L)發(fā)動機(jī)的兩汽缸形式的相類似。壓縮比被設(shè)為8.0∶1。對汽油來說的化學(xué)計量空氣/燃料比是接近14.5∶1，所述空氣/燃料比定義了將所有燃料轉(zhuǎn)化成為完全氧化產(chǎn)物而沒有過量空氣時所需的空氣和燃料比例。被選擇的18∶1空氣/燃料比導(dǎo)致稀燃操作。典型的汽車的汽油SI發(fā)動機(jī)在化學(xué)計量的或稍微充足的條件下滿負(fù)荷工作。然而，稀燃運(yùn)行通常引起熱效率增加。
典型的汽油SI發(fā)動機(jī)在化學(xué)計量條件下工作，因?yàn)檫@是三元催化轉(zhuǎn)化器進(jìn)行正確操作所需要的。三元催化劑(TWC)被如此命名是因?yàn)樗軌驅(qū)C和CO兩者氧化成H2O和CO2，并且將NOx還原成N2和O2。這些TWC是非常有效的，能夠?qū)⑦M(jìn)入的污染物流減少90％以上，但需要精密的保持化學(xué)計量操作。公知的事實(shí)是，通過運(yùn)行稀燃可以提高在SI發(fā)動機(jī)上的效率，但是依賴TWC以達(dá)到所需排放標(biāo)準(zhǔn)的這種依賴性在批量生產(chǎn)的發(fā)動機(jī)上通常排除了這個選擇。
需要注意的是，在稀燃運(yùn)行時，氧化催化劑被容易地獲得，它將氧化HC和CO，但是在這種條件下，減少NOx是主要的挑戰(zhàn)。在柴油發(fā)動機(jī)領(lǐng)域中的發(fā)展包括稀NOx捕集器和稀NOx催化劑的引入。在此點(diǎn)上，這些具有其它的不足，如不足的還原效率和/或?qū)χ芷谛栽偕男枰?，但是它們目前是大量發(fā)展的焦點(diǎn)。
在任何情況下，計算機(jī)化研究的主要焦點(diǎn)是相對的效率和性能。在18∶1的空氣/燃料比下，比較兩種發(fā)動機(jī)(分開式循環(huán)的和傳統(tǒng)的)，以提供比較的結(jié)果。任一發(fā)動機(jī)能在化學(xué)計量條件下更換地進(jìn)行操作，這樣TWC將發(fā)揮作用，并且兩者將可能招致類似的性能不利，使得此研究的相對結(jié)果將仍然維持不變。傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的參數(shù)列在表1中。
表1.傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)參數(shù)

起初，發(fā)動機(jī)速度被設(shè)在1400rpm。此速度在整個項(xiàng)目中被用作參數(shù)掃描(sweep)。然而，在模型構(gòu)造的不同階段中，速度掃描被定為1400、1800、2400和3000rpm。
活塞上部和汽缸蓋之間的余隙起初被推薦為0.040in(1mm)。為了滿足7.180in3(0.118L)余隙容積的需要，將需要活塞頂凹腔燃燒室，它在汽車SI發(fā)動機(jī)中不常見。更通常的是，汽車SI發(fā)動機(jī)以單坡房頂形燃燒室為特色。SwRI采用平頂活塞和汽缸蓋，以簡化GT-Power模型，從而產(chǎn)生0.571in(14.3mm)的余隙以滿足余隙容積需求。在0.6點(diǎn)的制動熱效率(BTE)中存在有缺陷，并且具有較大的活塞一汽缸蓋余隙。
所述模型采用四閥門汽缸蓋，其中具有兩個1.260in(32mm)直徑的進(jìn)氣閥和兩個1.102in(28mm)直徑的排氣閥。進(jìn)氣口和排氣口被建模成管子的直的部分，并且所有的流動損耗被認(rèn)為在閥門處。在最大值列表中對于進(jìn)氣和排氣來說流動系數(shù)都是接近0.57，它是從典型發(fā)動機(jī)汽缸蓋產(chǎn)生的實(shí)際流動測試結(jié)果中得到的。流動系數(shù)被用來量化發(fā)動機(jī)上進(jìn)氣口和排氣口的流動性能。值1.0表示完美的端口，沒有流動損耗。典型的對應(yīng)實(shí)際發(fā)動機(jī)的最大提升值(lift value)在0.5至0.6的范圍內(nèi)。
進(jìn)氣和排氣歧管被創(chuàng)建為2.0in(50.8mm)直徑的管，沒有流動損耗。在吸氣系統(tǒng)中沒有構(gòu)建節(jié)氣門，因?yàn)榻裹c(diǎn)節(jié)集中在氣門全開(WOT)操作、或完全載荷操作上。燃料通過多端口燃料噴射被供給。
閥門事件是從現(xiàn)有發(fā)動機(jī)中獲取的，并依比例產(chǎn)生在速度范圍內(nèi)(1400，1800，2400和3000rmp)中的實(shí)際性能，具體來說是容積效率。
表2列出傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的閥門事件。
表2.傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的進(jìn)/出氣和燃燒參數(shù)


使用經(jīng)驗(yàn)的Wiebe放熱對燃燒過程建模，此處50％燃燒點(diǎn)和10％-90％燃燒持續(xù)時間是固定的用戶輸入。50％燃燒點(diǎn)提供了更直接的定燃燒事件相位的方法，因?yàn)椴恍枰櫚l(fā)火花時機(jī)和點(diǎn)火延遲。10％-90％燃燒持續(xù)時間是燃燒大部分填充氣所需的曲柄轉(zhuǎn)角間隔，并且是定義燃燒事件的持續(xù)時間的共同術(shù)語。Wiebe燃燒模型的輸出是實(shí)際的非瞬時放熱曲線，接著所述曲線被用來計算汽缸壓力，作為曲柄轉(zhuǎn)角(°CA)的函數(shù)。
Wiebe函數(shù)是用于經(jīng)驗(yàn)放熱相關(guān)性的工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，意思是它是基于典型的放熱曲線圖的在先歷史記錄。它提供基于幾個用戶輸入項(xiàng)的公式，所述公式可被容易地按比例確定并且被定相位，以提供合理的放熱曲線圖。
圖13顯示了典型的Wiebe放熱曲線，其中示出一些關(guān)鍵參數(shù)。如圖所示，放熱曲線圖的尾部(＜10％燃燒和＞90％燃燒)是非常長的，但因?yàn)闊後尫帕可俨痪哂袑π阅艿膹?qiáng)烈作用。同時，實(shí)際的開始和結(jié)束由于它們漸進(jìn)至0和100％燃燒線而難于被確定。對于測試數(shù)據(jù)，這是尤其正確的，此時放熱曲線是基于測量的汽缸壓力曲線和其它參數(shù)的計算曲線圖。因此，10％和90％燃燒點(diǎn)被用來表示放熱曲線的標(biāo)定“終端”。在Wiebe相關(guān)性中，用戶指定10-90％燃燒期的持續(xù)時間(也就是，10-90％持續(xù)時間)，并且所述持續(xù)時間控制放熱的最終速率。用戶還能指定曲線圖上一些其它點(diǎn)的曲柄轉(zhuǎn)角位置，最典型地是10％或50％點(diǎn)，作為定位點(diǎn)，以提供放熱曲線相對發(fā)動機(jī)循環(huán)的相位。
在GT-Power中的壁溫度解算器被用來預(yù)測傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的活塞、汽缸蓋和汽缸套壁的溫度。GT-Power是連續(xù)地計算從工作流體至每個通道或部件(包括汽缸)的熱傳導(dǎo)率。此計算需要把壁溫度作為邊界條件。這個壁溫度或者被提供作為固定輸入，或者壁溫度解算器可被打開由其它輸入計算此值。在后一種情況下，壁的厚度和材料被指定，使得壁的傳導(dǎo)性能夠被確定。此外，提供大體積流體(bulk fluid)的溫度和對流熱傳遞系數(shù)，其中壁的背面暴露于該大體積流體。從這些輸入，程序解算所述壁溫度曲線圖，其中所述曲線圖是工作流體的溫度和速度的函數(shù)。此工作中使用的方法為所述壁溫度解算器被打開，以解算汽缸部件的實(shí)際溫度，接著那些溫度被分配至那些部件，作為用于剩余運(yùn)轉(zhuǎn)(run)的固定溫度。
汽缸蓋冷卻劑應(yīng)用在200°F(366K)溫度下，它具有3000W/m2-K的熱傳遞系數(shù)。由應(yīng)用在250°F(394K)溫度下的油來飛濺冷卻活塞的底面，其中所述油的熱傳遞系數(shù)為5W/m2-K。汽缸壁通過在200°F(366K)下應(yīng)用的、熱傳遞系數(shù)為500W/m2-K的冷卻劑和在250°F(394K)下應(yīng)用的、熱傳遞系數(shù)為1000W/m2-K的油而被冷卻。這些熱邊界條件被應(yīng)用至模型，以預(yù)測汽缸內(nèi)部件的表面溫度。預(yù)測的溫度在速度范圍內(nèi)被平均，并在剩余的模擬中被用作固定的壁溫度。對剩余研究，對于活塞為464°F(513K)、對于汽缸蓋為448°F(504K)以及對于汽缸套為392°F(473K)的固定表面溫度被用于建立在燃燒氣體和汽缸內(nèi)部件之間的熱傳遞模型。
發(fā)動機(jī)摩擦在GT-Power內(nèi)的特征在于使用Chen-Flynn相關(guān)性，所述Chen-Flynn相關(guān)性是基于實(shí)驗(yàn)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系，使汽缸壓力和平均活塞速度與整個發(fā)動機(jī)摩擦有關(guān)。Chen-Flynn相關(guān)性中使用的系數(shù)被調(diào)整，以在速度范圍內(nèi)給出實(shí)際的摩擦值。
2.3傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的結(jié)果總結(jié)表3概括了兩汽缸傳統(tǒng)四沖程發(fā)動機(jī)模型的性能結(jié)果。所述結(jié)果按照指示轉(zhuǎn)矩、指示功率、指示平均有效壓力(IMEP)、指示熱效率(ITE)、泵送平均有效壓力(PMEP)、摩擦平均有效壓力(FMEP)、制動轉(zhuǎn)矩、制動功率、制動平均有效壓力(BMEP)、制動熱效率(BTE)、容積效率和最大汽缸壓力被列出。為了參考，平均有效壓力被定義為每循環(huán)的做功除以每循環(huán)的容積排量。
表3.預(yù)測的傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)性能的總結(jié)(英制單位)


預(yù)測的傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)性能的總結(jié)(國際標(biāo)準(zhǔn)單位)

參見圖14，性能是相對速度范圍按照相制動轉(zhuǎn)矩、制動功率、BMEP、容積效率、FMEP和制動熱效率被繪出的。利用來自現(xiàn)有發(fā)動機(jī)的被測得的提升高度曲線圖，閥門事件被初始設(shè)定。進(jìn)氣閥和排氣閥事件的時機(jī)和持續(xù)時間被調(diào)整，以產(chǎn)生在整個速度范圍內(nèi)的典型容積效率值。如圖14所示，容積效率在整個速度范圍內(nèi)接近90％，但是在3000rpm處稍微下降。類似地，制動轉(zhuǎn)矩值在速度范圍內(nèi)相當(dāng)平穩(wěn)，但在3000rpm處稍微變小。轉(zhuǎn)矩曲線的形狀導(dǎo)致近似線性的功率曲線。制動熱效率在速度范圍內(nèi)的趨勢是相當(dāng)一致的。從在1400rpm處的最大值33.2％至在3000rpm處的最小值31.5％，熱效率范圍有1.7個百分點(diǎn)。
3.0分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型基于Scuderi Group，LLC提供的發(fā)動機(jī)參數(shù)，分開式循環(huán)構(gòu)思的模型在GT-Power中產(chǎn)生。壓縮和膨脹汽缸的幾何參數(shù)互不相同，并與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)有相當(dāng)多的不同。與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的結(jié)果相比較的有效性通過匹配進(jìn)氣填充氣的被捕集質(zhì)量來保持。也就是，在進(jìn)氣閥關(guān)閉后，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在壓縮汽缸中捕集的進(jìn)氣填充氣的量與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的相同；這是比較的基礎(chǔ)。典型地，等量的排量被用來確保汽缸之間的平等比較，但是限定分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的排量是非常困難的；因此等量的被捕集質(zhì)量被用來作為比較的基礎(chǔ)。
3.1初始的分開式循環(huán)模型一些改進(jìn)施加在分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型上。可以發(fā)現(xiàn)，一些最為重要的參數(shù)是以TDC為基準(zhǔn)的相位、以及壓縮和膨脹比。改進(jìn)的發(fā)動機(jī)參數(shù)總結(jié)在表4和5中。
表4.分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)參數(shù)(壓縮汽缸)

表5.分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)參數(shù)(膨脹汽缸)

參見圖15A和B，用于分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型的GT-Power圖形用戶界面被顯示。進(jìn)氣從環(huán)境源流入進(jìn)氣歧管，由管intk-bypass和連接點(diǎn)intk-splitter表示。從那里，進(jìn)氣進(jìn)入進(jìn)氣口(intport1，inport2)，在此處燃料被注入，并與空氣氣流混合。在循環(huán)的適當(dāng)時間處，進(jìn)氣閥(vil-y)打開，同時汽缸中的活塞comp處于向下沖程(進(jìn)氣沖程)。空氣和燃料混合物在此沖程中被許可進(jìn)入汽缸，此時間后進(jìn)氣閥關(guān)閉。進(jìn)氣沖程后，活塞上升，壓縮混合氣體至高溫高壓。在接近壓縮沖程的終點(diǎn)時，壓力足以以打開止回閥(check)，并推動空氣/燃料混合物進(jìn)入交換通道。與此同時，動力汽缸剛完成排氣沖程，通過TDC。在接近此時刻時，交換閥(crossvalve)打開并接受來自交換通道和comp汽缸的空氣，所述comp汽缸的活塞正接近TDC。大致在comp汽缸的活塞到達(dá)TDC(也就是，動力汽缸的活塞通過TDC并經(jīng)過了相位角偏移量)時，交換閥關(guān)閉，火花塞在動力汽缸中被加電?；旌衔锶紵?，進(jìn)一步提高混合物的溫度和壓力，并通過膨脹或動力沖程向下推動動力活塞。在接近膨脹沖程的終點(diǎn)時，排氣閥打開，活塞開始上升，通過排氣閥(ve1，ve2)將排氣推出汽缸并使其進(jìn)入排氣口(exhport1，exhport2)。應(yīng)該指出的是，壓縮和排氣沖程以及進(jìn)氣和動力沖程在大致相同的時間發(fā)生，但在不同的汽缸上。從排氣口，所述排氣被傳輸進(jìn)入排氣歧管(exh-jcn)，從那里至代表周圍環(huán)境的終端環(huán)境(排氣)。
應(yīng)該指出的是，模型的設(shè)計與傳統(tǒng)的發(fā)動機(jī)模型非常類似。進(jìn)氣和排氣口和閥門以及多口燃料噴射器從傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)直接獲得。交換通道被建模成為彎曲的直徑恒定的管，所述管在入口處設(shè)有一個止回閥，在出口處設(shè)有提升閥。在初始的結(jié)構(gòu)中，交換閥直徑為1.024in(26.0mm)，在出口處設(shè)有四個0.512in(13.0mm)的閥門。供應(yīng)膨脹汽缸的提升閥被稱為交換閥。
雖然交換通道被建模成為彎曲的具有止回閥入口和提升閥出口的直徑恒定的管，但是，本領(lǐng)域的熟練技術(shù)人員會理解，上述的其它結(jié)構(gòu)在本發(fā)明的范圍內(nèi)。例如，交換通道可包括燃料噴射系統(tǒng)，或者入口閥可以是提升閥，而不是止回閥。此外，各種公知的可變配氣相位系統(tǒng)(variable valvetiming system)可被用在至交換通道的交換閥或入口閥上。
參見圖16，利用MSC.ADAMS動力分析軟件包構(gòu)建分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的模型構(gòu)建，以確認(rèn)活塞運(yùn)動曲線圖，并產(chǎn)生機(jī)構(gòu)的動畫顯示。MSC.ADAMS軟件由加利福尼亞州圣安娜市的MSC.軟件公司所有，該軟件是發(fā)動機(jī)工業(yè)中最廣泛應(yīng)用的動力學(xué)模擬軟件包之一。它通常被用來計算與移動部件相關(guān)的力和振動。一種應(yīng)用是在發(fā)動機(jī)系統(tǒng)中產(chǎn)生運(yùn)動、速度和慣性力以及振動。圖16顯示了MSC.ADAMS模型的示意性的表示。
一旦分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型正在產(chǎn)生正功，就作出一些其它的加細(xì)工作。進(jìn)氣閥開啟(IVO)和排氣閥關(guān)閉(EVC)事件的時機(jī)被調(diào)整，以發(fā)現(xiàn)由受閥門-活塞干涉限制的在配氣相位和余隙容積之間的最佳折衷方案。在初始的分開式循環(huán)建模工作中，這些事件被研究，并且最佳IVO和EVC時機(jī)被設(shè)定。IVO被稍微延遲，以使得壓縮活塞接受從供給交換通道后剩余的高氣壓來的一些膨脹做功。這排除了減少余隙容積和進(jìn)/出氣被改進(jìn)的早期IVO之間的折衷方案。所述發(fā)動機(jī)進(jìn)/出氣好，晚期IVO允許活塞回收一點(diǎn)膨脹功。
EVC被前置，以先于交換閥開啟(XVO)產(chǎn)生微小的壓力增加。這幫助減少從交換室傾卸高壓氣體使其進(jìn)入大容積低壓容器時不可逆的損失。
所述Wiebe燃燒模型被用來計算分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的放熱。表6總結(jié)了閥門事件和燃燒參數(shù)，其中參照膨脹活塞的TDC，進(jìn)氣閥事件除外，進(jìn)氣閥事件是參照壓縮活塞的TDC。
表6.分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)進(jìn)出氣和燃燒參數(shù)

此外，圖17提供了壓縮和膨脹活塞位置圖，以及分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的閥門事件。
第一步驟之一是檢查交換閥和動力汽缸活塞之間的余隙。當(dāng)膨脹汽缸活塞位于TDC時，交換閥開啟，活塞至汽缸蓋的余隙是0.040in(1.0mm)。存在指示閥門與活塞接觸的干涉。試圖通過調(diào)整交換閥的相位來解決這個問題，但是，這導(dǎo)致指示熱效率(ITE)在速度范圍內(nèi)損失1至2個點(diǎn)。所述折衷方案被討論了，結(jié)論是減輕干涉、返回先前的相位會更好，從而保持更高的ITE值。將被考慮的可能的解決方案包括在活塞頂部中的閥門凹坑，使閥門凹進(jìn)汽缸蓋內(nèi)，或者向外打開的活塞。
接著，交換閥的數(shù)量從四個減少至兩個，閥門尺寸與交換通道出口的截面面積匹配。對于直徑為1.024in(26.mm)的交換通道出口，這導(dǎo)致與四個0.512in(13.0mm)閥門相比較而言的兩個0.724in(18.4mm)閥門。這種改變被用來簡化交換閥機(jī)構(gòu)，并使得膨脹側(cè)的汽缸蓋更像典型的設(shè)有兩個進(jìn)氣閥的汽缸蓋。
在GT-Power中的壁溫度解算器被用來預(yù)測傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)兩者的活塞、汽缸蓋和汽缸套壁的溫度。最初，假設(shè)鋁活塞將被用于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)。傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和分開式循環(huán)壓縮汽缸活塞的預(yù)測活塞溫度較好地處于標(biāo)準(zhǔn)限制內(nèi)，但是分開式循環(huán)動力汽缸活塞超過限制接近266°F(130℃)。為了解決這個問題，動力汽缸活塞改為一個鋼制的油冷活塞。對鋼制頂部活塞，這提供了在限制之內(nèi)的平均溫度。分開式循環(huán)動力汽缸的平均汽缸壁溫度接近140°F(60℃)，高于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)。這能引起潤滑油滯留的問題。所述壁溫度在速度范圍內(nèi)被計算，接著被平均化，并被用作所有剩余研究的固定壁溫度。對于膨脹汽缸部件，固定的表面溫度為活塞是860°F(733K)，汽缸蓋是629°F(605K)，汽缸套是552°F(562K)。對于壓縮汽缸部件，表面溫度為活塞是399°F(473K)，汽缸蓋是293°F(418K)，汽缸套是314°F(430K)。
表7總結(jié)了初始分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型的性能結(jié)果。所述結(jié)果按照指示轉(zhuǎn)矩、指示功率、指示平均有效壓力(IMEP)、指示熱效率(ITE)和最大汽缸壓力被列出。
表7.預(yù)測的發(fā)動機(jī)性能總結(jié)(英制單位)

預(yù)測的發(fā)動機(jī)性能總結(jié)(國際單位)

圖18繪出在速度范圍內(nèi)的關(guān)于指示轉(zhuǎn)矩、指示功率和凈IMEP方面的性能。指示轉(zhuǎn)矩和凈IMEP的趨勢在1400和1800rpm處是平的，但是在更高的速度處下降了。功率曲線有點(diǎn)是線性的。大多數(shù)重點(diǎn)集中在調(diào)整1400rpm運(yùn)轉(zhuǎn)點(diǎn)，因此沒有在優(yōu)化高速發(fā)動機(jī)運(yùn)行上花費(fèi)很多的努力。
3.2參數(shù)的掃描(sweep)參數(shù)掃描被實(shí)施，以確定下述關(guān)鍵變量對指示熱效率的影響●交換通道直徑，●交換閥直徑，●以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位，●交換閥時間安排、持續(xù)時間和上升距離，●10至90％燃燒持續(xù)時間，●缸徑與沖程比(恒定排量)，●膨脹汽缸的膨脹比，●交換通道中的熱傳遞，以及●膨脹汽缸的汽缸內(nèi)熱傳遞。
對所有被實(shí)施的參數(shù)掃描，一些運(yùn)轉(zhuǎn)在1400rpm發(fā)動機(jī)速度條件下被實(shí)施，以確定最理想的結(jié)構(gòu)。一旦那個結(jié)構(gòu)被確認(rèn)，就在整個速度范圍內(nèi)實(shí)施運(yùn)轉(zhuǎn)。從而，相對初始分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型或先前最好的情況，給出有關(guān)ITE的增益或損失方面的結(jié)果。
3.2.1交換通道直徑交換通道直徑在0.59in(15.0mm)至19.7in(50.0mm)之間變化。在每個步驟中，交換閥直徑被改變，使得兩個閥門的面積與交換通道出口的面積相匹配。交換通道最理想的結(jié)構(gòu)是直徑為1.18in(30mm)的入口和出口截面，并且設(shè)有兩個0.83in(21.2mm)的交換閥。所述入口被建模成設(shè)有具有實(shí)際時間常數(shù)的止回閥。作為優(yōu)化交換通道直徑的結(jié)果，在速度范圍內(nèi)的熱效率的增益是最小的(小于0.3點(diǎn)ITE)。
3.2.2以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位掃描在壓縮和動力汽缸之間的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位會對熱效率施加重要的影響。以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位在18°和30°CA之間被掃描。在每個步驟中，50％的燃燒點(diǎn)和交換閥時間安排被調(diào)整，以保持定相，使得10％燃燒點(diǎn)發(fā)生在交換閥關(guān)閉(XVC)事件之時或之后。這被用以防止火焰?zhèn)鞑ト虢粨Q通道。最理想的結(jié)果來自以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為20°CA的情況。這顯示了在整個速度范圍內(nèi)的中等增量(相對先前的25°的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位，是1.3至1.9個點(diǎn)ITE)。對優(yōu)化交換閥持續(xù)時間和上升距離的進(jìn)一步研究導(dǎo)致最小的改進(jìn)(小于0.2點(diǎn)ITE)。
3.2.3燃燒持續(xù)時間改變?nèi)紵掷m(xù)時間，或者10至90％的燃燒速度，也對熱效率施加強(qiáng)烈的影響。10至90％燃燒持續(xù)時間的初始設(shè)定被設(shè)在24°CA，對典型的SI發(fā)動機(jī)，該燃燒持續(xù)時間是快速燃燒持續(xù)時間。最重要的目的是在傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)與分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)之間保持相同類型的燃燒持續(xù)時間。然而，由于與更快的燃燒速度相關(guān)的理論，其中所述更快燃燒速度可以是分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)中固有的，所以關(guān)于更快燃燒事件的發(fā)動機(jī)靈敏度被檢查出來。將所述10至90％燃燒持續(xù)時間(增加的燃燒速度)從24°CA降低至16°CA，顯示了在整個速度范圍內(nèi)高達(dá)3點(diǎn)TTE的增加。
此研究針對傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)模型被重復(fù)，以建立用于比較的參考點(diǎn)。傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的增加被限制于0.5點(diǎn)ITE。對于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)，燃燒發(fā)生在恒定體積附近。
參見圖19，傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)在24°CA處、10至90％的燃燒持續(xù)時間內(nèi)的log壓力vs log體積(log-log P-V)圖表被顯示。當(dāng)與理想奧托循環(huán)等容熱附加線(constant volume heat addition line)比較時，存在陰影的區(qū)域，在所述區(qū)域之上燃燒事件過渡進(jìn)入膨脹沖程。通過將燃燒持續(xù)時間減少至16°CA，TDC附近燃燒的燃料量增加，從而導(dǎo)致增加的膨脹功。換句話說，陰影部分變得更小，所述P-V曲線更緊密地接近理想奧托循環(huán)。這引起熱效率上的稍微改進(jìn)。對于增量的改進(jìn)，發(fā)動機(jī)制造商已經(jīng)在優(yōu)化這種折衷方案方面投入了很大的開發(fā)努力。
參見圖20，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的壓力容積圖被顯示。分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)膨脹汽缸在燃燒事件過程中，與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)相比，經(jīng)歷更大的容積變化。這一點(diǎn)示出在圖20中。黑線表示24°CA、10至90％燃燒持續(xù)時間。
當(dāng)分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的燃燒向TDC平移時，熱效率增加了，但是10％燃燒點(diǎn)的增進(jìn)是受交換閥關(guān)閉(XVC)事件的時間安排限制的。減少10至90％燃燒持續(xù)時間能有效地增進(jìn)燃燒，從而導(dǎo)致容積減小而引起的更大壓力作用。因此，通過減少燃燒持續(xù)時間，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)相比傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)產(chǎn)生更大的增加。
典型的10至90％燃燒持續(xù)時間或傳統(tǒng)的火花點(diǎn)火汽油發(fā)動機(jī)是在20°CA至40°CA之間。增加燃燒速度的限制因素之一是汽缸內(nèi)部能產(chǎn)生多大的紊流，從而使得火焰前鋒起皺，并且加速所述火焰通過汽缸的傳播。GT-Power Weibe燃燒模型不會考慮這么復(fù)雜的情況。假設(shè)，由于交叉流動的強(qiáng)烈運(yùn)動和較晚的正時(timing)，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)膨脹汽缸與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)相比，可在燃燒時經(jīng)歷更大程度的大體積空氣運(yùn)動和紊流，從而引起更高的火焰速度。決定進(jìn)行計算流體動力學(xué)(CFD)分析，以更精確地對燃燒事件建模，并確定對應(yīng)分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的可能采用的燃燒速度類型。此主題在3.3段中描述。
3.2.4汽缸內(nèi)的幾何關(guān)系在參數(shù)研究的下一階段中，汽缸內(nèi)的幾何關(guān)系被變化，以確定對熱效率的影響。壓縮和動力汽缸的汽缸內(nèi)徑對沖程比被獨(dú)立地變化，其中每個汽缸都保持排量恒定。對壓縮汽缸，汽缸內(nèi)徑對沖程比從0.80掃描至1.20。最理想的壓縮汽缸的汽缸內(nèi)徑對沖程比在發(fā)動機(jī)速度為1400rpm的情況下是0.90(0.3點(diǎn)ITE增加)。然而，此值沒有導(dǎo)致其它發(fā)動機(jī)速度的增加。汽缸內(nèi)徑對沖程比的降低轉(zhuǎn)換為更長的沖程和連桿，這增加了發(fā)動機(jī)的重量，尤其是汽缸體的重量。改變膨脹汽缸的汽缸內(nèi)徑對沖程比沒有產(chǎn)生增益。將膨脹汽缸的膨脹比從120增加至130顯示了在1400rpm運(yùn)行點(diǎn)處0.7個點(diǎn)ITE的增加。然而，在更高發(fā)動機(jī)速度處，存在微小的ITE降低。所有跡象表明，如果發(fā)動機(jī)被調(diào)整用于1400rpm的應(yīng)用，那么通過改變壓縮汽缸汽缸內(nèi)徑對沖程比和動力汽缸膨脹比將會有益于ITE。然而，如果在速度范圍內(nèi)進(jìn)行調(diào)整，那么所述值將不變。
3.2.5熱傳遞陶瓷涂層被建模，并應(yīng)用至交換通道中，以量化由通道中保留的熱量和增加的壓力而導(dǎo)致的熱效率的潛在增加量。使用6.2W/m-K的導(dǎo)熱性，輻射率和涂層厚度被改變。從0.059in(1.5mm)變化至0.276in(7mm)的壁厚沒有對熱效率施加很多的影響。0.059in(1.5mm)的厚度是用于發(fā)動機(jī)部件的陶瓷涂層的典型值，所以所述厚度被用作默認(rèn)值。改變輻射率，這對陶瓷材料能從0.5至0.8任意變化，從而導(dǎo)致0.2點(diǎn)ITE的改變，其中取最低值0.5能產(chǎn)生最好的結(jié)果。通過該輻射率，預(yù)期在整個速度范圍獲得0.7點(diǎn)ITE的增加。
在GT-Power中，沒有快速地直線向前的方法來將陶瓷涂層涂至汽缸內(nèi)部件。與其投入大量時間產(chǎn)生子模型以執(zhí)行必需的計算，不如將用于動力汽缸活塞和汽缸蓋的材料屬性轉(zhuǎn)換為陶瓷。結(jié)果表面，通過使用陶瓷部件，在整個速度范圍內(nèi)存在高達(dá)2點(diǎn)ITE的增加。
3.2.6分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)上ITE結(jié)果的總結(jié)下面的表8跟蹤了參數(shù)研究過程中ITE的改變。
表8.分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的指示熱效率預(yù)測

參見圖21，這些結(jié)果被圖示了。作為比較的基礎(chǔ)，傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)在37.5％至38.2％的范圍內(nèi)產(chǎn)生與分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)有類似動力水平的指示熱效率。加速燃燒速度在任何被研究的變量中具有最重要的影響。增加的燃燒速度允許分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的熱效率升高超過對應(yīng)傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)所預(yù)測的水平近3個點(diǎn)。此外，潛在增加是采用陶瓷涂層而被顯示出來的。
3.3燃燒分析
GT-Power中實(shí)施的參數(shù)掃描顯示，所述的10至90％燃燒持續(xù)時間在分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的ITE上具有重要的影響。還假設(shè)，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)膨脹汽缸與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)相比，可經(jīng)歷更高水平的汽缸內(nèi)大體積空氣運(yùn)動和紊流，從而產(chǎn)生更快的燃燒速度。在GT-Power循環(huán)模擬研究過程中使用的Wiebe燃燒模型，基于用戶輸入的50％燃燒點(diǎn)以及10至90％的燃燒持續(xù)時間，產(chǎn)生放熱曲線。它提供燃燒事件的大致近似值，但沒有解釋增加的紊流的效果。
計算流體動力學(xué)(CFD)被用來測試所述假設(shè)情況，并且量化分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)構(gòu)思可獲得的10至90％燃燒持續(xù)時間。計算流體動力學(xué)涉及軟件領(lǐng)域，所述軟件使復(fù)雜的幾何域變?yōu)槲⑿∑瑪?稱作“元素”，它們由“柵格”分開)。接著，在這些元素中的每個中解出可應(yīng)用的控制方程(流體流動、質(zhì)量守恒、動量、能量)。及時步進(jìn)向前并且每一次步進(jìn)對應(yīng)每個元素完成這些計算使得能夠解出非常復(fù)雜的流場，但需要高的計算能力。
CFD模型是由傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)兩者構(gòu)造的，以提供比較分析。進(jìn)氣閥事件和點(diǎn)火正時(spark timing)對應(yīng)傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)被調(diào)整，以匹配來自循環(huán)模擬結(jié)果的被捕集混合物和50％燃燒點(diǎn)。來自CFD的作為結(jié)果的10至90％燃燒持續(xù)時間接近24°CA，它與GT-Power Wiebe燃燒模型中使用的值相匹配。
對分開式循環(huán)模型，輸入包括采用陶瓷涂層的交換通道上的固定壁溫度，但膨脹汽缸中沒有陶瓷部件。燃燒的早期部分發(fā)生時，交換閥開啟。來自交換通道的進(jìn)氣填充氣和燃燒作用產(chǎn)生的膨脹汽缸壓力升高之間的相互作用影響了被捕集的混合物。需要幾次迭代(iteration)以使來自傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的被捕集混合物匹配在4％的范圍內(nèi)。第一套結(jié)果具有顯著的重疊量，其中整個燃燒事件(也就是，燃燒的0％點(diǎn)至100％點(diǎn))的大約35％先于交換閥關(guān)閉發(fā)生。(從這里開始，這將被稱為35％“燃燒重疊量”)。CFD模型在交換通道中令燃燒無效。然而，通過回顧所述結(jié)果，可以清楚的知道這種重疊量將更可能導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)入交換通道。作為結(jié)果的10至90％燃燒持續(xù)時間是大約10°CA。
參見圖22，如通過CFD分析計算的一樣，35％的燃燒重疊量的情況被圖示了。在燃燒發(fā)生大約35％之后，并且膨脹活塞252被熱氣體向下驅(qū)動后，交換閥250被關(guān)閉?；鹧媲颁h254(暗陰影區(qū)域)已經(jīng)前進(jìn)通過交換閥座256。因此，在本實(shí)施例中火焰前鋒254將可能能夠蔓延進(jìn)入交換通道258。
另一種迭代被引入，以減少燃燒重疊量。目標(biāo)是在交換閥關(guān)閉前，發(fā)生少于10％的燃燒。此外，需要幾次迭代以匹配被捕集的混合物。這種情況導(dǎo)致整個燃燒事件(也就是，燃燒的0％點(diǎn)至100％點(diǎn))大約5％先于交換閥關(guān)閉發(fā)生。10至90％的燃燒持續(xù)時間是大約22°CA。交換閥和燃燒事件之間的重疊量對燃燒持續(xù)時間施加了重要的影響。
參見圖23，如通過CFD分析計算的一樣，5％的燃燒重疊量的情況被圖示了。在燃燒發(fā)生大約5％之后，并且膨脹活塞252被熱氣體向下驅(qū)動后，交換閥250被關(guān)閉。火焰前端254(暗陰影區(qū)域)沒有前進(jìn)通過交換閥座256。因此，在本實(shí)施例中火焰前鋒254將不能夠蔓延進(jìn)入交換通道258。
來自CFD分析的一個有趣的發(fā)現(xiàn)是分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在NOx排放方面比傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)具有潛在的固有優(yōu)勢。對具有10°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的情況，預(yù)測的NOx排放是傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)預(yù)測的NOx排放的大致50％，而22°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間情況將導(dǎo)致接近20％的傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)NOx排放。分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)內(nèi)發(fā)生的燃燒過程中的高速膨脹將導(dǎo)致最大尾氣溫度的降低，其中所述尾氣溫度在傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)中是正常的，它在幾乎恒定的容積下燃燒。因此，這些結(jié)果的趨勢看起來合理的。
典型的SI汽油汽車發(fā)動機(jī)按化學(xué)計量比或稍微充足的空氣/燃料比在滿負(fù)荷下運(yùn)轉(zhuǎn)。采用貧燃空氣/燃料比，熱效率趨于被提高，但是NOx排放增加，催化劑性能嚴(yán)重惡化。在這些條件下，催化劑不能有效地降低NOx排放，從而進(jìn)一步加重了排氣管中NOx量。傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)工作在18∶1空氣/燃料比下的預(yù)測NOx排放可能高于工作在化學(xué)計量比或稍微充足的空氣/燃料比下的典型發(fā)動機(jī)的排放。
這些結(jié)果不與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相關(guān)，并且來自數(shù)字模型的排放預(yù)測趨向高度依賴對通過燃燒事件的示蹤物的跟蹤。如果這些結(jié)果在實(shí)際測試發(fā)動機(jī)上被確認(rèn)，那么它們將構(gòu)成分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)構(gòu)思的重要優(yōu)點(diǎn)。預(yù)測的CO排放對分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)是更高的，但是這類排放物在貧燃操作條件下比在處理裝置(如氧化催化劑)后使用容易獲得的排氣裝置的NOx更容易被氧化。
參見圖24，所有三種情況的預(yù)測NOx排放，也就是傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)、分開式的早期(5％燃燒重疊量)和分開式的后期(35％燃燒重疊量)被顯示。實(shí)驗(yàn)顯示，各種情況之間的相對NOx趨勢被精確地預(yù)測，但是絕對大小沒有被預(yù)測。兩種分開式循環(huán)情況在循環(huán)后期比傳統(tǒng)情況具有燃燒事件，導(dǎo)致在高溫下更少的總體時間，從而比傳統(tǒng)情況更少的NOx。后期正時(timing)情況產(chǎn)生非常少的NOx，因?yàn)楹笃谌紵龑?dǎo)致較低的汽缸溫度。在燃燒發(fā)生時，膨脹循環(huán)正在充分進(jìn)行中。
當(dāng)與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和早期正時分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的情況相比時，對后期燃燒分開式循環(huán)的情況而言，較低的汽缸溫度導(dǎo)致CO排放增加。最終CO濃度對傳統(tǒng)、早期正時分開式循環(huán)和后期正時分開式循環(huán)分別為39、29和109ppm。
3.4摩擦研究GT-Power中使用的摩擦模型是基于Chen-Flynn相關(guān)性的，它使用下述經(jīng)驗(yàn)關(guān)系來預(yù)測摩擦FMEP＝a×PCP+b×Vp+c×Vp2+d，其中FMEP摩擦平均有效壓力(或每排量的摩擦轉(zhuǎn)矩)，a，b，c，d相關(guān)系數(shù)(調(diào)整參數(shù))，PCP最大汽缸壓力，以及Vp平均活塞速度。
此相關(guān)性對傳統(tǒng)的活塞發(fā)動機(jī)而言已被很好地發(fā)展了一段時間，相關(guān)系數(shù)的合理值已針對實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)被驗(yàn)證。然而，經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｊ經(jīng)]有考慮分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)構(gòu)思的獨(dú)特活塞運(yùn)動和連桿的角度。
發(fā)動機(jī)滑動摩擦的主要來源是來自活塞組件。更具體地說，活塞組件摩擦的主要源是來自活塞環(huán)和汽缸套之間的接觸。為確定傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)之間在發(fā)動機(jī)摩擦中的固有不同，摩擦計算在GT-Power之外被執(zhí)行?；钊耐屏ω?fù)荷被計算作為汽缸壓力vs.曲柄轉(zhuǎn)角數(shù)據(jù)的函數(shù)，其中汽缸壓力vs.曲柄轉(zhuǎn)角數(shù)據(jù)是以電子表格的形式從GT-Power中被引入。摩擦力通過將此壓力乘以平均(恒定)的摩擦值系數(shù)而被確定。摩擦做功通過在整個沖程中以0.2°CA的增量積分F-dx的做功而被計算。假設(shè)F-dx摩擦做功之和占整個發(fā)動機(jī)摩擦的一半。摩擦值的平均系數(shù)通過使電子表格中的預(yù)定摩擦做功與由傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)在1400rpm處的Chen-Flymm相關(guān)性而被預(yù)測的摩擦做功相匹配而被確定。接著，這個值被用在分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)中，以預(yù)測活塞組件摩擦。當(dāng)它涉及閥門系、軸承摩擦和附件損失時，剩余一半的摩擦被假定在兩個發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)之間保持恒定。FMEP隨發(fā)動機(jī)速度變化，1400rmp點(diǎn)被選中以與先前的參數(shù)研究保持一致。
摩擦做功量說明了給定發(fā)動機(jī)的指示和制動做功之間的差值。在傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)和具有22°的10至90％燃燒持續(xù)時間的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)之間，摩擦轉(zhuǎn)矩和功率值是非常相似的。然而，結(jié)果表明，當(dāng)10至90％燃燒持續(xù)時間從22°CA被縮短時，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)比傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)可具有稍微更高一些的機(jī)械效率。例如，在16°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在機(jī)械效率上具有1.0點(diǎn)優(yōu)勢，這轉(zhuǎn)化為在BTE中增加1.0點(diǎn)。
參見圖25，這個趨勢的原因被說明了。圖25繪出了參考膨脹活塞的TDC，在10°CA至22°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間的情況下，膨脹活塞推力負(fù)荷vs.曲柄轉(zhuǎn)角的圖。10°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間導(dǎo)致機(jī)械效率比22°CA的情況高出大約1.2點(diǎn)。對10°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間的情況來說，在連桿通過0°角點(diǎn)后，推力負(fù)荷增加更快。即使10°CA的情況達(dá)到更高的最大推力負(fù)荷，但是在沖程的剩余部分中，22°CA情況比10°CA情況保持稍微更高的推力負(fù)荷。當(dāng)F-dx積分被執(zhí)行時，10°CA情況具有更低的活塞摩擦功。
3.5分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的結(jié)果總結(jié)對分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)來說，來自CFD燃燒分析的所得燃燒速度被用來在GT-Power中建立和進(jìn)行附加迭代。表9總結(jié)了所述結(jié)果，并將它們與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)在指示、摩擦和制動值方面進(jìn)行比較。所有的運(yùn)轉(zhuǎn)都在1400rpm的發(fā)動機(jī)速度處實(shí)施。
表9.結(jié)果的總結(jié)(英制單位)

結(jié)果的總結(jié)(國際單位)

分開式循環(huán)運(yùn)轉(zhuǎn)#180表示來自先前的參數(shù)掃描的16°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間。運(yùn)轉(zhuǎn)#181表示分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)模型上進(jìn)行的CFD燃燒分析的第一次迭代。此運(yùn)轉(zhuǎn)導(dǎo)致在交換閥關(guān)閉前，燃燒發(fā)生大約35％，這樣可能導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ト虢粨Q通道。運(yùn)轉(zhuǎn)#183表示CFD燃燒分析的第二次迭代，在交換閥關(guān)閉時燃燒發(fā)生大約5％。
運(yùn)行#181中10°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間比傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)產(chǎn)生大約5.0點(diǎn)BTE增加。然而，在目前的結(jié)構(gòu)中，這些條件將可能導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ト虢粨Q通道。關(guān)于避免火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)入交換通道方面，運(yùn)行#183中22°CA的10至90％燃燒持續(xù)時間是實(shí)際能夠可行的，并導(dǎo)致大約0.7點(diǎn)ITE增加。
3.6重要參數(shù)的下限的研究在初始分開式循環(huán)模型的構(gòu)造過程中實(shí)施的研究和后續(xù)的參數(shù)掃描確定了壓縮比、膨脹比、以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位和燃燒持續(xù)時間作為重要的影響發(fā)動機(jī)性能和效率的變量。附加的循環(huán)模擬運(yùn)行被執(zhí)行，以確定壓縮比、膨脹比、以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位、以及交換閥上升距離和持續(xù)時間的下限，在此處發(fā)動機(jī)性能和/或效率下降。
用于比較的基線是10至90％燃燒持續(xù)時間為22°CA的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)(運(yùn)轉(zhuǎn)#183)。掃描由此基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)而被實(shí)施，以量化指示功率和ITE使其作為壓縮比、膨脹比、以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位、以及交換閥上升距離和持續(xù)時間的函數(shù)。需要注意，這些變量的相互依靠作用對分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)構(gòu)思的性能和效率施加了重要的影響。對此研究，這些變量中每個的作用被隔離出來。沒有實(shí)施用于分析變量的組合影響的掃描。改變這些變量中的每一個都對被捕集的混合物施加了強(qiáng)烈影響，所以相對運(yùn)轉(zhuǎn)#183或傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的比較不可能是有效的。
圖26顯示了相對各種壓縮比的指示功率和ITE?；€被設(shè)在100∶1的壓縮比處。減少此值至80∶1將導(dǎo)致氣流和指示功率減少6％。ITE也隨壓縮比減少，但是更大幅度的出現(xiàn)在40∶1或更低。
圖27繪出了相對各種膨脹比的指示功率和ITE。當(dāng)膨脹比從初始的120∶1降低時，指示功率在氣流小幅增加的同時基本保持穩(wěn)定。在40∶1處，進(jìn)入汽缸的氣流是5％高，ITE適度下降。在20∶1處，氣流是9％高，指示功率是4％低，ITE比基線低多于4.0個點(diǎn)。
圖28繪出了各種以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位角的相同數(shù)據(jù)。在這些運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，交換閥和燃燒事件的相位關(guān)于膨脹活塞的TDC是保持不變的。當(dāng)以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位從20°CA的原始值減少時，在ITE中有適度的下降。氣流和指示功率隨TDC相位角而急劇下降。此外，摩擦因?yàn)楦叩淖畲笃讐毫Χ辉龃蟆Ｔ谝陨现裹c(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為10°處，氣流和指示功率從基線大約下降4％，ITE下降0.7個點(diǎn)，同時因?yàn)樵龃蟮哪Σ?，BTE中損失了附加的0.5個點(diǎn)。
在更高相位偏移角處對超出性能(out of performance)的校平(leveling)不可能代表實(shí)際發(fā)動機(jī)的操作。在此處，利用所述研究的下限端的研究中所采用的方法，交換閥事件和壓縮事件是整體不合時間安排的，使得分開式循環(huán)構(gòu)思不能精確地被表現(xiàn)。在后期相位調(diào)整中，交換閥在壓縮汽缸真正開始向交疊點(diǎn)(crossover)充氣前開啟，這樣基本過程是在一個循環(huán)中向交換通道中積累混合物，然后在下一個循環(huán)讓所述混合物進(jìn)入動力汽缸。這就是在那些高相位角處曲線平坦的原因。
圖29繪出了與交換閥持續(xù)時間和上升距離的函數(shù)相同的結(jié)果。比較表2和6，可以看出，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的交換閥持續(xù)時間(也就是，30°CA)遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣閥和排氣閥持續(xù)時間(分別為225°CA和270°CA)。交換閥持續(xù)時間典型地為70°CA或更少，優(yōu)選為40°CA或更少，以能夠保持開啟足夠長的時間，從而將燃料填充氣的全部混合物傳入膨脹汽缸，同時仍然盡快關(guān)閉，以防止燃燒發(fā)生在交換通道中?？梢园l(fā)現(xiàn)，交換閥持續(xù)時間對燃燒速度和ITE具有重要作用。
放大系數(shù)被應(yīng)用，以同時增加持續(xù)時間和上升距離。閥門開啟點(diǎn)被保持恒定，因此，閥門關(guān)閉事件隨持續(xù)時間變化。由于燃燒事件保持恒定，所以增加的交換閥持續(xù)時間導(dǎo)致在交換閥開啟時發(fā)生更高的燃燒分?jǐn)?shù)(fraction of combustion)，對目前的分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)配置，這可導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ト虢粨Q通道。延遲燃燒，同時延長閥門事件，將導(dǎo)致比這里顯示的更急劇的熱效率惡化。
延長閥門持續(xù)時間和上升距離導(dǎo)致氣流增大。應(yīng)用引起交換閥持續(xù)時間增至42°CA的放大系數(shù)，將導(dǎo)致基于氣流增大的指示功率的稍微增加。應(yīng)該指出的是，42°CA的放大系數(shù)也給出了3.3mm的最大上升距離。圖15中持續(xù)時間和最大上升距離之間的關(guān)系被顯示在表10中。作為參照，基線配置(運(yùn)轉(zhuǎn)#183)具有25°CA的交換閥持續(xù)時間和2.27mm的最大上升距離。然而，隨著閥門事件進(jìn)一步延長，熱效率和指示功率顯著下降。使用69°CA的持續(xù)時間(和伴隨的提升距離增加)將導(dǎo)致10％的更高的氣流、指示功率下降9.5％、以及ITE下降5.0個點(diǎn)。以下表10顯示了對應(yīng)圖29的研究，其中示出了交換閥持續(xù)時間和上升距離之間的關(guān)系。
表10對圖29的研究，交換閥持續(xù)時間和上升距離之間的關(guān)系

4.0結(jié)論計算機(jī)化研究確定了壓縮比、膨脹比、以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位(也就是，壓縮和膨脹活塞之間的相位角(見圖6中的標(biāo)記172))、交換閥持續(xù)時間和燃燒持續(xù)時間作為影響分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)的發(fā)動機(jī)性能和效率的重要變量。具體來說，這些參數(shù)被設(shè)定如下●壓縮和膨脹比應(yīng)該等于或大約20∶1，在此研究中分別設(shè)為100∶1和120∶1；●相位角應(yīng)該小于或等于50度，在此研究中被設(shè)為大約20度；以及●交換閥持續(xù)時間應(yīng)該小于或等于69度，在此研究中被設(shè)為大約25度。
此外，為了增強(qiáng)效率水平，交換閥持續(xù)時間和燃燒持續(xù)時間應(yīng)通過燃燒事件的預(yù)定百分比而重疊。對此研究，CFD計算顯示整個燃燒事件的5％的重疊量是實(shí)際的，可獲得的更大重疊量為35％，從而形成此研究中模擬的實(shí)施例的不可獲得的上限。
當(dāng)參數(shù)被應(yīng)用于適當(dāng)?shù)呐渲脮r，分開式循環(huán)發(fā)動機(jī)在制動熱效率(BTE)和NOx排放中顯示了重要的優(yōu)勢。
雖然多種實(shí)施例在這里被顯示和描述，但是多種改進(jìn)和替換可以被增加，而不脫離本發(fā)明的精神和范圍。因此，可以理解，通過圖示說明本發(fā)明，而不是限制本發(fā)明。
權(quán)利要求
1.一種發(fā)動機(jī)，包括曲軸，所述曲軸繞發(fā)動機(jī)的曲軸軸線旋轉(zhuǎn)；膨脹活塞，所述膨脹活塞被可滑動地容納在膨脹汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得膨脹活塞在曲軸的單個旋轉(zhuǎn)過程中，通過四沖程循環(huán)的膨脹沖程和排氣沖程往復(fù)運(yùn)動；壓縮活塞，所述壓縮活塞被可滑動地容納在壓縮汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得壓縮活塞在曲軸的相同旋轉(zhuǎn)過程中，通過相同的四沖程循環(huán)的進(jìn)氣沖程和壓縮沖程往復(fù)運(yùn)動；以及對于膨脹汽缸和壓縮汽缸中的任何一個從下止點(diǎn)至上止點(diǎn)的汽缸容積比大致為20∶1或更大。
2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于對于膨脹汽缸和壓縮汽缸中的任何一個從下止點(diǎn)至上止點(diǎn)的汽缸容積比大致為40∶1或更大。
3.根據(jù)權(quán)利要求1所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于對于膨脹汽缸和壓縮汽缸中的任何一個從下止點(diǎn)至上止點(diǎn)的汽缸容積比大致為80∶1或更大。
4.根據(jù)權(quán)利要求1所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位大致為50°曲柄轉(zhuǎn)角或更小。
5.根據(jù)權(quán)利要求1所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位小于30°曲柄轉(zhuǎn)角。
6.根據(jù)權(quán)利要求1所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位大致為25°曲柄轉(zhuǎn)角或更小。
7.根據(jù)權(quán)利要求1所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，包括互相連接壓縮汽缸和膨脹汽缸的交換通道，所述交換通道包括入口閥和交換閥，所述入口閥和交換閥之間界定壓力室，其中交換閥具有大致為69°曲柄轉(zhuǎn)角或更小的交換閥持續(xù)時間。
8.根據(jù)權(quán)利要求7所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，交換閥具有大致為50°曲柄轉(zhuǎn)角或更小的交換閥持續(xù)時間。
9.根據(jù)權(quán)利要求7所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，交換閥具有大致為35°曲柄轉(zhuǎn)角或更小的交換閥持續(xù)時間。
10.根據(jù)權(quán)利要求7所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，交換閥在膨脹汽缸內(nèi)燃燒事件的至少一部分過程中保持開啟。
11.根據(jù)權(quán)利要求10所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少5％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
12.根據(jù)權(quán)利要求10所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少10％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
13.根據(jù)權(quán)利要求10所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少15％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
14.一種發(fā)動機(jī)，包括曲軸，所述曲軸繞發(fā)動機(jī)曲軸軸線旋轉(zhuǎn)；膨脹活塞，所述膨脹活塞被可滑動地容納在膨脹汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得膨脹活塞在曲軸的單個旋轉(zhuǎn)過程中，通過四沖程循環(huán)的膨脹沖程和排氣沖程往復(fù)運(yùn)動；壓縮活塞，所述壓縮活塞被可滑動地容納在壓縮汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得壓縮活塞在曲軸的相同旋轉(zhuǎn)過程中，通過相同的四沖程循環(huán)的進(jìn)氣沖程和壓縮沖程往復(fù)運(yùn)動；以及互相連接壓縮汽缸和膨脹汽缸的交換通道，所述交換通道包括入口閥和交換閥，所述入口閥和交換閥之間界定壓力室，其中交換閥具有大致69°曲柄轉(zhuǎn)角或更小的交換閥持續(xù)時間。
15.根據(jù)權(quán)利要求14所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，交換閥具有大致50°曲柄轉(zhuǎn)角或更小的交換閥持續(xù)時間。
16.根據(jù)權(quán)利要求14所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，交換閥具有大致35°曲柄轉(zhuǎn)角或更小的交換閥持續(xù)時間。
17.根據(jù)權(quán)利要求14所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為大致50°曲柄轉(zhuǎn)角或更小。
18.根據(jù)權(quán)利要求14所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為小于30°曲柄轉(zhuǎn)角。
19.根據(jù)權(quán)利要求14所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為大致25°曲柄轉(zhuǎn)角或更小。
20.根據(jù)權(quán)利要求14所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，交換閥在膨脹汽缸內(nèi)燃燒事件的至少一部分過程中保持開啟。
21.根據(jù)權(quán)利要求20所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少5％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
22.根據(jù)權(quán)利要求20所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少10％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
23.根據(jù)權(quán)利要求20所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少15％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
24.一種發(fā)動機(jī)，包括曲軸，所述曲軸繞發(fā)動機(jī)曲軸軸線旋轉(zhuǎn)；膨脹活塞，所述膨脹活塞被可滑動地容納在膨脹汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得膨脹活塞在曲軸的單個旋轉(zhuǎn)過程中，通過四沖程循環(huán)的膨脹沖程和排氣沖程往復(fù)運(yùn)動；壓縮活塞，所述壓縮活塞被可滑動地容納在壓縮汽缸內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸，使得壓縮活塞在曲軸的相同旋轉(zhuǎn)過程中，通過相同的四沖程循環(huán)的進(jìn)氣沖程和壓縮沖程往復(fù)運(yùn)動；以及互相連接壓縮汽缸和膨脹汽缸的交換通道，所述交換通道包括入口閥和交換閥，所述入口閥和交換閥之間界定壓力室，其中交換閥在膨脹汽缸內(nèi)燃燒事件的至少一部分過程中保持開啟。
25.根據(jù)權(quán)利要求24所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少5％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
26.根據(jù)權(quán)利要求24所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少10％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
27.根據(jù)權(quán)利要求24所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于，整個燃燒事件的至少15％先于所述交換閥關(guān)閉而發(fā)生。
28.根據(jù)權(quán)利要求24所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為大致50°曲柄轉(zhuǎn)角或更小。
29.根據(jù)權(quán)利要求24所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為小于30°曲柄轉(zhuǎn)角。
30.根據(jù)權(quán)利要求24所述的發(fā)動機(jī)，其特征在于膨脹活塞和壓縮活塞的以上止點(diǎn)為基準(zhǔn)的相位為大致25°曲柄轉(zhuǎn)角或更小。
全文摘要
一種發(fā)動機(jī)(100)具有曲軸(108)，所述曲軸繞發(fā)動機(jī)(100)的曲軸軸線(110)旋轉(zhuǎn)。膨脹活塞(114)被可滑動地容納在膨脹汽缸(104)內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸(108)，使得膨脹活塞(114)在曲軸(108)的單個旋轉(zhuǎn)過程中，通過四沖程循環(huán)的膨脹沖程和排氣沖程往復(fù)運(yùn)動。壓縮活塞(116)被可滑動地容納在壓縮汽缸(106)內(nèi)，并被可操作地連接至曲軸(108)，使得壓縮活塞(116)在曲軸(108)的相同旋轉(zhuǎn)過程中，通過相同的四沖程循環(huán)的進(jìn)氣沖程和壓縮沖程往復(fù)運(yùn)動。對膨脹汽缸(104)和壓縮汽缸(106)中的任何一個從下止點(diǎn)至上止點(diǎn)的汽缸容積比大致為20∶1或更大。
文檔編號F02B41/06GK1809691SQ200480017359
公開日2006年7月26日 申請日期2004年6月14日 優(yōu)先權(quán)日2003年6月20日
發(fā)明者戴維·P·布蘭霍恩, 杰里米·D·尤班克斯 申請人:史古德利集團(tuán)有限責(zé)任公司