,

(福州大學 機械工程及自動化學院,福建 福州 350116)

發(fā)動機性能直接取決于其運行過程中每個循環(huán)所消耗的空氣量。限制發(fā)動機最大輸出功率的一種有效方法就是沿進氣管路引入壓力損失裝置。根據(jù)這一方法,中國大學生方程式汽車大賽(FSC)賽事規(guī)則中強制要求每支參賽隊伍采用直徑為20 mm的限流閥,并沿進氣管路布置在節(jié)氣門和發(fā)動機進氣門之間[1]。顯然,這樣的措施能使不同型號的發(fā)動機性能表現(xiàn)趨于相同,以實現(xiàn)公平競爭,同時在一定程度上也確保了賽事安全。因此,如何在賽事規(guī)則限制下,盡可能地提高發(fā)動機的性能,以求在諸多車隊中脫穎而出,成為了各支車隊必然面臨的問題。本文以LD450發(fā)動機為研究對象,在GT-POWER軟件中建立相應的發(fā)動機模型,并在Fluent軟件中進行流體仿真,以期設計出能夠有效提高發(fā)動機性能的諧振腔。

1 發(fā)動機原機模型的建立及驗證

根據(jù)廠家提供的參數(shù)、實測數(shù)據(jù)和實驗數(shù)據(jù),在仿真軟件中建立發(fā)動機原機模型。離散化長度l由經(jīng)驗公式得出,l=d×0.4=96 mm×0.4≈40 mm[2],其中d為缸徑。氣缸中的傳熱模型采用Woschni GT模型,缸內(nèi)燃燒模型采用SI Wiebe模型。模型主要包括出入口環(huán)境、節(jié)氣門、噴油嘴、進氣閥、氣缸、曲軸箱及進氣管等部件,如圖1所示。

發(fā)動機在6 000 r·min-1時達到最大有效轉(zhuǎn)矩43.112 5 N·m,相比發(fā)動機廠家提供的數(shù)據(jù)42.5 N·m(6 500 r·min-1),誤差控制在8%以內(nèi);發(fā)動機在8 500 r·min-1時達到最大有效功率31.617 3 kW。

圖1 原機的GT-POWER模型Fig.1 GT-POWER model of original engine

此外,在7 500 r·min-1時,發(fā)動機的有效功率也達到了31 kW左右,相比廠家給出的數(shù)據(jù)32 kW(7 500 r·min-1),誤差控制在5%以內(nèi)。兩者誤差均控制在實驗所允許的10%范圍內(nèi),并且該外特性曲線所反映的趨勢與實際較為符合(見圖2),說明該模型正確,可用于后續(xù)的仿真分析。

圖2 原機外特性曲線Fig.2 Emulational characteristics curve of original engine

2 諧振腔的設計

2.1 諧振腔的基本幾何尺寸

諧振腔的形狀類似于J形(見圖3),由普通車用進氣管發(fā)展而來,是應用在FSC賽事中的一項獨特設計。J形諧振腔最初出現(xiàn)在國外車隊,在近年的FSC比賽中,越來越多使用單缸機的車隊采用這種設計。這種設計的好處在于漸變的進氣管道相比于等截面圓彎管道進氣損失低,并且設計靈活多變,能夠根據(jù)實際情況設計不同的形狀以配合不同的車架結構[3]。

圖3 J形諧振腔模型Fig.3 J-shaped plenum model

諧振腔的主要設計對象是體積,通常用Helmholtz模型來計算。將進氣波動簡化為振動模型,用各氣缸活塞速度某一階波的迭加來模擬吸氣過程對系統(tǒng)的激發(fā)作用[4]。目標諧振轉(zhuǎn)速n的計算式如下所示:

(1)

式中:c為音速;Z為每個諧振腔所連接的氣缸數(shù);A為諧振腔的橫截面積;L為諧振腔長度;V為諧振腔體積。

LD450發(fā)動機的峰值扭矩與峰值功率均位于較高轉(zhuǎn)速范圍(扭矩峰值時轉(zhuǎn)速為6 500 r·min-1,功率峰值時轉(zhuǎn)速為7 500 r·min-1),由于高轉(zhuǎn)速范圍5 000～9 000 r·min-1為賽車行駛過程中的常用轉(zhuǎn)速,因此設定目標諧振轉(zhuǎn)速n=7 000 r·min-1。諧振腔設計目標形狀為J形,腔內(nèi)直徑漸變,為簡化計算,諧振腔平均直徑取為50 mm;參考往年車架的設計尺寸,諧振腔長度在850～950 mm范圍內(nèi)可較好地利用車內(nèi)空間,便于進氣系統(tǒng)的布置,因此諧振腔長度L取為900 mm;當?shù)匾羲賑取為340 m·s-1;由于是單缸機,則Z= 1。

將以上數(shù)據(jù)代入式(1)中,可得

(2)

計算可得V≈2.0 L。

由上述計算可知,2.0 L為理論諧振腔最佳體積,但考慮到理論計算的不足以及結構形狀等實際因素對進氣效率的影響,因此建立不同體積模型進行對比?？紤]到諧振腔的體積大于5.0 L時,有限的性能增加并不足以彌補車內(nèi)空間的損失,因此選取體積1.5、2.0、2.5、3.0、3.5、4.0、4.5 L進行分析。

2.2 諧振腔體積的確定

將諧振腔模型導入到GEM3D軟件中進行離散化處理,在原機模型中相應地增加限流閥模塊與諧振腔模塊,從而建立一個滿足FSC賽事要求的完整的進氣系統(tǒng)。導入不同體積諧振腔研究體積變化對發(fā)動機有效功率的影響。

如圖4所示,諧振腔的體積越大,對應的發(fā)動機有效功率就越大。當諧振腔體積大于等于3.0 L時,發(fā)動機有效功率在8 500 r·min-1附近恢復到原機的32 kW峰值功率。當諧振腔體積繼續(xù)上升時,發(fā)動機的峰值功率仍能繼續(xù)上升。諧振腔體積為3.5 L時,峰值功率達32.71 kW;諧振腔體積為4.0 L及4.5 L時,兩者的峰值功率較為接近,達到33.44 kW。

圖4 諧振腔體積對發(fā)動機有效功率的影響Fig.4 Effect of plenum’s volume on engine’s output power

為確定最佳諧振腔體積,需要驗證諧振腔體積對發(fā)動機響應時間的影響。在仿真模型中,用于比較發(fā)動機響應時間的基準是沒有諧振腔時發(fā)動機達到其所能提供的最大扭矩50%所用的時間,即發(fā)動機有效功率達到16 kW所用時間[5]。

如圖5所示,隨著諧振腔體積增加,發(fā)動機有效功率達到16 kW所用時間也隨之增加。

由上述仿真結果可知,諧振腔體積的增加,在提高發(fā)動機峰值功率的同時也會增加發(fā)動機響應時間。因此,諧振腔最佳體積應是發(fā)動機可達峰值功率與發(fā)動機響應時間兩者的折中選擇。

圖5 諧振腔體積對發(fā)動機響應時間的影響Fig.5 Effect of plenum’s volume on engine’s response time

不同諧振腔體積進氣系統(tǒng)的發(fā)動機峰值功率和響應時間如圖6所示。通過比較后得出,體積為4.0 L的諧振腔是發(fā)動機峰值功率與響應時間兩者間的最佳折中選擇。當諧振腔體積從2.0 L逐漸增加到4.0 L時,在發(fā)動機響應時間增加的同時,發(fā)動機的峰值功率有可觀的增加。然而,當諧振腔體積大于4.0 L時曲線的增長趨勢逐漸放緩,發(fā)動機峰值功率稍有增加,與響應時間的增加相比顯得微不足道。

圖6 諧振腔體積對發(fā)動機峰值功率及響應時間的影響Fig.6 Effect of plenum’s volume on engine peak power and response time

2.3 諧振腔的Fluent流體分析

諧振腔網(wǎng)格前處理使用Mesh模塊劃分。采用計算流體動力學(CFD)模式,四面體網(wǎng)格;整體網(wǎng)格質(zhì)量為Medium;對近壁面網(wǎng)格進行膨脹控制,膨脹率為1.2,邊界層為5層;網(wǎng)格數(shù)約為9.6×104個。

Fluent軟件中采用的計算模型為Viscous Model:k-εStandard (Enhanced Wall Treatment)。邊界條件如下所示:入口壓力為101 000 Pa,湍流強度為0.5%,水力半徑為44 mm,進氣口溫度Ti為300 K;出口壓力為97 000 Pa,湍流強度為5%,水力半徑為36 mm,出氣口溫度To為300 K。

從圖7可知,諧振腔內(nèi)部渦流較少,這意味著諧振腔內(nèi)部相應的能量損失也較小,說明諧振腔內(nèi)部氣體流動順暢。在出口處流速達最大值,為83.63 m·s-1。圖8為諧振腔壓力云圖。諧振腔內(nèi)部壓力保持在較高值,在接近出口處,壓力與速度遵從守恒關系,在出口處壓力達最小值,為9.7×104Pa。

圖7 諧振腔速度流線圖Fig.7 Velocity streamline of the plenum

圖8 諧振腔壓力云圖Fig.8 Pressure contour of the plenum

3 J形諧振腔對發(fā)動機性能的影響

由圖9可知,雖然諧振腔的引入使得發(fā)動機有效功率曲線整體向右移動,但是在4 000～7 500 r·min-1范圍內(nèi)相比原機仍有所下降。在發(fā)動機轉(zhuǎn)速超過7 500 r·min-1后,發(fā)動機有效功率基本恢復到了原機水平。同時加裝限流閥與諧振腔的進氣系統(tǒng)相比僅加裝限流閥的進氣系統(tǒng),發(fā)動機的峰值功率由20.76 kW提升到了33.33 kW,提升幅度達到60.5%。這表明該進氣系統(tǒng)的設計有效,能夠提高發(fā)動機進氣效率。

圖9 進氣系統(tǒng)對發(fā)動機性能的影響Fig.9 Effect of inlet system on engine’s performence

4 結語

本文借助GT-POWER軟件及Fluent軟件,對諧振腔進行仿真建模,最終得出體積為4.0 L的J形諧振腔能夠在FSC賽事規(guī)則限制下有效提高發(fā)動機性能。

參考文獻:

[1] 李理光.2017中國大學生方程式汽車大賽規(guī)則[EB/OL].[2018-01-05].http:∥www.formulastudent.com.cn/kindeditor/attached/file/20170224/2017中國大學生方程式大賽規(guī)則公示版.pdf.

LI Liguang.The rules of Formula Student China 2017[EB/OL].[2018-01-05].http:∥www.formulastudent.com.cn/kindeditor/attached/file/20170224/2017中國大學生方程式大賽規(guī)則公示版.pdf.

[2] 代文慶.FSAE賽車內(nèi)燃機進氣系統(tǒng)優(yōu)化設計[D].重慶:重慶大學,2016.

DAI Wenqing.FSAE racing engine air intake system optimization design[D].Chongqing:Chongqing University,2016.

[3] 耿彤.德國汽車理論[M].北京:機械工業(yè)出版社,2012.

GENG Tong.German automobile theory[M].Beijing:China Machine Press,2012.

[4] 馬超,趙永娟,劉云崗,等.車用發(fā)動機諧振進氣系統(tǒng)[J].內(nèi)燃機與動力裝置,2009,113(5):41-48.

MA Chao,ZHAO Yongjuan,LIU Yungang,et al.Resonance intake system of vehicle engine[J].Internal Combustion Engine & Power Plant,2009,113(5):41-48.

[5] VICHI G,ROMANI L,FERRARI L,et al.Development of an engine variable geometry intake system for a Formula SAE application[J].Energy Procedia,2015,81:930-941.