張?jiān)?，許晨瑞，韋思航，任春玲

(南京工程學(xué)院汽車與軌道交通學(xué)院，江蘇 南京 211167)

發(fā)動機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的氣流流動特性復(fù)雜，會影響發(fā)動機(jī)的充氣效率，進(jìn)而影響發(fā)動機(jī)動力性和經(jīng)濟(jì)性。發(fā)動機(jī)進(jìn)排氣系統(tǒng)的流體動力學(xué)模型通常分為一維CFD模型和三維CFD模型。一維CFD模型只考慮一維流動，計(jì)算效率高，但結(jié)果通常不夠精確。三維CFD模型充分考慮了流體的實(shí)際流動，但對于流動狀態(tài)的確定要求非常高[1-3]，主要是因?yàn)樵诎l(fā)動機(jī)一個(gè)工作循環(huán)中，進(jìn)氣系統(tǒng)氣流壓力、溫度、密度等狀態(tài)參數(shù)是周期性變化的，較難模擬[4-7]。

本研究以某單缸四沖程發(fā)動機(jī)為對象，建立基于一維CFD的工作循環(huán)數(shù)值模型，通過外特性曲線修正模型可靠性，進(jìn)而研究諧振箱尺寸參數(shù)對發(fā)動機(jī)充氣效率的影響?；谝痪S模型結(jié)果分析，建立發(fā)動機(jī)諧振進(jìn)氣系統(tǒng)三維模型，在三維CFD模型中模擬一維模型下進(jìn)氣系統(tǒng)內(nèi)壓力、溫度狀態(tài)參數(shù)的變化，進(jìn)一步驗(yàn)證諧振箱尺寸參數(shù)對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣效果的影響。

1 基于一維CFD的發(fā)動機(jī)系統(tǒng)模型

發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1?；诎l(fā)動機(jī)工作循環(huán)模擬軟件GT-Power，建立發(fā)動機(jī)系統(tǒng)模型(見圖1)，主要包括進(jìn)排氣系統(tǒng)、氣缸模型。其中，進(jìn)排氣系統(tǒng)以實(shí)際發(fā)動機(jī)模型結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，包括進(jìn)氣環(huán)境、直徑長度不同的進(jìn)氣管道、進(jìn)氣門以及燃油噴射系統(tǒng)，排氣環(huán)境、直徑長度不同的排氣管道以及排氣門，進(jìn)排氣管道直徑長度以及與管內(nèi)粗糙度有關(guān)的管道材料根據(jù)實(shí)際模型進(jìn)行設(shè)置。發(fā)動機(jī)氣缸模型建立包括氣缸狀態(tài)參數(shù)設(shè)定以及氣缸幾何參數(shù)設(shè)置兩個(gè)部分，氣缸傳熱模型采用WoschniGT模型，燃燒室與缸徑面積比設(shè)置為1.15。

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)

圖1 發(fā)動機(jī)系統(tǒng)模型

建立發(fā)動機(jī)工作仿真模型后需要確保其可靠性。選取發(fā)動機(jī)全負(fù)荷轉(zhuǎn)速2 000～8 500 r/min時(shí)的常用工況，根據(jù)臺架試驗(yàn)中實(shí)際進(jìn)氣溫度、平均有效壓力、點(diǎn)火提前角等數(shù)據(jù)校正模型，比較模型仿真值與發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)測試值。

最終結(jié)果如圖2和圖3。由圖可知，仿真模型外特性曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合度高，燃油消耗率的最大誤差不超過4%，扭矩、功率的最大誤差不超過3%。因此，仿真模型可靠性好，可以作為后續(xù)進(jìn)氣系統(tǒng)研究的基礎(chǔ)模型。

圖2 扭矩、功率試驗(yàn)值與仿真值的對比

圖3 燃油消耗率試驗(yàn)值與仿真值的對比

2 基于一維CFD的進(jìn)氣諧振系統(tǒng)分析

發(fā)動機(jī)進(jìn)氣諧振系統(tǒng)受諧振箱尺寸及諧振箱連接形式影響。不同的結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)和連接形式均會改變諧振箱諧振頻率，從而影響其所對應(yīng)的發(fā)動機(jī)諧振轉(zhuǎn)速。圖4示出旁路式諧振箱。

根據(jù)亥姆霍茲共振理論(式(1))，諧振箱諧振頻率的影響參數(shù)有聲速、諧振腔頸部長度、諧振箱頸部截面積和諧振箱容積。

圖4 旁路式諧振箱原理圖

(1)

式中：c為當(dāng)?shù)芈曀?；S為諧振箱頸部開口截面積；L為諧振腔頸部長度；V為諧振腔空腔體積；d為諧振箱頸開口直徑。共振理論表明，當(dāng)諧振箱頸部開口截面積增大時(shí)，諧振頻率增大，對應(yīng)諧振轉(zhuǎn)速提升。

在已建立的發(fā)動機(jī)工作循環(huán)數(shù)值模型中加入諧振箱結(jié)構(gòu)(如圖5所示)。基于模型研究諧振箱尺寸參數(shù)對充氣效率的影響。

圖5 連接有諧振箱的發(fā)動機(jī)仿真模型

圖6示出頸部開口直徑分別為5 mm，8 mm，30 mm時(shí)，系統(tǒng)仿真充氣效率變化情況。結(jié)果表明，頸部開口截面積變化較小時(shí)，兩條曲線重合度大，隨開口面積的增加，充氣效率曲線峰值有右移趨勢，即對應(yīng)諧振轉(zhuǎn)速增高，與亥姆霍茲共振理論相符。進(jìn)一步增大諧振箱頸部開口截面積，對應(yīng)充氣效率曲線出現(xiàn)左移現(xiàn)象。分析可能是由于諧振頻次的存在，對應(yīng)整數(shù)倍諧振頻率均會產(chǎn)生共振效應(yīng)，因此出現(xiàn)一個(gè)諧振頻率對應(yīng)多個(gè)諧振轉(zhuǎn)速現(xiàn)象，但具體影響效果存在區(qū)別，需進(jìn)行優(yōu)化計(jì)算以確定最佳諧振箱參數(shù)；同時(shí)也說明，完全依據(jù)解析結(jié)果指導(dǎo)結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)具有一定的偏差。

圖6 諧振箱頸部截面積變化對充氣效率的影響

圖7示出諧振箱容積對發(fā)動機(jī)充氣效率的影響。由圖7知，曲線出現(xiàn)了多個(gè)階段性峰值，這是由于每一個(gè)諧振腔容積對應(yīng)多個(gè)諧波頻次的諧振轉(zhuǎn)速，但無論位于哪一個(gè)階段，隨著諧振腔直徑增大，最大充氣效率下的諧振轉(zhuǎn)速出現(xiàn)了明顯的左移。即隨著諧振腔容積的增大，對應(yīng)諧振轉(zhuǎn)速減小，與亥姆霍茲共振理論研究得到的結(jié)果相符。其變化規(guī)律和影響效果與諧振箱頸部截面積的影響類似。

圖7 諧振箱容積變化對充氣效率的影響

在此提出可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)的兩種形式：可變?nèi)莘e式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)和可變頸部截面積(可變開度)式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)。以下將基于一維模型優(yōu)化分析，在不同諧振結(jié)構(gòu)參數(shù)下獲得最優(yōu)充氣效率和所對應(yīng)轉(zhuǎn)速，確定兩種不同形式的可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)充氣效率性能提升的區(qū)別。

可變?nèi)莘e式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)、可變開度式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)與無諧振進(jìn)氣系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)充氣效率影響的對比見圖8和表2。在某些特定轉(zhuǎn)速情況下，三種進(jìn)氣系統(tǒng)充氣效率出現(xiàn)重合，此時(shí)可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)不工作，傳統(tǒng)進(jìn)氣系統(tǒng)具有最大充氣效率。排除該特定轉(zhuǎn)速可以發(fā)現(xiàn)，可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)充氣效率有明顯的增效，且增幅在3 400～6 200 r/min及6 200～7 800 r/min之間最為明顯，最大增幅達(dá)到5%。

圖8 3類進(jìn)氣系統(tǒng)對應(yīng)的發(fā)動機(jī)充氣效率

表2 部分轉(zhuǎn)速下最佳充氣效率對應(yīng)的結(jié)構(gòu)參數(shù)

由圖8可看出，可變?nèi)莘e式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)和可變開度式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)二者充氣效率變化均呈現(xiàn)波動狀，說明該兩種類型可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)充氣效率的影響并無明顯優(yōu)劣之分。因此其類型選擇主要根據(jù)設(shè)計(jì)者要求、控制策略、發(fā)動機(jī)常用轉(zhuǎn)速范圍等進(jìn)行考慮。本課題將著重于研究可變開度式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)的三維CFD模型。

3 基于三維非穩(wěn)態(tài)CFD的進(jìn)氣諧振系統(tǒng)性能分析

利用一維CFD模型能夠快速獲知進(jìn)氣諧振系統(tǒng)對充氣效率的影響，計(jì)算便捷且計(jì)算效率高，但不能準(zhǔn)確給出各管道內(nèi)的壓力損失和較為量化的進(jìn)氣充量。通過三維CFD模型，可以充分考慮到流體在空間中的運(yùn)動狀態(tài)，其諧振效率的量化影響更為全面。

3.1 模型建立和邊界條件確定

加入利用一維仿真計(jì)算得到的諧振箱尺寸參數(shù)，進(jìn)行進(jìn)氣系統(tǒng)三維幾何造型，并生成三維網(wǎng)格(見圖9)。

圖9 進(jìn)氣系統(tǒng)計(jì)算網(wǎng)格

發(fā)動機(jī)在實(shí)際工作過程中，進(jìn)氣系統(tǒng)內(nèi)的氣體流動由外界大氣環(huán)境與進(jìn)氣門打開后氣缸內(nèi)的壓差造成，而該壓差則由活塞下行導(dǎo)致。其特點(diǎn)是短時(shí)間內(nèi)出口處壓力迅速下降，隨后由于氣流慣性，大量氣體進(jìn)入氣缸導(dǎo)致其壓力上升。該過程是一個(gè)非常復(fù)雜的非定常流動過程，無法用一個(gè)簡單的函數(shù)進(jìn)行模擬。同時(shí)，在三維流動計(jì)算中還需考慮發(fā)動機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)內(nèi)的流體波動效應(yīng)。

綜上，為模擬發(fā)動機(jī)實(shí)際工作過程，設(shè)置三維流體流動邊界為壓力流入，流體在壓力差的作用下進(jìn)行流動，流入壓力設(shè)置為101 kPa，流出壓力設(shè)置為非定常參數(shù)，通過將一維系統(tǒng)模型中獲得的發(fā)動機(jī)進(jìn)氣口出口處壓力檢測值作為輸出的配置文件，導(dǎo)入三維模型中作為邊界條件，如圖10所示。

圖10 進(jìn)氣系統(tǒng)出口處壓力波動

3.2 三維流動下的諧振箱機(jī)理分析

速度流線圖不僅展示了流體的流動過程、流動范圍，同時(shí)也展示了流體的流速和壓力變化過程，如圖11所示。

圖11 非穩(wěn)態(tài)CFD的諧振箱流體流線與壓力分布

圖12不同視角下頸部流線分布表明，進(jìn)氣管氣流流經(jīng)諧振箱頸部開口時(shí)，對諧振腔內(nèi)流體產(chǎn)生擾動，進(jìn)氣流道與諧振箱之間基本無流體交換。結(jié)合圖11b截面壓力分布可知，擾動產(chǎn)生了能量的傳遞，由此引發(fā)進(jìn)氣效果的減弱(局部壓力損失增加、流速減小)。頸部開口處的流體在擾動以及氣體間摩擦力的作用下與進(jìn)氣流道內(nèi)流體同向流動，在進(jìn)氣管與諧振腔兩者的壓差作用下，獲得向外部流動的加速度。當(dāng)諧振箱諧振頻率等于進(jìn)氣系統(tǒng)內(nèi)流體振動頻率時(shí)，諧振腔內(nèi)渦流將會進(jìn)一步加強(qiáng)，渦流擾動現(xiàn)象會反作用于進(jìn)氣流道內(nèi)的流體，由此強(qiáng)化進(jìn)氣效果，使得發(fā)動機(jī)充氣效率獲得提升。

圖12 不同視角下頸部流線分布

3.3 進(jìn)氣諧振系統(tǒng)形式驗(yàn)證

設(shè)計(jì)可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)時(shí)，為減小其結(jié)構(gòu)所占空間，改變旁路連接式諧振箱為環(huán)繞式諧振箱。由于環(huán)繞式諧振箱在一維模型中缺乏匹配單元，無法進(jìn)行模擬，因此該結(jié)構(gòu)形式所產(chǎn)生效果與旁路式連接是否相同需進(jìn)行驗(yàn)證。兩種諧振箱結(jié)構(gòu)形式見圖13。

圖13 諧振箱結(jié)構(gòu)形式圖

選擇轉(zhuǎn)速3 800 r/min，根據(jù)亥姆霍茲共振理論，諧振箱諧振頻率與頸部開口截面積負(fù)相關(guān)，因此對兩種不同形式諧振箱設(shè)置相同的頸部開口截面積以驗(yàn)證在諧振轉(zhuǎn)速下對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣效果影響是否相同。仿真結(jié)果見圖14。該工況下，連接兩種不同諧振箱結(jié)構(gòu)的發(fā)動機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)流量曲線完全重合。由此確定兩種不同諧振箱連接形式對發(fā)動機(jī)充氣效率影響并無區(qū)別。

圖14 兩種形式諧振箱進(jìn)氣效果對比

4 諧振進(jìn)氣系統(tǒng)性能驗(yàn)證

可變開度式諧振進(jìn)氣系統(tǒng)在發(fā)動機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中其開度持續(xù)進(jìn)行無級變換，本研究選擇0%開度、50%開度和100%開度3種諧振箱工況，并選取3個(gè)對應(yīng)諧振轉(zhuǎn)速進(jìn)行諧振進(jìn)氣系統(tǒng)性能驗(yàn)證。

1) 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速5 600 r/min

發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速5 600 r/min工況下，進(jìn)氣系統(tǒng)出口處流量變化見圖15。由于所計(jì)算循環(huán)為發(fā)動機(jī)單個(gè)工作循環(huán)，起始點(diǎn)為發(fā)動機(jī)進(jìn)氣終了下止點(diǎn)位置，因此實(shí)際曲線進(jìn)行3/4后進(jìn)入進(jìn)氣行程?？紤]進(jìn)氣提前角和滯后角，針對單獨(dú)進(jìn)氣行程曲線進(jìn)行積分計(jì)算，獲得各工況下進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣行程氣流量(見表3)。

圖15 5 600 r/min下3種諧振箱工況的氣流量變化

表3 5 600 r/min各工況下進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣行程氣流量

三維CFD分析表明，轉(zhuǎn)速5 600 r/min工況下，諧振箱在100%開度下具有最大充氣效率，與一維CFD計(jì)算結(jié)果相符，且此時(shí)進(jìn)氣氣流總量增益為10.6%，進(jìn)氣諧振系統(tǒng)在此工況下具有良好的工作收益。

2) 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速5 200 r/min

發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速5 200 r/min工況下，進(jìn)氣系統(tǒng)出口處流量變化見圖16，計(jì)算獲得各工況下進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣行程氣流量(見表4)。三維CFD分析表明，轉(zhuǎn)速5 200 r/min工況下，諧振箱在50%開度下具有最大充氣效率，與一維CFD計(jì)算結(jié)果相符，且此時(shí)進(jìn)氣氣流總量增益為6%，增益相較于5 600 r/min工況下較小。

圖16 5 200 r/min下三種諧振箱工況的氣流量變化

表4 5 200 r/min各工況下進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣行程氣流量

3) 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速8 000 r/min

發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速8 000 r/min工況下，進(jìn)氣系統(tǒng)出口處流量變化見圖17，計(jì)算獲得各工況下進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣行程氣流量(見表5)。

圖17 8 000 r/min下3種諧振箱工況的氣流量變化

表5 8 000 r/min各工況下進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣行程氣流量

三維CFD分析表明，轉(zhuǎn)速8 000 r/min工況下，傳統(tǒng)進(jìn)氣系統(tǒng)具有最大充氣效率，此時(shí)諧振系統(tǒng)不工作，處于0%開度。三維CFD計(jì)算結(jié)果與一維CFD仿真結(jié)果相符。

三維CFD分析表明，3種諧振系統(tǒng)工況均在對應(yīng)轉(zhuǎn)速下獲得最大的進(jìn)氣量，進(jìn)一步驗(yàn)證了可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)的可行性及有效性；同時(shí)獲得相應(yīng)諧振開度下的精確進(jìn)氣量，從而實(shí)現(xiàn)發(fā)動機(jī)負(fù)荷精準(zhǔn)控制。

5 結(jié)論

a) 相較于傳統(tǒng)進(jìn)氣系統(tǒng)，可變進(jìn)氣諧振系統(tǒng)針對發(fā)動機(jī)充氣效率曲線進(jìn)行了補(bǔ)足，在特定轉(zhuǎn)速下可提升發(fā)動機(jī)充氣效率5%～6%；

b) 旁路式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)與環(huán)繞式進(jìn)氣諧振系統(tǒng)兩種形式的進(jìn)氣諧振系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣過程的影響沒有區(qū)別；

c) 基于三維CFD模型對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)行三維非穩(wěn)態(tài)流動計(jì)算，諧振系統(tǒng)可變開度實(shí)現(xiàn)容積變化，在相應(yīng)轉(zhuǎn)速對進(jìn)氣氣流產(chǎn)生增幅，證明進(jìn)氣諧振系統(tǒng)的可行性及有效性；

d) 結(jié)合多維系統(tǒng)仿真，可以有效結(jié)合模型的計(jì)算效率和計(jì)算精度，系統(tǒng)方法的實(shí)施可以作為發(fā)動機(jī)進(jìn)排氣系統(tǒng)優(yōu)化的有效途徑。