基于發(fā)動(dòng)機(jī)一維仿真的賽車(chē)J形諧振腔設(shè)計(jì)

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(福州大學(xué) 機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院,福建 福州 350116)

發(fā)動(dòng)機(jī)性能直接取決于其運(yùn)行過(guò)程中每個(gè)循環(huán)所消耗的空氣量。限制發(fā)動(dòng)機(jī)最大輸出功率的一種有效方法就是沿進(jìn)氣管路引入壓力損失裝置。根據(jù)這一方法,中國(guó)大學(xué)生方程式汽車(chē)大賽(FSC)賽事規(guī)則中強(qiáng)制要求每支參賽隊(duì)伍采用直徑為20 mm的限流閥,并沿進(jìn)氣管路布置在節(jié)氣門(mén)和發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門(mén)之間[1]。顯然,這樣的措施能使不同型號(hào)的發(fā)動(dòng)機(jī)性能表現(xiàn)趨于相同,以實(shí)現(xiàn)公平競(jìng)爭(zhēng),同時(shí)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(dòng)機(jī)的性能,以求在諸多車(chē)隊(duì)中脫穎而出,成為了各支車(chē)隊(duì)必然面臨的問(wèn)題。本文以LD450發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象,在GT-POWER軟件中建立相應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)模型,并在Fluent軟件中進(jìn)行流體仿真,以期設(shè)計(jì)出能夠有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能的諧振腔。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)原機(jī)模型的建立及驗(yàn)證

根據(jù)廠家提供的參數(shù)、實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),在仿真軟件中建立發(fā)動(dòng)機(jī)原機(jī)模型。離散化長(zhǎng)度l由經(jīng)驗(yàn)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(mén)、噴油嘴、進(jìn)氣閥、氣缸、曲軸箱及進(jìn)氣管等部件,如圖1所示。

發(fā)動(dòng)機(jī)在6 000 r·min-1時(shí)達(dá)到最大有效轉(zhuǎn)矩43.112 5 N·m,相比發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)機(jī)在8 500 r·min-1時(shí)達(dá)到最大有效功率31.617 3 kW。

圖1 原機(jī)的GT-POWER模型Fig.1 GT-POWER model of original engine

此外,在7 500 r·min-1時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功率也達(dá)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(shí)驗(yàn)所允許的10%范圍內(nèi),并且該外特性曲線所反映的趨勢(shì)與實(shí)際較為符合(見(jiàn)圖2),說(shuō)明該模型正確,可用于后續(xù)的仿真分析。

圖2 原機(jī)外特性曲線Fig.2 Emulational characteristics curve of original engine

2 諧振腔的設(shè)計(jì)

2.1 諧振腔的基本幾何尺寸

諧振腔的形狀類(lèi)似于J形(見(jiàn)圖3),由普通車(chē)用進(jìn)氣管發(fā)展而來(lái),是應(yīng)用在FSC賽事中的一項(xiàng)獨(dú)特設(shè)計(jì)。J形諧振腔最初出現(xiàn)在國(guó)外車(chē)隊(duì),在近年的FSC比賽中,越來(lái)越多使用單缸機(jī)的車(chē)隊(duì)采用這種設(shè)計(jì)。這種設(shè)計(jì)的好處在于漸變的進(jìn)氣管道相比于等截面圓彎管道進(jìn)氣損失低,并且設(shè)計(jì)靈活多變,能夠根據(jù)實(shí)際情況設(shè)計(jì)不同的形狀以配合不同的車(chē)架結(jié)構(gòu)[3]。

圖3 J形諧振腔模型Fig.3 J-shaped plenum model

諧振腔的主要設(shè)計(jì)對(duì)象是體積,通常用Helmholtz模型來(lái)計(jì)算。將進(jìn)氣波動(dòng)簡(jiǎn)化為振動(dòng)模型,用各氣缸活塞速度某一階波的迭加來(lái)模擬吸氣過(guò)程對(duì)系統(tǒng)的激發(fā)作用[4]。目標(biāo)諧振轉(zhuǎn)速n的計(jì)算式如下所示:

(1)

式中:c為音速;Z為每個(gè)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(zhǎng)度;V為諧振腔體積。

LD450發(fā)動(dòng)機(jī)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(shí)轉(zhuǎn)速為6 500 r·min-1,功率峰值時(shí)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(chē)行駛過(guò)程中的常用轉(zhuǎn)速,因此設(shè)定目標(biāo)諧振轉(zhuǎn)速n=7 000 r·min-1。諧振腔設(shè)計(jì)目標(biāo)形狀為J形,腔內(nèi)直徑漸變,為簡(jiǎn)化計(jì)算,諧振腔平均直徑取為50 mm;參考往年車(chē)架的設(shè)計(jì)尺寸,諧振腔長(zhǎng)度在850～950 mm范圍內(nèi)可較好地利用車(chē)內(nèi)空間,便于進(jìn)氣系統(tǒng)的布置,因此諧振腔長(zhǎng)度L取為900 mm;當(dāng)?shù)匾羲賑取為340 m·s-1;由于是單缸機(jī),則Z= 1。

將以上數(shù)據(jù)代入式(1)中,可得

(2)

計(jì)算可得V≈2.0 L。

由上述計(jì)算可知,2.0 L為理論諧振腔最佳體積,但考慮到理論計(jì)算的不足以及結(jié)構(gòu)形狀等實(shí)際因素對(duì)進(jìn)氣效率的影響,因此建立不同體積模型進(jìn)行對(duì)比?？紤]到諧振腔的體積大于5.0 L時(shí),有限的性能增加并不足以彌補(bǔ)車(chē)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(jìn)行分析。

2.2 諧振腔體積的確定

將諧振腔模型導(dǎo)入到GEM3D軟件中進(jìn)行離散化處理,在原機(jī)模型中相應(yīng)地增加限流閥模塊與諧振腔模塊,從而建立一個(gè)滿足FSC賽事要求的完整的進(jìn)氣系統(tǒng)。導(dǎo)入不同體積諧振腔研究體積變化對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率的影響。

如圖4所示,諧振腔的體積越大,對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率就越大。當(dāng)諧振腔體積大于等于3.0 L時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率在8 500 r·min-1附近恢復(fù)到原機(jī)的32 kW峰值功率。當(dāng)諧振腔體積繼續(xù)上升時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值功率仍能繼續(xù)上升。諧振腔體積為3.5 L時(shí),峰值功率達(dá)32.71 kW;諧振腔體積為4.0 L及4.5 L時(shí),兩者的峰值功率較為接近,達(dá)到33.44 kW。

圖4 諧振腔體積對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)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(yàn)證諧振腔體積對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)時(shí)間的影響。在仿真模型中,用于比較發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)時(shí)間的基準(zhǔn)是沒(méi)有諧振腔時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到其所能提供的最大扭矩50%所用的時(shí)間,即發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率達(dá)到16 kW所用時(shí)間[5]。

如圖5所示,隨著諧振腔體積增加,發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率達(dá)到16 kW所用時(shí)間也隨之增加。

由上述仿真結(jié)果可知,諧振腔體積的增加,在提高發(fā)動(dòng)機(jī)峰值功率的同時(shí)也會(huì)增加發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)時(shí)間。因此,諧振腔最佳體積應(yīng)是發(fā)動(dòng)機(jī)可達(dá)峰值功率與發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)時(shí)間兩者的折中選擇。

圖5 諧振腔體積對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)時(shí)間的影響Fig.5 Effect of plenum’s volume on engine’s response time

不同諧振腔體積進(jìn)氣系統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)峰值功率和響應(yīng)時(shí)間如圖6所示。通過(guò)比較后得出,體積為4.0 L的諧振腔是發(fā)動(dòng)機(jī)峰值功率與響應(yīng)時(shí)間兩者間的最佳折中選擇。當(dāng)諧振腔體積從2.0 L逐漸增加到4.0 L時(shí),在發(fā)動(dòng)機(jī)響應(yīng)時(shí)間增加的同時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值功率有可觀的增加。然而,當(dāng)諧振腔體積大于4.0 L時(shí)曲線的增長(zhǎng)趨勢(shì)逐漸放緩,發(fā)動(dòng)機(jī)峰值功率稍有增加,與響應(yīng)時(shí)間的增加相比顯得微不足道。

圖6 諧振腔體積對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)峰值功率及響應(yīng)時(shí)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(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)模式,四面體網(wǎng)格;整體網(wǎng)格質(zhì)量為Medium;對(duì)近壁面網(wǎng)格進(jìn)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(gè)。

Fluent軟件中采用的計(jì)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(qiáng)度為0.5%,水力半徑為44 mm,進(jìn)氣口溫度Ti為300 K;出口壓力為97 000 Pa,湍流強(qiáng)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(yīng)的能量損失也較小,說(shuō)明諧振腔內(nèi)部氣體流動(dòng)順暢。在出口處流速達(dá)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(guān)系,在出口處壓力達(dá)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

由圖9可知,雖然諧振腔的引入使得發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率曲線整體向右移動(dòng),但是在4 000～7 500 r·min-1范圍內(nèi)相比原機(jī)仍有所下降。在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速超過(guò)7 500 r·min-1后,發(fā)動(dòng)機(jī)有效功率基本恢復(fù)到了原機(jī)水平。同時(shí)加裝限流閥與諧振腔的進(jìn)氣系統(tǒng)相比僅加裝限流閥的進(jìn)氣系統(tǒng),發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值功率由20.76 kW提升到了33.33 kW,提升幅度達(dá)到60.5%。這表明該進(jìn)氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)有效,能夠提高發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣效率。

圖9 進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響Fig.9 Effect of inlet system on engine’s performence

4 結(jié)語(yǔ)

本文借助GT-POWER軟件及Fluent軟件,對(duì)諧振腔進(jìn)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(dòng)機(jī)性能。

參考文獻(xiàn):

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

[2] 代文慶.FSAE賽車(chē)內(nèi)燃機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)[D].重慶:重慶大學(xué),2016.

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

[3] 耿彤.德國(guó)汽車(chē)?yán)碚揫M].北京:機(jī)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(chē)用發(fā)動(dòng)機(jī)諧振進(jìn)氣系統(tǒng)[J].內(nèi)燃機(jī)與動(dòng)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.