聯(lián)合多維模型的發(fā)動機可變進氣諧振系統(tǒng)性能分析

張袁元，許晨瑞，韋思航，任春玲

(南京工程學院汽車與軌道交通學院，江蘇 南京 211167)

發(fā)動機進氣系統(tǒng)的氣流流動特性復雜，會影響發(fā)動機的充氣效率，進而影響發(fā)動機動力性和經(jīng)濟性。發(fā)動機進排氣系統(tǒng)的流體動力學模型通常分為一維CFD模型和三維CFD模型。一維CFD模型只考慮一維流動，計算效率高，但結果通常不夠精確。三維CFD模型充分考慮了流體的實際流動，但對于流動狀態(tài)的確定要求非常高[1-3]，主要是因為在發(fā)動機一個工作循環(huán)中，進氣系統(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，進而研究諧振箱尺寸參數(shù)對發(fā)動機充氣效率的影響。基于一維模型結果分析，建立發(fā)動機諧振進氣系統(tǒng)三維模型，在三維CFD模型中模擬一維模型下進氣系統(tǒng)內壓力、溫度狀態(tài)參數(shù)的變化，進一步驗證諧振箱尺寸參數(shù)對發(fā)動機進氣效果的影響。

1 基于一維CFD的發(fā)動機系統(tǒng)模型

發(fā)動機主要技術參數(shù)見表1?；诎l(fā)動機工作循環(huán)模擬軟件GT-Power，建立發(fā)動機系統(tǒng)模型(見圖1)，主要包括進排氣系統(tǒng)、氣缸模型。其中，進排氣系統(tǒng)以實際發(fā)動機模型結構為基礎，包括進氣環(huán)境、直徑長度不同的進氣管道、進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，進排氣管道直徑長度以及與管內粗糙度有關的管道材料根據(jù)實際模型進行設置。發(fā)動機氣缸模型建立包括氣缸狀態(tài)參數(shù)設定以及氣缸幾何參數(shù)設置兩個部分，氣缸傳熱模型采用WoschniGT模型，燃燒室與缸徑面積比設置為1.15。

表1 發(fā)動機技術參數(shù)

圖1 發(fā)動機系統(tǒng)模型

建立發(fā)動機工作仿真模型后需要確保其可靠性。選取發(fā)動機全負荷轉速2 000～8 500 r/min時的常用工況，根據(jù)臺架試驗中實際進氣溫度、平均有效壓力、點火提前角等數(shù)據(jù)校正模型，比較模型仿真值與發(fā)動機臺架試驗測試值。

最終結果如圖2和圖3。由圖可知，仿真模型外特性曲線與試驗結果吻合度高，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)進氣系統(tǒng)研究的基礎模型。

圖2 扭矩、功率試驗值與仿真值的對比

圖3 燃油消耗率試驗值與仿真值的對比

2 基于一維CFD的進氣諧振系統(tǒng)分析

發(fā)動機進氣諧振系統(tǒng)受諧振箱尺寸及諧振箱連接形式影響。不同的結構尺寸參數(shù)和連接形式均會改變諧振箱諧振頻率，從而影響其所對應的發(fā)動機諧振轉速。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?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，當諧振箱頸部開口截面積增大時，諧振頻率增大，對應諧振轉速提升。

在已建立的發(fā)動機工作循環(huán)數(shù)值模型中加入諧振箱結構(如圖5所示)?；谀Ｐ脱芯恐C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)動機仿真模型

圖6示出頸部開口直徑分別為5 mm，8 mm，30 mm時，系統(tǒng)仿真充氣效率變化情況。結果表明，頸部開口截面積變化較小時，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，即對應諧振轉速增高，與亥姆霍茲共振理論相符。進一步增大諧振箱頸部開口截面積，對應充氣效率曲線出現(xiàn)左移現(xiàn)象。分析可能是由于諧振頻次的存在，對應整數(shù)倍諧振頻率均會產(chǎn)生共振效應，因此出現(xiàn)一個諧振頻率對應多個諧振轉速現(xiàn)象，但具體影響效果存在區(qū)別，需進行優(yōu)化計算以確定最佳諧振箱參數(shù)；同時也說明，完全依據(jù)解析結果指導結構參數(shù)設計具有一定的偏差。

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)動機充氣效率的影響。由圖7知，曲線出現(xiàn)了多個階段性峰值，這是由于每一個諧振腔容積對應多個諧波頻次的諧振轉速，但無論位于哪一個階段，隨著諧振腔直徑增大，最大充氣效率下的諧振轉速出現(xiàn)了明顯的左移。即隨著諧振腔容積的增大，對應諧振轉速減小，與亥姆霍茲共振理論研究得到的結果相符。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

在此提出可變進氣諧振系統(tǒng)的兩種形式：可變容積式進氣諧振系統(tǒng)和可變頸部截面積(可變開度)式進氣諧振系統(tǒng)。以下將基于一維模型優(yōu)化分析，在不同諧振結構參數(shù)下獲得最優(yōu)充氣效率和所對應轉速，確定兩種不同形式的可變進氣諧振系統(tǒng)對發(fā)動機充氣效率性能提升的區(qū)別。

可變容積式進氣諧振系統(tǒng)、可變開度式進氣諧振系統(tǒng)與無諧振進氣系統(tǒng)對發(fā)動機充氣效率影響的對比見圖8和表2。在某些特定轉速情況下，三種進氣系統(tǒng)充氣效率出現(xiàn)重合，此時可變進氣諧振系統(tǒng)不工作，傳統(tǒng)進氣系統(tǒng)具有最大充氣效率。排除該特定轉速可以發(fā)現(xiàn)，可變進氣諧振系統(tǒng)對發(fā)動機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，最大增幅達到5%。

圖8 3類進氣系統(tǒng)對應的發(fā)動機充氣效率

表2 部分轉速下最佳充氣效率對應的結構參數(shù)

由圖8可看出，可變容積式進氣諧振系統(tǒng)和可變開度式進氣諧振系統(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氣諧振系統(tǒng)對發(fā)動機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)設計者要求、控制策略、發(fā)動機常用轉速范圍等進行考慮。本課題將著重于研究可變開度式進氣諧振系統(tǒng)的三維CFD模型。

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

利用一維CFD模型能夠快速獲知進氣諧振系統(tǒng)對充氣效率的影響，計算便捷且計算效率高，但不能準確給出各管道內的壓力損失和較為量化的進氣充量。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算得到的諧振箱尺寸參數(shù)，進行進氣系統(tǒng)三維幾何造型，并生成三維網(wǎng)格(見圖9)。

圖9 進氣系統(tǒng)計算網(wǎng)格

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

綜上，為模擬發(fā)動機實際工作過程，設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行流動，流入壓力設置為101 kPa，流出壓力設置為非定常參數(shù)，通過將一維系統(tǒng)模型中獲得的發(fā)動機進氣口出口處壓力檢測值作為輸出的配置文件，導入三維模型中作為邊界條件，如圖10所示。

圖10 進氣系統(tǒng)出口處壓力波動

3.2 三維流動下的諧振箱機理分析

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，進氣管氣流流經(jīng)諧振箱頸部開口時，對諧振腔內流體產(chǎn)生擾動，進氣流道與諧振箱之間基本無流體交換。結合圖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氣流道內流體同向流動，在進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。當諧振箱諧振頻率等于進氣系統(tǒng)內流體振動頻率時，諧振腔內渦流將會進一步加強，渦流擾動現(xiàn)象會反作用于進氣流道內的流體，由此強化進氣效果，使得發(fā)動機充氣效率獲得提升。

圖12 不同視角下頸部流線分布

3.3 進氣諧振系統(tǒng)形式驗證

設計可變進氣諧振系統(tǒng)時，為減小其結構所占空間，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，無法進行模擬，因此該結構形式所產(chǎn)生效果與旁路式連接是否相同需進行驗證。兩種諧振箱結構形式見圖13。

圖13 諧振箱結構形式圖

選擇轉速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相關，因此對兩種不同形式諧振箱設置相同的頸部開口截面積以驗證在諧振轉速下對發(fā)動機進氣效果影響是否相同。仿真結果見圖14。該工況下，連接兩種不同諧振箱結構的發(fā)動機進氣系統(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)動機充氣效率影響并無區(qū)別。

圖14 兩種形式諧振箱進氣效果對比

4 諧振進氣系統(tǒng)性能驗證

可變開度式諧振進氣系統(tǒng)在發(fā)動機運轉過程中其開度持續(xù)進行無級變換，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個對應諧振轉速進行諧振進氣系統(tǒng)性能驗證。

1) 發(fā)動機轉速5 600 r/min

發(fā)動機轉速5 600 r/min工況下，進氣系統(tǒng)出口處流量變化見圖15。由于所計算循環(huán)為發(fā)動機單個工作循環(huán)，起始點為發(fā)動機進氣終了下止點位置，因此實際曲線進行3/4后進入進氣行程?？紤]進氣提前角和滯后角，針對單獨進氣行程曲線進行積分計算，獲得各工況下進氣系統(tǒng)進氣行程氣流量(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各工況下進氣系統(tǒng)進氣行程氣流量

三維CFD分析表明，轉速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計算結果相符，且此時進氣氣流總量增益為10.6%，進氣諧振系統(tǒng)在此工況下具有良好的工作收益。

2) 發(fā)動機轉速5 200 r/min

發(fā)動機轉速5 200 r/min工況下，進氣系統(tǒng)出口處流量變化見圖16，計算獲得各工況下進氣系統(tǒng)進氣行程氣流量(見表4)。三維CFD分析表明，轉速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計算結果相符，且此時進氣氣流總量增益為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各工況下進氣系統(tǒng)進氣行程氣流量

3) 發(fā)動機轉速8 000 r/min

發(fā)動機轉速8 000 r/min工況下，進氣系統(tǒng)出口處流量變化見圖17，計算獲得各工況下進氣系統(tǒng)進氣行程氣流量(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各工況下進氣系統(tǒng)進氣行程氣流量

三維CFD分析表明，轉速8 000 r/min工況下，傳統(tǒng)進氣系統(tǒng)具有最大充氣效率，此時諧振系統(tǒng)不工作，處于0%開度。三維CFD計算結果與一維CFD仿真結果相符。

三維CFD分析表明，3種諧振系統(tǒng)工況均在對應轉速下獲得最大的進氣量，進一步驗證了可變進氣諧振系統(tǒng)的可行性及有效性；同時獲得相應諧振開度下的精確進氣量，從而實現(xiàn)發(fā)動機負荷精準控制。

5 結論

a) 相較于傳統(tǒng)進氣系統(tǒng)，可變進氣諧振系統(tǒng)針對發(fā)動機充氣效率曲線進行了補足，在特定轉速下可提升發(fā)動機充氣效率5%～6%；

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

c) 基于三維CFD模型對發(fā)動機進氣系統(tǒng)進行三維非穩(wěn)態(tài)流動計算，諧振系統(tǒng)可變開度實現(xiàn)容積變化，在相應轉速對進氣氣流產(chǎn)生增幅，證明進氣諧振系統(tǒng)的可行性及有效性；

d) 結合多維系統(tǒng)仿真，可以有效結合模型的計算效率和計算精度，系統(tǒng)方法的實施可以作為發(fā)動機進排氣系統(tǒng)優(yōu)化的有效途徑。