汽油機(jī)動力性能多目標(biāo)優(yōu)化及試驗(yàn)研究

張勇,高勇,茍奎,王曉勇,陳泯旭

(1.重慶理工大學(xué)車輛工程學(xué)院,重慶 400054;2.重慶理工大學(xué)汽車零部件先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400054)

進(jìn)氣道是工質(zhì)進(jìn)入氣缸的必經(jīng)通道,合理的進(jìn)氣道設(shè)計(jì)能夠提高發(fā)動機(jī)流量系數(shù)[1],利用CFD模擬計(jì)算,進(jìn)行缸內(nèi)流場分析可以評判進(jìn)氣道的性能,找到相應(yīng)的優(yōu)化方案[2]。與激光粒子圖像速度場測量儀(PIV)和氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺相比,CFD可以比較準(zhǔn)確地計(jì)算缸內(nèi)氣體的瞬時流動速度,有效節(jié)省發(fā)動機(jī)性能優(yōu)化成本,結(jié)合試驗(yàn)修正可以高效準(zhǔn)確地設(shè)計(jì)、優(yōu)化發(fā)動機(jī)性能[3]。

Surendra Gaikwad等[4]通過精準(zhǔn)的三維模型及CFD仿真分析,對不同氣門升程進(jìn)行了研究,結(jié)果表明瞬態(tài)分析能對氣門峰值時的流態(tài)等進(jìn)行詳細(xì)分析,有助于進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)、優(yōu)化。梁源飛等[5]通過CAD與CFD相結(jié)合的方法對進(jìn)氣道進(jìn)行研究,研究表明使用切向氣道、增大氣道傾角,能夠提升缸內(nèi)湍流動能,改善燃燒效率,從而提高了發(fā)動機(jī)的動力性,降低了油耗。詹樟松等[2]通過CFD及氣道穩(wěn)流試驗(yàn)等分析了進(jìn)氣道,通過優(yōu)化進(jìn)氣道氣門斜角,定量分析了進(jìn)氣道流量系數(shù)、缸內(nèi)渦流比等,提升了4氣門汽油機(jī)動力性。李向榮[6]通過研究分段噴射及渦流匹配改善了發(fā)動機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性,證明適當(dāng)?shù)臏u流匹配能夠改善缸內(nèi)燃燒效率,減少有害物質(zhì)的排放。衛(wèi)海橋等[7]在不改動進(jìn)氣口的前提下,以進(jìn)氣口中心線為基準(zhǔn),將進(jìn)氣道向上旋轉(zhuǎn)2°,改善了湍流強(qiáng)度。發(fā)動機(jī)各參數(shù)之間存在著復(fù)雜的耦合關(guān)系,傳統(tǒng)的算法難以解決發(fā)動機(jī)的優(yōu)化問題,遺傳算法從串集開始搜索,覆蓋面大,利于全局擇優(yōu),能夠較好地解決發(fā)動機(jī)全局優(yōu)化問題[8]。

本研究首先進(jìn)行了大量單因素對發(fā)動機(jī)性能影響的基礎(chǔ)研究,采用DOE方法分析了多因素對發(fā)動機(jī)外特性的影響,分析結(jié)果響應(yīng)擬合度較高;其次采用遺傳算法對發(fā)動機(jī)高速大負(fù)荷工況下的工作性能進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化;然后對進(jìn)氣道流動特性進(jìn)行了CFD分析,確定了改進(jìn)進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)的方案;最后搭建了進(jìn)氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺和發(fā)動機(jī)試驗(yàn)臺,對不同方案進(jìn)行了對比驗(yàn)證。

1 發(fā)動機(jī)模型建立及驗(yàn)證

發(fā)動機(jī)基本參數(shù)見表1,據(jù)此建立了發(fā)動機(jī)一維模型。圖1示出發(fā)動機(jī)一維仿真與原機(jī)試驗(yàn)外特性對比。由圖1知,一維仿真與試驗(yàn)測試結(jié)果誤差在5%范圍內(nèi)[9-10],滿足工程應(yīng)用要求,模型可以用于后續(xù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

表1 發(fā)動機(jī)基本參數(shù)

2 關(guān)鍵參數(shù)的多目標(biāo)優(yōu)化

2.1 響應(yīng)面曲面擬合

前期對空氣濾清器的容積、進(jìn)氣道的長度與直徑、進(jìn)排氣道流量系數(shù)、排氣道的長度與直徑、消聲器的結(jié)構(gòu)、壓縮比、配氣相位、進(jìn)排氣門升程等單因素對發(fā)動機(jī)性能的影響進(jìn)行了研究分析。結(jié)果表明:增加進(jìn)氣延遲角會提升發(fā)動機(jī)中高速工況的動力性,7 500 r/min時,每增加5°氣延遲角可提升功率2.15%;進(jìn)氣凸輪最大升程的增加對發(fā)動機(jī)高轉(zhuǎn)速工況有積極影響,7 500 r/min時,進(jìn)氣凸輪最大升程每增加0.2 mm可提升功率0.8%;壓縮比的增加不但有利于動力性能的提升,而且對燃油經(jīng)濟(jì)性也有一定幫助,壓縮比增大0.5可提升功率大約3%,降低燃油消耗率2%。對于汽油機(jī),一般將壓力升高率定在175～250 kPa/(°),通過仿真計(jì)算可知,壓縮比為10.3時最大壓力升高率為234 kPa/(°),已接近理論上汽油機(jī)工作柔和的極限值,發(fā)動機(jī)發(fā)生爆震的可能性極大。

發(fā)動機(jī)的各個參數(shù)不是獨(dú)立影響發(fā)動機(jī)性能的,通常是多個參數(shù)共同影響[11],因此需要對發(fā)動機(jī)的參數(shù)進(jìn)行多目標(biāo)分析。DOE是分析自變量和因變量關(guān)系的數(shù)理統(tǒng)計(jì)方法,本研究采用DOE試驗(yàn)分析,將進(jìn)氣延遲角、進(jìn)氣凸輪最大升程、壓縮比作為多變量因子。通過拉丁超立方抽樣方法對4 000 r/min,5 500 r/min,7 500 r/min 3個轉(zhuǎn)速工況進(jìn)行分析,將試驗(yàn)區(qū)間分為等大小的互不重疊的子區(qū)間,再從子區(qū)間隨機(jī)抽樣。拉丁超立方抽樣能夠降低因抽樣造成數(shù)據(jù)庫缺失帶來的試驗(yàn)誤差,具有較高的準(zhǔn)確性[12]。圖2示出4 000 r/min下進(jìn)氣延遲角與壓縮比對功率的響應(yīng)面。由圖2可以看出,隨著壓縮比及進(jìn)氣延遲角的增加,功率呈上升的趨勢,并沒有出現(xiàn)功率最大的極值點(diǎn)。根據(jù)之前的分析,壓縮比不能無限增大,所以優(yōu)化范圍選取是合理的。

圖2 進(jìn)氣延遲角與壓縮比對功率的響應(yīng)面

評價(jià)指標(biāo)采用Adj.R-Sqr指標(biāo),通過項(xiàng)數(shù)修正的方差值表示,范圍為0～1,越接近1,說明模型精度越高[13]。其計(jì)算公式為

(1)

式中:n為試驗(yàn)次數(shù);k為項(xiàng)數(shù);R2為方差值。

分別判斷最低燃油消耗率點(diǎn)4 000 r/min,5 500 r/min,標(biāo)定功率點(diǎn)7 500 r/min 3個轉(zhuǎn)速段擬合的精度,結(jié)果見表2。由表2可知,各轉(zhuǎn)速工況下的Adj.R-Sqr值均大于0.9,擬合精度較高,滿足多目標(biāo)優(yōu)化條件。

表2 不同轉(zhuǎn)速各個響應(yīng)的Adj.R-Sqr值

2.2 多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化

優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)如下。

功率最大:

Pe=max[P(Cr,β,l)];

(2)

扭矩最大:

Te=max[T(Cr,β,l)];

(3)

燃油消耗率最低:

Be=min[B(Cr,β,l)]。

(4)

約束函數(shù)如下:

9.3≤Cr≤10.3;

(5)

23°≤β≤40°;

(6)

5.81 mm≤l≤6.8 mm。

(7)

式中:Pe為功率;Te為扭矩;Be為燃油消耗率;Cr為壓縮比;β為進(jìn)氣延遲角;l為進(jìn)氣凸輪最大升程。

利用經(jīng)過驗(yàn)證的徑向基函數(shù)建立響應(yīng)面模型,結(jié)合優(yōu)化算法在響應(yīng)面上搜尋最優(yōu)值;采用遺傳算法對發(fā)動機(jī)進(jìn)行優(yōu)化,優(yōu)化目標(biāo)為高速大負(fù)荷工況下發(fā)動機(jī)的動力性能。4 000 r/min,5 500 r/min,7 500 r/min 3個轉(zhuǎn)速的權(quán)重都取1時,雖然高轉(zhuǎn)速工況點(diǎn)性能有一定上升,但是4 000 r/min工況點(diǎn)的動力性下降,且此時壓縮比為優(yōu)化范圍的最大值,不利于抑制發(fā)動機(jī)的爆震。通過多組數(shù)據(jù)分析,最后確定3個轉(zhuǎn)速的權(quán)重分別為0.2,0.5,0.3,優(yōu)化后壓縮比適中,發(fā)動機(jī)全工況性能表現(xiàn)良好,在保證低轉(zhuǎn)速工況動力性的同時,中高轉(zhuǎn)速工況動力性提升較大。優(yōu)化前后參數(shù)見表3。

表3 全局優(yōu)化前后變量因子取值對比

圖3示出優(yōu)化前后發(fā)動機(jī)外特性對比。由圖3可以看出:發(fā)動機(jī)的扭矩和功率在低轉(zhuǎn)速工況略有下降,但是在高轉(zhuǎn)速工況有較大的提升,特別是在5 500 r/min時扭矩提高了8.36%,6 500 r/min時功率提高了9.24%。燃油消耗率在3 500 r/min之前變化不大,但在3 500 r/min之后整體呈現(xiàn)下降趨勢,在8 000 r/min時下降了3.99%?？梢?采用遺傳算法對發(fā)動機(jī)高速大負(fù)荷工況下的工作性能進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化,可明顯改善整機(jī)性能。

3 進(jìn)氣道流場的數(shù)值模擬

3.1 原發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道建模

利用PROE對流場進(jìn)行三維建模(見圖4)。拉長氣缸長度為2.5D(D為缸徑)以保證流場的穩(wěn)定性;同時,為了避免單獨(dú)計(jì)算進(jìn)氣道模型的湍流,進(jìn)氣道處增加一個直徑1.5D的半球形穩(wěn)壓箱;然后再進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并對進(jìn)氣道及缸頭部分進(jìn)行加密處理,網(wǎng)格單元總數(shù)約237萬個。

進(jìn)氣道模型的入口邊界:給定氣流壓力100 kPa和固定溫度297 K。

出口邊界:給定靜壓邊界條件97 kPa。

湍流模型:標(biāo)準(zhǔn)κ-ε雙方程模型,收斂精度0.001。

3.2 計(jì)算結(jié)果與分析

計(jì)算得到不同氣門升程下的流場特性,仿真與試驗(yàn)的流量系數(shù)對比見表4。

表4 流量系數(shù)對比

由表4可知:在氣門升程較大時,流量系數(shù)誤差較小,而在氣門升程較小時,誤差達(dá)到10%。造成這種誤差的原因是:1)小氣門升程時,氣門底部的局部流場梯度很大,誤差變大;2)當(dāng)氣門升程較小時,流場橫截面積減小,流量系數(shù)較小,容易造成讀取誤差;3)小氣門升程時,擠流效應(yīng)比較強(qiáng);4)初始條件、邊界條件等模擬條件與真實(shí)情況有一定差異。雖然氣門升程較小時誤差較大,但誤差在正常范圍之內(nèi)。

圖5示出氣門升程為1,3,5 mm時進(jìn)氣道流場的壓力分布。從圖5可以看出,壓力整體分布合理,局部有突變現(xiàn)象。氣門升程為3 mm,5 mm時圖中圓圈部分局部壓力很大,這說明原進(jìn)氣道設(shè)計(jì)存在缺陷,需要對結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)。

圖6示出氣門升程為1,3,5 mm時發(fā)動機(jī)流場的速度跡線分布。從圖6可以看出:各氣門升程下,在進(jìn)氣門兩側(cè)氣流速度差的作用下,進(jìn)氣門下部形成了比較明顯的渦流。缸內(nèi)靠近氣門處的氣流速度較高,存在一定的氣流倒流現(xiàn)象。這說明進(jìn)氣道設(shè)計(jì)存在不合理之處,需要對結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)。

3.3 進(jìn)氣道改進(jìn)方案

進(jìn)氣道流量系數(shù)會影響進(jìn)缸充量,是影響發(fā)動機(jī)動力性的關(guān)鍵參數(shù)之一。提高流量系數(shù)的關(guān)鍵在于減小進(jìn)氣道的流動阻力,所以需要減小阻流區(qū)域面積。由圓圈部分(見圖5)的壓力分布及速度跡線情況可知,該區(qū)域的流動存在較大問題,由于此處截面設(shè)計(jì)不合理,導(dǎo)致氣流在此處形成了較大的渦流,增加了流動損失與傳熱損失,使實(shí)際進(jìn)入氣缸的流量偏低、流量系數(shù)偏小,所以理論上優(yōu)化此處的橫截面形狀能夠改善流動情況。擬定通過加大進(jìn)氣道入口兩側(cè)角度并優(yōu)化過渡圓弧的方案降低流動阻力,增加進(jìn)入氣缸的實(shí)際進(jìn)氣量以提高流量系數(shù)。圖7示出改進(jìn)前后進(jìn)氣道形狀。

圖7 改進(jìn)前后進(jìn)氣道形狀

4 發(fā)動機(jī)改進(jìn)后的試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 氣道穩(wěn)流試驗(yàn)

圖8示出氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺。不同氣門升程下鼓風(fēng)機(jī)的空氣流動可以通過控制流量控制閥開度來進(jìn)行控制,在這個過程中進(jìn)氣道始終保持恒定的壓差。

圖8 氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺

圖9示出進(jìn)氣道改進(jìn)前后流量系數(shù)對比曲線。從圖9可以看出:加大進(jìn)氣道入口兩側(cè)角度并優(yōu)化過渡的圓弧的方案能夠有效降低流動阻力,改進(jìn)后流量系數(shù)的試驗(yàn)測試值與原氣道相比平均提高了4.38%,在氣門升程3 mm處最大提高了6.51%。在大氣門升程時流量系數(shù)提升較多,這是因?yàn)榇髿忾T升程時實(shí)際流量較大,優(yōu)化后的進(jìn)氣道更有利于氣流流動,增加了實(shí)際進(jìn)氣量;而小氣門升程時幾乎沒有提升,這是因?yàn)榇藭r的實(shí)際流量較小,優(yōu)化前的進(jìn)氣道即可滿足要求,所以優(yōu)化前后改變不大。綜上可知前述優(yōu)化方案可行。

圖9 進(jìn)氣道優(yōu)化前后流量系數(shù)對比

渦流比采用AVL評價(jià)方法,測量位置為缸蓋底平面以下0.5倍缸徑處,渦流比[14]的計(jì)算公式如下:

(8)

式中:M為渦流動量計(jì)測得的動量矩;D為缸徑;Vh為氣缸容積;ρ為模擬氣缸內(nèi)的空氣密度;C為活塞速度;Cm為活塞平均速度;Q為試驗(yàn)測得的實(shí)際空氣流量。

圖10示出進(jìn)氣道改進(jìn)前后渦流比曲線。從圖10可以看出,進(jìn)氣道改進(jìn)后渦流比整體上有所減小,但僅在氣門升程2～3 mm處降幅較大,其余升程下差值較小,可以認(rèn)為渦流比下降較小。進(jìn)氣道優(yōu)化后,既有一定的渦流強(qiáng)度,促進(jìn)混合氣形成和燃燒,又解決了進(jìn)氣道局部設(shè)計(jì)的不合理之處,減小了局部流動阻力,提高了進(jìn)氣量,可在整個轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)提高發(fā)動機(jī)的動力性能。

圖10 進(jìn)氣道優(yōu)化前后渦流比對比

4.2 發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)

根據(jù)多目標(biāo)優(yōu)化結(jié)果和進(jìn)氣道改進(jìn)結(jié)果,擬定兩套優(yōu)化方案(見表5)。圖11示出根據(jù)兩套優(yōu)化方案加工樣機(jī)搭建的發(fā)動機(jī)試驗(yàn)臺架。

表5 優(yōu)化方案

圖11 發(fā)動機(jī)試驗(yàn)臺架

圖12示出原機(jī)、優(yōu)化方案一、優(yōu)化方案二的外特性試驗(yàn)結(jié)果對比。

方案二在燃油消耗率方面比方案一有整體的下降。與原發(fā)動機(jī)相比,方案二進(jìn)氣道的流量系數(shù)整體提升4.38%,發(fā)動機(jī)的最大功率提高了10.96%,達(dá)到了6.68 kW,在6 500 r/min時,功率最大比原機(jī)提高了15.59%;最大扭矩提高了1.98%,達(dá)到了9.26 N·m,在8 500 r/min時,扭矩最大比原機(jī)提高了11.92%;燃油消耗率最大下降了3.33%。雖然方案二相較于方案一最大功率及扭矩提升不大,但是整體上有一定的提升,特別是高轉(zhuǎn)速工況提升較大,有效改善了高轉(zhuǎn)速動力性偏低的問題。通過臺架試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證了加大進(jìn)氣道入口兩側(cè)角度并優(yōu)化過渡圓弧的方案能夠增加流量系數(shù),減小渦流過大帶來的能量損失,從而提高了動力性。

圖12 進(jìn)氣道優(yōu)化前后發(fā)動機(jī)外特性對比

5 結(jié)論

a) 以單因素分析為研究基礎(chǔ),在此基礎(chǔ)上進(jìn)行DOE分析對發(fā)動機(jī)性能進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化,試驗(yàn)表明,通過優(yōu)化進(jìn)氣延遲角、進(jìn)氣凸輪升程、壓縮比,能夠針對特定工況提高發(fā)動機(jī)的動力性能;

b) 通過CFD分析與穩(wěn)流試驗(yàn)相結(jié)合的方法優(yōu)化進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)(進(jìn)氣道角度及過渡圓弧)可改善氣體流動特性,減小局部流動阻力,提高流量系數(shù);

c) 流量系數(shù)的增加會伴隨渦流比的減小,雖然渦流比下降會影響缸內(nèi)混合氣均質(zhì)化的形成,但同時也會提升流量系數(shù)、增加缸內(nèi)的充氣效率;對于發(fā)動機(jī)整體而言,流量系數(shù)增大的影響大于渦流比減小的影響就會更有利于提升發(fā)動機(jī)的動力性能。