气动汽车动力（通用7篇）
气动汽车动力 篇1
汽车动力系统是支持汽车正常运行的重要因素, 所以一辆汽车的性能好坏主要取决于汽车动力系统是否完善。我国在近些年中的发展较为迅速, 汽车产业也进行了较大规模的改革, 这使得传统的汽车动力系统得到了较好的完善与改进, 逐渐发展到今天的气动汽车动力系统。气动汽车动力系统较传统的汽车动力系统相比有着十分显著的优越性, 不仅在效率上有较好的提高, 还能够减少工作过程中的动力能源损失, 这些优点都使得气动汽车动力系统在近些年来发展的速度十分快。
1 我国气动汽车动力系统研究的概况
1.1 气动汽车动力的系统研究背景。
我国的汽车生产能力在发展初期是还是比较弱的, 汽车的生产需要较先进的技术以及设备来进行支持, 但是在当时我国自主研究汽车生产的能力还没有达到一定的标准, 这就使得我国的汽车生产产业在国际上没有较为优势的试产竞争力。随着我国经济水平的发展, 我国从外国引进了越来越短先进的技术, 进一步的将我国汽车生产能力提高。一味的依靠国外先进技术来进行我国汽车生产技术的发展是十分不合理的, 在学习国外先进技术的同时我国也应该研究出属于自己的独立先进汽车生产技术, 进过不断地努力, 我国终于有了属于自己且较为完善的气动汽车动力系统[1]。气动汽车系统的应用与完善使得我国的汽车生产更加高效稳定, 这种现代化的系统与传统的汽车系统相比具有很多优势的特点, 能够解决更多原来存在的问题, 使我国的汽车生产产业日趋完善与进步。气动汽车动力系统的应用与逐渐改进完善使得我国的汽车生产产业在国际上的地位有了较大的提高, 我国现在已经可以生产出性能较优且拥有我国自己独特技术的汽车, 这是一项较大的进步。
1.2 气动汽车动力的系统研究现状。
气动汽车动力系统主要是由空气发动机、涡轮机和气动马达这三个重要组成部分组成, 这三个重要的部分有自己独立的工作原理及工作特点, 所以一个完备的气动汽车动力系统必须要将这三个重要的组成部分从整体上优化, 保证每一部分都能够进行高效稳定的工作。现阶段我国的气动汽车动力系统还是处于正在完善的阶段, 还存在一些需要进行进一步解决的问题, 只有将气动汽车动力系统中存在的重要环节都加以重视并用合理的方式处理, 那么我国的气动汽车动力系统将在下一阶段的发展过程中有更好的发展, 并且这将拉动我国的汽车生产产业进一步的发展。目前我国气动汽车动力系统主要存在的问题就是三个主要组成部分间的相互配合工作, 空气发动机在工作时要将空气的流动产生的能量进行转化, 转化为汽车发动时所需要的动力, 这个过程的实现需要其他两个部分进行辅助, 所以只要一个部分在进行工作时发生问题, 那么汽车发动就会受到影响, 从而整个动力系统就会产生一系列的问题, 工作效率与稳定性也将大幅的降低。
1.3 对气动汽车动力系统研究的必要性。
我国传统的汽车动力系统工作效率相对较低, 由发动机、涡轮机和马达等构成, 普通的发动机对发动能量的要求较高, 较低的能量不能够使发动机进行正常的工作。当汽车的整个系统开始进行正式工作后, 由这三个主要的部分来进行能量间的转化以及能量的有效利用, 在对能量进行利用的过程中存在着较大的能量浪费的问题, 简单的动力系统不能够将所有转化来的动能进行利用, 有很大一部分会发生散失, 使整个汽车动力系统对能量造成较多的浪费, 达不到应有的效果。而气动汽车动力系统的应用很好的解决了能量浪费这一重要问题, 在对能量进行转化与利用过程中, 气动汽车动力系统可以很好地将能量进行利用, 能量浪费现象很大程度上的减小[2]。所以发展气动汽车动力系统是我国汽车生产产业当下应该重视的一个问题, 只有将气动动力系统进行很好的优化, 才能是我国汽车生产产业在竞争如此激烈的今天有较好的发展前景及国际地位。
2 气动汽车动力系统的重要组成结构
2.1 空气发动机的结构及特点。
在气动汽车动力系统中, 空气发动机是最为核心的一个构成部分, 空气发动机在工作过程中将空气加压形成高压空气, 高压空气进入到气动发动机中的气缸内进行膨胀做功, 高压空气能够产生较大的动力, 转化为使汽车启动的动力。发动机性能好坏对气动汽车系统的工作效率有较大的影响, 发动机按照结构及功能来划分主要分为三种往复活塞式、叶片式和旋转活塞式, 这三种结构各有各的特点。往复式压缩空气发动机工作循环过程由3个过程组成:进气、膨胀做功和排气过程。在一个工作过程中曲轴旋转一周, 活塞下行完成进气做功, 上行气门打开排除气缸内的气体。叶片压缩空气发动机一般由3~10片叶片组成, 它的前身是叶片式气动马达。在叶片压缩空气发动机工作时, 空气的流动性会使转子带动叶片进行旋转, 转子周围径向的叶片由于偏心分布而受力不平衡产生旋转力矩, 转化为机械能。它的结构简单, 各运动副之间的接触面积大, 不利于密封, 低速时泄漏更明显, 这些都是叶片式压缩空气发动机的缺点。旋转式压缩空气发动机的主要组成部分是定子和转子, 在它的工作过程中, 被压缩的空气推动转子旋转由连杆推动曲轴旋转工作输出动力。这种形式的发动机虽然结构简单、效率高, 但还是有一些缺点, 它的加工工艺较复杂, 以至于应用不是很广泛。
2.2 涡轮机的结构及特点。
涡轮机是利用流体冲击叶轮转动而产生动力的发动机, 可分为汽轮机、燃气轮机和水轮机。涡轮机在气动汽车动力系统中占有重要的位置, 它能够将空气进行压缩, 使空气流动产生的能量更能够聚在一起, 起到最好的工作效果。做为动力机, 涡轮机广泛用于发电、航空、航海等领域, 在汽车产业中涡轮机也是作为主要的结构组成部分进行工作[3]。涡轮机通过空气的压缩来增加进气量, 同时利用尾气的惯性冲击力来增加发动机进气量, 这种工作特点能够增加发动机的输出功率, 从而起到高效产生动力的作用。
2.3 气动马达的结构及特点。
气动马达主要分为容积式和透平式, 它是把压缩空气的压力能转换为机械能的能量转换装置。容积式气动马达应用比较广泛, 具体又分为叶片式、活塞式和齿轮式两种。叶片式气动马达的工作过程主要有进气、膨胀、主排气、压缩、副排气等步骤, 能够将空气的压力转化为机械能。活塞式气动马达特性软, 输出功率、转矩和转速随工作压力有较大变化, 这使得活塞式气动马达适用于低速大扭工况。
结束语
气动汽车动力系统的应用为我国汽车产业的发展做出了重要的贡献, 它的优越性要远远的超过传统汽车动力系统, 现阶段只需要将气动汽车动力系统进行完善, 解决存在的一些问题, 我国汽车生产将会得到更大的进步。
参考文献
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[3]陈鹰, 许宏, 陶国良, 王宣银, 刘昊, 贾光政.压缩空气动力汽车的研究与发展.机械工程学报, 2012, 38 (11) :7-11.
铁饼飞行的轨迹和气动力 篇2
关于铁饼运动的起源鲜有文献记载,铁饼很可能与标枪一样都是远古时期人类狩猎或采集的工具.早在公元前708年第18届古代奥运会中,掷铁饼就被列为5项竞技之一.古希腊雕刻家米隆于公元前5世纪创作的“掷铁饼者”(见图1)成为当时铁饼运动蓬勃发展的历史见证.1896年在希腊雅典举行的第1届现代奥林匹克运动会上,男子铁饼即被列为比赛项目;1928年在荷兰阿姆斯特丹举行的第9届奥运会上,女子铁饼开始被正式列为比赛项目.
铁饼最初由石块制成,后逐渐采用铜、铁等金属制作.如今奥运会使用的铁饼是一个有金属包边的木质圆盘,中心的厚度较四周的厚度大,横截面类似于一个双凸的对称菱形翼型.投掷时,运动员被限制在直径2.5m的圆形区域内,掷出的铁饼必须落在40°的扇形区域内才有效.现代掷铁饼的完整技术动作包括握饼、预备姿势和预摆、旋转、最后用力以及掷出后身体平衡5个部分,这与古希腊人的投掷方式相比发生了很大变化,图2给出了运动员最后用力阶段的动作.在正式比赛中,铁饼的规格如表1所列;目前铁饼项目的纪录如表2所示.
铁饼的轨迹和飞行距离与其承受的空气动力有密切关系,迄今为止关于铁饼飞行的气体动力学的研究文献并不多见.Cooper等人关于铁饼飞行的早期研究没有正式发表,仅在Purdue大学的一门工程课程中作为课堂作业出现;其它的一些重要研究,包括关于铁饼自转的一个非常有特色的讨论发表在英国铁饼爱好者俱乐部主办的一份油印通讯Discobulus上.关于铁饼飞行的空气动力学一直到20世纪下半叶才有了较深入的理论研究论文发表[2,3,4].配合2008年北京奥运会提出的科技奥运的理念,本文将阐述铁饼飞行的科学原理,重点是气动力对运动轨迹的影响.
1 作用在铁饼上的力
铁饼飞行的轨迹是重力和空气动力共同作用的结果,而这一结果又与铁饼出手时的角度、速度及自转角速度等初始条件密切相关.分析作用在铁饼上的力,探索良好的投掷技术让铁饼按最佳的飞行轨迹运动,目的是使投掷的距离进一步得到提高.铁饼投掷的出手参数如图3所示,其中,α为攻角,铁饼的纵轴与相对风速之间的夹角;β为倾角,又称姿态角,铁饼的纵轴与水平面之间的夹角;θ为投掷角,铁饼出手瞬间质心速度与水平面的夹角;Vdicus,Vwind和Vrev分别为铁饼质心的出手速度、风速和铁饼质心相对风的速度;ll'为铁饼的几何中心轴线.
铁饼在飞行中受重力、升力和阻力的作用,分别用G,L,D来表示(见图4).重力的大小为G=Mg,M其中M是铁饼的质量,g为当地的重力加速度.升力L与Vrev方向垂直,阻力D与Vrev方向相反.从空气动力学的角度看,铁饼剖面是一种对称翼型;如果攻角为零,那么绕过铁饼的上下两股气流完全对称,铁饼两侧压力分布相同,此时升力为零,只有气体黏性产生的阻力.如果攻角为正且比较小,流经铁饼上表面的气流相当于进入一个收缩管道,对于不可压缩气体,根据质量守恒条件可知气流速度将会增大,流经铁饼下表面的气流则刚好相反.这就导致下表面附近气体的流速低于上表面附近气体的流速,根据伯努利定理,可知铁饼下表面附近气体的压强将大于上表面的压强,产生升力.升力使得铁饼的飞行时间延长,有助于提高成绩.在一定的攻角范围内,攻角变大会增加升力,但如果攻角太大,铁饼上表面的气流发生分离,会导致流动阻力急剧升高,升力陡然下降,这就是所谓的“失速”现象.作用在铁饼上的升力和阻力可表示为
其中φ为空气密度,A为铁饼迎风的最大截面面积.Cl和Cd分别为无量纲的升力系数和阻力系数,可通过风洞实验测量或数值计算确定.在一定的攻角范围内,升力系数Cl与攻角α成线性关系,阻力系数Cd与攻角α成平方关系[5],即
下面我们来考虑铁饼的运动方程.当风速Vwind,铁饼出手速度Vdiscus与ll'在同一平面内时,即完全顺风或逆风投掷,根据牛顿第2定律,描述铁饼质心(xm,ym)的运动方程为
给定初始条件,求解上面的方程就可以得到铁饼质心的运动轨迹[2].其中升力系数和阻力系数通过风洞实验获得,图5是Ganslen在堪萨斯大学风洞得到的实验结果,图中给出了铁饼升力和阻力系数随攻角变化的曲线[3].实验表明,在26°～29°攻角下铁饼受到的气动升力增长到最大值,然后急速下降,当攻角接近90°时升力几乎为零;阻力系数随着攻角从0°到90°单调增加,但是当铁饼失速时,气动阻力随攻角的增长率会有所下降,这是因为气动阻力是由升力诱导的,当升力曲线下降时,阻力曲线相应地也有所下降.
如果不考虑空气动力并忽略出手高度,铁饼仅受到重力的作用,那么根据质点的运动公式很容易得到铁饼的水平飞行距离为
其中V0是铁饼的出手速度.由式(5)可知投掷角θ=45°时成绩最好.Soong的理论研究指出[4]在空气动力的作用下,无风时投掷角和倾角的组合取35°/26°时为最佳角度,这个结果与Kenneth的专著中给出的数据一致[1];当投掷角和倾角相等时,33°/33°的组合最佳.从理论和实验给出的理想投掷角/倾角组合可以得出,铁饼出手时的攻角与获得最大升力时的攻角并不一致,并且初始攻角为负攻角.这是因为当攻角接近失速角时铁饼前缘将迅速上仰从而导致失速,为了避免铁饼在失速条件下飞行,保证铁饼飞行全程的升阻比达到最佳,一般在铁饼出手时使前缘略低于投掷角从而延迟前缘上仰,这样就可以减小铁饼在下降阶段的阻力.文献[6]统计了男子铁饼运动员在无风时投掷铁饼的出手参数,发现不同的运动员其出手高度和出手初速度不尽相同,并且铁饼以不同的角速度自转,但在无风时铁饼的最佳出手角度却基本上一致.其中最佳成绩的投掷角为35°～37°,倾角为26°～27°,与Soong的研究结果一致[4].
2 铁饼自转的作用
理论上讲,铁饼出手时可以相对于自身3个方向的转动轴旋转,即自转、翻滚和纵转,如图4所示.一般不希望铁饼在飞行中产生翻滚和纵转,因为这将造成失速和飞行轨迹不稳定,导致成绩的下降;但自转在保持铁饼运动稳定性时起了重要的作用.
铁饼的旋转运动与气动力矩的作用密切相关.实际上,铁饼运动时受到的气动升力并不作用在铁饼质心位置,而是作用在铁饼平面的第Ⅰ象限内[2](图6,针对右手投掷运动员,铁饼按顺时针方向转动,质心向右方向运动),方向偏离铁饼平面但并不垂直.主要原因是,一方面运动铁饼前半部分受到的升力较后半部分要大,另一方面,由于铁饼的自转导致左半部分壁面(面向铁饼的投掷方向)的速度大于右半部分壁面的速度,结果是气流作用于铁饼左半部分的升力大于右半部分的升力,因此升力的作用点必然在第Ⅰ象限内,相对于铁饼质心产生向右和沿铁饼纵轴向上的力矩.假设铁饼的自转速度很大,根据陀螺效应可知外力矩等于动量矩的变化率[7],由于动量矩方向指向铁饼下方,那么升力L垂直铁饼平面的分量L⊥产生的力矩rB×L⊥方向沿铁饼纵轴向上)将导致铁饼前缘在飞行过程中抬头引起攻角增大,而力矩rA×L⊥(方向向右)使得铁饼左侧逐渐向下倾斜引起翻滚[2].由于铁饼的自转速度很大,其陀螺稳定性可以抑制攻角增大延迟失速(见图7),同时也可以抑制翻滚使铁饼飞行平稳.假如铁饼的飞行阶段能够在失速前完成,无疑将会提高比赛成绩.Soong发现铁饼的投掷距离随其自转角速度的增加而增加[4],但是当转速达到25r/s后,投掷距离随转速增加甚微.因此,只要给铁饼一个适宜的旋转速度就可以,无需把铁饼转得很快.如果在出手瞬间过分地追求大转速,会导致铁饼出手的初速度下降反而降低投掷的成绩.
另外由于铁饼自转的Magnus效应,铁饼的飞行轨迹会向右偏航,这是平行铁饼平面的动量矩分量L‖产生的力矩引起的结果.Ganslen的实验结果也证实了这一点[3],图8是作者风洞实验的一个流动显示结果,可以看出自转诱导的气流在垂直铁饼平面上形成了一个锥形漩涡.这里的Magnus效应对比赛成绩无益,而足球赛场上著名的“香蕉球”则是利用Magnus效应的一种技术[5]但是由于铁饼形状扁平,Magnus力比较小,因此Magnus效应对铁饼轨迹的影响并不十分明显.
3 风速和风向的影响
风阻在很多体育项目中是一个重要的影响因素,包括赛车、短跑、跳远等.通常顺风对于这些项目是一个有利条件,因此在一些特定的田径项目中,如果风速影响过大,这种条件下的纪录是无效的.
掷铁饼项目同样也受到风的影响,但是与前面很多田径项目不同的是,铁饼运动员可能在逆风条件下将铁饼投掷得更远.在合适的投掷条件下,逆风条件使铁饼受到的升力增大,从而延长了铁饼在空中飞行的时间.尽管气动阻力也相应增加,但是实验表明铁饼飞行过程中气动升力带来的距离增加超过了阻力产生的距离损失.在高速行驶的列车上,把手伸在窗外就可以体会到空气作用在手上的升力和阻力.掷铁饼爱好者们很多年以前就注意到了这种现象.Taylor曾经建议掷铁饼的纪录应该根据风速进行修正,但并没有得到任何组织者的采纳[2].至今任何风速下的掷铁饼纪录都是有效的.
Frohlich指出当出手初速度小于20m/s时,逆风速度直至8m/s都对投掷者有利[2].对于中等风速(20 m/s),顺风投掷和逆取投掷必须采用不同的战术,即采用不同的投掷角/倾角组合,如图9所示.从图9(b)可以看出,尽管逆风投掷可以获得最好的成绩,但此时投掷角/倾角的范围很窄,实际训练和比赛中并不容易控制,相反顺风投掷的要求比较低,运动员容易取得中上水平的成绩.Soong指出,对于相同的投掷角(35°),当倾角增大时,铁饼在空中的飞行时间减小,逆风投掷的优势将随着倾角的增大而消失[4].
4 其它因素的影响
从方程(3),(4)可以看出,气动力的作用与ρA/M成正比,其中铁饼的截面面积A和质量M是由田径规则决定的.Frohlich的计算结果表明,铁饼投掷距离随着质量的增加而减小,随着空气密度的增加而增大[2].因此在相同的风速和出手条件下,女子铁饼由于质量小,受到的有效气动力影响大于男子铁饼受到的气动力影响,可以取得更好的成绩.而在低温和低海拔的条件下由于空气密度更大一些,铁饼的投掷距离会更远.
在实际比赛中,不管是重力加速度还是出手高度都没有我们在前面讨论的出手速度、自转速度等因素重要.这是因为重力加速度g在地球上的差别都在0.5%以内,对铁饼的飞行距离产生的影响很小.而经验表明,出手高度的增加也不总是能够使投掷远度增加,尽管一些计算结果指出当出手高度增加1m时,投掷远度可以增加2m左右,但没有一个运动员能够保持投掷姿势不变而把出手高度提高零点几米以上.因此,铁饼运动员应在满足投掷技术其它要求的前提下,力求达到尽可能高的出手高度.出手初速度对掷铁饼成绩来说是最重要的,因为投掷距离与出手初速度的平方成正比.据统计,男子优秀运动员的出手初速度一般在25.0～27.3 m/s之间,女子优秀运动员的出手初速度在24.7～25.2m/s之间.由于出手初速度在运动员技术发展的一个阶段内基本上是确定的,因此,研究最佳投掷条件时大多假设出手高度和出手初速度不变,然后寻找由运动员控制的其它参数的最佳组合,如不同风速下的最佳投掷角和倾角组合.
铁饼与我们平时玩的飞盘无论是外形还是飞行过程都有很多共同之处,不同的是后者质量要小得多,并且剖面是一种非对称翼型,但是气动力对二者的影响截然不同,Hubbard和Hummel对飞盘运动的空气动力学给过一个比较详细的分析[5].对铁饼而言,气动力在合适的投掷条件下对提高成绩是有利的;由于质量和外形的差异,飞盘在飞行过程中受到的气动力会减小其飞行距离[2].另外由于铁饼的质量较大,在较低的自转角速度下就可以获得必要的动量矩稳定飞行姿态;而对于质量较小的飞盘,需要快速旋转才能获得保持运动稳定的动量矩.
掷铁饼做为奥运会的传统项目已经有很悠久的历史了,随着铁饼运动员身体素质和投掷技术的提高,未来的冠军肯定属于那些了解铁饼飞行的空气动力学原理,并能够根据比赛的当地条件准确地调整投掷技术的运动员.
参考文献
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[7]李俊峰等．理论力学．北京：清华大学出版社，施普林格出版社，2001
高速列车横风气动力数值计算研究 篇3
近年来随着我国新一代高速列车的研制,以及列车运行速度的不断提高,出现了一系列与安全性能密切相关的问题。在这其中,横风条件下的列车运行安全性是一个比较引人注目的问题。在高速列车的发展历史上,由横风引发的重大交通事故非常多,由此导致的经济损失非常严重。国际上许多学者也对此投入很大的精力进行研究分析,由此形成了一个新的研究领域。横风安全性是一个与高速列车空气动力学性能息息相关的问题,是列车空气动力学的一个重要研究方向。当高速列车遭遇强横风时,列车的空气动力学性能将会变得非常糟糕,列车所受的气动阻力、升力和侧向力也变得非常大,可能会引发列车脱轨、倾覆、甚至造成人员伤亡。另一方面,在当今中国随着高速列车安全问题关注度的提高,细致研究高速列车的横风特性,准确把握横风条件下的流场特性也变得越来越重要。
横风作用下的车辆安全性研究始于20世纪60年代,研究方法主要有实车试验、列车动力学模型试验和数值模拟三类。列车空气动力学实车实验是在实际运行的线路上对列车进行空气动力学特性测试的试验。实车实验可以反映实际列车在线路上运行的情况,获得真实环境下的列车空气动力学特性规律,是研究和评价列车空气动力性能的重要手段之一。其缺点是耗资巨大,从筹划到最后完成均需要投入大量人力和物力,得到的数据有限。动力学模型实验包括风洞模型实验、动模型实验、水洞或水槽模型实验等。其中风洞实验是研究列车气动性能最广泛的手段之一,具有实验理论和实验手段成熟,测量精密,气流参数如速度、压力等易于控制,并且基本上不受天气变化影响等优点,因此被广泛应用于列车绕流流场特性研究、列车尾部绕流特性研究、列车表面边界层发展与分离研究、列车气动外形设计研究等,并取得了很多研究成果。
数值模拟计算不受实验固有条件的制约,可以将各种现象或者条件分别考虑,有助于认识到各种流动现象的机理,得到非线性问题的定量结果,在工程设计过程中通过计算能得到大量流场信息,用于多方案比选等,研究周期短,费用低,成为研究列车空气动力学的一个重要手段。
早在1993年Gaylard即发表了综述性文章探讨了CFD在列车空气动力学中的应用[1],并应用RANS方法对中间车厢的2D横截面进行横风分析。Copley应用三维势流方法研究了实际车型在横风下的气动力和力矩[2],进而他对20°—35°侧偏角下的计算值和实验值进行了比对,然而计算值和实验值拟合很差。后来他将计算范围扩展至15°—70°。在50°之前拟合精度跟前述结果差不多,但是50°之后拟合精度更差。Rolen等对1∶10的风洞简化列车模型进行横风稳定性计算,并同实验值进行了比较[3]。计算采用了商用软件STAR-CD,研究内容包括不同湍流模式、数值格式以及网格尺度等的对比,研究结果表明在侧偏角小于30°的情况下采用定常RANS进行数值模拟是可信的。
近年来采用CFD进行横风稳定性计算研究的例子还有很多,包括Eisenlauer et al. [4],Diedrichs et al[5,6],Hemida [7,8,9],Baker et al[10]等。在这些研究中,Eisenlauer和Hemida等均采用了ICE2的简化模型,没有转向架,侧偏角研究范围限定在30°以内,这个模型就是非常著名的ATM模型(aerodynamic train model),Diedrichs也对此进行过分析。
现采用CFD对列车的横风稳定性进行了分析。研究目标为一个更加复杂的列车风洞实验模型,模型缩比为1∶8,模型为3节编组,包括转向架、风挡、排障器、裙板等复杂结构以及路基、轨道等附属结构。重点对侧偏角为8.77°的横风进行了数值分析。鉴于当前CFD软件对横风稳定性的计算仍然不够成熟,因此采用多种商用软件(包括STAR-CCM+,FLUENT,CFD++)对列车的横风稳定性进行计算,同时将计算结果与实验值进行比对,给出最佳的软件计算结果。由于计算模型的复杂性,在计算时采用了雷诺平均的方法。在这种侧偏角下采用RANS进行计算是可行的,并且计算结果是可以信任的,这在以前学者文献中得到了证明。为了准确捕捉列车表面的逆压梯度流动和流动分离,湍流模式采用Menter的k-ω SST模型。另外,还对横风条件下的网格进行了比较研究,探讨了在这类问题分析时网格的生成原则。之后,以基于实验值的最好结果为基本分析对象,对横风条件下的绕流流场特性进行细致分析,同时就列车各部位在横风下的气动力数据进行分析。
1 计算模型及计算网格
所用计算模型来自于风洞试验。模型包括三编组,与实际列车缩比为1∶8。列车模型比较复杂,包括转向架、风挡、排障器、裙板等复杂结构。列车置于专用地板上,地板前后缘均做成流线型以减小对来流的扰动。地板上置有模型轨道,列车在轨道上通过三个支架进行固定。计算外场即风洞壁面,长度尺度为8 m×6 m×15 m。风洞壁面固定,侧偏角通过旋转放置在列车模型底面的圆盘来实现。本文数值计算为了与实验值进行比对,因而在建模时将所有这些细节均考虑在内。
图1和图2给出了在风洞内的整体计算域以及列车模型。
计算域的外场空间选择与风洞壁面完全一致,在边界条件设定时,计算域左右与上下两侧均为风洞壁面,故在计算中也采用了固壁条件。来流速度为60 m/s,为典型的不可压缩流动,所以来流入口设定为速度入口边界,而来流出口设定为压力出口边界。
模型的复杂性给网格划分带来极大的挑战,为了验证网格对计算结果的影响,采用了两套计算网格。为了保证生成网格的通用性,网格均在网格生成软件ICEM CFD中生成,然后输出到各类不同的软件中进行计算比较。因为列车轴向与来流方向存在一定侧偏角,所以在网格划分时这两套网格均在列车周围相当大区域内建立了密度体以对列车周围进行网格局部加密。两套网格均采用混合网格,在列车壁面附近建立边界层网格以更好的捕捉列车壁面附近的边界层流动。下面给出这两套网格在列车头部区域的差别,如图3所示。
网格划分时,在列车头部驻点以及周围流动量变化梯度较大位置均采用较细的网格,在列车转向架位置也采用了比较细的网格,以此可以捕捉在这些位置比较复杂的流场细节。从图3中可以看出,精细网格在头部鼻锥、排障器、裙板等位置均比粗网格更加细密。同时,为了捕捉列车的绕流流场特性,精细网格还在尾流区、车身背风侧空间区域等处均进行了加密。
2 计算方法
采用RANS方法进行高速列车横风稳定性研究,如何选取合适的湍流模式对能否正确预测列车的气动力变得非常关键。双方程模式中,如k-ε模式[11],可以较好地模拟远离壁面充分发展的湍流流动,但是在近壁面附近会对湍流的输运作用估计过度,使流动分离延迟或者不发生流动分离,从而降低了求解存在逆压梯度和流动分离问题的精度。而Wilcox的经典k-ω双方程模式[12]在求解壁面边界层流动以及自由剪切流方面具有非常良好的性能,可以更为广阔地应用于各种压力梯度下的边界层问题。但是该模式却对自由来流中的ω值过度敏感,而k-ε模式却不存在这种问题。为了集合两种模型的特点,现采用了由Menter提出的k-ω SST模式[13],它是一种在工程上得到广泛应用的混合模式,在近壁面保留了原始k-ω的模型,在远离壁面的地方应用了k-ε模型。
在现有工况下,流场的可压缩性与热传导效应均可以忽略,因而流动方程可以写成
其中ρ,ui,p分别是密度,速度和压强。μt为涡黏系数,在k-ω SST中模型中其表达式可以写为
k-ω SST模式的两个输运方程形式为:
k-ω SST模型中的常数φ可以表示为
φ=F1φ1+(1-F1)φ2。
F1在近壁面区域趋近于1,模型近似于k-ω模型;远离壁面时F1趋近于0,模型转化为k-ε模型,这样可以将两种模型取长补短。其中
σk1=0.85,σω1=0.5,β1=0.075,β*=0.09,γ1=0.553。
σk2=1.0,σω2=0.856,β2=0.082 8,
β*=0.09,γ2=0.440。
开关函数F1、F2定义为到壁面最小距离的函数
其中y表示到物面的最小距离。
3 结果与讨论
3.1 CFD软件计算差异比较
采用商用软件进行高速列车实际车型的空气动力学研究,到目前为止仍然是主流做法。因为实际车型比较复杂,计算网格的生成难度较大,而生成高质量的计算网格则更加困难。一般商用软件对网格的鲁棒性比较好,计算稳定性和并行效率也比较高,容易收敛。现主要采用了三款商用软件,包括STAR-CCM+,FLUENT和CFD++。这三类软件通用性比较好,在许多行业内都得到了广泛应用,并获得了业内的认可。
针对CFD软件计算结果差异的比较,主要是通过各类软件在相同工况下比较计算收敛后的气动力来进行的,而气动力主要进行了阻力和升力两项的比较。比较时分别针对列车头车、中间车厢、尾车、总体气动力四类展开。只有当各个部位的气动力、整体的气动力与实验值均符合得比较好时才认为该软件针对本问题的计算是准确的。对于各个部位的划分,头车包含与其相连接风挡的前半部分以及头车下方的转向架,中间车厢和尾车的划分也与之类似。
在进行CFD软件比较时,给定相同的来流条件、出口条件、湍流模式以及相应的湍流参数,以保证除计算软件之外所有计算参数的设置都是一样的。计算采用了精细网格,在列车关键部位均进行了一定程度的加密。
在气动力比较时均采用气动力系数的概念,参考速度取为来流速度60 m/s,参考面积取为列车迎风最大横截面面积,约0.173 8 m2。下面给出了本工况下三类软件的计算结果以及相关的实验值,如图4所示:
从图4(a)中可以看出,针对头车的阻力预测,STAR-CCM+和CFD++预测值偏低,FLUENT预测值偏高,相对于实验值的误差分别为12%,29%和6%,即FLUENT计算结果与实验值更加接近。针对中间车的阻力预测,CFD++的预测值又明显偏低,误差约为23%,STAR-CCM+和FLUENT的预测误差分别为1.3%和1.7%,与实验值拟合特别好。针对尾车的预测,CFD++计算结果与实验值拟合非常好,STAR-CCM+和FLUENT的预测结果均有些偏大,尤其是前者,其误差高达22%,而后者在10%左右,仍在可接受范围内。纵观这三种软件预测的整体气动阻力,STAR-CCM+和FLUENT的误差约为4.7%和5.5%,与实验值符合较好,而CFD++计算误差在19%左右,与实验值差别最大。
针对列车气动升力的预测,如图4(b)所示,可以发现,无论是各个部位的气动升力还是整体结构的气动升力,三类软件均能给出一个比较好的计算结果。只有STAR-CCM+在尾车升力预测时产生了较大误差,约为15.5%,而其他预测值均小于10%。
综上,CFD++在计算时采用预处理的计算方式,即采用可压缩的求解方式来求解不可压缩问题,并在计算过程中采用加速收敛机制,达到收敛解的速度最快,但是在本问题中却不能正确预测头车和中间车厢的气动阻力,限制了CFD++在这方面的应用。STAR-CCM+拥有比较强大的网格前处理功能,在求解更加复杂模型的问题时(网格量为几千万甚至上亿)无论从网格生成还是并行效率方面都拥有比较大的优势,但是在本问题中这个网格尺度上针对头车的阻力预测偏低,针对尾车的气动阻力和升力预测又过高,影响了STAR-CCM+的应用。FLUENT作为一种通用求解器,其计算结果相对于前两种软件总体上与实验值是拟合最好的。因而针对这类问题在这种网格尺度上建议采用FLUENT进行相关的CFD气动力求解。
3.2 网格对计算精度的影响
计算列车模型中包含了转向架、风挡、轨道等复杂结构,保持了实际列车的复杂度。又因为这些特殊结构在尺寸上远小于列车特征尺度,这给列车网格的划分带来了很大难度。针对本列车模型,现主要取两类不同网格量的网格进行了结果比较。鉴于在软件计算结果比对中FLUENT具有更好的精度,因而在网格影响研究上现将采用FLUENT的计算结果进行比对。
图5给出了在两套网格下FLUENT针对气动阻力和气动升力的计算结果:
图中红色为精细网格,对应网格量为1474万,而浅绿色为粗网格,对应网格量约为962万。精细网格相对于粗网格,在头尾部鼻锥以及转向架周围区域进行了一定程度的加密。同时,精细网格在列车周围区域采用了更加细密的密度体,列车附近网格更加细密。可以发现,加密过的网格在头车、尾车的气动阻力预测上相对于粗网格更加准确,精度均有了较大幅度的提高。通过对气动阻力的详细分析可以发现,摩擦阻力在两种网格下的预测均比较接近,相反,针对压差阻力的预测则差别较大,精细网格下的结果更加接近实验值。针对气动升力的预测,这两套网格在每节车厢的预测上均与实验值比较接近。
通过对气动升力和气动阻力的综合分析,可以认为精细网格下的气动力预测更加接近于实验值。头车、尾车鼻锥区域存在比较大的压差阻力,一般的粗网格虽然能够准确预测摩擦阻力,但是在压差阻力预测上存在一定难度。只有通过对这些区域进行局部加密才有可能获得准确的压差阻力。反映到本文列车的这种复杂度上,网格量级在1 000万以下是不可能准确预测列车的气动阻力的。以下的气动特性分析,将以精细网格下的最优计算结果作为分析对象。
3.3 横风气动特性讨论
3.3.1 流场分析
通过压力和速度云图可以对横风条件下的流场有一个比较直观的认识,下面首先给出各个特征部位的压力分布云图(单位,Pa):
如图6(a)所示,在存在侧偏角的情况下,列车驻点位置发生了偏转,列车车身压力分布也呈现出不对称性。图6(b)给出了尾车鼻锥上的压力分布云图。尾车尾流区主要为死水区,因而在尾车鼻锥附近也存在一定的高压区,但是整体压力比头部来流驻点要小很多。另外,列车外形不光滑的地方对流动的影响也比较明显,像车窗、风挡、排障器等部位均会产生局部高压或者低压。
接下来给出首尾车纵切面的速度分布云图(单位:m/s),如图7所示:
在驻点位置,流速降低至最低,此时对应压力值为最高。从图7(a)中可以看出,当流动经过驻点之后,速度迅速提升,如头车司机室上方突起位置形成了非常高的速度。同样在鼻锥下方排障器位置,在其正前方流动滞止,而在其下方流速则迅速增大,并在该位置形成流动分离。观察转向架下方的流动,可以发现气流流动方向比较混乱,对来流扰动非常大,增加了流场的复杂性。这也会严重影响列车的受力状况,并在随后的气动力分析中可以看出。观察图7(b)可以看出,尾流区存在非常长的一个低速带,在尾车正上方低速区域也比头车相似部位大很多。这与尾车上壁面存在的复杂的流动分离、再附等现象密切相关。
为了研究列车车身表面的流动分离、再附现象,对列车车身的表面流线进行分析,首先给出列车头车的表面流线,如图8所示。
由图8(a)可以看出,气流以一定偏角经过后,在迎风侧基本没有发生流动分离,因为头车流线型比较好,气流基本沿着列车迎风侧壁面流过。从图8(b)在背风侧壁面拐角位置,表面流线呈现会聚状态,在该位置形成了一条流动分离线,流动在此发生了分离。该流动分离线主要在头车车身区形成,头部流线型位置基本没有出现流动分离。值得注意的是,在背风侧下缘也存在流动分离的情况,但是因为该位置表面流线比较稀疏,所以没有体现出来。这个流动分离情况可以通过计算域x等值面上的流线图显示出来。这样,在列车背风侧就存在两类主要的涡,一类是通过列车上表面气流在背风侧上拐角位置分离形成的涡系,这个涡系强度较大;另一类是气流通过列车与路基之间空隙之后在背风侧下拐角形成的涡系,这个涡系强度较小,在列车表面流线图中不易看出。
以下将对列车尾车表面的表面流线进行分析,如图9所示。
由图9(a)可以看出,尾车表面流线与头车相比复杂很多,主要体现在尾车车窗玻璃附近以及尾车的鼻锥上。在列车模型上,车窗玻璃与列车壁面之间的连接存在一定角度,没有光滑连接在一起。这个角度造成流动在此形成较大分离。在车窗玻璃上还有另一条比较大的流动分离线,观察该流动分离线的方向,可以发现该分离线是从前缘背风侧上拐角位置的分离线延伸而来,即从头车车身位置开始的上拐角流动分离线,在规则车身横截面位置,基本上始终沿着该上拐角向下游发展。但是当横截面发生变化后,该分离线开始向迎风侧发生偏移,并与迎风侧的第一分离线在车窗玻璃位置汇合,形成更大的流动分离。在这两条流动分离线中间,存在一条不太明显的流动再附线。再附线的特点是沿流动方向观测其表面流线呈发散状态。通过图9(b)可以看出,在尾车附近的流动分离并不仅仅局限于上述两个位置,在背风侧下游也存在一条流动分离线。观察其来源,可以发现这主要是由从头车位置开始的在背风侧下拐角位置出发的流动分离线。当横截面积不变的时候该流动分离线位置也比较固定,但是当横截面积变小后该流动分离线开始向背风侧上方发展并不断延伸至鼻锥位置。在鼻锥位置最后可以形成两个主要的流动分离点,流动在经过该点之后将脱离列车壁面,在列车尾流区形成两个比较明显的涡系。由于两点的流动分离强度不一样,所以在尾流区的两个拖曳涡强度也不等,迎风侧拖曳涡强度明显更高一些。
以下针对流场中的空间流线做进一步分析。
如图10(a)显示了从头车开始的空间流线的延伸情况。从头车车身开始,流动在背风侧上缘拐角位置发生了分离,在背风侧远离地面的位置形成了一个向后发展的涡。图10(b)显示了从车底间隙经过的气流流线的空间延伸情况。流动在背风侧下缘拐角位置也发生了流动分离,并在靠近地面区域形成了一个向下游发展的涡系,该涡系强度较小。图10(c)给出了列车尾车附近的流线,从迎风侧经过的气流在尾车壁面发生分离,同时从列车背风侧经过的气流也会向迎风侧发展,并在鼻锥位置发生分离,分离后的气流在尾流区汇合形成更大的涡系。图10(d)给出了头车第一个转向架区域的流线。可以发现,该区域流线受转向架的复杂结构影响很大,在该区域绕流发展混乱,绕经背风侧圆毂的气流也会形成一个强度较小的涡,并与背风侧靠近地面区域涡系混合。
图11给出了列车不同横截面位置的流线,该图为列车附近空间流线在图中所绘各个截面位置上的二维投影。可以看出,在背风侧存在两个比较明显的涡系,其中靠近地面的涡系位置比较稳定,始终局限于列车背风侧下缘拐角位置;远离地面的涡系越向下游发展其强度越大,影响范围也越广。下层涡核始终固定在背风侧下游拐角,但是上层涡核越往下游越远离车身。
下面给出尾流区附近横截面上的速度矢量图,如图12所示,其中速度矢量的颜色表征速度幅值的大小。
可以看出,在鼻锥正后方的尾流区存在两个比较明显的拖曳涡,但是与无侧偏角工况不同的是,受鼻锥上两个强度不同的流动分离点的影响,这两个拖曳涡表现出非常明显的不对称性,来流侧的拖曳涡强度明显大于下游的涡。仔细观察尾流区尾涡的位置,可以发现轨道对尾涡具有很强的限制作用,两个尾涡基本都位于轨道的侧上方。轨道和偏转角是控制两个拖曳涡位置的关键因素。观察图12还可以发现,在尾流区外侧下游方向还出现了第三个涡,这是由背风侧上缘拐角形成的涡延伸而来。因而,在有侧偏角的情况下,高速列车尾流区更加复杂,出现了三个比较明显的涡系,对列车尾流场形成了更大的扰动。
3.3.2 气动力分析
列车在高速运行时,主要受到阻力、升力的影响。当来流风向存在一定侧偏角的情况下,列车还会受到侧向力的影响。当侧偏角比较大时,侧向力甚至会成为最大的气动力。列车作为一类沿地面高速运行的细长体,其结构相当复杂,准确预测其气动力具有较大的难度。在前面几节中已经对不同软件、不同网格下的气动力预测进行了分析,下面将就精细网格下的FLUENT预测结果进行分析,对列车运行时受到的气动阻力、升力以及侧向力进行详细分析。
首先给出本工况下列车三分量气动力与实验值的比较结果,如图13所示。
可以发现,FLUENT计算结果与实验值拟合均非常好,最大误差控制在10%左右。在侧偏角为8.77°的条件下,列车所受气动阻力、升力与侧向力都特别大,其中以尾车所受阻力、中间车厢所受升力、头车所受侧向力为最大值。无论是通过风洞试验还是通过数值模拟,均可以给出列车运行时各个部位所受的各分量气动力。但是,通过风洞试验只可以给出各部位所受的总体气动力,对于所受阻力主要是压差阻力还是摩擦阻力却难以进行分析。然而数值模拟可以针对上述问题进行详细分析,在物理上给出更加深刻的认识。
列车所受气动阻力主要包括两种类型,即压差阻力和摩擦阻力。压差阻力主要由气流流经列车时在列车表面形成的压力差引起的。当空气沿列车表面流动时,由于空气的黏性,在列车壁面会形成速度边界层,其厚度沿速度方向向下游逐渐增大。边界层内的气流,各不同速度层间将产生切向力,从而形成列车表面的黏性切应力,沿列车运动反方向积分合力即列车摩擦阻力。
针对头车的气动阻力,头车所受压差阻力和粘性力相差不大,阻力系数分别为0.051和0.065,粘性力略微大一些。考察头车的压差阻力,其主要的阻力来源有三个,包括头部鼻锥、两个转向架以及转向架上方的罩板。之所以压差阻力会小于黏性阻力,是因为在头车车窗位置会形成一个比较大的负压,会抵消掉前述阻力很大的一部分。针对尾车的气动阻力,其压差阻力与粘性阻力比重与头车相比发生了很大变化,阻力系数分别为0.132和0.045,压差阻力占绝对优势。这是因为尾车流线型附近气流速度比头车要小很多,摩擦阻力整体变小。另一方面,尾车虽然驻点压力要比头车小很多,但是因为车体表面除鼻锥位置外基本为负压力,因而产生总体压差阻力较大。对于风挡的气动阻力以及整车的升力和侧向力,则是由压差阻力占主导,摩擦阻力在其中仅占非常小的比重。
计算发现,各转向架产生阻力在同一个量级上,阻力系数约为0.11,其中以头车下方的两个转向架阻力幅值最大,而以尾车下方的两个转向架产生阻力最小。因为转向架区域流动速度较低,因而转向架承受的摩擦阻力较小,主要是压差阻力的作用。以头车下方第一个转向架为例,压差阻力系数约为0.024,而摩擦阻力系数仅为0.001 1。在无横风条件下,头车下方第一个转向架承受了最大的气动阻力,阻力系数可以高达0.03,但此时另外五个转向架则承受气动阻力非常小,阻力系数约在10×10-3到10×10-4之间,因而各转向架总体阻力系数会比较小。在横风条件下转向架承受的气动阻力迅速增加,由转向架产生的气动阻力比重甚至超过了头车车体所产生的气动阻力,成为不可忽略的阻力来源。这主要是因为与无横风条件相比,有侧偏角下的转向架暴露在来流方向的有效面积大幅增加所致。
头车纵剖面和尾车纵剖面上的压力系数分布,如图14所示:图中黑色实线是列车的纵剖面型线,上方曲线为上剖面型线所在位置对应的压力系数,下方曲线为下剖面型线所在位置对应的压力系数。可以看出,头车前方的两个驻点位置,鼻锥和下端的排障器前缘,均产生了最高的压力系数。在鼻锥点附近位置压力系数急剧降低,这是由于鼻锥附近流动速度迅速提升所导致的。在鼻锥上方车窗位置因为其与周围壁面存在一定角度,所以流速在该位置又将降低并产生一个压力极值。在车窗上的压强值主要是负值,并在车窗尾缘与车体连接位置又出现了一个压力极值。观察尾车压力系数曲线可以发现,尾车最大压力系数在0.1左右,比头车驻点压力系数要小很多。尾车中心纵剖面压力系数主要是负值,这可以通过图6(b)中尾车表面压力分布得到印证,与列车存在侧偏角下的绕流特性密切相关。作为对比,图15给出0°侧偏角下尾车表面的压力分布云图(单位:Pa):
可以看到,除流线型上车窗玻璃附近出现局部极低负压外,在尾车车身上游、车窗玻璃下游等位置压力值均为正值。另外,从下剖面压力系数分布中可以看出,在下剖面截面曲率发生突变的位置均会出现较大的压力脉动,而在每节车厢中部出现的较大压力脉动则是由风洞试验中支撑列车的三个圆柱造成的。
4 结论
本文针对实际列车的缩比模型,采用RANS方法对8.77°侧偏角下的横风稳定性进行了数值模拟研究,并对数值结果同实验值进行了比较分析。
本文首先采用三类商用软件进行了相同工况下的计算分析,并比较了各类软件在该工况下的计算精度。研究发现,FLUENT作为一类通用CFD求解器,在本文所用网格尺度上的求解结果具有最高的精度。CFD++虽然计算收敛速度较快,但是因为采用了预处理的NS方程形式,以可压缩的方法求解不可压缩问题,在求解本文这类不可压缩问题时不占有优势。而STAR-CCM+具有与FLUENT相类似的求解特性,其独有之处在于其网格前处理功能及多面体网格上,在大规模网格量问题计算时具有较高的并行效率和求解精度,但是在本问题的网格尺度上该优势并没有得到体现,相反对首尾车的阻力预测上存在一定偏差。为了验证网格对计算结果的影响,本文采用了两套不同的计算网格进行研究。研究发现在鼻锥、尾流区、横风下游区域的局域网格加密对计算精度的影响很大。车体上游部分、下游尾流区是几个非常重要的加密区域,在计算时对网格量需求较高。
在最优验证结果的基础上,对列车的横风稳定性进行了分析。流场分析可以看出,横风作用下,列车的压力和速度分布呈现出明显的不对称性。复杂结构如转向架等的存在,增加了流场流动的复杂程度。通过列车表面流线的分析可以看出,在头车迎风侧流动并没有发生分离,而在背风侧上下两个截面拐角位置均发生了流动分离,分离线即在这两个拐角位置附近。两个流动分离位置产生的涡,从流动上游位置开始向下游延伸,强度越来越大,并且在延伸过程中其涡核逐渐远离车体。尾车表面流线呈现出更加复杂的特征,尾车表面的分离线和再附线明显多于头车表面。尾车在迎风侧就发生了流动分离,并在尾车中心位置以及下游位置均有不同程度的流动分离。车尾尾流区的两个拖曳涡呈现出明显的不对称性,且拖曳涡的位置受到了车体下方轨道位置的限制。拖曳涡除了位置上存在不对称性以外,在强度上也存在差异,迎风侧拖曳涡强度明显大于背风侧涡。
研究列车在横风效应下的气动力发现,在该侧偏角下,列车以尾车所受阻力、中间车所受升力、头车所受侧向力为最大值。对气动阻力的详细分析可以看出,头车压差阻力和摩擦阻力比较接近,摩擦阻力略微大一些,尾车则明显的压差阻力占主导。风挡、转向架、整车升力、侧向力等均以压差阻力为主。横风条件下转向架产生的气动阻力明显增大,其幅值甚至接近头车车体所产生的阻力,成为列车阻力中不可忽略的一部分。本文在最后还给出了列车纵切面上的压力系数曲线,可以发现头车鼻锥位置存在着整车最大的压力,在车窗与车体连接处等不光滑位置压力也比较大。尾车驻点压力很小,尾车受到绕流的影响,在车体表面上主要是负压。
摘要：采用雷诺平均的方法对高速列车横风稳定性进行了数值模拟,重点研究了列车在侧偏角为8.77°下的横风特性。研究对象为高速列车的风洞缩比模型,将数值计算结果与实验值进行了对比。鉴于当前各类软件针对复杂列车车体横风稳定性的计算仍然不成熟,首先进行了三类商用软件的数值计算比较,分析了不同软件计算结果的精度差异。针对复杂列车外形的网格划分也是数值计算中的重要组成部分,针对两套列车网格进行了分析,研究了网格对计算精度的影响。在与实验值拟合最好结果的基础上,还着重研究了列车在横风作用下的气动特性。背风侧上下侧面拐角位置的流动分离是横风效应的最明显特征,由于流动分离而产生的涡系沿着列车背风侧向下游延伸,并且其强度也不断增强。本文还从气动力角度对横风特性展开了研究。横风条件下列车气动力与无横风相比有较大差异,对列车不同部位的气动力及其组成等进行了分析。
气动汽车动力 篇4
内燃机作为汽车的主要动力源, 其动力性、经济性和排放性能在经过这一百多年的发展后都得到了很大的改善, 但是能量利用效率依然很低, 汽油机效率约为30%, 柴油机效率约为40%[1]。为此, 人们提出各种改进技术, 包括油电混合技术、气动-内燃混合技术、增压技术、分层燃烧技术等[2,3,4]。
气动-内燃混合动力技术是将气动发动机和内燃机有机结合的一种新型技术, 可有效提高燃料利用效率和排放性能:当车辆工作在低负荷区域, 采用气动发动机作为动力源, 实现零排放;当车辆工作在中等负荷区域, 采用内燃机作为动力源, 实现内燃机高效运行;当车辆工作在大负荷区域, 气动发动机和内燃机同时工作, 以提高车辆动力性, 并且气动发动机可以有效利用内燃机余热, 提高其效率;当车辆制动时, 系统可以实现制动能量回收[5]。
已有研究表明, 不同的配气相位对气动发动机动力性和经济性有较大影响[6]。同时, 气动-内燃混合动力汽车在行驶过程中, 经常在气动、内燃、制动能量回收以及辅助增压等工作模式下不断切换[7]。采用传统固定相位的配气机构, 难以实现气门升程和正时灵活控制, 极大地限制了气动-内燃混合动力技术的应用。国内外一直致力于开发适用于气动-内燃混合动力的可变气门技术。瑞典Lund大学Sasa等人[8]采用电控气动全可变气门, 将一台Scania D12发动机改造成气动-内燃混合动力发动机。浙江大学陈平录等人[9]开发了滑阀式电控气动全可变气门, 并将其应用于气动发动机。由于气体的可压缩性, 电控气动全可变气门控制较为复杂, 在控制的动态响应和稳定性方面存在不足, 此外还需要耗费一定的压缩空气。
为此, 本研究设计制作电控液压全可变气门的原理样机, 并开发相应的控制系统软、硬件, 并进行初步的试验分析。
1 混合动力工作模式分析
笔者研究的气动-内燃混合动力系统如图1所示, 在传统发动机基础中增加一个可变气门, 作为压缩空气控制阀, 这种形式的混合动力存在4种不同工作模式:内燃模式、气动模式、制动模式以及辅助增压模式。在内燃模式时, 可变气门关闭, 此时工作过程等同于传统内燃机。
1.1 气动工作模式
气动工作模式可用于车辆起步或者低速时使用。此时发动机停止喷油, 原有进、排气气门工作条件不变, 可变气门激活。在原内燃模式膨胀冲程开启, 使气罐内压缩空气进入气缸推动活塞做功。此时的示功图如图2所示。通过延长可变进气门的关闭时间, 如将5延长至5', 则可以增大气动模式的输出功, 提高气动模式动力性, 适用于车辆起动工况。
—进气冲程；—压缩冲程；—压缩空气进气及膨胀冲程；6-7-8—排气冲程
1.2 制动工作模式
制动工作模式可在车辆制动时回收车辆动能, 以压缩空气能量储存。此时发动机停止喷油, 可变气门激活。控制可变气门在压缩冲程中缸内压力达到气罐压力时开启, 使缸内气体进入气罐内, 而后在压缩冲程上止点关闭。此时的缸内示功图如图3所示。通过提前开启可变气门, 如将3提前至3', 则可增加制动功, 提高车辆制动力。
1-2—进气冲程；2-3-4—压缩冲程，当缸内压力超过气罐压力时开启可变气门，回收压缩气体；4-5-6—膨胀冲程，此时缸内剩余气体再次膨胀；6-7—排气冲程
1.3 辅助增压模式
当车辆处于起步或者加速工况时, 喷油量增加导致空燃比减小, 造成排放恶化等问题。通过辅助增压可以很好地解决这一问题, 同时能够提高升功率[10]。该模式在发动机进气过程结束后开启可变气门, 利用气罐内高压气体对缸内进行补气, 同时通过调整喷油量, 提升发动机功率。此时的示功图如图4所示。在此模式中, 提前开启可变气门, 如将3提前至3', 此时缸内压力较小, 可增加补气量, 提高压缩冲程最终压力, 增加输出功率。
2 电控液压全可变气门系统设计
气动-内燃混合动力系统在低速时, 一般采用气动模式, 而根据文献[11]的实验结果, 气动发动机工作转速超过1 200 r/min后, 气耗率恶化, 效率大大降低。而可变气门在不同模式工作时开启持续角低于180°CA, 同时压缩空气压力远高于大气, 气门最大升程低于原有进排气门的最大升程。本研究设计的可变气门应用对象为290F发动机, 总体设计目标为:满足气动模式转速1 200 r/min, 进气持续角180°CA, 最大气门升程5 mm。
—进气冲程；—压缩冲程，在其中的某一时刻（图中“3”点）开启可变气门，气罐内的压缩气体进入气缸内，增加缸内气体质量，提高此时的缸内压力；5-6-7-8—燃烧放热及膨胀冲程；8-9—排气冲程
2.1 总体方案
电液驱动可变气门系统由液压系统、气门执行机构和控制系统3部分组成, 电液驱动可变气门系统示意图如图5所示。控制器接收参数指令, 向电磁阀驱动器发出信号, 控制气门的开闭。
1—电动机；2—液压泵；3—电动机；4—单向阀；5—压力表；6—流量计；7—溢流阀；8—进油电磁阀 B；9—进油电磁阀A；10—排油电磁阀B；1—排油电磁阀A；12—气门
工作原理如下: (1) 气门开启阶段, 当进油电磁阀B、排油电磁阀A接受控制信号开启, 高压油经过进油电磁阀A进入柱塞上腔室, 推动柱塞向下运动, 气门开启; (2) 气门保持开启阶段, 进油电磁阀和泄油电磁阀全部关闭, 上下腔室内油液被封存, 由于油液的不可压缩性, 气门保持开启位置不变; (3) 气门关闭阶段, 进油电磁阀A和排油电磁阀B分别接收控制信号开启, 高压油经过进油电磁阀A进入柱塞下腔室, 推动柱塞向上运动, 气门开始关闭; (4) 气门保持关闭阶段, 进油电磁阀和泄油电磁阀保持关闭, 气门保持关闭位置不变。
2.2 气门执行机构
可变气门执行机构是液压能向机械能转化的核心部件, 通过液压油路切换可实现气门执行机构开启、保持和关闭动作。考虑到实际加工的难度, 气门机构的设计须尽量减少对原型机缸盖结构的改变。气门执行机构转配图如图6所示, 主要包括壳体、锁紧螺栓、端盖、柱塞和密封圈。这些部件构成气门执行机构上、下液压腔, 气门的开启最大升程受下端盖的限制。为保证气门执行机构良好的密封性, 本研究采用双向密封的格莱圈来密封柱塞与壳体以及上、下端盖配合面。
1—壳体；2—锁紧螺栓；3—上端盖；4—柱塞；5—密封圈；6—下端盖
2.3 液压系统
液压系统[12]主要包括电动机、液压泵、蓄能器以及传感器等部件, 其主要设计参数为液压系统额定压力、额定流量以及电机额定功率。
对于结构参数固定的电液驱动可变气门系统, 液压系统压力决定了气门开启的最大位移和速度。由于本研究的电液驱动可变气门液压系统气门关闭过程中, 液压力大于压缩空气作用力, 液压系统额定压力可由下式计算:
式中:PN—液压系统额定压力, λ—液压系统压力损失系数, δ—液压系统安全裕度, Dl—柱塞下出杆直径, Dm—柱塞直径, F—气门上压缩空气作用力, Dv—气门直径, pcom—压缩空气压力。
将如表1所示的参数代入式 (1, 2) 计算, 得到:PN=14.5 MPa。
液压系统额定流量是指液压系统正常工作时的最大流量。对于结构参数固定的电液驱动可变气门系统, 液压系统额定流量同样决定了气门开启速度。由于柱塞上、下出杆直径不同, 气门关闭时的液压腔室的进油流量大于气门打开时的进油流量, 额定流量按气门关闭时的流量计算:
式中:QN—液压系统额定流量, ξ—液压系统流量损失系数, L—最大气门升程, t—气门关闭动作完成时间。
气动-内燃混合动力系统工作于纯气动模式, 其进气过程持续180°CA, 包括进气门打开、保持和关闭3个过程, 为简化计算, 假设3个过程所需要的时间一样, 因此可设置进气门关闭持续角为60°CA, 即气门关闭动作完成时间为:
式中:r—可变气门设计满足的最高转速。
将式 (4) 代入式 (3) , 并将如表1、表2所示的参数代入计算, 可以得到:QN=3.8 L/min。
对于液压系统, 电动机功率和液压系统额定压力和额定流量的关系如下式所示:
式中:P—电机动率, k W;PN—液压系统额定压力, MPa;QN—液压系统额定流量, L/min;ηp—液压泵总效率;ψ—转换效率。
电机功率设计算参数表如表3所示。由表3参数进行计算, 得到P=0.95 k W。
2.4 控制系统硬件选型
控制系统主要包括液压电磁阀、电磁阀驱动器和控制器。电磁阀用于控制液压油的通断, 其响应速度、流通面积对气门的开启速度和关闭速度有着重要的影响。因此, 在满足系统流量需求的情况下, 宜尽量选择开启和关闭延迟小的电磁阀。本研究采用的HSV两位两通高速开关电磁阀如图7所示, 在压力为14 MPa的时候, 流量为9 L/min, 大于液压系统最大流量 (3.8 L/min) , 满足要求。同时电磁阀开启时间小于3.5 ms, 关闭时间小于2.5 ms。电磁阀驱动方法采用PWM调制方式, 根据所选的电磁阀, 本研究采用HLQDQ-4H电磁阀驱动器。控制器选用美国国家仪器公司NI-Compact RIO智能实时嵌入式控制系统, 通过NI9401输出5 V TTL信号作为电磁阀驱动器的控制信号。
2.5 控制器软件开发
本研究中, 控制器软件采用Lab VIEW图形化编程平台, 包括Realtime (RT) 程序和底层FPGA程序, 可变气门控制程序结构及控制信号示意图如图8所示, FP-GA程序包括电磁阀控制信号输出模块和传感器信号采集模块。RT程序的主要功能包括配置运行参数、试验数据实时显示、数据保存。气门控制信号由主脉宽和PWM两部分组成, 系统通过信号的持续时间控制气门的开启与关闭。
3 电控液压全可变气门测试分析
测试系统具体实物图如图9所示。气门升程通过激光位移传感器测量, 液压系统压力通过压力变送器测量。
控制器发出信号后, 电控液压驱动可变气门需要经过一段延时后才能响应。延时主要由3个部分组成:电磁的电磁力延时、气门执行机构液压腔室内的液压力变化延时以及电磁阀和液压柱塞的机械延时。在实际应用中, 应调整控制信号来减少或消除延时的不利影响。液压系统压力为13 MPa时的电控液压驱动可变气门响应特性如图10所示。图中开启信号发出到气门开始运动时, 经历的延时时间t1=6.2 ms, 其中电磁阀完全开启延时3.5 ms, 液压腔室压力开始建立到柱塞开始运动之间存在2.7 ms的延时;关闭信号发出到气门开始关闭时, 经历的延时时间t2=5.8 ms。
液压系统压力14.5 MPa时, 不同气门开启信号持续时间所对应的气门升程曲线如图11所示。随着气门开启信号持续时间增加, 气门升程呈现线性增加;当开启信号持续时间为30 ms时, 气门升程达到8.9 mm, 当开启信号持续时间为21 ms时, 气门升程仅达到6.2 mm。因此, 在实际应用中, 电控液压驱动可变气门可通过控制开启信号持续时间, 即进油时间, 以调节气门升程大小。
液压系统压力为14.5 MPa时, 气门位于最大升程时, 不同的保持时间 (气门开启信号结束至气门关闭信号开始) 所对应的气门升程曲线如图12所示。图12中, 随着气门保持时间增加, 气门在最大位移处保持的时间逐渐增长。这表明通过改变气门保持时间, 本研究设计的电液气门系统可成功实现气门持续角的控制。从图12中还可得到, 如果气门开启持续曲轴转角为180°、气门最大升程5 mm、保持时间为4 ms时气门打开持续时间约为30 ms, 可在发动机转速1 000 r/min时工作, 如果减小保持时间至0 ms, 可满足发动机转速1 200 r/min的设计要求。
4 结束语
本研究首先讨论了气动-内燃混合动力系统的3种工作模式, 以低速工况下混合动力系统气动模式为例, 设计开发了电液全可变气门;基于NI-Compact RIO平台开发了可变气门控制系统, 并采用PWM调制方式驱动电磁阀;最后, 对电液气门进行了初步的试验分析。研究结果表明, 电液全可变气门具有一定的响应延时, 但是其响应特性基本满足工作要求;通过控制进油时间和保持时间, 可以实现气门升程和正时的调整和优化, 更好地满足气动工作模式可变气门的设计要求。
目前, 电液驱动可变气门依然处在试验开发阶段, 下一步研究将针对内燃模式、制动能量回收模式以及辅助增压模式等多种模式进一步改进, 并开展模式切换瞬态过程中的动力学特性研究。
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气动汽车动力 篇5
高超声速飞行器再入大气的过程中,周围气体将出现振动激发、离解及电离等化学反应,流动表现为热、化学非平衡的性质,即真实气体效应.真实气体效应会对流动产生影响,改变激波后和壁面附近的压力、温度分布,从而影响飞行器的气动力特性.因此,高超声速飞行器设计中必须考虑高温真实气体效应[1].
20世纪70年代,Hillje[2,3]基于美国阿波罗(Apollo)飞船AS-202和AS-501探测任务的气动力系数和配平攻角等数据,结果分析发现:在马赫数28时,其指挥舱的实际飞行配平攻角比初始预测值要大,导致总的升阻比低于风洞试验.美国航天飞机在40◦配平攻角时的机身襟翼偏角比地面预测值要高.由于风洞试验无法完全模拟高温真实气体流动,对造成这种差别的原因是否是真实气体效应,长期以来一直存在不同的看法[4].文献[5]在Apollo风洞试验数据上加上马赫数效应、真实气体效应和黏性效应的修正后,就与飞行试验结果一致.而这3种因素中,影响最大的是真实气体效应.
近年来,计算流体动力学(computational fluid dynamics,CFD)的进展为澄清这个问题创造了条件.作为一个快捷简便的研究工具,CFD数值技术在该领域以其特有的可重复性、条件易控制、反映流动细节全面、后处理直观形象、低消耗、安全等优势而受到普遍重视,并且为地面实验和飞行试验数据之间的相关性研究提供了一条新的验证评价途径.
基于上述考虑,本文采用基于结构网格的Steger--Warming格式[6,7,8,9,10]耦合lower--upper symmetric gauss--seidel(LU--SGS)[11]的全隐方法进行数值模拟分析,化学模型应用7组元6反应化学动力学模型,对Apollo返回舱的三维绕流问题进行研究.通过将计算结果与试验进行对比分析,验证了计算程序的可靠性.在此基础上,研究了不同来流状态下真实气体效应对Apollo返回舱气动特性的影响.
1 控制方程及数值方法
1.1 控制方程
控制方程为考虑化学反应源项的三维可压缩N-S方程.坐标变换后的基本方程为[12]
其中,t为时间,ξ,η,ζ是计算坐标系的坐标分量,为守恒变量,为对流通量,为黏性通量,为化学反应源项.对于完全气体,可表示为
其中,J是Jacobi行列式;ρ是气体密度;u,v和w分别是x,y和z方向的速度,E是单位体积总能量.对于完全气体,对流和黏性通量可参见文献[13],而为零.
对于多组分化学反应气体,可表示为
其中,ns为化学反应组分个数.其中,ρi是组分i的密度.总能量E的表达式为
其中,hi为组分i的焓.根据道尔顿分压定律,状态方程可表示为
其中,p是压力,R是通用气体常数,T是温度,Wi是组份i分子量.
作为示例,给出x方向的对流通量和黏性通量表达式
其中
另外,qx,qy,qz为x,y,z 3个方向的热传导量,ξx,ξy,ξz分别是x,y,z方向的坐标变换导数,Yi是质量分数,Dim是组分i的扩散系数,τ是剪切应力,ˆu为逆变速度.
1.2 化学反应动力学模型
本文使用了Park等[14]的有限速率7组元(O2,N2,O,N,NO,NO+,e-)6反应模型:
这里,Mc代表催化体.将以上反应式写成一般形式,则有
式中,Ri表示第i种化学组元的化学反应速率;vfir,vbir分别为第r个基元反应中第i种组元在反应方程式两边正向和逆向反应的化学计量系数.
1.3 数值格式
采用有限体积求解器进行方程求解.以三维情形为例,在所研究的控制体积内,将含化学反应源项的基本方程以积分形式表示为
六面体控制体∆V的体积为Ω,面积为S,控制体中心取(I,J,K),左面中心取(i,J,K),右面中心取(i+1,J,K),以此类推.f为任意通量,n为法向量,则积分方程可离散如下
式中变量可参考文献[13].此处称为该面面通量.
式中,σi+1,J,K为所在面的面积,(nx,ny,nz)为该面法向量,F,G,H为笛卡尔坐标系x,y,z方向的通量.
采用Steger--Warming格式耦合LU--SGS的全隐式数值模拟方法,其中,化学反应源项采用对角化隐式处理.
这里
且矩阵A,B,C的特征值分别为
其中,a为音速,h0为焓,为垂直于ξ=常数的单元表面面积,˜u为逆变速度,其他变量可参考文献[7].
2 计算模型及边界条件
Apollo返回舱外形见图1.前体是一个带圆角的球形,后体是圆锥形,底部为球形.坐标原点置于头部中心位置,质心位置为:xc=1.070 m,yc=-0.132 m,zc=0.0 m.参考长度为Lr=3.95 m,参考面积Sr=6.127 m2.气动力系数按图1中坐标系方向定义,其中,定义低头力矩为正.网格分布如图2所示,计算网格规模为171×81×46(流向×法向×周向),网格在壁面附近加密并向外指数拉伸,同时在肩部和底部也适当进行了加密处理.
计算条件见表1和表2,其中:表1是沿轨道来流条件.表2是为考察M数和飞行高度对高温真实气体效应的影响规律而给定的单参数变化计算状态.
计算中采用以下边界条件:
(1)壁面:壁面为非催化等温壁(Tw=1 500 K),且满足无滑移条件,压力法向导数为0.
(2)远场:对于超音速流动,流入值取自由来流值,流出值由场内一阶外插.
同时为考察高温真实气体效应对返回舱配平特性的影响,图3中给出完全气体与化学非平衡模型得到的俯仰力矩系数随攻角的变化曲线,从图3可知,高温真实气体效应使返回舱压心位置后移,采用真实气体模型得到的配平攻角为18.6◦,而完全气体得到的配平攻角为20.9◦,两者相差2.3◦.可见,实际飞行中化学非平衡效应的影响不可忽视.
3 计算结果分析及讨论
3.1 计算方法验证
针对轨道点t=4 480 s的飞行试验数据和风洞试验数据与计算结果进行了对比验证.
表3给出了Apollo返回舱的气动力系数(升力系数CL、阻力系数CD、升阻比L/D和质心力矩系数CMeg)的对比结果.其中,前两列为攻角α=17.5◦时采用真实气体模型与飞行数据的对比.后两列为攻角α=21◦时采用完全气体模型与实验[15]结果的对比.可以看出,化学非平衡的计算结果与飞行试验符合得很好,完全气体模型与地面风洞试验结果符合得很好.从而验证了本文所开发计算软件的可靠性.
3.2 沿轨道真实气体效应的影响分析
图4给出了单轨道点t=4 510 s时真实气体和完全气体模型对称面激波位置图.可以看出,由于高超声速钝头体前端强弓形激波压缩和边界层内受黏性阻滞产生大量的能耗,导致高温效应,使气体振动激励、离解、电离和反应.当考虑此效应时,激波脱体距离小,激波层变薄而贴近物面,钝头前体壁面压力比完全气体要高.激波层形状的差异直接影响了物面压力分布,从而影响到了气动力特性,如图5所示,其中,x为轴向距离.
真实气体效应对流场结构与压力分布的影响,直接导致了真实气体效应对返回舱气动力特性的影响,见图6.从图中可以看出,真实气体效应使升力系数CL和阻力系数CD增大.从图中还可以看出,真实气体效应产生了小的低头力矩,压心Xcp位置后移.
为了从机理上分析真实气体效应对返回舱流场及气动特性的影响,图7给出了沿轨道点(t=4 510 s,4 600 s,4 700 s和4 800 s)真实气体和完全气体情况俯仰平面内的流线及物面极限流线.从图中可以看出,在4个弹道点下,Apollo返回舱锥形后体迎风面内都保持贴体流动.流动分离发生在背风区靠近肩部最大直径处.4个弹道的临界点[16]都位于背风区尾迹区,该位置与来流马赫数、雷诺数和攻角相关.本文计算中,由于攻角变化不大(在平均值18.2◦上下浮动不超过0.4◦),则可以忽略攻角对临界点位置的影响.从图中可以看出,临界点位置随着雷诺数的降低逐渐远离物面,而且雷诺数越高,分离区越大.对比对称面内返回舱前端以速度表征的流线可以看出,考虑化学反应时,真实气体效应使得锥体背风区分离区增大,临界点位置沿流向向后移动而远离物面.对比物面极限流线还可以看出,真实气体效应使得物面的拓扑结构也发生改变.考虑真实气体效应时,物面上焦点位置向下移动,分离区增加.
3.3 不同攻角时真实气体效应对返回舱气动力特性的影响
图8为不同攻角(状态A)下真实气体效应对Apollo返回舱气动力特性的影响.从图8可以看出,不论采用真实气体模型,还是完全气体模型,随着攻角的增大,升力系数增加,阻力系数下降;对比真实气体的影响与典型轨道点类似,即高温真实气体效应使返回舱阻力系数和升力系数增加,且增加的幅度随着攻角的增大逐渐降低,在小攻角时增加幅度最大,其阻力系数最大增幅约为5%,升力系数最大增幅约为4.2%;另外,真实气体效应使返回舱产生了附加的低头力矩,而且,随着攻角增加,产生的附加低头力矩越大,其最大增幅约为50%;在攻角的整个变化过程中,真实气体效应使压心位置后移.
图9为不同攻角下对称轴上的压力分布示意图.从图中可以看出,攻角变化时,真实气体效应引起的激波空间位置改变明显不同,沿轴线压力分布也发生改变.攻角较小时,在轴线附近,真实气体效应比较明显,使得此处压力高于完全气体模型;攻角较大时,在轴线上,真实气体效应不是很明显,压力变化不大,而压力变化明显的位置下移到返回舱下端肩部附近.因此,攻角的变化改变了返回舱表面的压力分布,从而导致了返回舱气动特性的改变.
3.4 不同马赫数时真实气体效应对返回舱气动力特性的影响
图10为不同来流马赫数下(状态B)真实气体效应对Apollo返回舱气动力特性的影响.从图10可以看出,采用完全气体模型和高温真实气体模型,来流马赫数对气动力特性的影响都不是很明显.从图10还可以看出,真实气体效应使返回舱产生了小的低头力矩,压心位置后移,后移量随着马赫数的增大而略有增加.
4 小结
采用带化学反应的N--S方程对Apollo飞船的绕流流场进行了描述,数值研究了沿轨道点,不同攻角和来流马赫数时化学非平衡引起的高温真实气体效应对Apollo飞船返回舱流场和气动力特性的影响.研究表明:
(1)真实气体效应主要发生在物面附近很薄的激波层内,缩短了激波的脱体距离,使激波层变薄,流动变量梯度变大;
(2)真实气体效应使阻力系数和升力系数增加,且在小攻角时增加幅度最大;真实气体效应产生附加的低头力矩,使压心位置后移;
气动汽车动力 篇6
气动发动机依靠压缩空气在气缸内膨胀做功,工作过程无污染物排放,被认为是一种真正的“绿色动力”[1,2,3,4,5]。然而,受限于能量转化效率较低的技术瓶颈,气动发动机尚未真正走向实际应用。
针对这一问题,文献[6,7,8]设计了一种基于内燃机排气余热回收的气动/燃油混合动力系统,通过在内燃机的排气管路中设置一个热交换器,利用内燃机排气实现气动发动机进气预热。数值模拟及试验研究结果均表明,在进气预热条件下,气动发动机的动力性能及经济性能均比其单独工作时有所改善。然而,这一混合动力模式也存在一定缺陷:气体流动管路中串联的热交换器的流动阻力会造成内燃机油耗上升及气动发动机进气可用能损失。
为解决这一问题,本文提出了新型的气动/燃油混合动力模式。在该混合动力模式下,引出内燃机冷却水对气动发动机缸进行加热。通过提升壁面温度,使压缩空气在缸内的膨胀过程更接近于等温膨胀,从而改善气动发动机性能。本文利用气动/燃油混合动力试验系统,对该混合动力模式进行了试验研究。
1 试验系统介绍
图1为混合动力试验系统示意图。图中,1-2-3为气动发动机动力系统,气动发动机为S185试验样机,4为内燃机动力系统,内燃机采用S195单缸水冷柴油机,其结构如表1所示。S195柴油机原冷却系统为蒸发水冷式,为实现冷却水余热回收,将原机冷却系统改为循环冷却:通过水泵将柴油机水箱中的冷却水抽出,使其进入气动发动机水套,对气动发动机缸壁进行加热,之后流回柴油机水箱,冷却水流动路径为图中4-5-6-7-8-9-4。
试验过程中,通过水力测功机及电涡流测功机测量内燃机及气动发动机的动力性能指标(转速、转矩、功率);通过油耗仪测量内燃机的燃油流量及燃油消耗率;通过气体质量流量计及电磁流量计测量气动发动机进气流量及内燃机冷却水体积流量;通过缸压传感器测量气动发动机缸内压力;通过热电阻对内燃机冷却水温度变化进行监测。
2 试验方案设计
本试验的目的是考察用内燃机冷却水加热气动发动机缸壁对其性能的影响,从而验证该混合动力模式的可行性。本文设计了三种试验方案,如表2所示。
表2中,试验方案A为气动发动机单独工作,试验系统按方案A运行时,内燃机、水泵均不工作;试验方案B和方案C均为混合动力工作模式,通过水泵将内燃机冷却水导入气动发动机水套。当试验系统按方案B运行时,气动发动机与内燃机同转速运行的转速;而方案C为功率耦合模式,当试验系统按方案C运行时,内燃机保持最大负荷,转速则固定在1 000r/min。气动发动机的进气压力控制在1MPa(表压)。
3 试验结果分析
3.1 气动发动机性能
图2为气动发动机进气压力为1 MPa、转速600r/min时,内燃机冷却水加热缸壁对缸内压力的影响。
从图2中可以看出:采用混合动力方案时,气动发动机缸内压力在进气过程初期变化不大,缸内压力峰值有所提升;而从进气过程后期至膨胀阶段结束(曲轴转角为180°),由于内燃机冷却水对缸壁的加热作用,使得混合动力模式下气动发动机缸内压力较高,这表明采用混合动力模式,通过回收内燃机冷却水余热加热缸壁,有利于气动发动机输出功的提升。
图3为不同试验方案下气动发动机输出功率随转速的变化趋势。受限于内燃机最低稳定转速及气动发动机的最高转速,方案B中气动发动机转速范围为500~1 000r/min。
从图3中可以看出:当气动发动机单独工作(方案A)时,气动发动机输出功率随转速呈先升高后降低的趋势,输出功率极值点出现在561r/min;当转速超过600r/min时,输出功率迅速下降。方案B与方案A相比,气动发动机功率在全工况下均有所提升,然而功率提升幅度在低转速下较小,当发动机转速为500r/min时,功率从单独工作时的1.21kW上升至1.26kW,提升幅度仅为4.8%;随着发动机转速升高,功率提升幅度逐渐增大,转速800r/min时的功率提升幅度达到36.9%。与方案A相比,方案C气动发动机功率在整个转速范围内均有明显提升,而转速为400r/min时功率提升幅度达到13.94%,而转速升至900r/min时输出功率提升幅度达到了59.4%,而功率变化趋势与方案A相同。从气动发动机输出功率的变化趋势可以看出,采用内燃机冷却水对气动发动机缸壁进行加热,可使得压缩空气在缸内的膨胀过程更接近等温过程,从而改善发动机动力性能。
图4为不同试验方案下气动发动机气耗率随转速的变化趋势。
从图4可以看出:气动发动机单独工作(方案A)时,在低转速下气耗率较低,随着转速升高气耗率迅速增加,经济性恶化;当采用混合动力模式时,气动发动机气耗率在全工况范围下均有所下降。当气动发动机与内燃机保持同转速(方案B)时,转速500r/min时气耗率比方案A下降25.9%,转速800r/min时气耗率比方案A下降52.3%;当内燃机固定在1 000r/min(方案C)时,转速500r/min时气耗率比方案A下降26.5%,转速800r/min时气耗率比方案A下降49.8%。从试验结果可以看出,使气动发动机与内燃机保持同转速(方案B),对高转速下气动发动机经济性能改善效果较明显;而使内燃机在固定工况点(方案C)工作对气动发动机低转速下的经济性能改善效果较好。
3.2 内燃机冷却水温度变化
本试验的另一个目的是利用气动发动机工作过程会从环境吸收热量的特点,实现内燃机冷却水散热,从而降低冷却系统散热量,节省冷却部件功耗。
图5为试验方案B内燃机冷却水各点温度变化情况。
从图5中可以看出,冷却水流经气动发动机水套后,由于压缩空气膨胀吸热,内燃机冷却水温度有一定下降。内燃机转速较低时,由于散热量较低,其自身机体散热即可满足散热需求,因此采用气动发动机回收冷却水余热会导致冷却水温度较低;当内燃机转速上升时,其散热量也逐渐增加,此时通过气动发动机回收冷却水余热已经无法满足内燃机散热需求,因此冷却水温度逐渐上升,内燃机转速1 000r/min工况点内燃机出水口冷却水的温度达到85℃。
图6为试验方案C中内燃机冷却水温度变化情况。
试验方案C内燃机工况固定不变,因此试验过程中散热量保持不变。随着气动发动机转速升高,压缩空气流量不断增加,内燃机冷却水与压缩空气之间的换热逐渐强化,因此冷却水温度呈现下降趋势。试验中气动发动机转速较低时,由于气动发动机吸收热量较少,内燃机水温超过90℃,其余各工况点冷却水温度均在80~90℃之间。
3.3 能量回收情况
本文提出的混合动力系统通过回收内燃机冷却水余热改善气动发动机工作过程,提升其能量转化效率,同时通过气动发动机回收冷却水余热,减少内燃机冷却系统的散热需求;因此,内燃机冷却水流经气动发动机水套后放出的热量及气动发动机能量转化效率是考察本混合动力系统可行性的重要指标。
表3为试验方案B内燃机冷却水余热利用情况。由表3可以看出,随转速上升,冷却水放出的热量逐渐增加。
图7为试验方案B中气动发动机功率提升幅度ΔPe与内燃机冷却水放出热量Q的对比情况。从图7中可以看出,尽管内燃机冷却水流经气动发动机水套后放出的热量较多,但气动发动机功率提升较有限。
造成这种现象主要原因是气动发动机效率较低,无法将从冷却水吸收的热量完全转化为有效功输出。如图8所示,虽然方案B中气动发动机效率比方案A单独工作时有所提升,然而其最高效率仍然低于40%,且随转速上升,效率呈现明显下降趋势。此外,除压缩空气膨胀过程会从冷却水吸热外,冷却水在流经气动发动机水套过程中,会通过发动机机体外表面向环境散发部分热量,这对气动发动机的效率改善及余热回收效果也有一定的负面影响。
表4为试验方案C内燃机冷却水余热利用情况。由表4可以看出,试验方案C中冷却水温度变化范围较小,冷却水放出的热量Q变化不大,基本保持在2.5kW~2.7kW之间。
与方案B类似,相比于冷却水放出的热量,气动发动机功率提升幅度仍然有限。如图9所示,不同转速下,气动发动机功率提升幅度ΔPe基本保持在0.3kW~0.4kW之间。
图10为试验方案C与方案A气动发动机效率对比。从图10中可以看出,试验方案C气动发动机效率虽然相比其单独工作时有所提升,但仍然较低,最高效率依然低于40%。
3.4 混合动力系统能效分析
除冷却水余热的回收效果外,混合动力系统的总能转化效率也是考察该系统可行性的重要指标。在已有试验结果基础上,对混合动力系统的总能效率进行了分析。
混合动力系统效率按式(1)计算。
式中,Pdsl及Pape分别为试验过程中测得的内燃机及气动发动机的有效功率;Wdsl为内燃机所消耗燃油的总能量;Wape为气动发动机所消耗的压缩空气总压力能;Wpump为水泵功耗。根据式(1)可计算出各工况下混合动力系统的总能效率。
图11为混合动力系统按方案B和方案C运行时系统总能效率变化情况。从图11可以看出,当混合动力系统按方案B运行时,系统总能效率比气动发动机单独工作时有明显提升,但相对于内燃机,混合动力系统总能效率较低,仅在低转速下有所提升,且随系统转速升高差距趋于明显。这是由于当系统转速较低时,受到冷却水加热缸壁的影响,气动发动机效率较高,且气动发动机本身在低速下具有较高的效率,使得混合动力系统总能效率较高;而随着转速提升,气动发动机效率急剧下降,导致混合动力系统总能效率下降。方案C下,当气动发动机转速较低时,系统总能效率较高;而气动发动机转速升高时,系统总能效率同样呈现下降趋势。
4 结论
(1)提出了一种新型的气动/燃油混合动力系统,并搭建了试验台架,对该混合动力系统进行了试验研究,结果表明采用内燃机冷却水加热气动发动机缸壁的混合动力模式是可行的。在冷却水加热缸壁条件下,气动发动机膨胀过程缸内压力有所提升,其动力性与经济性比其单独工作时有所改善。
(2)当内燃机工况固定时,通过气动发动机吸收冷却水热量,可以较好地满足内燃机冷却系统的散热需求,试验过程中内燃机冷却水温度保持在80~90℃之间。
(3)虽然在混合动力模式下气动发动机性能有所改善,但气动发动机效率仍不理想,无法将从冷却水回收的余热完全转化为有效功,此外高温冷却水通过气动发动机机体外表面散热对系统余热回收效果也产生了负面影响。
(4)当系统转速较低时,混合动力系统总能效率较高,可以起到改善内燃机与气动发动机效率的效果;而当转速上升时,混合动力系统总能效率则呈现下降趋势。
摘要：为探索提升气动发动机能量转化效率的途径,提出了一种基于采用内燃机冷却水加热气动发动机缸壁的混合动力模式,利用气动/燃油混合动力试验台架,对该混合动力模式进行了试验研究。研究结果表明:混合动力模式下,气动发动机的动力性能及经济性能均比其单独工作时有所改善;此外,利用压缩空气膨胀过程会从环境吸收热量的特点,可以同时实现内燃机冷却水散热,从而降低冷却系统功耗。试验过程中,内燃机冷却水温度在大部分工况下保持在80~90℃之间。此外,混合动力系统总能效率呈现低转速下较高而高转速下较低的趋势。
关键词：内燃机,气动发动机,余热利用,混合动力,试验研究
参考文献
[1]KNOWLEN C,MATTICK A T.High efficiency energy conversion system for liquid nitrogen automobiles[C]//SAE Paper.Costa Mesa,California,USA,1998,981898.
[2]KNOWLEN C,MATTICK A T.Quasi-isothermal expansion engine for liquid nitrogen automotive propulsion[C]//SAE Paper.San Diego,California,USA,1997,972649.
[3]KNOWLEN C,MATTICK A T,HERTZBERG A,et al.Ultralow emission liquid nitrogen automobile[C]//SAE Paper.Costa Masa,California,USA,1999,1999-1-2932.
[4]ORDONEZ C A,PLUMMER M C.Cryogenic heat engines for powering zero emission vehicles[C].Now York:Proceedings of2001ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition,2001.
[5]ORDONEZ C A.Liquid nitrogen fueled,closed Brayton cycle cryogenic heat engine[J].Energy Conversion and Management,2000,41(4):331-341.
[6]胡军强,俞小莉,聂相虹,等.气动发动机缸内流场的动态特征[J].浙江大学学报(工学版),2011,41(11):1912-1915.HU J Q,YU X L,NIE X H,et al.Dynamic characteristcs of incylinder flow field in air-powered engine[J].Journal of Zhejiang University(Engineering Science),2011,41(11):1912-1915.
[7]胡军强.气动-柴油混合动力发动机工作过程研究[D].杭州:浙江大学,2009.
造型设计阶段汽车气动特性优化 篇7
现如今,私家车数量在逐渐增多,人们对汽车的性能、外观、实用性等都有了新的要求和认知,汽车车速在不断提高,进而所耗费的燃油会更多,气动性增强,为了实现燃油的经济性,提高汽车的运行性能,汽车行业在不断的探索与实践,寻求一种最新、高效、经济的汽车造型,为此,可将计算流体动力学(CFD)软件应用到汽车造型的设计之中,在汽车操行设计阶段,将优化气动特性充分考虑其中,以提升整辆汽车的设计价值与实用价值。
1、CFD条件下造型设计阶段汽车气动特性优化中所存在的不足
目前,在造型设计阶段,考虑汽车气动特性的不断优化,应用CFD软件,还存在着一系列的不足,制约着气动特性的不断优化。
首先,CFD软件的应用,其分析模型中网格的数量非常多,达到数百万,计算难度大,实施起来效率较低[1]。
其次,在CFD软件应用的现状来看,针对设计相关的问题,具有高度的约束性,约束的因素过多[2],无法使得气动性能得到更为有效的优化,优化工作开展存在限制性。与此同时,应用该模型,无法对重要的参数信息、气动数据等进行修改,导致应用效果不佳、不理想。
再者,在整辆车的三维模型分析上,此阶段涉及到的参数过多,分析与整理起来难度大,使得汽车整体结构在气动性能优化上受阻,操作人员仅仅是通过局部的修整,无法达到理想的设计效果。
对于汽车来说,造型设计阶段至关重要,对于细节设计所涉及的点较少,缺少对于设计的相关约束性,造型设计上比较自由,能给设计师足够的设计空间。与此同时,为了提升整辆汽车的性能,在保证造型设计完美的基础上,也要考虑新车型所具备气动性能。现如今,我国汽车行业发展迅速,都纷纷致力于对汽车气动特性的优化,其实质上是对二维纵向对称面结构参数的不断优化与完善,以增强汽车的气动性能,对于汽车行业来说是一项重大的进步。
2、造型设计阶段汽车气动特性优化策略
2.1 CFD条件下纵向剖面模型的验证
为了探索造型阶段汽车气动特性的优化措施,应以空气动力学为基础,设置基本形体,也就是纵向对称面,严格控制其结构参数,该参数会对汽车的气动特性产生影响,开展气动特性优化前,对纵向剖面模型进行有效的验证。
2.1.1 设置仿真参数
该验证应选择在模拟性风洞实验区域,对长方体的计算域进行明确设定,保证车辆前部分应保持3倍的车长,而后部分应保持7倍车长,左右方向上应设置5倍车宽,上方位置应设置5倍车高,在风动阻塞比上应控制在2.23%,以消除阻塞所带来的影响。为了强化表面处理,可将ICEM软件应用其中[3],对几何的表层进行处理,进而会产生四面体网格模型,进而会拉深出附面层。速度入口设定为计算域的入口,参数值为35m/s[4],压力出口就是出口位置,而移动的壁面则选择地板,移动速度为35m/s。在车辆的表面设计上,应设定为不可滑行或移动的表面,而左右壁面、上表层则选择可滑动、移动的壁面,借助k-ε湍流模型来进行计算并求解。
2.1.2 仿真效果对比
为了达到理想的验证效果,对二维纵向对称面模型的可参考价值与仿真情况进行分析,可应用国际标准模型直背型MIRA车来参与研究,将该模型与二维纵向对称面模型进行有效的对比和分析,以求为汽车造型设计中气动特性的优化提供借鉴。
具体来讲,二维模型可看做具有更大宽度、翼面更为复杂的三维模型,气场流的方向为横向无流动的状态,且气流流动的区域在于上表面,然后顺势进入尾流阶段。三维模型与二维模型相比,其两个边侧会多出2个表面,处在上下表面、侧面间的气流会发生相互流出、溢出的现象,进而使得整个气场力的状态变得更为复杂。由此可见,在三维状态下,其阻力参数要比二维状态下纵向对称面模型的阻力参数更大,而在气动升力参数值上却未发生变化,如表1所示。通过分析,了解到二维纵剖面气动仿真特性优化的实施具有可行性。
3、CFD条件下纵向剖面模型的仿真设计与优化
3.1 合理设置纵剖模型的参数值
为了更为深度的了解汽车气动特性优化的方案,本文以CFD软件为基础,针对二维纵向对称面结构参数变化对气动特性的影响情况进行分析,需要开展多次采样的方式,并认真计算出相对应的阻力参数与升力参数。为了提升整个过程操作的规范性与便利性,可根据参数来构建模型,使得整个仿真设计更具说服力,如图1所示。
为了更为深度的进行仿真设计与探究,应从近几年来汽车造型的实际设计案例中进行选择,选择造型设计对气动力系数影响较大参数变化量最为设计变量,获取各个设计量的具体参数值。
3.2 二维纵向模型仿真分析
通过一系列的计算与仿真效果分析,了解到耦合参数会对阻力系数产生影响,且该影响不是有单个元素影响逐渐叠加而形成的。整个曲面的形态变得越扭曲,则证明耦合参数所形成的影响就越大[5]。从图2中可明确了解到,处在前风窗与发动机罩间的正压区域,主要受到机罩和风窗间夹角、机罩的三维曲率和倾斜角、风窗的三维曲率和倾斜角等参数的影响。若将机罩与风窗间的夹角系数降低,会让分离线和附着线逐渐靠近,此时,分离区会逐渐减小,在此过程中启动阻力会逐渐降低。若两者间夹角处在30°时,阻力参数值处在最佳位置。
4、建立代理模型,优化各项参数
4.1 建立代理模型
为了掌握造型设计阶段中汽车气动特性优化策略,应建立代理模型,运用近似模型方法,进而得出计算的参数与近似精度值,可选择径向基近似模型,在构建此模型时,需要使用高斯函数。在表示径向基插值时,可运用公式来代替
在上式中,wk代表样本中各个点的权系数,фk(rik)属于基函数,其中rik代表着某一个点,改变的坐标为(xi,xj)。
4.2 遗传算法的应用
为了达到更有效的优化效果,应将遗传算法应用,以应用NSGA-Ⅱ为主,其是在Pareto最优概念的基础上得出来的。为保证数值获取的优质性,可采用小生境技术,对个体进行适度值的设定,能有效禁止局部收敛现象的出现。为了拓宽采样的空间,将父代子群与子代种群放置一起进行竞争性排序,进而获得更为优质的下一代,最终能达到优化的效果。
研究人员将升力系数、阻力系数作为目标函数,构建近似模型f1、f2,将遗传算法应用其中,旨在实现气动特性的不断优化,进而得出近似模型与仿真的结果,发现升力参数的误差范围为0.77%~60.46%以内,而阻力参数的误差范围控制在0.52%~4.26%以内,达到理想的设计要求。
5、总结
综上所述,汽车已经成为人们生活中不可或缺的交通工具,其应用价值不言而喻。为了充分提升汽车的实用价值,可在汽车造型设计阶段重视汽车气动特性的设计与优化,增强汽车性能,运用CFD软件模型的分析与剖析,真正的掌握汽车气动特性优化的措施与方法,是未来汽车领域亟待探索的话题,利于推动汽车行业的全面进步。
参考文献
[1]李伟平,肖娟,张宝珍,牛晓佩.造型设计阶段汽车气动特性优化[J].机械科学与技术,2016,06:1-6.
[2]孙连伟.某SUV车型上车身气动力性能优化分析[J].机械设计与制造,2016,05:244-248.
[3]赵波,屠建中.基于空气动力学的车身造型设计[J].机械设计与制造,2011,07:48-50.
[4]廖海祥.XMQ6128Y客车造型的空气动力学优化设计研究[J].机电技术,2015,01:115-120.