modeling_2008

показанную на рис. 7.39. По виду ПХ ясно, что при даной конструкции CC появляется в выпускных органах газообмена при достижении зоной CC относительного объема всего в 20 % от объема РК; также вид кривой ПХ указывает на значительные потери смеси при продувке и на низкое качество очистки.

Рис. 7.39. Расчетная ПХ для базового варианта перепускных окон

После ряда пробных расчетов наметилась близкая к оптимальной схема организации прямоточной продувки РК ДВС, предполагающая увеличение количества продувочных окон (до 12 . . . 18) и придание им определенного наклона для организации течения, приближающегося к картине послойного вытеснения.

Большое число продувочных окон позволяет ослабить турбулентное перемешивание, а выбор правильного тангенциального наклона их осей дает умеренную степень закрутки потока в РК, что способствует сбалансированной очистке2. В проведенной серии расчетов (их результаты здесь не приведены) изучалась картина течения при 12 продувочных окнах, имеющих суммарно то же сечение, что и три окна в базовом варианте; варьировался их наклон. Наклон определяется радиусом r0 < dö/2

2При слишком малом наклоне перепускных окон сходящиеся струи, встречаясь в области оси цилиндра, быстро достигают выпускных окон. При большом наклоне из-за слишком сильной закрутки СС достигает выпускных окон, двигаясь вдоль стенок РК.

231

окружности (с центром на оси цилиндра), которой касались оси окон. В направлении оси цилиндра оси окон не были наклонены.

Оптимальным (визуально, по виду ПХ) оказался вариант с r0/dö = 0,11 (улучшенный вариант перепускных окон ЭМ-50), для которого картина течения и качество продувки становятся заметно лучше (рис. 7.40 и 7.41). Здесь уже только при 30 %-ном объеме зоны СС в выпускных окнах появляется примесь газа из этой зоны, и ее доля остается малой примерно до достижения условной зоной СС 70 % объема РК (Q из зоны СС не превышает 0,3).

Рис. 7.40. Расчетные поля плотности в характерных сечениях модели РК ЭМ-50: улучшенный вариант перепускных окон

7.4.2. Расчет внешних скоростных характеристик. Сравнительные «сквозные» расчеты процессов в ГВТ двигателя ЭМ-50 были проведены в СИМ «Альбея» с применением ПХ, полученных в ВЭ. Базовый образец ЭМ-50 характеризовался большими потерями смеси и плохим наполнением при работе на полной нагрузке (по ВСХ). Цель серии расчетов состояла в оценке влияния конструктивных изменений

232

(перепускные окна, размеры «настроенного» выпускного тракта) на показатели двигателя.

Рис. 7.41. Расчетная ПХ для улучшенного варианта перепускных окон

В численных расчетах базового варианта ЭМ-50 без настроенной выпускной системы на оборотах n = 6000 мин−1 было подобрано эффективное сечение обратного клапана, установленного под карбюратором (f = 0,39 см2), которое в дальнейшем не изменялось. Контрольной величиной служило значение индикаторной мощности Ni = 1,470 кВт при принятом уровне механических потерь Nì = 0,565 кВт и эффективной мощности Ne = 0,905 кВт (по данным моторных испытаний). В расчетах использована ПХ с рис. 7.39.

Другие расчетные показатели базового варианта ЭМ-50 оказались равны: расход воздуха Gâ = 10,30 кг/ч (практически равен измеренному Gâ = 10 кг/ч), коэффициент наполнения ηV = 0,360, коэффициент продувки ϕ = 1,58 (при меньших´ оборотах расчетный ϕ еще больше), удельный эффективный расход ge = 774 г/(кВт·ч) — меньше измеренного (1000 кг/(кВт·ч)), но надо учесть, что ЭМ-50 работал на охлаждающей забогащенной смеси; без учета потерь смеси расчетный индикаторный КПД — ηi = 0,287.

Улучшенный вариант ЭМ-50 моделировался при заданной «оптимальной» (рис. 7.41) ПХ, закон открытия перепускных окон

233

задавался как для 18 круглых окон (для изучения эффекта от уменьшения продолжительности их открытия). Фазы перепуска и выпуска подбирались по условию максимальной мощности на данных оборотах, получено ϕ = 126,4 ◦ПКВ и 90,4 ◦ПКВ после ВМТ соответственно. Расчетные показатели двигателя на номинальной чистоте вращения улучшились (по ср. с базовым вариантом): эффективная мощность Ne = 1,579 кВт, (при Ni = 2,224 кВт и Nì = 0,645 кВт),

Gâ = 10,52	кг/ч (почти не увеличился), коэффициент продувки
ϕ = 1,167,	наполнения ηV = 0,497, индикаторный КПД ηi = 0,3116,

удельный эффективный расход топлива ge = 458 г/(кВт·ч) (с учетом продувки; всего 59 % от значения для базового варианта).

На рис. 7.42, 7.43 и 7.44 приведены графики соответственно Ni, ηV и ϕ по ВСХ, полученные расчетами с шагом по углу в 1/8 градуса ПКВ в 40-м цикле, после достижения полного установления решения. Видно, что повышение мощности в улучшенном варианте протекает плавно по оборотам и имеет причиной заметное повышение коэффициент наполнения ηV . Также равномерно уменьшен коэффициент продувки ϕ, указывая на заметное снижение потерь СС в выпускную систему.

Рис. 7.42. Расчетная Ni по ВСХ для трех вариантов ГВТ

234

Рис. 7.43. Расчетный ηV по ВСХ для трех вариантов ГВТ

Рис. 7.44. Расчетный ϕ по ВСХ для трех вариантов ГВТ

235

Третий вариант — c «настроенным» ГВТ, модель его построена на основе улучшенного варианта конструкции перепускных окон. Выпускная система — классический настроенный трубопровод (англ. tuned exhaust pipe) с «расширительной камерой» (англ. expansion chamber, [42]). Профиль выпускной трубы был подобран из условия максимальной индикаторной мощности на оборотах n = 6000 мин−1. На этом режиме расчет дал: Ni = 2,92 кВт, Gâ = 13,55 кг/ч, ηV = 0,647, ϕ = 1,17. На рис. 7.42, 7.43 и 7.44 показаны ВСХ, построенные для трех вариантов ГВТ.

Выводы по результатам расчетов. Проведена серия численных расчетов РП ЭМ-50, в которых на основе определенных в ВЭ ПХ количественно оценивался эффект от а ) изменения конструкции продувочных окон и б ) от применения волновой настройки ГВТ. Установлено следующее:

1)объяснено неудовлетворительное качество продувки РК базового варианта ЭМ-50;

2)предсказано существенное улучшение ПХ при увеличении числа окон в пределах 8 . . . 18;

3)определен близкий к оптимальному наклон продувочных окон;

4)оценен количественно эффект от изменения конструкции продувочных окон в данном двигателе без настроенной выпускной систе-

мы; при переходе на новую конструкцию ожидается увеличение Ne на 74 %, ηV — на 38 %, снижение удельного эффективного расхода топлива ge — на 41 %.

Можно предположить, что «попадание» в диапазон мощности Ne = 2,2 . . . 2,5 кВт при n = 6000 мин−1 и умеренные потери топливовоздушной смеси обеспечит сочетание настроенной выпускной системы и фаз газообмена, подобранных c учетом «настройки» ГВТ.

7.5.Предельный коэффициент наполнения двухтактного ДВС

Ниже изложено решение задачи о предельном теоретическом значении ηV двухтактного ДВС, полученное многопараметрической оптимизацией при численном моделировании процессов газообмена в 1D (гл. 4).

236

7.5.1. Постановка задачи. На стадии постановки задачи выполнена параметризация геометрии конкретной (рис. 7.45) схемы ГВТ — двухтактного ДВС, без наддува, с кривошипно-камерной продувкой, золотником на впуске и «настроенными» впускными и выпускным каналами, работающего на атмосферном воздухе.

F ï. êë

0◦ 180◦ 360◦

	F1	F2	F3	F4	F5
	F0
H
ε dö	L1
h	L2	L3	L4	L5

Fï ð. êë F ûï. êë

l	εêê	F ï

r L ï

0◦ 180◦ 360◦

Рис. 7.45. Параметризованный «настроенный» ГВТ 2-тактного ДВС

Допустим описание в терминах приближенного подобия, приняв гипотезу об автомодельности течения в ГВТ по Reï и θ, в том числе для представления эмпирических данных — а ) характеристик потерь полного давления на органах газообмена и б ) продувочной характеристики РК. Сделаем обсуждавшиеся выше допущения и в описании свойств РТ. Тогда, очевидно, параметризация размеров ГВТ сведется к добавлению новых переменных (в основном вида симплексов) в критериальное уравнение (2.8). Для этого применительно к схеме ГВТ на рис. 7.45 получаем следующий перечень факторов, определяющих величину ηV :

• обобщенная			характериcтика скоростного режима; отноше-
ние средней			скорости	поршня к скорости звука в атмосфе-
ï	ï	ñ	√		;
ре M	= v /		0 = 4rf /	γRT0

237

•геометрическая степень сжатия в РК ε = (Vh + Vc)/Vc;

•отношение хода поршня к диаметру цилиндра S = S/dö;

•отношение радиуса кривошипа к длине шатуна λ = r/l;

•профиль впускного канала; в рассматриваемом частном случае канала постоянного сечения Lâï = Lâï/dö и F âï = Fâï/d2ö;

•закон открытия золотника на впуске в кривошипную камеру (КК); в частном случае трапецеидального закона c заданной уг-

ловой длительностью открытия и закрытия ϕ = idem и F âï max = Fâï определяющие параметры — углы ПКВ открытия и закрытия

ϕ î и ϕâï ç;

•геометрическая степень сжатия в КК εêê = Vêê max/Vêê min;

•закон открытия перепускных органов; для группы прямоуголь-

ных окон определяется относительными а) высотой h = h/dö

и б) эффективной шириной b		= b/dö, которые определяют так-
же угол ПКВ открытия	перепускного органа ϕïåð î и Fïåð max
и угол-сечение (F ϕ)ïåð =	Rϕ	î Fïåð(ϕ)dϕ;
	ϕï ð

• закон открытия выпускных органов; для группы прямоугольных окон — относительные высота H = H/dö и эффектив-

ная ширина	B	= B/dö, определяющие ϕâûï î и Fâûï max 6 F0
и угол-сечение (F ϕ)âûï =			Rϕ î Fâûï(ϕ)dϕ;
			ϕ ûï

• профиль выпускного трубопровода; для показанного на рис. 7.45 задается рядами значений относительных длин участков и пло-

							2
щадей сечений:		L1 = L1/dö, . . . ,		L5 = L5/dö,
						F 0 = F0/dö, . . . ,
	2
F 5 = F5/dö.

Если характерные сечения выпускной трубы в основном круглые, то вместо F i удобно использовать диаметр сечения, отнесенный к диаметру цилиндра — di = di/dö. Тогда критериальное уравнение, описывающее влияние на наполнение параметров двигателя с ГВТ, показанном на рис. 7.45, примет вид

S

r

ηV = ηV ( Mï, ε, S =

, λ =

, Lâï, F âï, ϕâï î, ϕâï ç, εêê,

dö

l

(7.1)

h, b, H, B, L1, . . . , L5, d0, . . . , d5 ) .

238

В таком виде и были обработаны данные, полученные в результате расчетной оптимизации.

Полученное с учетом соображений, высказанных на с. 61, критериальное уравнение (7.1) позволяет представить результаты расчета в обобщенных переменных, когда рекомендованные параметры ГВТ применимы к двигателям с разной размерностью и частотой циклов.

7.5.2. Результаты оптимизации. Задача оптимизации выполнялась с помощью программной утилиты многопараметрической оптимизации из СИМ «Альбея», реализующей генетический алгоритм. При ее работе пользовательская функция, загружаемая из разделяемой библиотеки, обрабатывала файл исходных данных, подставляя значения для каждого нового сочетания определяющих параметров задачи, управляла запуском расчета и получением величины ηV в качестве значения ЦФ (пример — см. на с. 254).

Численный расчет процесса в ГВТ (рис. 7.46) выполнялся солвером СИМ «Альбея». Расчеты проводились с шагом 0,5 ◦ПКВ, до 40-го цикла ДВС, для гарантированного выхода на регулярный режим нестационарного течения в ГВТ.

Рис. 7.46. Модель газовоздушного тракта ДВС с ПДП в СИМ «Альбея»

Подбиралось оптимальное по ηV сочетание значений 19 варьируемых параметров из (7.1) — «режимного» Mï = vï/c0 = rn/15c0 (обобщенная частота циклов) и остальных (конструктивных). Варьирова-

239

ние параметров проводилось на 32 уровнях, что является достаточным для выявления оптимальных значений определяющих параметров (в выбранных диапазонах) и экстремума ЦФ ηV с «технической» точностью.

С известной долей произвольности в расчетах задавались постоянными следующие определяющие параметры (7.1). Во-первых, фиксированными были параметры атмосферного воздуха — давление p0 = 100 кПа и температура T0 = 300 K (т. е. скорость звука в атмосфере составила c0 = 347,3 м/с). Размерность двигателя

определялась величиной dö = 100 мм, «компактность» его РК — отношением S/dö = 0,86 (радиус кривошипа r = S/2 = 43 мм). Приняты геометрическая степень сжатия ε = 15 и длина шатуна l = 151 мм (отношение λ = r/l ≈ 0,285). Эффективная ширина перепускных и выпускных окон принята предельно возможной по конструктивным соображениям — b = 1,88 и B = 1,0. Т. е. не варьировались следующие факторы, входящие в критериальное уравнение (7.1): ε, S, λ, b и B. Закон открытия золотника — трапециевидный, с наклонными участками по 40 ◦ПКВ и максимальным проходным сечением, равным сечению канала на впуске в КК. Длины перепускных каналов приняты минимальными по условию компоновки, их сечения — равными сечению перепускных окон.

Также зафиксирован элементарный состав топлива, его свойства (приняты для бензина среднего состава C = 0,855, H = 0,145), стехиометрическое соотношение l0 = 14,78, низшая теплотворная способность — Hu = 43,9 МДж/кг, применена модель внутреннего смесеобразования с α = 1,2. «Закон» выгорания задан уравнением Вибе с 3200+параметром m = 2, угол начала горения ϕy = 330 ◦ПКВ подобран по условию максимума ηi, который в оптимальной точке по ηV составил ,407, при длительности сгорания ϕyz = 60 ◦ПКВ и полноте выделения химической энергии xz = 0,98.

С применением ГА (с. 45) смоделирована эволюция «популяции» из 50 «экземпляров» в течение 1000 поколений, сделано 50000 оценок ЦФ, уникальный расчет потребовался примерно в половине случаев. Поиск занял около 110 часов времени процессора AMD Sempron

на тактовой частоте 1,94 ГГц. Решение задачи методом полного перебора потребовало бы 3219 (или около 3,96 · 1028 ) вычислений ЦФ.

В результате оптимизации получена точка, в которой расчетное значение ηV составило 1,10. Другой интегральный параметр качества газообмена — коэффициент использования продувочного воздуха,

240