Abstrakt
Der foreslås en ny camless trykluftmotor, som kan gøre trykluftenergien rimeligt fordelt. Gennem analyse af den kamløse trykluftmotor blev der opstillet en matematisk model for arbejdsprocesserne. Ved hjælp af softwaren MATLAB/Simulink til simulering blev tryk, temperatur og luftmasse i cylinderen opnået. For at verificere nøjagtigheden af den matematiske model blev der gennemført eksperimenter. Desuden blev der indført en præstationsanalyse for at designe trykluftmotoren. Resultaterne viser for det første, at simuleringsresultaterne har en god overensstemmelse med de eksperimentelle resultater. For det andet opnås den højeste udgangseffekt under forskellige indsugningstryk, når krumtaphastigheden når 500 omdrejninger pr. minut, hvilket også giver det maksimale udgangsdrejningsmoment. Endelig kan der opnås en højere energiudnyttelsesgrad ved lavere omdrejningstal, indsugningstryk og ventildurationsvinkel. Denne forskning kan henvise til udformningen af den camless ventil i trykluftmotor.
1. Indledning
Miljøproblemer som f.eks. tåge, dis, drivhuseffekt og syreregn har været vidt omkring. Afbrænding af fossile brændstoffer i forbrændingsmotorer (ICE) til transport er den største kilde til miljøproblemer . Nye energikilder som f.eks. vind, solenergi og trykluft, der kan erstatte fossilt brændstof, er en oplagt løsning på miljøproblemerne. Med hensyn til miljøbeskyttelse er der blevet lagt vægt på spørgsmålet om energiudgifter . Nogle forskere mener, at traditionelle biler vil blive erstattet af nye energikøretøjer i fremtiden. Indtil videre findes der en række nye energikøretøjer, nemlig elektriske køretøjer, hybride elektriske køretøjer, komprimerede luftmotorer (CAE) osv. CAE er det typiske produkt af forureningsfrie køretøjer, som er blevet undersøgt af mange forskere og institutioner .
For at sikre jævn kørsel og hurtig reaktion styres luftstrømmen af en simpel cam-mekanisme i mange CAE-systemer . Konventionelle mekaniske ventiltræk anvender generelt ventiltidspunkter og -højder, som er fastlagte afhængigt af kammekanismens udformning. En af ulemperne ved de knastakselsbaserede ventiltræk er den manglende fleksibilitet med hensyn til at variere timing, varighed og løft af indsugningsventilerne . Da CAE udfører mekanisk arbejde ved at ekspandere komprimeret luft, skal strømmen af komprimeret luft styres for at forbedre energieffektiviteten. Det er indlysende, at det er vanskeligt for cam-mekanismen at imødekomme denne efterspørgsel. For at optimere energieffektiviteten er de variable indsugningsventilteknikker blevet anvendt i CAE .
De variable indsugningsventilteknikker har potentiale til at blive anvendt i vid udstrækning i forbrændingsmotorer for at reducere energitab og brændstofforbrug . Tidligere undersøgelser har hovedsagelig fokuseret på simuleringer og systemintegrationer baseret på cam mekanisme ventil . Kun få undersøgelser er blevet rapporteret om undersøgelser af den variable indsugningsventil i CAE.
Denne artikel fokuserer på påvirkningerne på CAE’s ydeevne ved variabel indsugningsventilløft og varighed. Der opbygges således detaljerede matematiske modeller til beskrivelse af arbejdsprocessen, som verificeres ved forsøg. Dette papir er organiseret som følger. I afsnit 2 drøftes detaljerede matematiske modeller. I afsnit 3 opnås og sammenlignes resultaterne af simulering og reelle eksperimenter for at kontrollere nøjagtigheden af de teoretiske modeller. I afsnit 4 analyseres indflydelsen på CAE’s ydeevne af løft og varighed af den variable indsugningsventil. Endelig præsenteres konklusionerne i afsnit 5.
2. Teoretisk analyse
For at forstå CAE’ens arbejdsproces skal vi studere processen i cylinderen, som er illustreret i figur 1. Gastanken leverer energikilden. Indsugningstrykket reguleres af trykreguleringsenheden. Luftstrømmen styres af en magnetventil. Der er hovedsagelig tre komponenter: cylinderen, ventilerne og tanken. I det følgende opbygger vi disse modeller på grundlag af termodynamik og stempelkinematik. I forbindelse med en entrins-stempel-CAE kommer trykluft ind i cylinderen gennem indsugningsventilen, og stemplet skubbes af trykluft. Derefter lukkes indsugningsventilen efter en bestemt krumtapvinkel, mens trykluften fortsætter med at skubbe stemplet nedad og yde arbejde. Når stemplet når nederste dødpunkt (BDC), åbnes udstødningsventilen, således at luften med resttryk udledes. Stemplet bevæger sig fra BDC til det øverste dødpunkt (TDC); CAE gennemfører en arbejdscyklus.
2.1. Ventilstrøm
Da droslingseffekten fra indsugnings- eller udstødningsventilen tegner sig for energitab, er ventilstrømmen af afgørende betydning for CAE. Ventilstrømning betragtes som en endimensionel isentropisk strømning .
Hvis , masseflowet er givet ved
Hvis , strømningen er kvalt, og masseflowet er givet vedhvor er opstrøms stagnationslydhastighed.
Klapstrømsarealet er repræsenteret ved , som kan udtrykkes ved følgende ligning:
Sammenhængen mellem ventilstrømsarealet og ventilløftet er defineret ved følgende ligning:
Skalafaktoren “” er defineret bywhere er det maksimale ventilstrømsareal.
Vi kan karakterisere den camless ventilbevægelse ved vinkel (eller åbning) , maksimalt løft og varighed for hver indsugningsventil. For enkelhedens skyld præsenteres modellen for den camless indsugnings- og udstødningsventilens løfteprofil ved hjælp af følgende ligninger: hvor og er faste i tidsdomænet. En koordinattransformation til krankvinkelområdet resulterer i forskellige ventilprofiler ved forskellige motorhastigheder. Ventilløftprofilen er vist i figur 2.
2.2. Proces i cylinderen
Cylinderindholdet er en energiudvekslingsproces. Trykket og temperaturen af trykluft inde i cylinderen beregnes ved en global energibalance: hvor er hastigheden af luftens interne energi inde i cylinderen, er hastigheden af den varme, der overføres fra cylindervæggen til cylinderindholdet, og er hastigheden af det arbejde, der udføres af det åbne system (som er lig med ).
Luftens indre energi kan udtrykkes somwhere , .
Substitution af (9) i (8) giverwhere , , , .
Den hastighed af trykændringen inde i cylinderen fås ved den ideelle gaslov:
2.3. Varmeoverførsel
For at kunne vurdere den øjeblikkelige varmevekselvirkning mellem cylinderens indhold skal varmeoverførselskoefficienten defineres. Ifølge litteraturen , idet det antages, at gashastigheden er proportional med den gennemsnitlige stempelhastighed , kan varmeoverførselskoefficienten udtrykkes med følgende ligning:
Den gennemsnitlige stempelhastighed kan udtrykkes med følgende ligning:
Den tilsvarende varmeoverførsel erhvor det samlede overfladeareal kan udtrykkes med krumtapvinklen på følgende måde:
2.4. Stempelringens friktion
Det differentielle element af gnidningsarbejde for kompressionsringen kan udtrykkes somhvor er stempelslaget, hvorigennem denne kraft virker.
Dette udtryk integreres over en hel motorcyklus for at tage højde for det arbejde, der går tabt på grund af friktion, som derefter trækkes fra nettocyklusarbejdet.
3. Simulering og eksperimentel validering
3.1. Simulering af CAE
CaE’s arbejdsegenskaber er bestemt ved den teoretiske analyse, der er nævnt i afsnit 2. De ikke-lineære og koblede differentialligninger er modelleret i MATLAB/Simulink. Tabel 1 viser de indledende værdier af parametrene.
Figur 3(a), 3(b) og 3(c) viser simuleringsresultaterne. Cylinderens lufttryk er vist i figur 3(a), cylinderens lufttemperatur er plottet mod kurvelvinklen i figur 3(b), og figur 3(c) viser luftmassestrømmen i cylinderkurven.
(a)
(b)
(c)
(a)
(b)
(c)
Som det fremgår af figur 3, ændrer trykket, temperaturen og massen inde i cylinderen i CAE’en sig periodisk. Indsugningsventilen åbnes, når stemplet når TDC; komprimeret luft fra højtrykstanken strømmer hurtigt ind i cylinderen. Trykket i cylinderen stiger hurtigt til indsugningstrykket. I mellemtiden stiger massen og temperaturen i cylinderen. Når massestrømmen er mindre end cylindervolumenet, falder trykket i cylinderen drastisk. I mellemtiden udvider den komprimerede luft inde i cylinderen sig og fører til, at temperaturen i cylinderen falder fra sit højdepunkt.
Der strømmer ikke længere komprimeret luft ind i cylinderen, når indsugningsventilen er lukket. På dette tidspunkt falder luftmassestrømmen til nul. Stemplet skubbes til BDC afhængigt af komprimeret luft inde i cylinderens ekspansion. Temperaturen og trykket inde i cylinderen falder drastisk.
Udstødningsventilen åbnes, når stemplet når BDC. Den resterende komprimerede rest inde i cylinderen udledes, og massen inde i cylinderen falder fra toppen af cylinderen. I mellemtiden falder temperaturen og trykket inde i cylinderen til bunden.
Overstående proces gentages, og den mekaniske effekt kan afgives kontinuerligt.
I henhold til figur 3(b) når cylinderens temperatur 240 K, hvilket kan medføre isdannelse, så der skal anvendes varmeudveksling.
3.2. Eksperimentel verifikation
Eksperimenterne blev udført for at verificere nøjagtigheden af den matematiske model. Forsøgsapparatet er vist i figur 4, som består af en højtrykstank, en regulator (IR3020-03BC), en lavtrykstank, en spjældventil (AS3001F), to portmagnetiske ventiler, en ombygget motor med de grundlæggende parametre, der er vist i tabel 2, et dataindsamlingskort (PCI1711) fra Advantech, en absolut vinkelforskydningssensor og en programlogisk styring (PLC) fra Siemens. I forsøget blev en 4-takts benzinmotor ombygget til en trykluftmotor ved hjælp af magnetventilen i indsugningsåbningen og udstødningsåbningen. Motorens specifikationer er vist i tabel 2.
|
||||||||||||
I dette forsøg fungerede trykluftkilden først, og regulatorens udgangstryk blev indstillet til den faste værdi. For det andet opretholdt lavtrykstanken trykket efter et stykke tid og justerede derefter spjældventilen, som kan lade trykluften udledes støt fra tanken. Solenoidventilerne i indsugningsåbningen og udstødningsåbningen blev styret af PLC med en akselvinkel, der blev registreret ved hjælp af vinkelsensorens absolutte værdi. Solenoidventilen i indsugningsåbningen åbnede, når stemplet nåede TDC, og lukkede helt ved en krumtapvinkel. Derefter ekspanderer den komprimerede luft inde i cylinderen. Under denne proces forblev magnetventilen til udstødningsporten lukket, og stemplet blev skubbet fra TDC til BDC af den indkommende trykluft, hvorved der blev produceret et kraftslag. Udstødningssolenoidventilen åbnede, når stemplet nåede BDC. Under processen forblev indsugningsmagnetventilen lukket. Den komprimerede luft inde i cylinderen blev udledt fra cylinderen, og stemplet bevægede sig fra BDC mod TDC. Kurvelvinklen blev målt ved hjælp af den absolutte værdi af vinkelforskydningssensoren. Den sidste fase var dataindsamling og lagring.
Testanlægget er bygget som vist i figur 5. De vigtigste parametre for cylinderen er vist i tabel 2.
Som det fremgår af figur 6, stemmer simuleringskurveudviklingen overens med den eksperimentelle kurveudvikling, og den ovenstående matematiske model kan verificeres. Der er dog tre forskelle mellem simuleringsresultaterne og de eksperimentelle resultater: (1) det maksimale tryk er forskelligt; (2) den eksperimentelle kurve er forskudt bagud i forhold til simuleringskurven; (3) værdien af eksperimentets udstødningstryk er større end værdien af simuleringens udstødningstryk.
(a)
(b)
(a)
(b)
De vigtigste årsager til forskellene kan sammenfattes som følger. I betragtning af det lille effektive strømningsareal i indsugningsmagneten vil droslingseffekten være ret tydelig. I mellemtiden oplever hver magnetventil en forsinkelse i bevægelsen, men forsinkelsestiden er forskellig i de forskellige situationer. I dette dokument er simuleringen for enkelhedens skyld baseret på den antagelse, at forsinkelsestiden er konstant. Derfor er eksperimentets trykkurve forskudt bagud i forhold til simuleringskurven. Og når udstødningsluftmassestrømmen er mindre end cylindervolumenhastigheden, vil trykket inde i cylinderen stige under udstødningsprocessen.
Eksperiment- og simuleringskurver for udgangsdrejningsmomentet er vist i figur 7. Det er indlysende, at de eksperimentelle og simuleringskurver har lignende tendenser. Begge udgangsdrejningsmomentkurver falder, når rotationshastigheden øges. Men der tages ikke hensyn til droslingstabet i simuleringsprocessen, så udgangsmomentet i simuleringen er større end forsøgsværdien ved forskellige krumtaphastigheder. Det er tydeligt, at forskellene mellem de eksperimentelle og numeriske resultater øges med stigende krumtaphastighed. Det skyldes, at der i den numeriske beregning ikke tages hensyn til lejerens friktionsmoment, hjælpemotorerne og gearets drejningsmomenttab. Disse drejningsmomenter vil stige i takt med, at krumtaphastigheden øges.
4. Ydelsesanalyse
Effektivitetsvurderingskriteriet for ICE er ikke egnet, men ikke til CAE. I dette afsnit introduceres kort en ny energieffektivitetsvurdering, nemlig lufteffekten, til evaluering af CAE’s energieffektivitet.
Lufteffekten udtrykkes ved hjælp af den tilgængelige energi , som udtrykkes somhvor er luftvolumenet i standardtilstand.
Energivirkningsgraden kan udtrykkes medhvor IT angiver drejningsmomentet.
Det angivne drejningsmoment kan udtrykkes med
Fra den foregående diskussion kan CAE’s ydeevne fås ved forskellige indsugningstryk, IVD og IVL. De oprindelige værdier af parametrene er vist i tabel 1. Indsugningstryk, IVD og IVL kan ændres til sammenligning, mens alle de øvrige parametre holdes konstante.
Figur 8(a) og 8(b) viser effekt og drejningsmoment fra CAE ved forskellige tilførselstryk. Den højeste udgangseffekt på 0,3345 kW opnås ved 7 bar og 500 omdrejninger pr. minut. Det højeste drejningsmoment på 8,4727 Nm opnås ved 7 bar og 300 omdrejninger pr. minut. Det højeste tilførselstryk giver det højeste drejningsmoment og den højeste udgangseffekt.
(a)
(b)
(c)
(a)
(b)
(c)
Energivirkningsgraden ved forskellige indsugningstryk og krumtaphastigheder er vist i figur 8(c). Den laveste krumtaphastighed fører til den højeste energieffektivitet. Og det laveste lufttryk giver den højeste virkningsgrad.
Det er klart, at det er gavnligt at øge tilførselstrykket for at opnå mere effekt og drejningsmoment. Metoden vil dog reducere energieffektiviteten.
Figur 9 viser CAE’s ydeevne i forskellige IVD-vinkler ved 5 bar indsugningstryk.
(a)
(b)
(c)
(a)
(b)
(c)
Effekt og drejningsmoment fra CAE fås ved simulering ved forskellige IVD-vinkler, som vist i figur 9(a) og 9(b). Den højeste udgangseffekt opnås ved 500 omdrejninger pr. minut i alle IVD-vinkler. Udgangsmomentet stiger med IVD-vinklen. Udgangseffekten og drejningsmomentet er ens i forskellige IVD-vinkler ved 500 omdrejninger pr. minut. Energieffektiviteten falder med IVD-værdien og kan udtrykkes i figur 9(c). Men når IVD er lig med 20 grader, vil virkningsgraden falde ved en krumtaphastighed på 100 o/min. Det skyldes, at jo mere komprimeret luft der kommer ind i CAE ved den laveste krumtaphastighed, jo højere er trykket i udstødningen.
Figur 10 viser CAE’s ydeevne i forskellige IVL ved et indsugningstryk på 5 bar.
(a)
(b)
(c)
(b)
(c)
Effekt og drejningsmoment fra CAE fås ved simulering ved forskellige IVL, som vist i figur 10(a) og 10(b). Udgangseffekten stiger med krumtaphastigheden. Men når krumtaphastigheden er lavere end 400 o/min, ændres udgangseffekten kun lidt ved forskellige IVL. Det skyldes, at luftstrømningsmassen ved lav krumtaphastighed er næsten stabil med forskellige IVL. I begyndelsen stiger udgangsmomentet med stigningen i krumtaphastigheden og når sit højdepunkt ved forskellige krumtaphastigheder og IVL. Energieffektiviteten ville falde med krumtaphastigheden, og en stor IVL er gavnlig for at forbedre energieffektiviteten, hvilket kan udtrykkes i figur 10(c). Dæmpningseffekten vil falde ved stor IVL.
5. Konklusioner
I denne artikel blev den matematiske model opbygget. Der blev foretaget simulering og eksperimentelle undersøgelser af CAE, og konklusionerne er opsummeret som følger:(1)Trykket af komprimeret luft inde i cylinderen og udgangsdrejningsmomentet har den samme ændringstendens i både simuleringskurven og den eksperimentelle kurve.(2)Den højeste effekt opnås ved 500 rpm, og det højeste drejningsmoment opnås ved 300 rpm ved forskellige indsugningstryk og forskellige IVD-vinkler.(3)Når krumtaphastigheden er højere end 200 o/min, kan der opnås en højere energiudnyttelsesvirkning ved lavere hastighed, indsugningstryk og IVD. (4)Udgangsmomentet stiger med stigningen i krumtaphastigheden og når sine toppe ved forskellige krumtaphastigheder og IVL. Og stor IVL er gavnlig for at forbedre energieffektiviteten.
Nomenklatur
Subscripts
Interessekonflikter
Forfatterne erklærer, at der ikke er nogen interessekonflikter i forbindelse med offentliggørelsen af denne artikel.