增壓柴油機瞬態(tài)特性的評估方法

黃昕煜， 邱苗， 崔毅， 鄧康耀, 劉勝

(1. 上海交通大學機械與動力工程學院， 上海 200240； 2. 中國北方發(fā)動機研究所(天津)， 天津 300400)

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增壓柴油機瞬態(tài)特性的評估方法

黃昕煜， 邱苗， 崔毅， 鄧康耀, 劉勝

(1. 上海交通大學機械與動力工程學院， 上海 200240； 2. 中國北方發(fā)動機研究所(天津)， 天津 300400)

通過分析發(fā)動機典型瞬態(tài)過程中的各個參數(shù)變化及能量傳遞關系，提出了一個通用的評價渦輪增壓柴油機瞬態(tài)響應性能的方法，建立了發(fā)動機的關鍵結構參數(shù)、渦輪增壓器尺寸、初始運行工況參數(shù)與瞬態(tài)響應性能指標的顯式關系。采用一維計算模型對提出的評價指標在不同機型上進行了計算驗證。研究結果表明，提出的渦輪增壓柴油機瞬態(tài)性能評價方法適用性強，且在整機設計的初始階段就能夠定量研究瞬態(tài)性能并判別設計方案的可行性。

增壓柴油機； 瞬態(tài)特性； 評價指標； 響應

增壓柴油機如今被廣泛應用于中大型車輛中，并憑借油耗低、升功率大的優(yōu)勢，在日益激烈的市場競爭中，有著廣闊的發(fā)展空間。過去對發(fā)動機控制策略和性能優(yōu)化的研究都主要基于穩(wěn)態(tài)特性，而實際上在道路上運行的汽車40%～75%的時間是處于起動、加速、減速及其他過渡工況，即瞬態(tài)工況。當汽車行駛在市區(qū)時瞬態(tài)工況所占的比例更大。此外，汽車大部分有害物的排放和燃油消耗的40%～80%都來自發(fā)動機瞬態(tài)工況[1]。在瞬態(tài)工況時，發(fā)動機的輸出功率、油耗、排放、噪聲等將偏離匹配點，因此不能用傳統(tǒng)的基于穩(wěn)態(tài)特性建立的模型進行計算。

如今發(fā)動機的瞬態(tài)特性已經(jīng)得到了越來越多的關注，各國機構也做了很多相關研究[2-4]。這些研究采用的是直接評價法，即對典型的瞬態(tài)過程進行直接的仿真分析或臺架試驗[5-12]，以增壓壓力、轉速、扭矩等參數(shù)的響應時間來判別瞬態(tài)工況性能。瞬態(tài)工況直接評價方法比較直觀，且結果一般比較準確。但是該方法需要非常具體的發(fā)動機結構參數(shù)以及進排氣管路尺寸，難以在系統(tǒng)方案設計階段運用，只能在穩(wěn)態(tài)匹配完成后進行瞬態(tài)設計驗證，在某些情況下需要多次迭代，降低了匹配效率。

為了克服直接評價方法的缺點,本研究提出了一個響應公式，用以計算發(fā)動機的響應性能。響應公式的應用可以與穩(wěn)態(tài)匹配同時進行，輔助發(fā)動機初始階段的設計工作。

1 瞬態(tài)過程的時序能量變化分析

為了得出瞬態(tài)響應公式，首先需要分析發(fā)動機瞬態(tài)過程的時序能量變化。對應整車的瞬態(tài)過程，發(fā)動機工況大體可以分為定轉速增扭矩過程和定扭矩增轉速過程兩類,本文的分析主要針對定轉速加載過程。由于整車加速能力主要體現(xiàn)在低速扭矩的響應速度，選擇最能反映整車加速能力的低轉速工況進行性能評價。

在模擬分析時，固定發(fā)動機轉速不變，使發(fā)動機穩(wěn)定在當前轉速的最小扭矩下，將噴油量突加到全負荷油量，計算加載過程進氣壓力的變化，以油門開始變化為起始時間，以進氣壓力達到最終穩(wěn)定值的90%為響應結束時間，兩個時間之差為進氣壓力響應時間。進氣壓力響應時間表征了發(fā)動機進排氣系統(tǒng)的響應特性。

圖1示出了實測的某車用增壓柴油機定轉速加載過程中發(fā)動機扭矩隨時間的變化規(guī)律[13]。這是一個典型的瞬態(tài)加載過程，可以將這一瞬態(tài)過程分成3個階段(見圖2)。在階段A，隨著油量突加，扭矩也隨即上升，沒有延遲。而階段A扭矩上升的程度由缸內初始的空氣量決定。在階段A末段，空燃比降到最低值。在階段B，雖然空燃比逐漸增加，但是由于空燃比的絕對值較低，不完全燃燒現(xiàn)象嚴重，因此扭矩基本保持不變。在C階段，隨著進氣壓力的提高，空燃比逐漸提高，燃燒改善，因此輸出扭矩逐漸增加到穩(wěn)定值。

圖1 實測的定轉速加載過程

圖2 定轉速加載過程的3個階段

從以上的試驗可以看出，扭矩上升的延遲是由進氣量的不足導致的。為了預測出增壓柴油機的瞬態(tài)響應特性，需要對渦輪增壓系統(tǒng)的響應加以分析。

(1)

式中，A為溫升因子，受空燃比α和發(fā)動機轉速的影響。在相同轉速下，空燃比較高時燃油都可以保證充分燃燒，A基本不會隨α變化；當空燃比偏低時，由于燃燒的不完全，A值隨α下降而減小。在瞬態(tài)工況下，空燃比α的突變導致了工質溫度的突升。

已知Trise，則氣缸的排氣溫度可由進氣溫度和Trise相加計算得到：

Tout=Tin+Trise。

(2)

在突加噴油的瞬時，增壓器的角加速度可以用式(3)求出：

(3)

此時渦輪功：

(4)

(5)

(6)

最終推出

(7)

在此加速度下，增壓器由低工況穩(wěn)態(tài)加速到高工況穩(wěn)態(tài)所需的時間定義為切向加速時間(見圖3)：

(8)

圖3 某機型增壓器轉速的GT-Power計算結果

切向加速時間Btangi反映了柴油機增壓系統(tǒng)的瞬態(tài)響應特性，Btangi越小，則瞬態(tài)響應越迅速。實際的響應時間則是在Btangi的基礎上乘以一個系數(shù)kB，kB與工況變化幅度有關。

最終可得渦輪增壓系統(tǒng)響應時間：

(9)

2 渦輪增壓器響應公式的簡化

渦輪增壓器的響應公式中很多性能參數(shù)在發(fā)動機設計的初始階段并不知道，因此還需要對這些參數(shù)進行簡化。

首先考慮渦輪增壓器系統(tǒng)，式(10)建立了渦輪增壓器的能量平衡關系：

(10)

由式(10)可以得到：

(11)

根據(jù)渦輪流量公式可以得到渦輪流量和壓比的關系：

(12)

式中：αf為脈沖流量系數(shù)；β為脈沖能量系數(shù)。這兩個系數(shù)是在考慮脈沖氣流對渦輪流量和能量影響后提出的修正系數(shù)，通過這兩個系數(shù)的修正，就可以把實際的脈沖氣流作為平均壓力和溫度下的假想穩(wěn)定氣流來處理。

壓氣機的氣體流量可以通過式(13)得到：

(13)

式中：ηv為充氣效率；φs為掃氣系數(shù)；ρs為進氣密度；vd是氣缸的工作容積。

(14)

將式(11)代入可得壓氣機的絕熱焓降：

(15)

擬合結果為

(16)

(17)

式中：Rg為理想氣體常數(shù)；AT為渦輪通流面積；DT為渦輪直徑。結合式(9)和式(17)，可以最終得到響應公式：

(18)

圖4 log(A1) 和 log(A2)的比例關系

綜上所述，通過發(fā)動機穩(wěn)態(tài)匹配的理論計算估算出需要的性能參數(shù)，就可以估算出渦輪增壓系統(tǒng)的響應時間Btc。

3 渦輪增壓系統(tǒng)響應公式的驗證

為了確定響應公式的適用性，針對D6114增壓柴油機計算不同工況下的響應時間，對提出的響應公式進行驗證。D6114柴油機的基本參數(shù)見表1。

表1 D6114增壓柴油機主要參數(shù)

采用GT-Power軟件建立D6114柴油機的仿真計算模型。進排氣管路根據(jù)進排氣管路尺寸建模。中冷器采用Pipe模塊，通過增大管壁面積、設定目標壁溫、增大傳熱系數(shù)等來實現(xiàn)中冷器的效果。燃燒模型通過試驗得到的缸壓曲線求得相應的韋伯參數(shù)。由此建立D6114柴油機的計算模型，并將計算值與試驗數(shù)據(jù)進行對比，模型的誤差情況見圖5和圖6。

圖5 標定轉速模型誤差情況

圖6 最大扭矩轉速模型誤差情況

可以看出，主要性能參數(shù)的計算結果與試驗數(shù)據(jù)的誤差都在5%以內。所建立的仿真模型精度較高，可以用來進行性能分析研究。

對于D6114柴油機，需要計算其在表2所示工況下,5 s時突加載的瞬態(tài)響應特性。

表2 計算工況

首先要根據(jù)發(fā)動機穩(wěn)態(tài)匹配計算公式計算發(fā)動機各工況下的穩(wěn)態(tài)性能參數(shù),并通過這些穩(wěn)態(tài)參數(shù)求出增壓系統(tǒng)響應時間(見表3)，kB值取1.2。

表3 響應時間計算表

為了驗證Btangi的精度，用D6114柴油機的GT模型對以上工況進行了仿真計算，用進氣壓力的變化來反映瞬態(tài)特性，仿真結果見圖7。

以進氣壓力達到最終穩(wěn)態(tài)值90%的時刻作為加載結束時刻，得到GT仿真下各工況的瞬態(tài)響應時間(見表4)。

圖7 不同工況下進氣壓力的響應特性

工況點工況1工況2工況3工況4加速響應時間/s4．53．25．08．0

對比表4中工況1與工況4的響應時間可以發(fā)現(xiàn)，渦輪增壓器的轉動慣量增加1倍，響應時間并不是相應增加1倍。這是由于進氣壓力的響應不只與渦輪增壓器的響應特性相關，還與發(fā)動機的能量傳遞延遲和進排氣管道的壓力波傳遞延遲有關，這部分的延遲時間可定義為B′。對于發(fā)動機，實際的瞬態(tài)響應時間為B=Btc+B′。相比于Btc，延遲時間B′更難用一個直觀的公式表示，因為影響能量傳遞和壓力波傳遞的因素更加繁雜。B′主要與發(fā)動機的缸徑、轉速、進排氣管的結構相關，而與渦輪增壓系統(tǒng)無關。

工況4與工況1相比，渦輪增壓系統(tǒng)的轉動慣量增大一倍，B′不變，Btc增大了一倍。因而可以求出原轉動慣量下Btc=3.5 s，工況1下B′=1 s。

對于以上4個工況，由于氣缸結構參數(shù)以及進排氣管路相同，因此延遲時間B′均取1 s，用GT仿真的加速響應時間B減去B′,可以得到實際的渦輪增壓系統(tǒng)響應時間(見表5)。

表5 仿真得出的渦輪增壓系統(tǒng)響應時間

圖8示出了表3(響應公式)與表5(仿真)的結果對比。從圖8中可以看到，響應公式計算的Btangi值與GT的仿真結果基本一致。可見此響應公式對D6114機型的響應特性有很好的預測性。

圖8 響應公式計算的Btangi與GT仿真值的對比

為了進一步驗證響應公式，將公式應用于另兩款增壓柴油機132和WP7中，計算其瞬態(tài)響應時間。機型的基本參數(shù)見表6。

表6 柴油機主要參數(shù)

計算了132柴油機在2 100 r/min，扭矩從350 N·m加載到880 N·m以及WP7柴油機在1 000 r/min，扭矩從480 N·m加載到950 N·m的瞬態(tài)響應特性。

表7示出了穩(wěn)態(tài)參數(shù)，并用公式計算了響應時間，kB值取1.2。

表7 不同機型的響應時間計算表

類似地，建立了132和WP7柴油機的GT模型并進行仿真計算，得出的進氣壓力響應特性見圖9。

圖9 132和WP7柴油機的進氣壓力瞬態(tài)響應特性

從圖9中找到各機型增壓壓力達到穩(wěn)態(tài)值90%的點，132機型加速時間為2.6 s，WP7的加速時間為3.7 s，減去約1 s的延遲時間B′，兩者的實際渦輪增壓器響應時間為1.6 s和2.7 s，與表6中計算得出的響應時間Btc基本相符。由此可見，本研究提出的響應公式在不同機型、不同工況下有著較廣的適用性，可以用于在發(fā)動機初始設計階段估算不同方案的瞬態(tài)響應特性。

4 結束語

提出了一個便于使用的瞬態(tài)響應公式，從而在發(fā)動機初始設計階段判斷機型的瞬態(tài)特性。通過分析發(fā)動機瞬態(tài)過程的能量時序變化，發(fā)現(xiàn)瞬態(tài)過程的渦前排溫突變是影響瞬態(tài)響應的主因，并以此為突破口，提出了切向加速時間這個參數(shù)來反映渦輪增壓器的瞬態(tài)響應特性。采用一些數(shù)學方法，對響應公式中一些難以求得的性能參數(shù)作了簡化，得到了增壓器響應時間Btc與發(fā)動機結構參數(shù)以及性能參數(shù)的顯式關系。最后，通過GT仿真不同機型、不同工況下的響應特性，對Btc的預測能力進行了驗證，發(fā)現(xiàn)響應公式能較好地預測渦輪增壓柴油機系統(tǒng)的瞬態(tài)響應特性。

[1] 周永軍.汽油機瞬態(tài)試驗臺架[D].長沙：長沙理工大學，2004

[2] Benajes J，Luján J M，Serrano J R.Predictive modelling study of the transient load response in a heavy-duty turbocharged diesel engine[C].SAE Paper 2000-01-0583.

[3] Rakopoulos C D，Giakoumis E G.Review of thermodynamic diesel engine simulations under transient operating conditions[C].SAE Paper 2006-01-0884.

[4] Rakopoulos C D，Giakoumis E G，Hountalas D T，et al.The effect of various dynamic，thermodynamic and design parameters on the performance of a turbocharged diesel engine operating under transient load conditions[C].SAE Paper 2004-01-0926.

[5] Rakopoulos C D，Giakoumis E G.Parametric study of transient turbocharged diesel engine operation from the second-law perspective[C].SAE Paper 2004-01-1679.

[6] Filipi Z S，Assanis D N.A nonlinear，transient，single-cylinder diesel engine simulation for predictions of instantaneous engine speed and torque[J].Journal of engineering for gas turbines and power，2001，123(4):951-959.

[7] Bozza F，Nocera R，Senatore A，et al.Theoretical and Experimental Investigation of the Matching between an ICE and a Turbocharger[C].SAE Paper 901601,1990.

[8] Assanis D N，Atreya A，Borgnakke C，et al.Development of a modular，transient，multi-cylinder diesel engine simulation for system performance and vibration studies[C]//Proceedings of ASME-ICE Spring Technical Conference.[S.l.]:[s.n.],1997，28:1.

[9] Shi Y，Zheng G，Chen H，et al.Transient Behavior Study of HD Diesel Engine and the Effects of Turbochargers[C]//Proceedings of the FISITA 2012 World Automotive Congress.Berlin:Springer，2013:1123-1132.

[10] Zhang L P，Liu Z C，Tian J，et al.Investigation of the combustion deterioration of an automotive diesel engine under transient operation[J].Science China Technological Sciences，2014，57(3):480-488.

[11] Jiang Q，Van Gerpen J H.Prediction of diesel engine particulate emission during transient cycles[C].SAE Paper 920466，1992.

[12] Wang T，Lin X D，F(xiàn)eng X Z，et al.Research in fuel injection revision control of gasoline engine based on the electronic throttle during transient condition[C]//Computer，Mechatronics，Control and Electronic Engineering (CMCE)，2010 International Conference on IEEE.[S.l.]:IEEE,2010:285-287.

[13] 鄭廣勇,于秀敏,侯福建,等.通過增壓器匹配提高發(fā)動機瞬態(tài)性能[J].吉林大學學報(工學版),2013(1):45-50.

[編輯： 姜曉博]

Evaluation Method for Transient Performance of Turbocharged Diesel Engine

HUANG Xinyu1, QIU Miao1， CUI Yi1, DENG Kangyao1, LIU Sheng2

(1. School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University， Shanghai 200240， China;2. China North Engine Research Institute(Tianjin), Tianjin 300400, China)

An evaluation method for transient performance of a turbocharged diesel engine was put forward according to the variation of each parameter and the energy transfer relationship during the typical transient process and the explicit relationship of transient response index with engine critical geometry parameter, turbocharger dimension and initial operating parameters was built. The proposed evaluation index was verified in different engines with one-dimensional calculation model. The results show that the evaluation method can analyze the transient performance quantitatively and judge the feasibility of design schemes due to its strong application characteristics.

turbocharged diesel engine; transient characteristic; evaluation index； response

2015-09-21；

2015-12-13

科工局基礎產品創(chuàng)新項目(MPRDDE0404)

黃昕煜(1992—)，男，碩士，主要研究方向為兩級增壓系統(tǒng)匹配及瞬態(tài)特性；361020604@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.004

TK421.8

B

1001-2222(2016)01-0022-06