車用渦輪增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性測(cè)試方法

馬朝臣，王恒軍

(北京理工大學(xué) 葉輪機(jī)械與增壓技術(shù)研究所，北京 100081)

渦輪增壓器作為有效提高內(nèi)燃機(jī)動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性及減少污染排放的技術(shù)手段而廣泛運(yùn)用于內(nèi)燃機(jī)上。與自然吸氣的內(nèi)燃機(jī)相比，渦輪增壓技術(shù)可提高汽油機(jī)效率近20%、提高柴油機(jī)效率近40%[1]。研究表明實(shí)際道路上汽車有40%～75%的時(shí)間處于啟動(dòng)、加速、減速及其過渡等瞬態(tài)過程，而汽車的大部分有害物和燃油消耗的40%～80%來自于內(nèi)燃機(jī)的瞬態(tài)工況[2]。日益嚴(yán)格的排放法規(guī)促使科研工作者更加關(guān)注內(nèi)燃機(jī)的瞬態(tài)工況，包括渦輪增壓器遲滯效應(yīng)對(duì)內(nèi)燃機(jī)瞬態(tài)工況的影響[3-7]。

Karl Zinner由轉(zhuǎn)子的慣性矩、轉(zhuǎn)子角速度、供轉(zhuǎn)子加速用的瞬時(shí)剩余力矩的關(guān)系出發(fā)，提出衡量渦輪增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性能的加速性參數(shù)B[8]。

B值越小，表明渦輪增壓器的瞬態(tài)響應(yīng)性能越好。然而，計(jì)算或測(cè)量加速性參數(shù)B過程中，不可避免地需要引入渦輪增壓器的瞬態(tài)效率以計(jì)算瞬時(shí)剩余力矩，而目前還沒有能夠有效計(jì)算增壓器瞬態(tài)效率的方法，這給加速性參數(shù)B的應(yīng)用帶來了障礙。

為了克服測(cè)量瞬態(tài)加速性效率參數(shù)所帶來的困難，本文通過分析內(nèi)燃機(jī)瞬態(tài)響應(yīng)與渦輪增壓器遲滯之間的關(guān)系，提出一種數(shù)學(xué)模型及測(cè)試方法，用以評(píng)價(jià)增壓器的瞬態(tài)響應(yīng)能力。

1 內(nèi)燃機(jī)瞬態(tài)響應(yīng)性分析

內(nèi)燃機(jī)的遲滯效應(yīng)更多地體現(xiàn)在內(nèi)燃機(jī)由低功率工況向高功率工況過渡的過程中。在過渡過程中，為了提高功率，內(nèi)燃機(jī)通過噴油器快速增加進(jìn)入燃燒室的燃油，內(nèi)燃機(jī)排氣溫度快速增加，導(dǎo)致渦輪入口能量的快速增加，推動(dòng)增壓器由低轉(zhuǎn)速工況向高轉(zhuǎn)速工況過渡, 但是由于增壓器轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、效率等因素限制，壓氣機(jī)無法快速增加內(nèi)燃機(jī)所需的進(jìn)氣量。致使增壓器提供壓縮空氣的速度制約了內(nèi)燃機(jī)供油量的增加，最終導(dǎo)致內(nèi)燃機(jī)的遲滯效應(yīng)。

研究表明影響增壓器瞬態(tài)響應(yīng)能力的參數(shù)主要有轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、渦輪增壓器的效率及渦輪入口能量等[8-9]。

1.1 轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量對(duì)增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性能的影響

渦輪增壓器轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量是增壓器響應(yīng)時(shí)間的重要因素，不同大小的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量將會(huì)給增壓器的瞬態(tài)響應(yīng)性能帶來較大的影響，渦輪與壓氣機(jī)的功率平衡方程可表示為：

PT-PC=J0ωα

(1)

式中：PT為渦輪的有效輸出功率；PC為壓氣機(jī)的消耗功率；J0為增壓器轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ω為轉(zhuǎn)子角速度；α為轉(zhuǎn)子角加速度。

由式(1)可知，對(duì)于給定的渦輪有效功率、壓氣機(jī)消耗功率和轉(zhuǎn)子初始轉(zhuǎn)速，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量增大，角加速度α隨之減小，且角加速度α與J0成反比關(guān)系。而只有轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的快速增加才能使壓氣機(jī)出口壓力快速提高，進(jìn)而為內(nèi)燃機(jī)提供更多的進(jìn)氣沖量。因而，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量越大，加速的時(shí)間越長(zhǎng)，壓氣機(jī)提供的空氣質(zhì)量流量增速越緩慢。

1.2 渦輪增壓器效率對(duì)增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性能的影響

式(1)中渦輪軸的有效功率PT可表示為：

(2)

式中：HT為渦輪入口滯止焓;kJ/s;ηT為渦輪有效效率(有效效率為絕熱效率與機(jī)械效率之積);πT為渦輪膨脹比;κT為渦輪入口流體絕熱指數(shù)。

式(1)中壓氣機(jī)的消耗功PC可表示為：

(3)

式中：PTC為壓氣機(jī)絕熱壓縮功率，kJ/s；ηC為壓氣機(jī)效率。

將式(2)、(3)代入式(1)，可得增壓器效率與轉(zhuǎn)子角加速度的關(guān)系，即：

(4)

由此可知，對(duì)于給定的渦輪入口滯止焓、壓氣機(jī)絕熱壓縮功、轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，隨著渦輪有效效率ηT和壓氣機(jī)絕熱效率ηC的增加，相同時(shí)間內(nèi)，壓氣機(jī)端所提供的空氣質(zhì)量流量也會(huì)更多。

1.3 渦輪增壓器加速性的測(cè)試方法和評(píng)價(jià)指標(biāo)

為獨(dú)立于內(nèi)燃機(jī)進(jìn)行渦輪增壓器的瞬態(tài)響應(yīng)性試驗(yàn)，本文提出了渦輪增壓器加速性試驗(yàn)方法和評(píng)價(jià)指標(biāo)。

渦輪增壓器對(duì)內(nèi)燃機(jī)加速性影響的實(shí)質(zhì)是供氣量增加速率的影響。由上文分析可知，增壓器轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、渦輪增壓器效率和供給渦輪的總能量都會(huì)影響增壓器的加速過程，進(jìn)而影響壓氣機(jī)供氣量的增加。在加速過程中，初始的有限供油量的增加會(huì)使輸入渦輪進(jìn)口焓有所增加，所帶來的效果是壓氣機(jī)供氣量的增加，而壓氣機(jī)供氣量增加的速率是影響內(nèi)燃機(jī)加速性的根本原因。

1.3.1 試驗(yàn)方法

在渦輪增壓器試驗(yàn)臺(tái)上，使增壓器在較低轉(zhuǎn)速的工況a達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)后，在渦輪入口快速增加氣體能量，使渦輪增壓器加速運(yùn)行到較高轉(zhuǎn)速的工況b，同時(shí)測(cè)量加速運(yùn)行時(shí)間段內(nèi)，渦輪和壓氣機(jī)進(jìn)出口氣體參數(shù)和轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的瞬時(shí)值，然后對(duì)所測(cè)得的工況a～b的瞬時(shí)參數(shù)值進(jìn)行處理，從而得到渦輪增壓器的瞬態(tài)響應(yīng)性評(píng)價(jià)指標(biāo)。

1.3.2 評(píng)價(jià)指標(biāo)

基于上述的試驗(yàn)方法和測(cè)量數(shù)據(jù)，本文提出了渦輪增壓器加速性評(píng)價(jià)指標(biāo)Dx:

(5)

式中：mC為流過壓氣機(jī)的出口氣體質(zhì)量流量的瞬時(shí)值;mCa為ta時(shí)刻壓氣機(jī)出口的氣體質(zhì)量流量;mT為渦輪進(jìn)口的氣體質(zhì)量流量瞬時(shí)值;mTa為ta時(shí)刻渦輪進(jìn)口的氣體質(zhì)量流量;hT為渦輪進(jìn)口氣體比焓的瞬時(shí)值;hTa為在ta時(shí)刻渦輪入口氣體比焓，其中，hT=CpTT，Cp為渦輪進(jìn)口氣體定壓比熱容;TT為渦輪入口氣體總溫;TTa為ta時(shí)刻渦輪入口總溫;tb-ta為轉(zhuǎn)子加速時(shí)間。

相較于加速性參數(shù)B，Dx計(jì)算不依賴瞬態(tài)效率參數(shù)，Dx的物理意義為：?jiǎn)挝粫r(shí)間內(nèi)，渦輪端所提供的單位能量增量得到的壓氣機(jī)出口端氣體的增加量，單位為g/(kJ·s)。

工程應(yīng)用中，當(dāng)增壓器轉(zhuǎn)子由低轉(zhuǎn)速向高轉(zhuǎn)速加速時(shí)，增壓器轉(zhuǎn)子終了轉(zhuǎn)速會(huì)穩(wěn)定在某一較小轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)波動(dòng)，為了減少轉(zhuǎn)速波動(dòng)帶來的影響，定義加速區(qū)間為tb～ta，如圖1所示。

圖1 加速區(qū)間的定義Fig.1 Definition of acceleration interval

圖1中：na為加速前轉(zhuǎn)子穩(wěn)定轉(zhuǎn)速;ta為加速起始時(shí)刻;nc為轉(zhuǎn)子加速后穩(wěn)定轉(zhuǎn)速;tc為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速初步穩(wěn)定在nc的時(shí)刻;nb為0.99(nc-na)+na，tb為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速達(dá)到nb的時(shí)刻。

2 渦輪增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性測(cè)試過程仿真

本文借助GT-POWER軟件建立增壓器臺(tái)架的一維計(jì)算模型，并與SIMILINK控制模塊進(jìn)行耦合仿真，SIMULINK的輸入信號(hào)通過執(zhí)行器控制GT-POWER的仿真參數(shù)，GT-POWER仿真參數(shù)通過傳感器模塊輸出。渦輪增壓器由渦輪與壓氣機(jī)組成，渦輪與壓氣機(jī)通過轉(zhuǎn)軸連接，渦輪入口與燃燒室通過管道連接，噴油器將燃油直接噴入燃燒室中，通過燃燒室入口前節(jié)流閥開度來控制進(jìn)入燃燒室的空氣流量，通過調(diào)節(jié)噴油器的噴油量控制渦輪入口溫度，配合利用壓氣機(jī)出口節(jié)流閥開度控制壓氣機(jī)壓比，可實(shí)現(xiàn)對(duì)渦輪入口流量和溫度、壓氣機(jī)壓比、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速(即增壓器運(yùn)轉(zhuǎn)工況)的控制，模型如圖2所示。

圖2 GT-POWER渦輪增壓器耦合仿真模型Fig.2 Model of turbocharger coupled with controls in GT-POWER

2.1 仿真模型校核

模型中管道長(zhǎng)度、直徑、傳熱系數(shù)等參數(shù)根據(jù)真實(shí)管道材料設(shè)置，進(jìn)氣壓力調(diào)節(jié)閥與燃燒室之間的管道長(zhǎng)度設(shè)置為30 m，直徑設(shè)為100 mm，管道導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為15 W/(m2·K)，所使用的增壓器型號(hào)為JP40A，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J0=7.028 2×10-6kg·m2，壓氣機(jī)流量特性如圖3所示，渦輪流量特性和效率特性分別如圖4和圖5所示。

圖3 壓氣機(jī)流量特性Fig.3 Compressor mass flowrate map

圖4 渦輪流量特性Fig.4 Turbine mass flowrate map

圖5 渦輪有效效率特性Fig.5 Turbine effective efficiency map

為了驗(yàn)證模型可用于渦輪增壓器的瞬態(tài)仿真試驗(yàn)，在渦輪增壓器試驗(yàn)臺(tái)架上進(jìn)行了試驗(yàn)校核，并將仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。試驗(yàn)方法：通過調(diào)節(jié)燃燒室前管道的閥門開度、噴油量及壓氣機(jī)出口閥門開度，使增壓器轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在120 000 r/min，流量穩(wěn)定在0.065 1 kg/s(壓比為1.35)，渦輪入口溫度穩(wěn)定在500 ℃，保持壓氣機(jī)出口節(jié)流閥的閥門開度不變、噴油量不變，快速增大調(diào)節(jié)燃燒室入口前閥門開度從而增大進(jìn)氣量，使得渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速快速提高并穩(wěn)定在200 000 r/min。

由表1及圖6仿真與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比可知，模型在過渡過程中仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的初始、終了狀態(tài)參數(shù)最大誤差為8.6%，試驗(yàn)加速時(shí)間為15.6 s，仿真加速時(shí)間為13 s,誤差為16.8%。此外，分別對(duì)起點(diǎn)流量為0.057 8、0.065 1、0.071 5、0.075 6 kg/s(壓比分別為1.45、1.40、1.30、1.25)、轉(zhuǎn)速為120 000 r/min，終點(diǎn)為200 000 r/min的加速過程進(jìn)行仿真驗(yàn)證，結(jié)果表明除加速時(shí)間誤差接近20%外，其余仿真結(jié)果誤差均小于10%。這主要是由于管道充排效應(yīng)的影響，導(dǎo)致燃燒室與進(jìn)氣壓力調(diào)節(jié)閥之間的管道容積對(duì)轉(zhuǎn)子加速過程(如加速時(shí)間)有較大的影響，而仿真所使用的管道模型為一維模型，綜合導(dǎo)致了計(jì)算仿真與試驗(yàn)結(jié)果有一定差距。然而，本文主要目的在于驗(yàn)證渦輪增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性的測(cè)試方法的可行性、實(shí)用性，在同一標(biāo)準(zhǔn)下實(shí)現(xiàn)對(duì)渦輪增壓器加速性比較，因此認(rèn)為仿真模型滿足仿真需求。

表1 工況5仿真與試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Simulation and experiments results of condition 5

圖6 轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速曲線Fig.6 Curves of rotational speed

2.2 渦輪增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性測(cè)試過程仿真研究

選擇壓氣機(jī)質(zhì)量流量分別為：0.037 6、0.048、0.057 8、0.065 1、0.071 5、0.075 6 kg/s(與之對(duì)應(yīng)壓比分別為：1.49、1.45、1.40、1.35、1.30、1.25)，轉(zhuǎn)速為120 000 r/min工況作為加速起始點(diǎn)，200 000 r/min為加速終了轉(zhuǎn)速，并分別定義為工況1、工況2、…、工況6。仿真過程：調(diào)節(jié)燃燒室進(jìn)氣管道閥門開度、噴油量及壓氣機(jī)出口閥門開度，使得渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在120 000 r/min，壓比穩(wěn)定在目標(biāo)壓比，渦輪入口溫度穩(wěn)定在773.15 K；保持壓氣機(jī)放氣閥開度不變；同時(shí)快速增大噴油量與燃燒室前管道閥門開度，使得渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在200 000 r/min，渦輪入口溫度為773.15 K；

工況1～工況6的加速過程在壓氣機(jī)Map上軌跡如圖7所示，Dx值如圖8所示，仿真結(jié)果表明，在起始和終了轉(zhuǎn)速相同時(shí)，起始工況的壓氣機(jī)流量越大，Dx值越大并逐漸趨于穩(wěn)定。對(duì)于本算例，起始質(zhì)量流量在0.071 5～0.075 6 kg/s時(shí)，Dx值相差在1%以內(nèi)，具有較好的一致性。由于高速下，增壓器較難穩(wěn)定在給定渦輪流量、壓比、轉(zhuǎn)速的工況處，為了降低試驗(yàn)難度，同時(shí)試驗(yàn)誤差在可接受范圍內(nèi)，起始點(diǎn)選擇在同一轉(zhuǎn)速下一致性較好的大流量點(diǎn)處。

圖7 加速過程中壓比變化曲線Fig.7 Pressure ratio change during acceleration process

圖8 不同工況Dx值Fig.8 Value of Dx in different conditions

由于工況5起始點(diǎn)位于一致性較好的大流量點(diǎn)處，且不貼近壓氣機(jī)阻塞邊界，因而選擇工況5作為典型加速工況進(jìn)行進(jìn)一步仿真研究。由于燃燒室中燃油增加速率遠(yuǎn)大于燃燒室入口空氣增加速率，因此，本文對(duì)燃油控制模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，并直接對(duì)噴油質(zhì)量進(jìn)行控制(如圖9(g)所示)。在工況5加速過程中，渦輪增壓器加速過程中的狀態(tài)參數(shù)主要有：轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速、壓氣機(jī)壓比、壓氣機(jī)出口質(zhì)量流量、渦輪膨脹比、渦輪入口質(zhì)量流量和溫度。

由圖9可知，工況5加速時(shí)間tb-ta約為0.65 s，在加速過程中，由于噴油量及燃燒室入口壓力變化的影響，渦輪入口溫度需要較長(zhǎng)時(shí)間趨于穩(wěn)定值。而渦輪入口質(zhì)量流量、總壓可快速響應(yīng)燃燒室前節(jié)流閥開度的變化，在0.2 s內(nèi)均可快速增加到目標(biāo)增量的97%。

圖9 工況5的主要參數(shù)變化曲線Fig.9 Main parameters change curves of condition 5

此外，本文分別選擇流量為0.071 5、0.075 6 kg/s (壓比分別為1.30、1.25)，初始轉(zhuǎn)速120 000 r/min為加速起始點(diǎn)，終了轉(zhuǎn)速分別為140 000、160 000、180 000、200 000、220 000 r/min，研究不同終了轉(zhuǎn)速對(duì)Dx計(jì)算值的影響。仿真控制方法為：通過調(diào)節(jié)燃燒室進(jìn)氣管道閥門開度、噴油量及壓氣機(jī)出口閥門開度，使得渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在120 000 r/min，壓氣機(jī)流量穩(wěn)定在初始目標(biāo)流量，渦輪入口前溫度穩(wěn)定在773.15 K后，保持壓氣機(jī)放氣閥開度不變，同時(shí)增大噴油量及燃燒室前管道閥門開度，使得渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速最終穩(wěn)定在目標(biāo)終了轉(zhuǎn)速，且渦輪入口溫度最終仍保持在773.15 K。

前述10個(gè)工況的結(jié)果如圖10所示，結(jié)果表明相同條件下，終了轉(zhuǎn)速的變化對(duì)Dx值影響較大，且隨著終了轉(zhuǎn)速提高，Dx值也隨之快速增大；此外，當(dāng)終了轉(zhuǎn)速在140 000～200 000 r/min，Dx相差在1.9%以內(nèi)，終了轉(zhuǎn)速在220 000 r/min時(shí)，Dx相差約12%。因此，在試驗(yàn)過程中，應(yīng)對(duì)加速試驗(yàn)的終了轉(zhuǎn)速應(yīng)做統(tǒng)一規(guī)定。

考慮到試驗(yàn)過程需要采集瞬態(tài)參數(shù)，本文以工況5為例，用傳感器模塊的輸出頻率來模擬實(shí)際臺(tái)架傳感器的采樣頻率，以研究傳感器不同采樣頻率對(duì)于試驗(yàn)計(jì)算值Dx的影響。由圖11所示的計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)采樣頻率為1 000 Hz時(shí)的Dx計(jì)算值為基礎(chǔ)值，記為Dx0，記誤差δ=|Dx/Dx0-1|，隨著采樣頻率的提高，Dx逐漸接近Dx0，δ值逐漸減小，并逐漸接近0。當(dāng)傳感器采樣頻率高于100 Hz時(shí)，δ<1%，因此，對(duì)渦輪、壓氣機(jī)的進(jìn)出口流體進(jìn)行溫度、壓力測(cè)量的傳感器，其有效采樣頻率應(yīng)高于100 Hz。

圖10 不同終了轉(zhuǎn)速的Dx值Fig.10 Dx of different ending speed conditions

圖11 采樣頻率對(duì)誤差值δ影響Fig.11 Influence of sampling frequency on δ values

3 結(jié)論

1) 本文所提出的渦輪增壓器瞬態(tài)響應(yīng)性試驗(yàn)方法和評(píng)價(jià)指標(biāo)，可獨(dú)立于內(nèi)燃機(jī)，同時(shí)具有較好的可行性與適用性。

2)渦輪增壓器臺(tái)架加速性試驗(yàn)應(yīng)選取壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速較低和流量較大的工況點(diǎn)作為起始點(diǎn)，加速終了點(diǎn)應(yīng)選擇在較高轉(zhuǎn)速處并做統(tǒng)一規(guī)定。

3)針對(duì)JP40A型渦輪增壓器，試驗(yàn)臺(tái)架的有效數(shù)據(jù)采集頻率應(yīng)不低于100 Hz。