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    可調(diào)復(fù)合增壓柴油機(jī)高原功率恢復(fù)方案研究

    2013-02-23 06:44:50韓愷朱振夏張付軍李云龍付耿章振宇
    兵工學(xué)報(bào) 2013年2期
    關(guān)鍵詞:增壓器壓氣機(jī)渦輪

    韓愷,朱振夏,張付軍,李云龍,付耿,章振宇

    (北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院,北京100081)

    0 引言

    高原環(huán)境下的空氣密度明顯低于平原狀態(tài),易造成發(fā)動機(jī)的動力性及可靠性下降等問題[1]。開展高原條件內(nèi)燃機(jī)功率恢復(fù)研究,對提高履帶裝甲車輛的高原環(huán)境的適應(yīng)性非常有必要。

    發(fā)動機(jī)采用了增壓系統(tǒng)之后,高原環(huán)境下較低的排氣背壓使渦輪的膨脹比有所提高,能在一定程度上恢復(fù)發(fā)動機(jī)功率。但為防止增壓器超速,在發(fā)動機(jī)高轉(zhuǎn)速時(shí),常采取減油或放氣的措施,導(dǎo)致標(biāo)定功率下降。此外,最大扭矩點(diǎn)對應(yīng)發(fā)動機(jī)的轉(zhuǎn)速提高,更加惡化了發(fā)動機(jī)的使用性??偟膩碚f,增壓柴油機(jī)在高原環(huán)境工作時(shí)常遇到的問題有[2]:

    1)低速時(shí),壓氣機(jī)增壓比升高,空氣折合流量減少,壓氣機(jī)具有喘振傾向;

    2)高速時(shí),排溫和膨脹比的升高導(dǎo)致渦輪轉(zhuǎn)速加快,易發(fā)生增壓器超速;

    3)最大扭矩點(diǎn)所對應(yīng)的發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速升高,轉(zhuǎn)速適應(yīng)性系數(shù)減小。

    此外,在設(shè)計(jì)高原使用的發(fā)動機(jī)時(shí)還需考慮:發(fā)動機(jī)的低溫啟動,冷卻介質(zhì)沸點(diǎn)降低,發(fā)動機(jī)熱負(fù)荷高,空氣含塵量大等問題[3]。本文提出了一種可調(diào)復(fù)合增壓柴油機(jī)高原功率恢復(fù)方案,使用仿真軟件建立了復(fù)合增壓方案模型,并對比分析了不同高原策略的發(fā)動機(jī)性能。

    1 高原增壓方案的比較

    高原環(huán)境下,空氣密度的下降減少了進(jìn)入缸內(nèi)的燃燒空氣,導(dǎo)致燃燒惡化,功率和效率下降。因此,大部分柴油機(jī)的高原功率恢復(fù)方案都通過研究增壓系統(tǒng)來提高柴油機(jī)的高原適應(yīng)性。常用的高原增壓技術(shù)有可變噴嘴環(huán)渦輪(VNT)、兩級增壓、相繼增壓、輔助增壓裝置和復(fù)合增壓等[4-5]。

    1.1 兩級增壓方案

    兩級增壓方案主要是指采用兩套渦輪增壓器串聯(lián)形式的增壓方案。國外對兩級增壓已產(chǎn)品化。但在國內(nèi)的研究相對較晚[6-7],對高原性能的研究較少。

    兩級增壓方案的主要優(yōu)點(diǎn)在于可以充分利用廢氣的能量,拓寬增壓系統(tǒng)的適應(yīng)范圍。但二級渦輪會減少原渦輪的膨脹功,使得柴油機(jī)的低速扭矩特性惡化,若重新設(shè)計(jì)增壓器、增加級間中冷無疑會對原增壓系統(tǒng)改動較大。此外,采用兩級渦輪增壓的柴油機(jī)加速響應(yīng)性較差。

    1.2 相繼增壓方案

    相繼渦輪增壓系統(tǒng)(STC)由2 臺或2 臺以上渦輪增壓器并聯(lián)組成,根據(jù)發(fā)動機(jī)的運(yùn)行工況將增壓器逐臺切入或切出,實(shí)現(xiàn)增壓方案的切換。相繼增壓方案最早應(yīng)用于船用柴油機(jī),德國MTU 公司首先在其商業(yè)機(jī)型上應(yīng)用了相繼增壓方案。國內(nèi)哈爾濱工程大學(xué)、上海船用柴油機(jī)研究所等在大型船用柴油機(jī)領(lǐng)域進(jìn)行過相繼增壓的研究;上海交通大學(xué)和北方車輛研究所研究了應(yīng)用于水陸兩棲車輛研究的相繼增壓方案[8]。

    相繼增壓方案的優(yōu)點(diǎn)在于可以擴(kuò)大增壓系統(tǒng)的適應(yīng)范圍,降低柴油機(jī)的燃油消耗。但是對于車用發(fā)動機(jī)來說,運(yùn)行轉(zhuǎn)速范圍寬且工況波動大,使得相繼增壓系統(tǒng)需要頻繁的切換工作模式,進(jìn)氣流量和壓力波動較大,易發(fā)生壓氣機(jī)喘振,造成增壓系統(tǒng)部件的損壞,同樣過渡工況響應(yīng)性較差[9]。

    1.3 復(fù)合增壓方案

    復(fù)合增壓指采用多種的增壓技術(shù)形成的增壓形式,目前主要的形式有機(jī)械-渦輪復(fù)合增壓、諧振復(fù)合增壓、電動輔助增壓等形式。

    電動輔助增壓技術(shù)將高速電機(jī)與渦輪增壓器同軸相連,發(fā)動機(jī)在加速工況時(shí),電機(jī)啟動迅速提高渦輪增壓器轉(zhuǎn)速,解決增壓器的加速滯后及加速過程排放的問題。高速電機(jī)難以連續(xù)工作限制了電輔助增壓在改善發(fā)動機(jī)性能方面的應(yīng)用。

    機(jī)械-渦輪復(fù)合增壓在國外民用車輛上已經(jīng)開始應(yīng)用,以大眾的1.4TSI(T+S)發(fā)動機(jī)為代表的機(jī)械-渦輪汽油機(jī)復(fù)合增壓技術(shù)較為成熟。機(jī)械增壓器與發(fā)動機(jī)曲軸以固定的傳動比相連,難以在各種環(huán)境條件下都能與發(fā)動機(jī)實(shí)現(xiàn)良好的匹配[10]。

    2 轉(zhuǎn)速可調(diào)復(fù)合增壓方案

    2.1 方案原理

    參考機(jī)械-渦輪復(fù)合增壓和電輔助增壓方案的各自優(yōu)點(diǎn),本文提出一種可調(diào)轉(zhuǎn)速的復(fù)合增壓方案(CASP)用于高原環(huán)境下柴油機(jī)功率的恢復(fù)。

    如圖1所示可調(diào)轉(zhuǎn)速的復(fù)合增壓系統(tǒng)由兩級壓氣機(jī)和一級渦輪組成。第一級壓氣機(jī)為可調(diào)增壓器,其轉(zhuǎn)速可通過電控系統(tǒng)調(diào)節(jié);第二級為渦輪增壓系統(tǒng)。在柴油機(jī)低速工況時(shí),旁通閥關(guān)閉,兩級壓氣機(jī)串聯(lián)工作;發(fā)動機(jī)中高速工況時(shí),旁通閥打開,控制可調(diào)增壓器停止運(yùn)轉(zhuǎn),只有渦輪增壓系統(tǒng)工作。

    2.2 方案的實(shí)現(xiàn)

    經(jīng)估算,復(fù)合增壓方案中所采用的第一級可調(diào)增壓器的流量范圍較寬廣而增壓比偏低,并不需要消耗太多的功率。羅茨泵式、離心葉輪式等常用的壓氣機(jī)均能滿足這些要求[4]。

    羅茨泵式壓氣機(jī)的優(yōu)點(diǎn)在于可靠性較好,工作轉(zhuǎn)速在1 000~7 500 r/min 范圍內(nèi),基本沒有阻塞和喘振的現(xiàn)象,使用常用的電機(jī)可以直接驅(qū)動。缺點(diǎn)在于羅茨泵的容積流量、壓比和轉(zhuǎn)速之間近似成單調(diào)線性關(guān)系,流量與壓比的自平衡較差。隨著海拔高度的變化,需要對其運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行嚴(yán)格的控制。

    圖1 可調(diào)轉(zhuǎn)速的復(fù)合增壓系統(tǒng)方案圖Fig.1 Scheme of composite adjustable supercharged program

    離心葉輪式壓氣機(jī)的壓比和流量的適應(yīng)范圍更為寬廣,在環(huán)境變化時(shí)下具有一定的自平衡能力,與渦輪壓氣機(jī)的工作特性類似,便于調(diào)節(jié)。目前車用的離心式壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速在10 000~100 000 r/min,常用的電機(jī)或液壓馬達(dá)的轉(zhuǎn)速一般在10 000 r/min 以下。不過目前有資料報(bào)道,用于高速壓氣機(jī)的增速比達(dá)到12 的行星傳動機(jī)構(gòu)已商業(yè)化生產(chǎn)[11]。

    在車輛上實(shí)現(xiàn)復(fù)合增壓方案時(shí),可根據(jù)布置難度及使用成本來選擇其驅(qū)動形式,例如在機(jī)-電混合動力車輛上可采用電機(jī)驅(qū)動,而液壓傳動的車輛上可考慮使用液壓馬達(dá)。本文中采用離心葉輪式壓氣機(jī)作為復(fù)合增壓方案中的第一級可調(diào)增壓器。

    2.3 方案的特點(diǎn)

    可調(diào)增壓器的轉(zhuǎn)速不再受發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的約束,無論采取電機(jī)或液壓馬達(dá)等形式,均可通過電控系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)對轉(zhuǎn)速的自由調(diào)節(jié)。通過調(diào)節(jié)可調(diào)增壓器的轉(zhuǎn)速,實(shí)現(xiàn)兩級壓氣機(jī)壓比的合理分配,可有效改善發(fā)動機(jī)低速扭矩特性和加速響應(yīng)性。在發(fā)動機(jī)高轉(zhuǎn)速時(shí),旁通閥打開,可調(diào)增壓器停轉(zhuǎn),增壓系統(tǒng)的功耗。通過合理的設(shè)計(jì),可調(diào)增壓器的轉(zhuǎn)速能夠隨海拔和發(fā)動機(jī)工況變化做出相應(yīng)的調(diào)整,拓寬了增壓系統(tǒng)的工作范圍,所以復(fù)合增壓方案的工況和環(huán)境適應(yīng)能力更強(qiáng)。

    除了上述復(fù)合增壓方案在改善發(fā)動機(jī)外特性上的優(yōu)勢外,該方案可期的其他優(yōu)點(diǎn)主要有:

    1)方案易于實(shí)現(xiàn),對原機(jī)改動較小。只需將第一級可調(diào)增壓器連接在空氣濾清器與原渦輪壓氣機(jī)之間即可。

    2)增強(qiáng)了復(fù)合增壓的可控性,合理的控制策略會使該方案可具有環(huán)境自適應(yīng)的能力。

    3)可調(diào)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速隨發(fā)動機(jī)工況連續(xù)變化,不會出現(xiàn)壓力和流量的劇烈波動。

    4)采用一級可調(diào)增壓器后,提高了進(jìn)氣溫度和進(jìn)氣壓力,有助于改善柴油機(jī)在高原條件下的啟動性能和低負(fù)荷特性。

    3 柴油機(jī)高原環(huán)境仿真建模

    本文采用某型號V 型八缸增壓中冷柴油機(jī)進(jìn)行可調(diào)復(fù)合增壓方案的高原特性仿真研究。首先對原增壓柴油機(jī)進(jìn)行建模,并對模型精度進(jìn)行了驗(yàn)證,在此基礎(chǔ)上建立了復(fù)合增壓方案的仿真模型。

    3.1 原機(jī)模型的建立與驗(yàn)證

    基于熱力學(xué)定律、質(zhì)量守恒、一維流動及氣體狀態(tài)方程等理論在GT-Power 軟件環(huán)境下搭建了該增壓柴油機(jī)的仿真模型。表1中列出了該柴油機(jī)的部分幾何和性能參數(shù)。

    表1 發(fā)動機(jī)部分關(guān)鍵參數(shù)Tab.1 Some key parameters of the V8 engine

    渦輪的輸出功率計(jì)算公式[8]

    式中:PT為渦輪發(fā)出的功率;qmT為流經(jīng)渦輪工質(zhì)流量,其中m 表示質(zhì)量;cp為等壓比熱容;TT為渦輪進(jìn)口溫度;ηT為渦輪的等熵效率,一般ηT=0.7~0.9,與渦輪特性和運(yùn)行工況有關(guān);πT為渦輪的膨脹比;κ為氣體的絕熱指數(shù)。

    壓氣機(jī)功耗計(jì)算公式

    式中:Pb為壓氣機(jī)消耗的功率;qmb為流壓氣機(jī)輪氣體流量;cp為等壓比熱容;T01為壓氣機(jī)進(jìn)口的氣體溫度;T02為壓氣機(jī)流出氣體的絕熱壓縮溫度;πb為壓氣機(jī)壓縮比;ηb為壓氣機(jī)的等熵效率,一般ηb取0.55~0.8,與壓氣機(jī)特性和運(yùn)行工況有關(guān)。

    發(fā)動機(jī)模型中采用Wiebe 半預(yù)測模型模擬缸內(nèi)的燃燒情況,由進(jìn)氣終了時(shí)刻缸內(nèi)的壓力和溫度,按多變過程算出噴油時(shí)刻的工質(zhì)狀態(tài),據(jù)此計(jì)算燃燒的滯燃期、預(yù)混比例、燃燒持續(xù)期等參數(shù),放熱規(guī)律能夠根據(jù)不同的進(jìn)氣狀態(tài)做出相應(yīng)的調(diào)整,使模型具有預(yù)測高原環(huán)境下缸內(nèi)燃燒情況的能力[12]。

    對該柴油機(jī)開展了相關(guān)臺架試驗(yàn),將試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比,如圖2所示。從發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真結(jié)果的對比可以看出,模型計(jì)算出的柴油機(jī)外特性的扭矩、功率和燃油消耗率與試驗(yàn)結(jié)果接近,計(jì)算誤差≤5%,可以在此模型基礎(chǔ)上開展復(fù)合增壓方案的仿真研究。

    圖2 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比Fig.2 Comparison between simulation and experiment results

    3.2 復(fù)合增壓方案模型

    圖3中所示即為復(fù)合增壓方案的仿真模型,原柴油機(jī)八缸成V 字型排列,兩側(cè)各使用一臺渦輪增壓器。從盡量減少原機(jī)改動的考慮,將可調(diào)增壓系統(tǒng)安裝在空氣濾清器和渦輪增壓器的壓氣機(jī)之間,即在模型中左右側(cè)各增加一級可調(diào)增壓器和進(jìn)氣旁通閥。圖中箭頭指向?yàn)橄到y(tǒng)內(nèi)氣流方向,在發(fā)動機(jī)低速時(shí),進(jìn)氣旁通閥關(guān)閉,環(huán)境空氣經(jīng)濾清器首先進(jìn)入可調(diào)增壓器,隨后進(jìn)入渦輪增壓器的壓氣機(jī),空氣被兩次增壓后經(jīng)中冷器和進(jìn)氣道進(jìn)入氣缸。發(fā)動機(jī)中高轉(zhuǎn)速時(shí),進(jìn)氣旁通閥打開,可調(diào)增壓器被短路停止運(yùn)轉(zhuǎn)。為了防止在高原條件下渦輪出現(xiàn)超速,廢氣渦輪上裝有膜片式放氣閥,模型中以PID 控制模塊來控制放氣閥的開度。

    圖3 可調(diào)復(fù)合增壓方案仿真模型圖Fig.3 Simulation model of CASP

    在復(fù)合增壓方案仿真模型中選用的可調(diào)增壓器的最高壓比為1.5,標(biāo)況下的最大空氣體積流量為0.53 m3/s,最高轉(zhuǎn)速為80 000 r/min.

    4 仿真計(jì)算與結(jié)果分析

    4.1 原機(jī)平原特性分析

    圖2中的仿真結(jié)果可知,在平原條件下發(fā)動機(jī)標(biāo)定點(diǎn)轉(zhuǎn)速2 500 r/min 時(shí)功率為590 kW,發(fā)動機(jī)的最大扭矩值為2 790 N·m,對應(yīng)轉(zhuǎn)速為1 800 r/min,轉(zhuǎn)速儲備系數(shù)為1.39,轉(zhuǎn)矩儲備系數(shù)為1.21.從圖4壓氣機(jī)的運(yùn)行線上可以得出,該發(fā)動機(jī)與增壓器的匹配屬于低速匹配型,在最大扭矩點(diǎn)處壓氣機(jī)效率最高,同時(shí)此處也是發(fā)動機(jī)的最佳經(jīng)濟(jì)運(yùn)行區(qū),見圖2.該八缸柴油機(jī)進(jìn)行過一定程度的強(qiáng)化,標(biāo)定點(diǎn)處壓氣機(jī)的增壓比余量較小,而且低速段靠近喘振線,由此可預(yù)測在高原環(huán)境下增壓器的功率補(bǔ)償能力非常有限。

    圖4 平原環(huán)境原機(jī)外特性的壓氣機(jī)運(yùn)行線Fig.4 Full-load operation line on compressor map at plain

    4.2 不同高原方案的仿真策略

    海拔3 000 m 環(huán)境條件(大氣壓力70 kPa、溫度5 ℃)下,以原八缸柴油機(jī)模型為基礎(chǔ)開展仿真計(jì)算,驗(yàn)證兩種高原策略的效果。分別采用減油和廢氣放氣的方法,防止渦輪增壓器出現(xiàn)超速。策略1:發(fā)動機(jī)中低速時(shí),減少發(fā)動機(jī)的循環(huán)供油量,保證空燃比與平原相當(dāng),避免低速時(shí)壓氣機(jī)喘振;發(fā)動機(jī)高速時(shí),通過控制供油量來防止渦輪超速。策略2:保證發(fā)動機(jī)的循環(huán)供油量與平原一致,增壓壓力過高時(shí),采用廢氣放氣的辦法來調(diào)節(jié)增壓壓力。

    復(fù)合增壓方案的仿真計(jì)算同樣是在海拔3 000 m的環(huán)境進(jìn)行的,采用圖3中的復(fù)合增壓模型,并配合相應(yīng)的調(diào)整策略。發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速低于1 800 r/min 時(shí),進(jìn)氣旁通閥關(guān)閉,可調(diào)增壓器處于工作狀態(tài),供油量與平原時(shí)一樣;當(dāng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速高于1 800 r/min 時(shí),需要打開廢氣旁通閥,保證渦輪增壓器壓比不超過3.7,同時(shí)減少供油量,保證渦輪入口溫度低于700 ℃;發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速超過2 000 r/min 時(shí),打開進(jìn)氣旁通閥,可調(diào)增壓器被短路,僅有渦輪增壓器參與工作,此時(shí)的循環(huán)供油量與平原狀態(tài)接近。

    4.3 不同方案的發(fā)動機(jī)性能對比

    在仿真結(jié)果的對比中,已將可調(diào)增壓器的功耗計(jì)入發(fā)動機(jī)有效功率、扭矩和燃油消耗率的計(jì)算。從圖5中扭矩曲線的對比上可知,策略1 的功率下降最嚴(yán)重,標(biāo)定功率(扭矩)僅為平原的70%,同時(shí)最大扭矩點(diǎn)對應(yīng)的發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速上升,轉(zhuǎn)速適應(yīng)性系數(shù)下降。策略2 的功率恢復(fù)能力最強(qiáng),其標(biāo)定點(diǎn)功率達(dá)到了平原的95.4%,外特性扭矩形狀與平原相似。復(fù)合增壓方案標(biāo)定功率恢復(fù)至平原的89.7%,最大扭矩點(diǎn)對應(yīng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速由原機(jī)1 800 r/min 降低到1 600 r/min,最大扭矩值只下降了3.7%,扭矩適應(yīng)性系數(shù)由1.21 上升至1.3.在1 600 r/min 以下的轉(zhuǎn)速區(qū)間,復(fù)合增壓方案的扭矩可達(dá)到平原水平;在1 800~2 500 r/min,扭矩值較平原有所下降。

    圖5 不同方案外特性的功率、扭矩對比Fig.5 Comparison of power and torque various schemes

    從圖5中燃油消耗率曲線對比中可知,策略1的燃油消耗率普遍要比平原狀態(tài)高5%~7%,高轉(zhuǎn)速的情況好于低速段。策略2 的經(jīng)濟(jì)性的惡化情況比較嚴(yán)重,尤其在低速段時(shí)油耗比平原高10%~12%.復(fù)合增壓方案的燃油經(jīng)濟(jì)性在低速段與平原水平接近,在高速段的油耗值上升3%左右。

    圖6中空燃比曲線中可知,策略1 的空燃比與平原情況接近,隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的升高,空燃比由19 升高到了27.策略2 的空燃比普遍較低(16~20),在低速段更加明顯。各種方案的低速區(qū)間內(nèi),復(fù)合增壓的空燃比最高,甚至超過了平原狀態(tài);到高速段(1 800 r/min 以上)有所略有下降,但空燃比仍一直高于21.

    圖6 不同方案外特性的空燃比、渦輪入口溫度對比Fig.6 Comparison of A/F and temperature before the turbine between various schemes

    從圖6中渦輪入口溫度的對比中可以看出,策略1 的渦輪入口溫度較低,溫度分布在590 ℃~720 ℃之間。策略2 的渦輪入口溫度過高,普遍在750 ℃以上,超過了渦輪可靠工作的限值。復(fù)合增壓方案中渦輪入口溫度的隨轉(zhuǎn)速變化較小,集中在640 ℃~710 ℃之間。

    4.4 不同方案的發(fā)動機(jī)性能分析

    策略1 采用減少噴油來保證空燃比與平原一致,因此輸出的有效功率(扭矩)明顯下降。在低速段時(shí)渦輪增壓器的效率降低明顯,高速段有所恢復(fù),所以在扭矩曲線上體現(xiàn)為最高扭矩點(diǎn)轉(zhuǎn)速升高,轉(zhuǎn)速適應(yīng)性系數(shù)下降。在經(jīng)濟(jì)性方面,由于壓縮終了時(shí)缸內(nèi)溫度、壓力的降低對燃燒的影響,加上有效功率的下降,所以燃油消耗率較平原略有上升。雖然空燃比和平原接近,但高海拔地區(qū)氣溫較低,渦輪入口溫度低于平原狀態(tài),可適當(dāng)增加供油量提高策略1 的功率恢復(fù)能力。

    策略2 沒有針對高原環(huán)境減少供油,標(biāo)定功率恢復(fù)能力最強(qiáng)。但是外特性的空燃比過低造成燃燒惡化,再加上采取廢氣放氣的措施以致燃油消耗率在各方案中最高。另外,渦輪入口的廢氣溫度已超過780 ℃,難以長時(shí)間可靠的運(yùn)行。

    復(fù)合增壓方案在高、低速段采用了不同的增壓措施,所以獲得的效果也有所區(qū)別。低速段內(nèi),兩級增壓器的聯(lián)合運(yùn)行提高了進(jìn)氣密度,即使噴油量與平原相當(dāng)也能獲得較高的空燃比,缸內(nèi)燃燒進(jìn)行比較充分,所以動力性和經(jīng)濟(jì)性都沒有下降。在高速段(轉(zhuǎn)速高于1 800 r/min)可調(diào)增壓器停止工作,空燃比低于平原狀態(tài),為防止渦輪出現(xiàn)超溫和超速分別采取了減油和廢氣放氣的措施,使得動力性和經(jīng)濟(jì)性都有所降低。高速段時(shí)渦輪增壓器獲得較充足的能量,進(jìn)氣質(zhì)量增加,保證渦輪入口溫度不超限的前提下適當(dāng)?shù)卦黾訃娪?,?biāo)定功率得以恢復(fù)至平原的89.7%.但是此時(shí)渦輪增壓器的轉(zhuǎn)速已接近上限,進(jìn)一步依靠增加噴油來恢復(fù)功率的潛力已經(jīng)非常有限。在發(fā)動機(jī)整個(gè)轉(zhuǎn)速區(qū)間范圍內(nèi),渦輪入口處的廢氣溫度都在700 ℃以內(nèi)。

    4.5 壓氣機(jī)工作狀態(tài)的分析

    圖7中3 條運(yùn)行線自左向右依次代表策略2、復(fù)合增壓方案、策略1 渦輪壓氣機(jī)的工作狀態(tài)。與圖4原機(jī)平原狀態(tài)的運(yùn)行線比較可知,策略1 壓氣機(jī)的工作效率下降,策略2 的工作點(diǎn)更加接近喘振線,復(fù)合增壓方案的工作點(diǎn)效率值上升,且沒有明顯的喘振趨勢。

    圖7 不同方案的渦輪增壓器的壓氣機(jī)運(yùn)行線Fig.7 Engine operating lines on turbocharger compressor map of various schemes

    策略1 中,壓氣機(jī)的空氣流量較平原有所減少,工作點(diǎn)左移??杖急扰c平原時(shí)基本一致,而且渦輪入口溫度較低,渦輪獲膨脹功減少,壓氣機(jī)的壓比下降??偟膩碚f,策略1 的壓氣機(jī)工作點(diǎn)往左下方移動,喘振傾向并不明顯,但壓氣機(jī)效率降低。

    對于策略2 來說,高原環(huán)境下空氣密度降低,流經(jīng)壓氣機(jī)的空氣折合流量減少,聯(lián)合運(yùn)行點(diǎn)工作點(diǎn)向左移動。由圖6可知,低速段時(shí)策略2 的空燃比較低,意味著單位質(zhì)量的工質(zhì)獲得更多的能量,渦輪入口處燃?xì)獾臏囟容^高,又由于環(huán)境背壓的降低,使渦輪可獲得更多的膨脹功,在壓氣機(jī)的壓比升高,運(yùn)行點(diǎn)上移。以上因素的綜合影響導(dǎo)致策略2 的聯(lián)合運(yùn)行點(diǎn)往左上方移動,更加靠近喘振線。

    復(fù)合增壓方案中,由于一級可調(diào)增壓器提高了發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣流量,使得渦輪壓氣機(jī)的聯(lián)合工作線整體右移,同時(shí)提高了空燃比,降低了渦前溫度(見圖6),增壓器喘振傾向被抑制。此外,由于進(jìn)氣流量的增大使渦輪增壓器轉(zhuǎn)速上升,運(yùn)行點(diǎn)移向大流量和高轉(zhuǎn)速的方向,提高了發(fā)動機(jī)低速時(shí)的壓氣機(jī)效率。采用了第一級可調(diào)增壓器后,改變了原渦輪增壓器與柴油機(jī)的匹配點(diǎn),是復(fù)合增壓方案能夠獲得理想的低速特性的重要原因。

    另外從圖7中看出,此渦輪增壓器的最高增壓比為4.1,而3 種方案在高速段的壓比都超過了3.5,已接近安全轉(zhuǎn)速線,被迫采取了相應(yīng)的防超速措施。由于采用了低速匹配的渦輪增壓器,高速段的匹配裕度過小,以致標(biāo)定功率恢復(fù)能力不足。該渦輪增壓器成了制約標(biāo)定功率恢復(fù)的瓶頸,所以進(jìn)一步改善該柴油機(jī)的高原特性,需重新匹配高壓比、高轉(zhuǎn)速的渦輪增壓器。

    第一級可調(diào)增壓器在發(fā)動機(jī)外特性的運(yùn)行狀態(tài)如圖8所示??烧{(diào)壓氣機(jī)的最高壓比僅為1.5,工作壓比低于1.3,而流量范圍較寬,與汽油機(jī)使用的壓氣機(jī)特性相仿。選型時(shí)可考慮選用葉片數(shù)較少、后彎角較大的壓氣機(jī)。另外,隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速升高,可調(diào)增壓器的流量增大,壓比并無升高的趨勢。

    圖8 復(fù)合增壓方案中可調(diào)增壓器的運(yùn)行線Fig.8 The speed-adjustable compressor operating line of CASP

    圖5、圖6和表2中的對比可知,采用了第一級可調(diào)增壓器后,發(fā)動機(jī)性能改善明顯,有效輸出功率比策略1 提高了40%以上,燃油消耗率比策略1 和策略2 分別下降了4%和8%,而可調(diào)增壓的耗功僅約為發(fā)動機(jī)有效功率的3%左右。

    表2 可調(diào)增壓器功耗對比Tab.2 The power consumption of adjustable compressor

    策略1 保持了原機(jī)的空燃比,所以燃油經(jīng)濟(jì)性與原機(jī)接近,但功率下降嚴(yán)重,使用特性惡化。策略2 有較強(qiáng)的功率恢復(fù)能力,但是過高的渦輪入口溫度和嚴(yán)重的喘振傾向使策略2 難以實(shí)現(xiàn)。復(fù)合增壓方案的高原外特性燃油消耗率較低且經(jīng)濟(jì)運(yùn)行區(qū)寬廣,發(fā)動機(jī)低速扭矩特性得到明顯的改善,渦輪入口溫度低于限值,所以可調(diào)復(fù)合增壓方案是高原功率恢復(fù)的有效方案。復(fù)合增壓方案中第一級可調(diào)增壓器的優(yōu)勢在于提高柴油機(jī)的低速特性,渦輪增壓器需滿足高速工況對增壓系統(tǒng)高壓比的要求。

    5 結(jié)論

    本文通過開展復(fù)合增壓方案的仿真計(jì)算,得到以下結(jié)論:

    1)可調(diào)復(fù)合增壓方案有效解決了增壓柴油機(jī)在高原環(huán)境下遇到的壓氣機(jī)喘振、超速的問題,改善了柴油機(jī)的外特性,尤其在低速段明顯地提高發(fā)動機(jī)的動力性和經(jīng)濟(jì)性。

    2)低速匹配的渦輪增壓器成了柴油機(jī)高原功率恢復(fù)的瓶頸,選擇高壓比、高轉(zhuǎn)速的渦輪增壓器能進(jìn)一步提升復(fù)合增壓方案的高原功率恢復(fù)能力。

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