帶補燃增壓的航空活塞發(fā)動機復合型起動策略研究

劉 暢 徐 征 周 煜

（1-中國直升機設(shè)計研究所 江西 景德鎮(zhèn) 333001 2-北京航空航天大學）

引言

在航空領(lǐng)域，活塞式發(fā)動機在無人機和直升機等輕型飛機上的應用越來越廣泛，與此類輕型飛機相匹配的發(fā)動機需要具有功重比高，體積小，油耗低等優(yōu)勢[1]。為進一步提升發(fā)動機的功重比和升限，大多數(shù)活塞發(fā)動機都會使用增壓系統(tǒng)[2]，根據(jù)增壓方式與驅(qū)動壓氣機方式的不同，增壓系統(tǒng)分為機械增壓、廢氣渦輪增壓與旁通補燃增壓3 種[3]。

旁通補燃增壓技術(shù)是增壓技術(shù)的一個跨越式發(fā)展[4]，一般形式是將活塞發(fā)動機排出的尾氣與一部分新鮮空氣在進入渦輪之前再次噴油燃燒，使尾氣的溫度和做功能力進一步提升，從而推動渦輪發(fā)出更高的渦輪功并驅(qū)動壓氣機工作[5]。補燃增壓發(fā)動機可以在不提升發(fā)動機機械負荷與熱負荷的前提下，使發(fā)動機功率大幅度提升。

起動系統(tǒng)是指發(fā)動機曲軸在外力下開始轉(zhuǎn)動，使發(fā)動機由靜止狀態(tài)加速到慢車以上工作狀態(tài)的系統(tǒng)[6]。起動系統(tǒng)應滿足以下要求：在規(guī)定的環(huán)境溫度下，均能可靠起動；起動迅速，并能按規(guī)定次數(shù)連續(xù)起動；操作便利，維修簡便；結(jié)構(gòu)簡單，體積小，重量輕[7]。起動系統(tǒng)能夠成功起動發(fā)動機所需要的條件：起動系統(tǒng)所提供的功率和轉(zhuǎn)矩不小于起動所需要的最小功率和轉(zhuǎn)矩，并且曲軸轉(zhuǎn)速達到發(fā)動機起動最低轉(zhuǎn)速[8]。起動方式根據(jù)起動時外部能量來源的不同，可分為人力起動、壓縮空氣起動和電起動3 種類型[9]。

目前國內(nèi)外對于起動系統(tǒng)的研究主要集中在起動系統(tǒng)結(jié)構(gòu)與控制研究、發(fā)動機冷起動性能研究與起動過程排放等方面。如王鐵軍[10]介紹了4160 超壓比補燃柴油機的基本結(jié)構(gòu)以及性能特點，研究并針對起動系統(tǒng)重量進行分析，起動系統(tǒng)需要額外輔助氣源，質(zhì)量大不適用于航空活塞發(fā)動機。Liu，H.Q.[11]開發(fā)了一種基于Simulink 軟件的非線性動力學模型，模擬自然吸氣、單缸四沖程直噴式柴油發(fā)動機在冷起動和完全預熱條件下的整體性能。Rakopoulos C.D.[12]對于渦輪增壓柴油機起動過程中的污染物排放情況進行研究，對于補燃增壓發(fā)動機，尾氣會在補燃室內(nèi)二次燃燒，有效減少污染物排放。楊軍[13]介紹了某型16 缸柴油機的氣壓控制式壓縮空氣起動系統(tǒng)，分析了該系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)、原理及起動流程。該起動系統(tǒng)適用于地面或者輪船所用柴油機的起動系統(tǒng)，重量較大不適用于航空活塞發(fā)動機。Yeon W.L.等人[14]介紹了船用空氣起動電動機的結(jié)構(gòu)組成與工作方式。Liu H.等人[15]研究了用于降低鉛酸蓄電池容量的超級電容器，利用其可以在低溫下提供起動所需的瞬時功率，降低鉛酸蓄電池系統(tǒng)的成本、體積和重量。Jain A.K.等人[16]介紹了一種適配于42 V 電源的集成式起動發(fā)電機，驗證了該系統(tǒng)在起動和發(fā)電過程中的性能。唐良才等人[17]介紹了直流起動機與中小功率柴油機科學、合理的匹配方法，介紹了起動機特性曲線的選擇范圍。牛剛學等人[18]針對大壓縮比柴油機起動倒拖轉(zhuǎn)矩大造成起動困難的問題，提出了自動減壓起動柴油機的方案。該方案可有效減小起動過程壓縮阻力，借鑒至本文所設(shè)計的起動策略中。Michelotti，A.C.[19]針對內(nèi)燃機與起動電機之間提供機械連接的動力聯(lián)軸器，提出了一種可以降低排放的新型方案。顧珂韜等人[20]介紹了全可變氣門技術(shù)，該技術(shù)對于發(fā)動機經(jīng)濟性、動力性與排放性能均有改善。

國內(nèi)外研究中，面向帶補燃增壓的航空重油發(fā)動機起動系統(tǒng)設(shè)計的相關(guān)研究較少，并且涉及電機/高壓空氣的復合型起動系統(tǒng)的相關(guān)研究更少。對于帶補燃增壓的航空重油發(fā)動機，一般包括燃機與活塞機2 個循環(huán)，起動過程需要有先后順序，并且發(fā)動機輸出功率與整體重量均較大，導致起動阻力較大，對于起動策略的設(shè)計是很大的挑戰(zhàn)。對于航空用發(fā)動機，整體質(zhì)量受到限制，因此發(fā)動機起動策略需要進行詳細設(shè)計與研究。

本文針對帶補燃增壓的航空重油發(fā)動機，設(shè)計了電機起動與高壓空氣起動相結(jié)合的復合型起動策略，其中高壓空氣起動所用的氣體是由燃機循環(huán)的渦輪前部引出，而非正?？諝馄饎拥挠蓴y帶的高壓氣瓶引出，該措施充分利用補燃增壓發(fā)動機的特殊結(jié)構(gòu)形式，可以有效減少起動系統(tǒng)質(zhì)量。本文從理論與數(shù)值仿真方面驗證起動策略的可行性，對帶補燃增壓的重油航空發(fā)動機起動系統(tǒng)設(shè)計具有重要意義。

1 發(fā)動機起動能量理論分析

1.1 發(fā)動機基本參數(shù)

以某型200 kW 帶補燃增壓的重油活塞發(fā)動機作為驗證，發(fā)動機基本參數(shù)如下：

兩沖程補燃增壓式發(fā)動機，功重比為2，額定功率為200 kW，共有4 個氣缸，氣缸直徑為100 mm，行程為110 mm，發(fā)動機排量為3.46 L，理論壓縮比為16。

1.2 起動能量理論計算

1.2.1 功率理論計算

發(fā)動機成功起動的條件為提供的起動功率與力矩大于起動所需的功率與力矩，并且達到發(fā)動機最低起動轉(zhuǎn)速，一般柴油機的最低起動轉(zhuǎn)速為150～200 r/min。

起動阻力由壓縮空氣阻力與摩擦阻力兩部分組成，壓縮功率公式如式（1）所示：

其中：Pc為壓縮功率，n 為多變指數(shù)，n0為壓縮空氣量，Tc為壓縮空氣溫度，π為壓縮比，tc為起動所用時間。

摩擦功率公式如式（2）所示：

其中：Pf為摩擦功率，K 為安全系數(shù)，pr為起動阻力，V 為發(fā)動機排量，Nmin為發(fā)動機最低起動轉(zhuǎn)速，τ 為發(fā)動機沖程數(shù)，η 為起動機與曲軸傳動效率，υn為機油粘度。

經(jīng)計算得到發(fā)動機起動所需壓縮功率為5.58 kW，摩擦功率為2.27 kW，合計起動總功率為7.84 kW。

考慮使用空氣起動方式，對于補燃增壓航空活塞發(fā)動機，一般的起動方式為先起動燃機循環(huán)，待燃機循環(huán)穩(wěn)定工作后起動活塞機循環(huán)，考慮使用燃機循環(huán)的高壓空氣起動活塞發(fā)動機，即從燃機循環(huán)引一股高壓空氣用于空氣起動系統(tǒng)。空氣起動提供功率公式如式（4）所示：

其中：P1為空氣起動提供功率，Pa為高壓空氣壓力，P0為大氣環(huán)境壓力，s 為活塞面積，la為高壓空氣推動活塞移動距離，τa為起動用氣缸數(shù)，ta為空氣起動所用時間。

在0.25 MPa 高壓空氣作用，并使用兩個氣缸作為空氣起動氣缸的情況下，可以提供2.1 kW 的功率，考慮到壓縮阻力較大，可以使用減壓放氣技術(shù)，在氣缸壓縮過程中進行放氣處理，使此時的壓縮阻力為零，僅需克服摩擦阻力即可。使用電起動與空氣起動相結(jié)合的起動方式，利用空氣起動提供的功率，減少起動電機的功率，從而減輕起動系統(tǒng)的質(zhì)量。

1.2.2 起動力矩理論計算

發(fā)動機起動阻力矩由壓縮阻力矩、摩擦阻力矩以及曲軸飛輪慣性阻力矩3 部分組成。

其中：Ts為起動阻力矩，Tc為壓縮阻力矩，Tf為摩擦阻力矩，Tq為曲軸飛輪慣性阻力矩，τmax為未燃燒時換算到單位活塞面積的最大切向力，s 為活塞面積，l為活塞行程，τ 為發(fā)動機沖程數(shù)，pr為起動阻力，V 為發(fā)動機排量，Iq為曲軸飛輪轉(zhuǎn)動慣量，a 為發(fā)動機曲軸加速度。

計算得發(fā)動機起動壓縮阻力矩為56 N·m，慣性阻力矩為34 N·m，摩擦阻力矩為80 N·m，起動總阻力矩為170 N·m。

對于空氣起動系統(tǒng)提供力矩示意如圖1 所示。

圖1 空氣起動系統(tǒng)提供力矩示意圖

其中：pa為高壓空氣壓力，F(xiàn)a為活塞所受壓力，F(xiàn)1與F2為活塞力沿連桿方向分力與活塞側(cè)壓力，F(xiàn)r與Ft為連桿力在曲柄銷中心產(chǎn)生的徑向力與切向力，α為曲軸轉(zhuǎn)角，β 為連桿與豎直方向夾角。

則空氣起動瞬時力矩為：

空氣起動當量力矩為：

其中：α1與α2為空氣起動過程中高壓空氣進入氣缸的起始與結(jié)束曲軸轉(zhuǎn)角。

計算得到0.25 MPa 高壓空氣起動可提供的當量力矩約為52 N·m。

查閱資料QD142A 型號起動機額定功率為3 kW，全制動特性力矩＞25 N·m，正常工作狀態(tài)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，轉(zhuǎn)矩約為15 N·m，在減速比為10 的情況下可以提供約150 N·m 的力矩。

空氣起動與電起動可以提供力矩約為202 N·m，高于起動所需轉(zhuǎn)矩，并且起動阻力矩中的摩擦阻力矩與慣性阻力矩會隨著曲軸轉(zhuǎn)速的上升而減少，更有助于起動過程的順利進行。

因此，采用空氣起動與電起動相結(jié)合的起動策略在能量匹配上是可行的。

2 發(fā)動機起動策略

2.1 發(fā)動機正常工作狀態(tài)

發(fā)動機整體正常工作狀態(tài)如圖2 所示，包括兩級壓氣機、一級渦輪、4 個氣缸、1 個補燃室以及進排氣管路和數(shù)個閥門。

圖2 發(fā)動機整體正常工作狀態(tài)示意圖

發(fā)動機正常工作狀態(tài)包含2 個循環(huán)，活塞機循環(huán)和燃機循環(huán)。

活塞機循環(huán)空氣流動順序為：外界空氣-第1 級壓氣機-第2 級壓氣機-進氣管路-氣缸組-排氣管路-補燃室-渦輪-外界空氣。

燃機循環(huán)空氣流動順序為：外界空氣-第1 級壓氣機-補燃室-渦輪-外界空氣。

2.2 發(fā)動機起動過程

根據(jù)帶補燃增壓的航空活塞發(fā)動機基本結(jié)構(gòu)與缸內(nèi)放氣方案，設(shè)計發(fā)動機起動策略：

起動過程分為2 步，第1 步如圖3 所示，首先起動燃機循環(huán)，利用電機1 驅(qū)動增壓器軸，通過閥門的控制使得空氣無法到達活塞循環(huán)流路，空氣流動順序為：外界空氣-第1 級壓氣機-第2 級壓氣機-補燃室-渦輪-外界空氣。在補燃室中噴油點火燃燒，高溫燃氣通過渦輪做功，驅(qū)動壓氣機轉(zhuǎn)動，電機帶動至一定轉(zhuǎn)速后，渦輪功足以負擔2 級壓氣機的耗功，此時撤去電機，燃機循環(huán)達到自給自足狀態(tài)，通過控制補燃室中噴油量來控制增壓器轉(zhuǎn)速。

圖3 起動燃機循環(huán)示意圖

當?shù)? 級壓氣機后的壓力達到0.25 MPa 時，進行起動過程第2 步，如圖4 所示，通過閥門開啟活塞機循環(huán)，使第2 級壓氣機后高壓氣通過進氣管路進入氣缸；電機2 帶動曲軸轉(zhuǎn)動；由補燃室后引高溫燃氣用于空氣起動，在#4 和#2 氣缸的活塞運行至上止點時，通過機械裝置打開氣缸排氣門，高溫燃氣進入氣缸，推動活塞下行并帶動曲軸轉(zhuǎn)動。

圖4 起動活塞循環(huán)示意圖

在電機帶動和高溫燃氣的共同驅(qū)動下，曲軸加速轉(zhuǎn)動至發(fā)動機起動最低轉(zhuǎn)速，隨后撤去電機2，并關(guān)閉相應的起動相關(guān)管路，氣缸內(nèi)正常噴油燃燒，并可以通過控制氣缸噴油量來控制曲軸轉(zhuǎn)速，發(fā)動機進入正常工作狀態(tài)，起動過程完成。

3 發(fā)動機起動過程一維模型仿真計算

3.1 發(fā)動機起動過程瞬態(tài)一維模型

使用GT-POWER 軟件并根據(jù)發(fā)動機參數(shù)建立發(fā)動機穩(wěn)態(tài)模型，并在穩(wěn)態(tài)模型的基礎(chǔ)上建立起動模型，加入空氣起動模塊、電起動模塊與相應控制系統(tǒng)。模型主要模塊如圖5 所示，包括渦輪增壓器系統(tǒng)、活塞機系統(tǒng)、補燃室模塊、高壓空氣起動系統(tǒng)以及4 處閥門，其中閥門1 與閥門2 用于控制起動過程中燃機流路的切換，閥門3 的兩處閥門用于控制活塞機循環(huán)流路的開啟與關(guān)閉，閥門4 用于高壓空氣起動流路的開啟與關(guān)閉。

圖5 瞬態(tài)模型主要模塊示意圖

3.2 發(fā)動機起動過程瞬態(tài)一維計算結(jié)果及分析

3.2.1 發(fā)動機加速過程結(jié)果分析

發(fā)動機起動過程，曲軸在高壓空氣與電機的共同作用下加速，前兩個循環(huán)曲軸轉(zhuǎn)速與時間的關(guān)系曲線如圖6 所示，可以看到在0～0.1 s 的時間內(nèi)轉(zhuǎn)速為零，此階段為燃機循環(huán)增壓器建立壓力與流量的過程，在0.1 s 時燃機循環(huán)已達到穩(wěn)定狀態(tài)，起動活塞機循環(huán)。第1 個循環(huán)時間為0.1～0.34 s，第2 個循環(huán)時間為0.34～0.39 s，兩個循環(huán)內(nèi)，發(fā)動機轉(zhuǎn)速達到最低起動轉(zhuǎn)速并能迅速增長，起動過程在兩個循環(huán)內(nèi)順利完成，最終達到1 400 r/min。

圖6 曲軸轉(zhuǎn)速-時間曲線

第1 個循環(huán)曲軸轉(zhuǎn)速與曲軸轉(zhuǎn)角的關(guān)系如圖7所示，配圖下部為空氣起動過程隨曲軸轉(zhuǎn)角的關(guān)系，包括高壓空氣驅(qū)動與放氣機構(gòu)兩部分，兩個圖需要進行配合分析。

圖7 曲軸轉(zhuǎn)速-曲軸轉(zhuǎn)角曲線

由于橫坐標為曲軸轉(zhuǎn)角，因此0～0.1 s 這個時間段曲軸沒有轉(zhuǎn)動，因此計算起點為0.1 s 時刻，即圖7最左端的-180°CA，具體分析如下：

-180°CA～-90°CA，#4 氣缸通入高壓空氣，#2氣缸缸內(nèi)放氣，基本沒有壓縮阻力，僅需克服摩擦阻力，轉(zhuǎn)速持續(xù)上升至約300 r/min。

-90°CA～-60°CA，#4 氣缸與#2 氣缸持續(xù)通入高壓空氣，#1 氣缸壓縮阻力持續(xù)增大，轉(zhuǎn)速上升趨勢變緩，最大轉(zhuǎn)速為306 r/min。

-60 °CA～0 °CA，#4 氣缸不再通入高壓空氣，#2氣缸持續(xù)通入高壓空氣，由于接近#1 氣缸上止點，壓縮阻力快速增加，轉(zhuǎn)速持續(xù)下降，并在-7°CA時轉(zhuǎn)速達到最低點43 r/min。此時一方面由于轉(zhuǎn)速的降低，電機恒功率狀態(tài)下提供轉(zhuǎn)矩增加，另一方面#1氣缸在上止點前16°CA 處噴油并部分燃燒，曲軸在二者的作用下轉(zhuǎn)速逐漸上升。

0 °CA～30 °CA，#4 氣缸不再通入高壓空氣，#2氣缸持續(xù)通入高壓空氣，由于#1 氣缸部分燃料燃燒，缸內(nèi)壓力較大，推動活塞迅速下行，此階段轉(zhuǎn)速快速上升。

30°CA～90°CA，#2 氣缸不再通入高壓空氣，高壓空氣驅(qū)動結(jié)束，在#1 氣缸內(nèi)高壓的作用下轉(zhuǎn)速持續(xù)上升，并在58 °CA 時轉(zhuǎn)速達到極大值548 r/min，由于接近#3 氣缸上止點壓縮阻力增大，轉(zhuǎn)速逐漸下降。

90°CA～180°CA，#3 氣缸噴油燃燒，產(chǎn)生高壓推動活塞迅速下行，轉(zhuǎn)速上升并于150°CA 達到極大值775 r/min，之后接近#4 氣缸上止點，壓縮阻力增大，轉(zhuǎn)速下降。

由第1 個循環(huán)的曲軸轉(zhuǎn)速曲線可以得出，在前半個循環(huán)中，曲軸在2 kW 電機與高壓空氣的共同作用下加速，并在#1 氣缸上止點前轉(zhuǎn)速減至最低，隨后度過最低點后#1 氣缸實現(xiàn)燃燒，曲軸轉(zhuǎn)速迅速上升，隨后轉(zhuǎn)速持續(xù)上升。若起動能量稍小，則在無法順利度過轉(zhuǎn)速最低點處，會導致起動失敗，因此此處的最低轉(zhuǎn)速是一個判斷起動能量能否使起動過程成功順利進行的一個參考指標。

發(fā)動機在2 kW 起動電機和高壓空氣起動系統(tǒng)的作用下，一個循環(huán)內(nèi)即可實現(xiàn)燃燒，兩個循環(huán)達到起動最低轉(zhuǎn)速。

3.2.2 發(fā)動機空氣起動缸內(nèi)分析

空氣起動系統(tǒng)，以#2 氣缸為例，高壓空氣通過#2 氣缸連接孔口進入氣缸流量隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線如圖8 所示，在-90°CA～30°CA，高壓空氣持續(xù)流入#2 氣缸?？傆嬃魅?2 氣缸1.16 g 氣體，平均流量為3.41 g/s。

#2 氣缸缸內(nèi)壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線如圖9 所示，在#2 氣缸放氣階段，缸內(nèi)壓力較低，約為0.12 MPa，高壓空氣進入期間，缸內(nèi)壓力由0.23 MPa 緩慢下降到0.19 MPa，高壓空氣停止通入后，隨著進排氣門的開啟，缸內(nèi)壓力基本維持在0.17 MPa。

圖8 #2 氣缸高壓空氣流量-曲軸轉(zhuǎn)角

圖9 #2 氣缸缸內(nèi)壓力-曲軸轉(zhuǎn)角

缸內(nèi)壓力會產(chǎn)生對于活塞、活塞銷部件的推力，#2 氣缸活塞銷受力隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線如圖10 所示，在#2 氣缸放氣階段，缸內(nèi)壓力較低，活塞銷軸向受力為160 N，高壓空氣進入期間，活塞銷軸向受力由1 000 N 緩慢降低到706 N，高壓空氣停止通入后，隨著進排氣門的開啟，缸內(nèi)壓力下降，活塞銷軸向受力下降至444 N。

圖10 #2 氣缸活塞銷受力-曲軸轉(zhuǎn)角

3.2.3 發(fā)動機電機起動分析

對于電機起動系統(tǒng)，電機PID 控制器運行結(jié)果如圖11 所示，輸入信號為發(fā)動機曲軸轉(zhuǎn)速，輸出信號為電機功率。圖中三角圖例線為輸入信號的目標值500 r/min，圓形圖例線為輸入信號的實際值，方形圖例線為輸出值，在0～0.1 s 的時間內(nèi)，燃機循環(huán)起動并逐漸穩(wěn)定，電機輸出功率為0，在0.1 s 時，電機起動，輸出功率變?yōu)? kW 并保持最大功率不變；0.3 s 時，曲軸轉(zhuǎn)速超過設(shè)定目標值，輸出功率迅速下降至0 kW 并保持不變，此時電機不再作用于曲軸。

圖11 電機PID 控制器運行結(jié)果

電機輸出轉(zhuǎn)矩與曲軸轉(zhuǎn)角的關(guān)系如圖12 所示，-180°CA 時，由于轉(zhuǎn)速接近0 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩很大，隨著轉(zhuǎn)速上升轉(zhuǎn)矩下降至70 N·m，在-7°CA 時由于轉(zhuǎn)速下降，轉(zhuǎn)矩增大到極大值438 N·m，39°CA 時轉(zhuǎn)矩降為0 N·m 并保持不變。

圖12 電機輸出轉(zhuǎn)矩-曲軸轉(zhuǎn)角

綜上，高壓空氣起動階段，高溫高壓氣體進入氣缸，缸內(nèi)壓力升高至0.28 MPa，在壓差的作用下，在活塞上施加1 000 N 的軸向推力，推動活塞下行；驅(qū)動曲軸的電機2 輸出最大功率2 kW，輸出最大轉(zhuǎn)矩438 N·m，驅(qū)動曲軸到500 r/min 后不再作用。在高壓空氣與電機的共同作用下，兩個循環(huán)發(fā)動機轉(zhuǎn)速達到1 400 r/min，發(fā)動機成功起動。起動過程第1 個循環(huán)#1 氣缸上止點位置附近，為發(fā)動機起動過程最低轉(zhuǎn)速，對能否成功起動有很大影響。

4 結(jié)論

針對帶補燃增壓的航空重油發(fā)動機，設(shè)計了電機起動與高壓空氣起動相結(jié)合的復合型起動策略，以某型200 kW 補燃增壓航空重油發(fā)動機作為驗證，根據(jù)發(fā)動機基本參數(shù)，進行起動能量匹配計算與理論分析，制定發(fā)動機起動策略，并利用GT-POWER軟件進行發(fā)動機起動過程瞬態(tài)一維仿真分析，得到如下結(jié)論：

1）某型200 kW 補燃增壓航空重油發(fā)動機起動所需功率7.84 kW，高壓空氣起動提供功率2.1 kW，在采用減壓放氣技術(shù)的情況下可減小部分壓縮阻力，計算得起動電機功率需要約3 kW；發(fā)動機起動所需總阻力矩170 N·m，高壓空氣起動提供力矩52 N·m，電機可提供力矩150 N·m。

2）結(jié)合帶補燃增壓的發(fā)動機結(jié)構(gòu)特點并加入缸內(nèi)放氣方案，設(shè)計發(fā)動機起動策略：第1 步起動燃機循環(huán)，待循環(huán)穩(wěn)定后，第2 步起動活塞機循環(huán)，由渦輪前引高溫高壓燃氣，通入氣缸推動活塞下行，同時起動電機驅(qū)動曲軸，在二者的共同作用下將發(fā)動機加速至最低起動轉(zhuǎn)速，起動過程完成。其中高壓空氣起動所用的氣體是由燃機循環(huán)的渦輪前部引出，而非正?？諝馄饎拥挠蓴y帶的高壓氣瓶引出，該措施充分利用補燃增壓發(fā)動機的特殊結(jié)構(gòu)形式，可以有效減少起動系統(tǒng)質(zhì)量。

3）利用GT-POWER 軟件設(shè)計的根據(jù)起動策略，在穩(wěn)態(tài)一維仿真計算的基礎(chǔ)上進行發(fā)動機起動過程瞬態(tài)一維仿真分析，發(fā)動機在2 kW 起動電機和高壓空氣起動系統(tǒng)的作用下，一個循環(huán)內(nèi)即可實現(xiàn)部分氣缸燃燒，兩個循環(huán)達到起動最低轉(zhuǎn)速，驗證起動策略可行性。

4）結(jié)合起動策略，對于起動階段的加速過程、缸內(nèi)空氣起動、電機起動的數(shù)值仿真結(jié)果進行分析，表明起動過程按照起動策略正常進行，其中第1 個循環(huán)的發(fā)動機最低轉(zhuǎn)速，對能否成功起動有很大影響。