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    波動高背壓環(huán)境增壓柴油機性能響應特性

    2023-09-26 07:34:04向翰淳馬澤泰楊名洋鄧康耀
    內(nèi)燃機學報 2023年5期
    關鍵詞:發(fā)動機

    向翰淳,馬澤泰,楊名洋,鄧康耀,黃 敏,劉 瑩

    (1.上海交通大學 動力機械及工程教育部重點實驗室,上海 200240;2.中國船舶重工集團公司第七一一研究所,上海 201108;3.康躍科技(山東)有限公司,山東 壽光 262718)

    增壓柴油機廣泛應用于民用船舶和軍用艦艇的推進裝置[1-3].民用船舶為減小進入大氣的直接排放,其中一種趨勢便是采用水下排氣[4];軍用艦艇大多會采取水下排氣降低排氣出口熱輻射以及噪聲[5],從而減小其紅外特征和噪聲特征.因此,船用柴油機常面臨水下排氣的運行工況.

    與水面排氣工況不同,柴油機水下排氣時會因水壓對排氣過程產(chǎn)生額外阻力,此時,除管道及后處理裝置造成的壓力損失外[6],排氣背壓與排氣管至海平面的深度呈正比,在特殊工況下,排氣背壓高達185kPa[7].另一方面,由于海浪波動,海平面不斷變化,以中國福建省附近某海域為例,海浪有效平均波高為0.73m,其平均波動周期為4.5s[8],因而排氣管距海面深度也發(fā)生變化,排氣背壓也不再是一個穩(wěn)態(tài)值,而是隨海浪高度及其周期不同而不斷波動變化.

    由于水下排氣應用背景具有特殊性,現(xiàn)有針對波動高背壓環(huán)境的發(fā)動機性能影響研究不多.已有研究[9-11]表明,隨著背壓上升,進氣流量下降、缸內(nèi)燃燒惡化并且泵氣損失增加,導致動力性和經(jīng)濟性下降;同時,渦輪前排氣溫度隨背壓增加顯著上升[4,11],最終因為排氣溫度限制,在高背壓環(huán)境下發(fā)動機功率大幅下降[12].因此,高背壓環(huán)境下渦輪前排氣溫度是制約發(fā)動機功率恢復的關鍵因素,針對此問題研究者提出了諸如匹配可變截面渦輪增壓系統(tǒng)(VGT)或者廢氣旁通增壓系統(tǒng)等方法[13],但上述手段局限于穩(wěn)態(tài)背壓工況.對于波動背壓工況,各參數(shù)不再呈現(xiàn)穩(wěn)態(tài)變化.Tauzia等[14]通過仿真模型研究了背壓波動對發(fā)動機性能參數(shù)的影響表明,在背壓波動變化時,進氣流量、渦輪前排氣壓力以及增壓壓力等均呈現(xiàn)周期性波動.Sapra等[15]發(fā)現(xiàn),排氣溫度上升幅度隨背壓波動周期和幅值升高而明顯增加,并提出快速連續(xù)變化的噴油量調(diào)節(jié)手段有助于削弱背壓波動帶來的排溫上升問題,但當背壓波動特征超過某一值時不再有效,且這一特征值尚不明晰.

    綜上所述,當前相關研究主要聚焦于穩(wěn)態(tài)高背壓,針對波動高背壓條件下的研究鮮見報道.已有的研究表明:發(fā)動機各性能參數(shù)隨背壓變化明顯波動,這對發(fā)動機的運行控制策略帶來新的問題;背壓波動特征對發(fā)動機性能參數(shù)波動幅值有著顯著影響,同樣需要在控制策略中考慮,但目前的研究中其影響機制尚不明晰.并且目前的研究中未見對各參數(shù)動態(tài)響應規(guī)律以及相互影響機制的深入探討.此外,現(xiàn)有研究手段是以仿真為主,試驗方面的研究鮮見報道,但仿真模型中將增壓器視為準定常部件,因而無法準確考慮渦輪增壓器對波動背壓的動態(tài)響應特征乃至對發(fā)動機性能的影響.因此,筆者采用試驗的方法,開展背壓波動周期和背壓時均值對柴油機以及增壓系統(tǒng)性能響應規(guī)律研究,并基于試驗結果對其影響機制進行深入探討.

    1 試驗方法

    1.1 試驗裝置

    波動高背壓柴油機性能試驗平臺基于濰柴動力公司生產(chǎn)的WP7型號增壓柴油發(fā)動機改造而來,其基本參數(shù)如表1所示.

    表1 柴油機基本參數(shù)Tab.1 Basic specifications of diesel engine

    表275 %負荷增壓壓力、渦前壓力與膨脹比非定常度對比Tab.2Comparison of the unsteady levels between boost pressure,exhaust pressure and pressure ratio of turbine at 75% load

    試驗臺架的示意如圖1所示,實物與細節(jié)如圖2所示.圖1為在原機基礎上重新匹配了可調(diào)兩級增壓系統(tǒng),高壓級增壓器型號為Holset HE400VG;低壓級增壓器型號為BorgWarner S300G,采用單級增壓系統(tǒng),此時閥1、閥2和旁通閥均保持關閉.在排氣管路安裝了兩個電動蝶閥,其中一個為時均背壓調(diào)節(jié)閥,位于低壓級渦輪下游,通過閥門開度調(diào)節(jié)時均背壓大?。灰粋€為波動背壓調(diào)節(jié)閥,位于高壓級渦輪下游,兩者細節(jié)如圖2b所示.

    圖1 試驗臺架示意Fig.1 Schematic of the experiment bench

    圖2 試驗臺架實物與細節(jié)Fig.2 Figure of the experiment bench and detail

    當時均背壓閥門開度一定,波動背壓閥以恒定轉速旋轉,此時閥片在管道截面上投影的面積隨時間變化如圖3所示.隨著閥片投影面積的變化,背壓也將周期性波動變化.對于不同波動周期,僅需調(diào)節(jié)電機轉速與之相對應.

    圖3 閥門投影面積變化及波動背壓產(chǎn)生示意Fig.3 Schematic of change of valve projected area and generation of fluctuating back pressure

    為了實時采集和監(jiān)測柴油機及增壓系統(tǒng)性能參數(shù)變化,在管道以及增壓器進/出口布置有若干溫度傳感器和壓力傳感器.其中,壓力傳感器采用水冷型HM90A瞬態(tài)壓力傳感器,測量范圍為0~800kPa,固有采樣頻率高達20kHz以上,能夠滿足波動背壓下進/排氣管道壓力對響應速度的要求;溫度傳感器則采用K型熱電偶,測量范圍為0~1200℃,響應時間約為0.5s.壓力信號和溫度信號通過NI模塊進行采集,并與上位機計算機1相連接,在LabView程序中進行實時數(shù)據(jù)的采集和保存.柴油機轉速、功率和燃油消耗率由湘儀動力FC2000工控機采集與調(diào)控.

    1.2 試驗方案

    在進行波動背壓試驗前,首先進行了穩(wěn)態(tài)背壓工況試驗.不同負荷及背壓下,渦輪前排氣溫度如圖4所示.可以看出,在90%和100%負荷工況,渦前排溫在低背壓時已達690℃,而排氣溫度安全限值為700℃,若在此工況進行波動背壓試驗,存在超排溫限的問題,因此,波動背壓試驗選擇在50%和75%負荷進行.試驗時保持穩(wěn)態(tài)工況下時均閥和油門開度,調(diào)節(jié)波動閥至目標周期.為研究波動背壓特征對發(fā)動機性能的影響,最終選取了4個代表性波動周期(5、10、20和40s)及3個代表性時均背壓(115、135和155kPa),如圖4中白點所示.

    圖4 不同負荷和穩(wěn)態(tài)背壓工況下渦前排溫Fig.4Exhaust temperature before turbine under different load and steady back pressure condition

    2 試驗結果及分析

    2.1 波動背壓對發(fā)動機功率的影響

    背壓波動時,發(fā)動機功率具有顯著的非定常響應特征.圖5為不同波動周期下發(fā)動機功率隨背壓的變化.時均背壓為115kPa時,發(fā)動機功率在各個周期均呈現(xiàn)明顯的遲滯環(huán)形狀,并且遲滯環(huán)隨著周期變化而變化.在40s周期時,遲滯環(huán)呈現(xiàn)狹長狀;隨著周期減小,遲滯環(huán)逐漸飽滿;至5s周期時,遲滯環(huán)形態(tài)與其他周期明顯不同,呈現(xiàn)三段式的類三角形狀.

    圖5 不同波動周期下發(fā)動機功率隨背壓的變化Fig.5 Change of engine power with back pressure under different fluctuating periods

    為評估功率非定常效應強弱,引入非定常度ψ為

    式中:Δpmax為遲滯環(huán)在同一瞬時背壓時上、下差值的最大值;表示時均背壓時的穩(wěn)態(tài)值;ψ作為量綱為1系數(shù),可以衡量遲滯環(huán)相對大小,ψ越大遲滯環(huán)越偏離穩(wěn)態(tài)狀態(tài),表現(xiàn)出的非定常效應也就越強.

    圖6為不同波動周期發(fā)動機功率非定常度ψ.隨著周期減小,功率遲滯環(huán)非定常度ψ顯著增大,以50%負荷為例,5s周期時約為40s周期的5.27倍,這說明在較長波動周期時發(fā)動機功率非定常性較弱,響應特性近似準定常,隨著波動周期的縮短,非定常效應顯著增強,并導致遲滯環(huán)呈現(xiàn)出與穩(wěn)態(tài)工況截然不同的形態(tài).

    圖6 不同波動周期發(fā)動機功率非定常度ψFig.6Engine power unsteady levels ψ under different fluctuating periods

    對比圖5a和圖5b,背壓波動導致的功率遲滯環(huán)形狀與變化趨勢在兩個負荷工況下大體一致,但是在幅值上明顯不同.從圖6中也可以看出,在相同周期下,75%負荷工況的非定常度ψ明顯更高,最高約為50%負荷工況的2.15倍,這說明在高負荷工況表現(xiàn)出了更顯著的非定?,F(xiàn)象.這是由于高負荷時背壓波動幅度更大所致,因為背壓波動幅值是由發(fā)動機排氣量和波動閥對排氣的節(jié)流特性共同產(chǎn)生,發(fā)動機處于大負荷工況時排氣量大,在相同的節(jié)流特性下將具有較強的充滿-排空效應,因而波動閥產(chǎn)生的背壓波動更為顯著,進而導致發(fā)動機功率波動幅度更加明顯.

    另一方面,海水深度的不同,發(fā)動機所面臨的排氣背壓時均值也將不同.為了比較不同時均背壓的影響,將功率和背壓處理為時均值的變化量.圖7a所示不同時均背壓下功率遲滯環(huán)形狀類似,但隨著時均背壓值的減小,遲滯環(huán)膨脹,變化幅值增大.不同時均背壓下非定常度變化如圖7b所示,隨時均背壓減小,非定常度ψ增大,其增幅達1.55倍,因而低時均背壓時功率非定常性響應更強烈.時均背壓值的影響機制與前文所述發(fā)動機負荷類似.當時均背壓值減小時,渦輪時均膨脹比相應地增加,渦輪增壓器增壓能力增強,進而排氣量增加,氣路系統(tǒng)充滿-排空效應增強,致使背壓波動幅度增加,最終引起發(fā)動機輸出功率的波動幅度更為顯著.

    圖7 75%負荷、20s周期時不同時均背壓對發(fā)動機功率影響Fig.7Influence on engine power with back pressure fluctuating under different time-average back pressure in period 20s at 75% load

    2.2 波動背壓對增壓器性能參數(shù)的影響

    波動背壓工況發(fā)動機性能響應特性的關鍵因素是進/排氣系統(tǒng)運行參數(shù)的動態(tài)變化,增壓器是進/排氣系統(tǒng)運行參數(shù)的核心影響部件,因而需要對其性能進行深入探討.

    對不同波動周期增壓壓力的響應研究如圖8所示,增壓壓力同樣也隨波動背壓呈現(xiàn)遲滯環(huán)形狀,并與功率類似,遲滯環(huán)形狀受到周期影響.在長周期時,遲滯環(huán)為狹長狀,隨著周期減小,遲滯環(huán)形狀逐漸膨脹飽滿.進一步探討增壓壓力的響應變化,將背壓波動分為從A到B的上升階段和從B到A的下降階段.隨著周期減小,在背壓下降階段增壓壓力不再隨背壓單調(diào)變化,5s周期時尤為明顯.除此外,隨著周期減小,增壓壓力遲滯環(huán)存在逆時針旋轉趨勢,波動幅值減小.對比增壓壓力非定常度ψ如圖9所示,隨周期減小,ψ顯著增大,5s周期時與40s周期時非定常度相差達4倍以上,因而隨周期減小,增壓壓力非定常效應同樣加強.

    圖8 不同周期下增壓壓力隨波動背壓的變化Fig.8 Change of boost pressure with fluctuatingback pressure under different periods

    圖9 不同波動周期增壓壓力非定常度ψFig.9Boost pressure unsteady coefficients ψ under different fluctuating periods

    由圖8可知,不同負荷下,增壓壓力隨背壓波動產(chǎn)生的遲滯環(huán)形狀與變化趨勢也是類似的,但幅值有所不同.由圖9可知,隨周期減小,非定常度ψ變化趨勢一致,但在相同周期下,75%負荷ψ約為50%負荷的4倍左右,因而75%負荷工況下增壓壓力非定常效應更強.這同樣是因排氣量不同而氣路系統(tǒng)充滿-排空效應變化造成的.因此,波動背壓環(huán)境下,負荷對性能參數(shù)響應的影響主要是導致背壓波動幅度變化,從而影響參數(shù)波動幅度,進而影響非定常效應強弱,而對遲滯環(huán)本身的形態(tài)變化沒有明顯影響.

    壓氣機的動態(tài)響應與渦輪緊密相關.圖10為不同周期下渦輪前排氣壓力隨背壓波動的變化.渦前壓力遲滯環(huán)整體呈扁平狀,其隨周期變化趨勢與增壓壓力一致,并且同樣呈現(xiàn)逆時針旋轉趨勢,但與增壓壓力相反,渦前壓力波動幅值隨周期減小而略微增大.

    圖10 不同周期下渦前壓力隨波動背壓的變化Fig.10Change of exhaust pressure before turbine with fluctuating back pressure under different periods

    隨著渦前壓力的響應變化,渦輪膨脹比也將呈現(xiàn)相應的非定常特征.圖11所示不同周期下膨脹比遲滯環(huán)變化趨勢與渦前壓力、增壓壓力一致,隨周期減小而逐漸膨脹,并且遲滯環(huán)形狀表現(xiàn)得更為扁平.除此外,膨脹比幅值變化趨勢與增壓壓力相似,隨周期減小,幅值略微減小.

    圖11 不同周期下膨脹比隨波動背壓的變化Fig.11 Change of pressure ratio of turbine with fluctuating back pressure under different periods

    渦輪膨脹比決定了理論輸出功率,即

    式中:WT為渦輪理論輸出功率;為排氣質量流量;cPE為排氣的定壓比熱容;Tex為渦輪進口總溫;πT為渦輪膨脹比;κT為排氣絕熱指數(shù).

    由壓氣機和渦輪功率平衡可得增壓壓力pc為

    式中:p0為壓氣機入口壓力;為進氣質量流量;cPC為進氣的定壓比熱容;Tin為壓氣機入口溫度;κC為進氣絕熱指數(shù);ηTC為增壓器效率,ηTC=ηTηCηm,ηT為渦輪效率,ηC為壓氣機效率,ηm為機械效率.

    將式(2)與式(3)聯(lián)立可得增壓壓力與渦輪膨脹比的關系式為

    從式(4)中可得,在背壓變化時,增壓壓力和膨脹比的變化趨勢應是一致的,這也與兩者在不同周期下波動幅值變化趨勢一致相符合.但在相同周期下,增壓壓力與膨脹比的響應特性卻是不同的,在各個周期下膨脹比隨背壓的變化趨勢是近乎單調(diào)的,這與短周期時增壓壓力的變化明顯不同.對比不同周期下增壓壓力、渦前壓力與膨脹比非定常度,如表2所示.盡管渦前壓力和膨脹比的非定常度ψ也隨波動背壓周期減小而顯著增大,但在相同周期下,增壓壓力的非定常度ψ明顯大于后兩者,達1.9倍以上.這說明壓氣機端表現(xiàn)出的非定常性要顯著強于渦輪端.

    非定常效應本質上反映了響應的滯后性,非定常效應越弱,相較于背壓波動的滯后性越??;反之,則越強.因此,壓氣機端參數(shù)對波動背壓的響應明顯滯后于渦輪端,可以推測此現(xiàn)象是增壓器轉動慣量造成的.在背壓波動時,渦輪前排氣壓力將直接響應該環(huán)境條件變化,進而導致渦輪輸出功變化,但壓氣機負載未及時變化,導致壓氣機和渦輪功不平衡,增壓器將加減速至對應平衡狀態(tài),這一過程見式(5)[16].

    式中:Pcop為壓氣機消耗功率;Ptur為渦輪輸出功率;J為增壓器轉動慣量;ω為增壓器轉子角速度;dωdt為角加速度.由于增壓器轉動慣性相比管路內(nèi)部的氣動慣性高出數(shù)個數(shù)量級,因而背壓波動變化時,受轉動慣量影響,增壓器轉速無法快速響應渦輪功的變化,這造成壓氣機端氣動參數(shù)對波動背壓的響應顯著滯后于渦輪端.

    因此,增壓壓力遲滯特性受增壓器轉動慣量的直接影響,而增壓壓力與發(fā)動機功率密切相關,對比圖5功率和圖8增壓壓力非定常響應特性可知,兩者對波動背壓的響應方式是高度類似的.由此可知,發(fā)動機功率對波動背壓的響應同樣將受到增壓器轉動慣量的強烈影響,而后又將反過來影響下游排氣,進而影響渦輪端的響應特性,增壓器轉動慣量是波動背壓下發(fā)動機性能參數(shù)非定常響應特性產(chǎn)生的主要來源.

    綜上所述,各參數(shù)響應特性隨周期變化表現(xiàn)出的高度一致變化規(guī)律,可推測這一現(xiàn)象也與增壓器轉動慣量相關.隨著周期減小,渦輪功變化加快,增壓器轉速無法及時響應,因而其產(chǎn)生的遲滯效應逐漸強化,導致各參數(shù)非定常效應變強,且隨著周期進一步縮短,增壓器遲滯效應將使遲滯環(huán)形態(tài)顯著變化,如同圖5和圖8中功率與增壓壓力遲滯環(huán)在短周期時出現(xiàn)截然不同的形狀.

    對不同時均排氣背壓下,增壓器各性能參數(shù)的響應特性也進行了研究,如圖12所示,包括增壓壓力、渦輪前排氣壓力和渦輪膨脹比.隨著時均背壓下降,遲滯環(huán)向兩端膨脹,呈現(xiàn)順時針旋轉.增壓壓力、渦前壓力和渦輪膨脹比在時均背壓為117.7kPa時非定常度分別達時均背壓為156.3kPa時的5.51倍、4.69倍和3.10倍,這表明在低時均背壓時增壓器各性能參數(shù)對背壓響應的非定常性要顯著高于高時均背壓.這同樣是由于低時均背壓時充滿-排空效應更強烈所致.

    圖12 20s周期增壓器性能參數(shù)隨不同時均背壓波動的變化Fig.12 Change of pressure ratio of turbine with fluctuating back pressure under different time-average back pressure in 20s period

    增壓器性能參數(shù)影響發(fā)動機性能,而渦輪前排氣溫度則是關乎發(fā)動機安全運行的重要參數(shù),是決定波動背壓工況下發(fā)動機功率恢復能力的關鍵.圖13為75%負荷時不同波動周期下渦前排溫隨波動背壓的變化.隨背壓波動,渦前排溫也呈明顯的遲滯環(huán).但與功率、增壓壓力和渦前壓力截然相反,渦前排溫遲滯環(huán)在短周期時呈扁平狀,在長周期時遲滯環(huán)則較飽滿.

    圖13 75%負荷時不同波動周期下渦前排溫隨波動背壓的變化Fig.13Change of exhaust temperature before turbine with back pressure fluctuating under different periods at 75% load

    這與發(fā)動機性能參數(shù)對不同波動周期背壓響應規(guī)律顯著不同,隨周期減小,渦前排溫遲滯環(huán)理應擴張.這是由于試驗所測得的渦前排溫遲滯現(xiàn)象不僅受上述所討論的增壓器轉動慣量影響,還受到溫度傳感器響應速度的重要影響.試驗所采用的K型熱電偶響應時間約為0.5s,當波動周期較長時(如40s),熱電偶有足夠的時間響應背壓波動造成的排氣溫度波動,因而能夠有效測量排溫的非定常特性.然而當波動周期縮短至一定程度后,溫度傳感器由于熱慣性無法及時響應背壓波動,因而僅能獲得接近時均的溫度值.此時,溫度遲滯環(huán)將逐漸坍縮成一條穩(wěn)定在時均溫度的直線(圖13中5s周期情形).因而試驗中測得的渦前排溫遲滯環(huán)隨背壓波動周期變化而產(chǎn)生截然不同的響應趨勢,是傳感器測溫的熱慣性與增壓器轉動慣量共同造成的.總之,由圖13中長周期時渦前排溫響應特性可以推測,背壓波動時渦輪前排氣溫度仍然存在十分顯著的遲滯效應,該遲滯效應在高波動背壓條件下的功率恢復手段中必須加以考慮.

    3 結 論

    基于WP7型號柴油發(fā)動機試驗了波動背壓環(huán)境下,性能參數(shù)的動態(tài)響應特性.重點探討了背壓波動周期和時均值變化時,柴油機輸出功率、增壓壓力、渦輪前排氣壓力和渦輪膨脹比等性能參數(shù)響應機制及變化規(guī)律,主要結論如下:

    (1) 在波動背壓環(huán)境下,增壓柴油機性能參數(shù)響應表現(xiàn)出明顯的非定常特性,功率、增壓壓力和渦輪前排氣壓力等參數(shù)均隨背壓響應呈現(xiàn)典型的遲滯環(huán)形狀;背壓波動周期對非定常響應特性有顯著影響;隨周期減小,遲滯環(huán)由狹長狀逐漸變得飽滿;5s周期時,非定常度為40s周期的4倍以上,非定常效應大幅加強.

    (2) 負荷和時均背壓變化均導致增壓柴油機性能參數(shù)的波動幅值變化,隨著負荷增大或時均背壓減小,性能參數(shù)變化幅值增加,遲滯環(huán)形狀呈現(xiàn)擴張趨勢,其非定常度分別增長1.15和1.55倍以上,表現(xiàn)出更為強烈的非定常效應;這是源于氣路系統(tǒng)的充滿-排空效應加強造成的背壓波動幅值增長,進而強化了性能參數(shù)的非定常響應特性.

    (3) 壓氣機端性能參數(shù)的非定常效應顯著強于渦輪端,前者非定常度為后者的1.9倍以上;進氣端參數(shù)對波動背壓的響應明顯滯后于排氣端,該滯后性主要是由增壓器轉動慣量導致,而增壓器轉動慣量也是發(fā)動機和增壓系統(tǒng)在波動背壓環(huán)境遲滯響應特性的主要來源,并顯著影響不同背壓波動周期下非定常響應特性的變化規(guī)律.

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