兩棲車輛發動機輔助系統研究

康 忠， 張睿妍， 張孟杰， 孫卓然， 趙振峰

(1.中國北方車輛研究所，北京 100072；2.北京理工大學，北京 100081)

發動機輔助系統是保障發動機正常運動的輔助裝置，包含冷卻系統、潤滑系統、燃油系統、空氣濾清器、中冷器等多個組成部分[1-2].輔助系統性能會對發動機性能造成一定的影響，空氣濾清器及中冷器會影響新鮮空氣流動的阻力；中冷器冷卻能力的變化會影響增壓后的空氣溫度，從而改變發動機的充量系數[3]；排氣系統產生的流動阻力、環境壓力的增加會阻礙發動機廢氣的排出；不同的環境溫度會改變發動機的充量系數，對燃料在缸內的燃燒過程造成影響.

為探索輔助系統對發動機動力性能的影響規律，文中對一臺應用于水陸兩棲工況下的柴油機的輔助系統進行相關研究，為提高該發動機輔助系統的工作效率提供數據支撐及理論依據.

1 發動機仿真模型建立與校核

1.1 仿真模型建立

文中研究的兩棲車輛動力系統采用某型8缸水冷柴油機，主要參數如表1所示.

表1 技術指標

該柴油發動機的增壓系統采用單級渦輪增壓中冷帶放氣調節閥機構.

根據柴油機機構特點及GT-POWER軟件建模要求，將發動機離散為氣缸模型、增壓系統模型、噴油系統模型、中冷器模型、進排氣系統模型5個部分.

1.1.1 氣缸模型建立

氣缸模型在“EngineCrankTrain”模塊中設置缸徑、沖程、連桿長度、活塞銷偏移量、發火順序等結構參數.在“EngCylinder”氣缸模塊中設置燃燒模型、傳熱模型和缸內壁面溫度.

韋伯模型是描述內燃機燃燒速度的半經驗公式，通過燃燒始點、燃燒終點和燃燒品質韋伯指數等參數可確定燃燒放熱過程.文中采用了模擬柴油機燃燒放熱規律最常見的三元韋伯模型.該模型把發動機缸內燃燒過程分為預混期、主燃期、后燃期3個階段，因此，完整的燃燒放熱率曲線由3條韋伯函數曲線疊加而成，需要分別定義3條放熱率曲線的燃料分數、持續角和品質系數，可表示為

(1)

式中：X1、X2、X3分別表示預混期、主燃期和后燃期的燃料分數.模型中每一部分燃燒起始時刻相同，而且各個都有獨立的燃燒持續期和燃燒韋伯指數.主燃持續期和主燃期燃料分數對放熱規律的影響較大，其次是預混合燃料分數和預混合持續期.

GT-POWER軟件中EngHeatRel模塊支持缸壓曲線的直接輸入.根據試驗數據輸入缸壓曲線，可直接計算得到放熱率曲線.同時，根據試驗數據擬合出三元韋伯模型的放熱率曲線，進而反求預混期、主燃期和后燃期對應的燃料比例、燃燒持續期和品質系數，為燃燒模型參數的敏感度分析提供理論依據.圖1為三元韋伯燃燒放熱率與試驗數據的擬合曲線對比.

圖1 放熱率擬合曲線

傳熱模型采用WoschniGT模型.活塞頂的散熱面積按氣缸橫截面積的1.2～1.5倍計算，氣缸蓋的表面積近似為氣缸的橫截面積，即Head/Bore Area Ratio=1.2～1.5；Piston/Bore Area Ratio=1.

設置缸內壁面溫度，活塞頂表面的溫度為550～600 K，氣缸蓋表面的溫度為550～600 K，氣缸套表面的溫度為400～450 K.

1.1.2 增壓器模型建立

增壓系統包括壓氣機模型和渦輪模型.根據發動機壓氣機MAP圖輸入壓氣機模型所需數據.渦輪特性MAP選用簡單渦輪模型.通過調整渦輪噴嘴環直徑和絕熱效率(渦輪絕熱效率在60%左右)，對模型進行調試及校核，使增壓器轉速、增壓器壓比和渦輪后溫度與試驗數據保持一致.

1.1.3 其它部分模型建立及校核

使用InjProfileConn噴油器模型建立噴油系統模型，根據實際情況和實驗數據輸入油嘴孔數、直徑、噴油規律、噴油量等參數，其中，噴油規律可由燃油系統內部軟件計算或實驗得到.

建立中冷器模型，柴油機使用的中冷器多為水-空中冷器，其主要組成部件是冷卻芯[4].壓氣機壓縮后空氣經過中冷器腔(熱側)與冷卻芯(冷側)發生強迫對流換熱.冷卻芯中的冷卻液受熱后進入散熱器，通過風扇散熱，再次進入冷卻芯.在GT-POWER中將中冷器簡化為直徑相同的管簇，主要參數有：管道直徑、數目、摩擦系數(與管道材料和表面粗糙度有關)、傳熱系數等.

根據實驗數據對中冷器模型進行標定，通過調整模型的摩擦系數、壁溫和傳熱系數，使中冷器的壓降和出口溫度與實驗數據保持一致.

進排氣系統包括進氣總管、進氣歧管、排氣總管和排氣歧管等模塊[5].根據進排氣系統圖紙，確定軟件所需柴油機進排氣系統結構參數.

為了更清晰地反映排氣總管和排氣歧管內的壓力波動情況，分析相鄰發火氣缸和相鄰排氣歧管之間的排氣干涉現象，在模型建立過程中，選擇相對較小的管道離散長度.根據建模規范和柴油機的實際結構，排氣系統模型的離散長度設置為柴油機缸徑的1/10左右，并保證排氣系統各管道處的離散長度為管道實際尺寸的整數倍.進氣系統的離散長度對壓力波影響不大，為提高軟件的運算速度，模型中進氣管道離散長度為軟件推薦值，即柴油機缸徑的0.4倍.

1.2 整機模型校核

根據發動機實驗數據進行整機模型的標定，包括管道阻力校核、增壓器模型校核、缸內燃燒模型校核等，保證整機模型計算輔助系統對于發動機性能影響研究的精度.

1.2.1 管道阻力校核

管道阻力校核采用計算標定轉速下的空氣流量與實驗測試值對比進行校驗.校驗結果誤差控制在3%以內.

1.2.2 整機仿真模型校核

在完成發動機外圍關鍵部件校核的基礎上，開展燃燒模型、增壓系統及發動機整機性能的校核.結合實驗數據，調整燃燒持續角、燃料分數、韋伯指數等燃燒模型參數和渦輪噴嘴直徑、廢氣閥開度、渦輪增壓壓比等渦輪參數.

發動機進排氣系統各項指標校核如圖2所示，包括：進氣流量、中冷前溫度、中冷后壓力、渦前溫度.可以看出，仿真結果和實驗結果吻合較好，可以認為仿真模型中壓氣機的工作狀態與實驗一致.

圖2 進排氣參數對比

發動機外特性工況下整機性能指標校核如圖3所示，包括：功率、扭矩和比油耗，仿真與試驗結果吻合較好，誤差在5%以內，模型能夠準確反映發動機的工作狀況.

圖3 外特性功率和油耗仿真值和試驗值對比

2 輔助系統影響規律仿真研究

2.1 空氣濾清器阻力

設置空氣濾清兩側壓差在2～8 kPa范圍內，步長1 kPa，空氣濾清器阻力對發動機輸出功率影響規律如圖4所示.從圖4(a)中可以看出：發動機輸出功率隨空氣濾清器阻力增大而降低，在3 000 r/min時，功率衰減約15.44 kW，功率衰減率約為4.6%.從圖4(b)中可以看出：隨空濾阻力增大，發動機功率衰減率增大，其中1 800 r/min工況對于濾清器阻力變化最敏感，最大功率衰減率發生于此轉速下，約為30.0%.

圖4 空濾阻力對發動機功率影響

2.2 中冷后溫度

設置中冷后溫度在40～80 ℃范圍內，步長10 ℃，中冷后溫度對發動機輸出功率影響規律如圖5(a)所示，從圖可以看出：發動機輸出功率隨中冷后溫度升高而降低，在3 000 r/min下，功率衰減約49.78 kW，功率衰減率約為13.9%.從圖5(b)中可以看出：隨中冷后溫度升高，發動機功率衰減率增大，1 800 r/min工況對于環境溫度變化最敏感，最大功率衰減率約為21.0%；2 000 r/min和2 800 r/min工況對環境溫度變化不敏感.

圖5 中冷后溫度對發動機功率影響

2.3 中冷器阻力

設置中冷器兩側壓差在1～5 kPa范圍內，計算步長設為1 kPa.中冷后溫度對發動機輸出功率影響規律如圖6所示.由圖可知，發動機輸出功率隨中冷器阻力增大而減小.中冷器阻力為5 kPa時功率衰減最大，最大功率衰減率約為6.2%，在1 200 r/min下，低轉速工況對于中冷器阻力的敏感性高于高轉速工況.

圖6 中冷器阻力對發動機功率衰減的影響對比

2.4 排氣背壓

設置排氣背壓在5～10 kPa范圍內，步長1 kPa.排氣背壓對發動機輸出功率影響規律如圖7所示.由圖7(a)可看出：發動機輸出功率隨排氣背壓升高而降低，其中在2 000 r/min以上的高轉速區域功率衰減明顯，在3 000 r/min下功率衰減達11.31 kW.從圖7(b)中可以看出：1 800 r/min工況對于排氣背壓變化最敏感，功率衰減率約為17.0%；2 800 r/min工況對排氣背壓變化較為敏感，功率衰減率約為6.6%；2 000 r/min工況對排氣背壓變化不敏感.

圖7 排氣背壓對發動機功率影響

3 輔助系統實驗研究

搭建發動機整機測試臺架及用于測試空氣濾清器阻力、中冷器阻力、排氣背壓、燃油溫度和中冷后溫度等輔助系統參數的相關測試裝置，以驗證輔助系統參數對發動機性能的影響規律.示意圖如圖8所示.

圖8 臺架測試設備示意圖

3.1 空氣濾清器阻力

調節進氣管的蝶閥開度，模擬空氣濾清器形成的進氣阻力變化[6-7].綜合考慮發動機運行安全性和仿真需求，選取3個發動機可安全運行的進氣蝶閥開度，分別為100%(蝶閥全開，即外特性狀態)、90%和75%(發動機可安全運行的最小蝶閥開度)，選取發動機安全運行轉速，包括：3 000 r/min、2 800 r/min、2 400 r/min和2 000 r/min.

發動機輸出功率隨空濾阻力變化如圖9所示.從圖中可以看出，隨著進氣蝶閥開度減小，發動機輸出功率下降.開度為90%時，2 800 r/min和3 000 r/min轉速功率明顯下降，3 000 r/min工況功率下降約21 kW，6.4%.開度為75%時，全部轉速工況下輸出功率均有明顯下降，3 000 r/min工況功率下降最多，約91 kW，達28%.

圖9 不同空濾阻力的功率-轉速圖

根據實驗過程中不同蝶閥開度的壓差，調整仿真模型與實驗狀態一致，研究空濾阻力對發動機輸出功率的影響.

圖10所示為按照實驗數據調整空濾前后壓差得到的仿真結果，可以看出，實驗與仿真整體趨勢一致性較好，蝶閥全開時，空濾阻力較小，發動機輸出功率較大，在2 800 r/min和3 000 r/min工況誤差較大，約為3.8%；在2 000 r/min和2 400 r/min工況誤差較小，小于2%.蝶閥開度為75%時，空濾阻力較大，輸出功率誤差增大，但仍在一定范圍內，最大誤差出現在3 000 r/min，約為5.9%.

圖10 空濾阻力對發動機功率影響的實驗與仿真對比

隨著發動機空濾阻力增加，發動機進氣質量流量將下降，為了維持發動機的經濟性并避免缸內燃燒惡化和后燃危及增壓器的安全，發動機必須減少循環噴油量，導致發動機輸出功率下降.

3.2 中冷后溫度

調節中冷器冷卻水循環系統，使進氣中冷后溫度分別為：45 ℃、60 ℃、80 ℃.實驗測試了不同中冷后溫度對于發動機增壓壓力與增壓比例的影響.

不同中冷后溫度下的發動機增壓進氣壓力，如圖11所示，隨中冷后溫度升高，增壓壓力增大比例如圖12所示.

圖11 不同中冷后溫度的增壓壓力

圖12 增壓壓力增大比例

分析可知，中冷后溫度升高導致進氣充量密度下降，發動機進氣過程結束后缸內新鮮空氣質量下降.在循環噴油量不變的情況下，缸內燃燒惡化，一部分燃油無法在缸內及時燃燒.燃燒滯后導致熱能無法轉換為機械能，該部分能量隨排氣廢氣進入排氣道，導致發動機廢氣溫度升高.廢氣能量增高驅動增壓器加大工作負荷，提高了增壓壓力，彌補了中冷后溫度升高導致的進氣質量減少.

3.3 中冷器阻力

調節中冷器前后的蝶閥開度，模擬進氣中冷器流動阻力的變化.中冷器蝶閥無級可調，綜合考慮發動機運行安全性和仿真需求，選取3個發動機可以安全運行的開度，分別約為100%、90%和75%.

圖13所示為按照實驗數據調整中冷器前后壓差得到的仿真結果，可知，實驗數據與仿真結果較為接近，仿真結果的功率波動較實驗數據更為明顯，在不同轉速下發動機輸出功率變化均較小，功率波動均小于4%.

圖13 中冷器阻力對發動機功率影響的實驗與仿真對比

實驗結果表明，中冷器阻力對發動機輸出功率影響較小，這與仿真結果一致.2 000～3 000 r/min轉速范圍內中冷后壓力為188～225 kPa，中冷器阻力對中冷后壓力影響不超過5%，即對于進入缸內的新鮮空氣質量的影響低于5%，對發動機輸出功率影響有限，且由于文中研究的發動機為柴油機，其缸內燃燒處于稀燃狀態，在3 000 r/min工況下空燃比約為22，相對于14.3的理論空燃比有較大的余量，小幅度的空氣質量波動對發動機燃燒影響程度有限，因此，中冷器阻力對發動機輸出功率影響較小.

3.4 排氣背壓

調節渦輪后排氣系統蝶閥開度，模擬渦后排氣背壓變化.綜合考慮發動機運行安全性和仿真需求，選取3個發動機可以安全運行的開度，分別約為100%、90%和75%.

發動機排氣背壓隨蝶閥開度變化如圖14所示.從圖中可以看出，排氣背壓隨蝶閥開度減小而增大.蝶閥開度相同時，發動機轉速越大，排氣背壓越大.在3 000 r/min工況，蝶閥開度為75%時，壓差最大，比蝶閥全開時增大約3.7 kPa.

圖14 不同蝶閥開度的轉速-壓差圖

實驗測試了發動機輸出功率隨排氣背壓變化和功率衰減率的變化情況，如圖15所示.從圖中可以看出，隨排氣系統蝶閥開度減小，發動機輸出功率下降.

圖15 不同蝶閥開度的功率-轉速圖

4 結 論

針對某兩棲車輛在水陸工況下的特殊環境條件，建立了整機及輔助系統參數化仿真模型，開展了該車用發動機輔助系統關鍵參數對發動機性能的影響規律分析，為輔助系統的結構優化提供了理論和實驗依據.具體結論如下：

1)研究結果表明：發動機功率隨空濾阻力增大而衰減，在1 800 r/min工況時功率衰減最明顯，約為30.0%；發動機功率隨中冷后溫度升高而衰減，同樣也是在1 800 r/min時，功率衰減率約為21.0%，2 000 r/min和2 800 r/min工況對環境溫度變化不敏感；1 800 r/min工況對于排氣背壓變化最敏感，功率衰減率約為17.0%.

2)上述研究規律利用臺架進行了驗證，實驗驗證結果表明，對輔助系統的參數規律研究精度在3%以內，可以滿足設計指導.