內(nèi)燃機(jī)燃燒測(cè)試分析系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與開(kāi)發(fā)

盧豐翥，黃豪中，楊如枝，蘇志兵，趙瑞青

（廣西大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧 530004）

內(nèi)燃機(jī)燃燒測(cè)試分析系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與開(kāi)發(fā)

盧豐翥，黃豪中，楊如枝，蘇志兵，趙瑞青

（廣西大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧 530004）

開(kāi)發(fā)一套基于PC機(jī)的內(nèi)燃機(jī)燃燒測(cè)試分析系統(tǒng)，并對(duì)氣缸壓力的采集，數(shù)據(jù)的勻化、光順處理，動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)位置的確定等做介紹。利用測(cè)量的氣缸壓力曲線和能量守恒原理，在LabVIEW軟件平臺(tái)上編寫(xiě)出內(nèi)燃機(jī)燃燒放熱率計(jì)算程序，研究主要經(jīng)驗(yàn)參數(shù)對(duì)放熱率及缸內(nèi)平均溫度的影響。結(jié)果表明：采用Woschni傳熱公式計(jì)算的放熱率曲線值高于采用Eichelberg傳熱公式和Sitkei傳熱公式計(jì)算的放熱率曲線值。掃氣系數(shù)φs的變化對(duì)氣缸內(nèi)平均溫度有顯著影響，φs=0.99時(shí)的缸內(nèi)平均溫度明顯高于φs=0.95時(shí)的缸內(nèi)平均溫度，兩者最高溫度相差81.4K。

內(nèi)燃機(jī)；放熱率；示功圖；燃燒分析

0 引 言

內(nèi)燃機(jī)是利用燃料燃燒后放出熱量加熱工質(zhì)，使其膨脹對(duì)外做功，燃料燃燒放熱率可以直觀地反應(yīng)燃燒過(guò)程的基本特征，放熱率的研究不僅為診斷和評(píng)價(jià)內(nèi)燃機(jī)的燃燒過(guò)程和工作循環(huán)的合理性提供手段和方法，更重要的是形象地展現(xiàn)了燃燒過(guò)程的物理圖像。目前，常用的確定放熱率的方法主要有以下3種：（1）利用內(nèi)燃機(jī)實(shí)測(cè)示功圖進(jìn)行數(shù)值分析，計(jì)算出內(nèi)燃機(jī)燃燒放熱率[1-2]；（2）采用半經(jīng)驗(yàn)公式，選用恰當(dāng)?shù)慕?jīng)驗(yàn)系數(shù)，模擬實(shí)際內(nèi)燃機(jī)燃燒放熱率[3]；（3）從實(shí)際燃燒的物理、化學(xué)過(guò)程出發(fā)，建立簡(jiǎn)化的燃燒模型，劃分區(qū)域進(jìn)行計(jì)算，這種模型較為接近實(shí)際燃燒過(guò)程[3]。本文利用實(shí)測(cè)示功圖法并通過(guò)LabVIEW編程軟件來(lái)編寫(xiě)柴油機(jī)的燃燒放熱率。

1 整個(gè)測(cè)試系統(tǒng)的組成

本實(shí)驗(yàn)是在六缸柴油機(jī)上進(jìn)行的，整個(gè)測(cè)試系統(tǒng)主要由氣缸壓力傳感器、電荷放大器、曲軸轉(zhuǎn)角位置傳感器、多通道數(shù)據(jù)采集卡和PC機(jī)組成。系統(tǒng)啟動(dòng)后，先通過(guò)安裝在曲軸輸出端的光電編碼器發(fā)射觸發(fā)脈沖和曲軸轉(zhuǎn)角脈沖，觸發(fā)脈沖用來(lái)控制開(kāi)始采集氣缸壓力的起始位置，曲軸轉(zhuǎn)角脈沖用來(lái)控制采樣間隔，即由曲軸轉(zhuǎn)角脈沖來(lái)控制采樣頻率。

光電編碼器發(fā)射曲軸轉(zhuǎn)角脈沖，這些脈沖信號(hào)被數(shù)據(jù)采集卡檢測(cè)到，數(shù)據(jù)采集卡通過(guò)脈沖信號(hào)來(lái)控制氣缸壓力傳感器進(jìn)行氣缸壓力數(shù)據(jù)的采集。然后把采集到的氣缸壓力數(shù)據(jù)通過(guò)數(shù)據(jù)采集卡傳給PC機(jī)，再由PC機(jī)通過(guò)LabVIEW軟件進(jìn)行氣缸壓力數(shù)據(jù)的處理，從而計(jì)算出各種表征內(nèi)燃機(jī)性能的指標(biāo)。其中電荷放大器主要是對(duì)氣缸壓力傳感器采集到的信號(hào)進(jìn)行放大，便于數(shù)據(jù)采集卡采集。測(cè)試系統(tǒng)的組成如圖1所示。

圖1 內(nèi)燃機(jī)測(cè)試系統(tǒng)構(gòu)成

2 用實(shí)測(cè)示功圖計(jì)算柴油機(jī)燃燒放熱率的理論基礎(chǔ)

在計(jì)算放熱率時(shí)，認(rèn)為氣缸內(nèi)的混合氣均勻分布，壓縮和燃燒過(guò)程沒(méi)有工質(zhì)泄漏，把燃燒室中的輻射傳熱和燃油蒸發(fā)吸熱等熱交換，放在傳熱系數(shù)αg中考慮，不進(jìn)行單獨(dú)分析，并且認(rèn)為燃料是完全燃燒。

燃料燃燒放出的熱量一部分傳給工質(zhì)（氣缸中的氣體），使工質(zhì)的內(nèi)能增加并對(duì)外做功，一部分傳到燃燒室壁上。根據(jù)氣缸內(nèi)的能量守恒方程：

在數(shù)值計(jì)算中常用差商代替微商：

為計(jì)算Δφ步長(zhǎng)內(nèi)的燃燒放熱量ΔQB，可以根據(jù)實(shí)測(cè)p-φ示功圖及相關(guān)參數(shù)分別計(jì)算氣缸內(nèi)內(nèi)能的變化量ΔU、做功量ΔW和散熱量ΔQW。放熱量ΔQB就等于這3部分之和。

2.1 內(nèi)能變化量計(jì)算

式中：M——?dú)飧坠べ|(zhì)的摩爾數(shù)，kmol；

cV——?dú)飧變?nèi)工質(zhì)的定容摩爾比熱容，kJ/（kmol·K）；

T——?dú)飧變?nèi)的溫度，K；

i+1——瞬時(shí)數(shù)值；

i——該瞬時(shí)上一個(gè)時(shí)刻的數(shù)值。

2.1.1 工質(zhì)的摩爾數(shù)M

工質(zhì)的摩爾數(shù)M等于純空氣的摩爾數(shù)M1和純?nèi)紵a(chǎn)物的摩爾數(shù)M2之和，即

式中：Ma——壓縮始點(diǎn)時(shí)氣缸內(nèi)工質(zhì)摩爾數(shù)，kmol；

γ——?dú)堄鄰U氣系數(shù)；

α——過(guò)量空氣系數(shù)；

X——某一曲軸轉(zhuǎn)角前已燃燃油百分?jǐn)?shù)；

n——內(nèi)燃機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min；

i——內(nèi)燃機(jī)氣缸數(shù)；

Aa——內(nèi)燃機(jī)氣耗量，kg/s；

φs——掃氣系數(shù)；

μa——平均空氣相對(duì)分子質(zhì)量；

QB——燃燒放熱率；

gf——循環(huán)噴油量；

Hu——低熱值；

m1——進(jìn)入氣缸新鮮空氣的質(zhì)量，kg；

l0——化學(xué)計(jì)量空燃比。

2.1.2 比熱容cV

工質(zhì)的定容摩爾比熱容為

式中：cve——純?nèi)紵a(chǎn)物的平均定容摩爾比熱容；

cva——空氣的平均定容摩爾比熱容；

kr——混合其中純?nèi)紵a(chǎn)物所占的比例。

2.1.3 工質(zhì)溫度T

工質(zhì)溫度依據(jù)氣體狀態(tài)方程算出：

式中：V——瞬時(shí)氣缸工作容積，m3；

D——?dú)飧字睆剑琺；

S——活塞行程，m；

λ——連桿曲柄比；

ε——壓縮比。

2.2 做功量計(jì)算

做功量是根據(jù)實(shí)測(cè)示功圖中的壓力值pi計(jì)算得出。

2.3 工質(zhì)與燃燒室壁面的換熱量計(jì)算

工質(zhì)向氣缸蓋底面、活塞頂面和氣缸套的濕潤(rùn)表面等諸燃燒室壁面的換熱量ΔQW是能量守恒方程中不可缺少的部分。根據(jù)工質(zhì)對(duì)燃燒室周壁面的瞬時(shí)平均換熱系數(shù)αg和壁面的平均溫度TW，可以計(jì)算出ΔQW。即：

式中：Ai——?dú)飧字鼙诿娴拿娣e，i=1為氣缸蓋面積，

i=2為活塞面積，i=3為氣缸套面積；

Twi——壁面的平均溫度；

T——?dú)飧變?nèi)工質(zhì)瞬時(shí)溫度。

在工質(zhì)和燃燒室壁面換熱的計(jì)算中，關(guān)鍵是確定瞬時(shí)平均換熱系數(shù)αg。目前用于計(jì)算內(nèi)燃機(jī)換熱系數(shù)的公式較多，基本上可以歸納為純經(jīng)驗(yàn)公式和準(zhǔn)則公式兩類。目前廣泛應(yīng)用的純經(jīng)驗(yàn)公式如Eichelberg公式[4]，準(zhǔn)則公式如Woschni公式[5]、Sitkei公式[6]等。由于影響氣缸內(nèi)工質(zhì)換熱的因素較多，加之研究者對(duì)影響換熱過(guò)程的諸因素有著各自不同的見(jiàn)解，以及實(shí)驗(yàn)條件和實(shí)驗(yàn)機(jī)型的不同，因此各公式之間差異較大。

3 示功圖的測(cè)錄及數(shù)據(jù)處理

3.1 示功圖的測(cè)錄

3.1.1 動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)的確定

對(duì)示功圖進(jìn)行測(cè)錄時(shí)，動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)位置的確定對(duì)計(jì)算結(jié)果影響很大。大量實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，上止點(diǎn)的誤差為±1°（曲軸轉(zhuǎn)角），放熱率最大相對(duì)誤差為6.7%[7]。確定內(nèi)燃機(jī)動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)位置其實(shí)是很困難的，主要是因?yàn)閮?nèi)燃機(jī)的工作受到往復(fù)慣性力和高溫燃?xì)鈮毫Φ淖饔?，軸承間隙、活塞與曲軸連桿的變形、曲軸扭轉(zhuǎn)角和扭振角等的變化，使得在工作狀態(tài)的動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)相位偏離靜態(tài)上止點(diǎn)。所以，動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)的確定不可避免會(huì)存在誤差。

圖2 上止點(diǎn)修正量對(duì)logP-logV的影響

確定內(nèi)燃機(jī)動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)的方法較多，其中具有代表性的方法有平均指示壓力法、氣缸壓縮線法、多變指數(shù)法和logP-logV雙對(duì)數(shù)法等。由于logP-logV雙對(duì)數(shù)方法精度較高且易于程序編寫(xiě)，所以本系統(tǒng)采用該方法進(jìn)行動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)位置的標(biāo)定。

如圖2所示，如果上止點(diǎn)位置正確，在倒拖示功圖的雙對(duì)數(shù)logP-logV圖中，它包含的面積較小，并且壓縮線在上，膨脹線在下，曲線成尖劈狀。如果上止點(diǎn)偏后，則壓縮線和膨脹線所包含的面積不正確的擴(kuò)大，并且在壓縮線和膨脹線的連接處會(huì)出現(xiàn)鈍頭。如果上止點(diǎn)位置偏前，則壓縮線和膨脹線會(huì)成繞結(jié)的形狀，在壓縮前期，壓縮線在膨脹線上方，在壓縮后期，壓縮線在膨脹線下方，從而出現(xiàn)繞結(jié)。所以，若壓縮線位于膨脹線之上，且兩線接近成直線，在相接處成尖劈狀，則上止點(diǎn)位置正確；若在相接處出現(xiàn)鈍頭，則其上止點(diǎn)偏后；若兩線出現(xiàn)繞結(jié)，則其上止點(diǎn)偏前。

確定動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)時(shí)，先運(yùn)用氣缸壓縮線法找出上止點(diǎn)的大概位置，然后再用logP-logV雙對(duì)數(shù)法對(duì)上止點(diǎn)位置進(jìn)行修正，可以得到精確的上止點(diǎn)位置。

3.1.2 燃燒始點(diǎn)和燃燒終點(diǎn)的確定

燃燒始點(diǎn)和燃燒終點(diǎn)的確定，對(duì)放熱率的準(zhǔn)確計(jì)算具有重要意義。目前，雖然有很多確定燃燒始點(diǎn)和燃燒終點(diǎn)的方法，但準(zhǔn)確度不高，所以燃燒始點(diǎn)和燃燒終點(diǎn)的確定一直是內(nèi)燃機(jī)燃燒放熱率計(jì)算的一

個(gè)難點(diǎn)。在放熱率的計(jì)算中，選擇放熱率曲線急劇升高前的曲線拐點(diǎn)作為燃燒始點(diǎn)，把氣缸內(nèi)燃料燃燒百分?jǐn)?shù)X=0.85時(shí)作為燃燒終點(diǎn)，認(rèn)為此時(shí)燃燒持續(xù)期已經(jīng)基本上結(jié)束。

3.2 示功圖的數(shù)據(jù)處理

為獲得具有代表性的P-φ?qǐng)D，必須采集多個(gè)循環(huán)的P-φ?qǐng)D，然后再進(jìn)行平均化處理從而降低壓力的隨機(jī)波動(dòng)對(duì)測(cè)試的影響。對(duì)于柴油機(jī)來(lái)說(shuō)，一般取100個(gè)[8]循環(huán)的P-φ?qǐng)D。

在利用氣缸壓力傳感器采集氣缸壓力時(shí)，雖然經(jīng)過(guò)濾波電路的處理，但往往還疊加有噪聲等干擾信號(hào)，加之內(nèi)燃機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)不可能是絕對(duì)的穩(wěn)定，使得氣缸內(nèi)的熱力狀態(tài)不是絕對(duì)穩(wěn)定。因此采集的離散數(shù)據(jù)繪制成的曲線往往成折線形狀，這種曲線是不可導(dǎo)的，必須對(duì)其進(jìn)行光順處理。目前常用的光順?lè)椒ㄓ校?）五點(diǎn)三次平滑法；（2）樣條函數(shù)平滑法；（3）傅里葉級(jí)數(shù)平滑法[9]。由于五點(diǎn)三次平滑法計(jì)算簡(jiǎn)單，易于程序編寫(xiě)，采用這種方法對(duì)氣缸壓力進(jìn)行平滑，可以得到理想的缸壓曲線，能滿足實(shí)驗(yàn)的要求。因此本文采用五點(diǎn)三次平滑法對(duì)氣缸壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行平滑。

經(jīng)過(guò)平均化光順處理的示功圖如圖3所示。

4 放熱率的計(jì)算

4.1 氣缸內(nèi)燃料燃燒的百分?jǐn)?shù)Xi的計(jì)算

氣缸內(nèi)燃料燃燒百分?jǐn)?shù)Xi是表示某一曲軸轉(zhuǎn)角φ時(shí)，累計(jì)已燃燒掉的燃料放出的熱量QBi與總的燃料的熱量gf·Hu之比[10]，即：

可見(jiàn)要計(jì)算燃料燃燒百分?jǐn)?shù)Xi就必須知道燃料的放熱量QB，通過(guò)前面的介紹知道要計(jì)算燃料的放熱量QB又要用到燃料燃燒百分?jǐn)?shù)Xi，所以只有采用迭代的方法，先通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)估燃料燃燒百分?jǐn)?shù)Xi，然后利用Xi計(jì)算出燃料的放熱量QB，再利用式（13）反算燃料燃燒百分?jǐn)?shù)Xi+1。如此反復(fù)迭代，當(dāng)Xi+1-Xi＜0.001時(shí)停止迭代，即可得出準(zhǔn)確的Xi和QB值。

4.2 瞬時(shí)平均換熱系數(shù)αg對(duì)瞬時(shí)放熱率的影響

圖3 P-φ?qǐng)D

圖4 平均換熱系數(shù)對(duì)放熱率的影響

在內(nèi)燃機(jī)中，工質(zhì)與氣缸諸壁面之間瞬時(shí)換熱系數(shù)的確定，對(duì)瞬時(shí)放熱率的計(jì)算有著顯著的影響。下面分析前面提及的Eichelberg公式、Woschni公式和Sitkei公式這3個(gè)瞬時(shí)平均換熱系數(shù)計(jì)算公式對(duì)放熱率的影響。從圖4可以看出，采用Woschni公式計(jì)算柴油機(jī)的放熱率時(shí)，無(wú)論是在柴油機(jī)的預(yù)混燃燒階段、擴(kuò)散燃燒階段還是后燃階段，放熱率明顯高于其他兩個(gè)換熱系數(shù)公式所計(jì)算的放熱率。Woschni公式是以短管內(nèi)受迫流動(dòng)對(duì)流換熱準(zhǔn)則方程為根據(jù)，并在直噴式和預(yù)燃室式四沖程增壓柴油機(jī)、火花點(diǎn)火式汽油機(jī)上進(jìn)行較為廣泛的試驗(yàn)，整理得出的公式[7]，所以使用范圍較廣。采用Eichelberg公式和Sitkei公式計(jì)算放熱率時(shí)，其在預(yù)混燃燒和擴(kuò)散燃燒階段的放熱率基本相同，但在后燃階段Eichelberg公式計(jì)算的放熱率略高于Sitkei公式計(jì)算的放熱率。Eichelberg式是一個(gè)純經(jīng)驗(yàn)公式，主要是在非增壓、低速大型二沖程柴油機(jī)上進(jìn)行了試驗(yàn)而得出的公式。Sitkei公式是準(zhǔn)則公式，主要是在直噴式四沖程小型柴油機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)整理得出的公式。所以在選擇瞬時(shí)平均換熱系數(shù)αg公式時(shí)，要注意其使用范圍，方可計(jì)算出準(zhǔn)確的放熱率。

4.3 掃氣系數(shù)φs對(duì)氣缸內(nèi)瞬時(shí)平均溫度的影響

掃氣系數(shù)φs是衡量掃氣效果優(yōu)劣的重要標(biāo)記，φs越大，掃氣效果越好，則留在氣缸中新鮮充量所占?xì)飧字袣怏w的總質(zhì)量就越多，更多的燃料燃燒就會(huì)放出更多的熱量，從而使缸內(nèi)瞬時(shí)平均溫度有著顯著的變化。如圖5所示，φs=0.99時(shí)的缸內(nèi)平均溫度

比φs=0.95時(shí)的缸內(nèi)平均溫度有顯著增加。特別是在峰值處尤為明顯。

圖5 掃氣系數(shù)對(duì)缸內(nèi)平均溫度的影響

5 結(jié)束語(yǔ)

本文從硬件設(shè)計(jì)到軟件編寫(xiě)，設(shè)計(jì)了一套基于PC機(jī)的燃燒分析系統(tǒng)，并對(duì)氣缸壓力的采集，數(shù)據(jù)的勻化、光順處理，動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)位置的確定等做了介紹。

在選擇確定柴油機(jī)動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)位置的方法時(shí)，先運(yùn)用氣缸壓縮線法找出動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)的大概位置，然后用logP-logV雙對(duì)數(shù)法對(duì)上止點(diǎn)進(jìn)行修正，這樣可以得到更精確的上止點(diǎn)位置。

采用Woschni傳熱公式計(jì)算的放熱率曲線值高于采用Eichelberg傳熱公式和Sitkei傳熱公式計(jì)算的放熱率曲線值。掃氣系數(shù)φs的變化對(duì)氣缸內(nèi)平均溫度有顯著影響，φs=0.99時(shí)的缸內(nèi)平均溫度明顯高于φs=0.95時(shí)的缸內(nèi)平均溫度，兩者最高溫度相差81.4K。

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Development of combustion test and analysis system for internal combustion engine

LU Feng-zhu，HUANG Hao-zhong，YANG Ru-zhi，SU Zhi-bing，ZHAO Rui-qing
（College of Mechanical Engineering，Guangxi University，Nanning 530004，China）

A combustion test and analysis system based on PC was developed including instruments design and software compiling.The acquisition of cylinder pressure，data homogenization processing，data smoothing processing，as well as the determination of dynamic TDC position were all introduced in this study.Based on the test data of cylinder pressure and energy conservation principle，the heat release rate was calculated by a program in LabVIEW software，and the influences of some parameters on heat release rate and in-cylinder instantaneous average temperature were investigated. The results showed that heat release rate calculated with Woschni heat transfer equation was higher than that with Eichelberg heat transfer equation and Sitkei heat transfer equation.The change of scavenging coefficientφshad a significant effect on average temperature in cylinder.Whenφs=0.99，the cylinder average temperature was significantly higher than that inφs=0.95 and the maximum temperature difference was 81.4K.

internal combustion engine；heat release rate；indicator diagram；combustion analysis

TM314；TK124；TP274+.2；TP391.97

：A

：1674-5124（2014）01-0083-05

10.11857/j.issn.1674-5124.2014.01.022

2013-03-29；

：2013-06-02

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51076033）；廣西大學(xué)實(shí)驗(yàn)室建設(shè)與實(shí)驗(yàn)教學(xué)改革項(xiàng)目（20110107）

盧豐翥（1987-），男，山東平度市人，碩士，專業(yè)方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)燃燒與排放控制。