不同發(fā)動機熱力損失角測試及影響

吉一平，冷泠，湯旭陽，石磊*

1.四川航天中瑞建設(shè)工程有限公司，四川 成都 610213;2.上海交通大學(xué) 動力機械與工程教育部重點實驗室，上海 200240

0 引言

發(fā)動機工作過程中受往復(fù)慣性力、軸承間隙變化、曲柄連桿機構(gòu)的受力變形以及活塞熱變形等影響，導(dǎo)致發(fā)動機上止點不在確定位置，正確確定上止點位置對發(fā)動機工作過程的研究和相關(guān)參數(shù)的設(shè)計計算有重要的、直接的影響[1]。熱力損失角影響發(fā)動機上止點的確定，從而影響發(fā)動機性能測試、燃燒分析的準(zhǔn)確性。研究表明，上止點定位誤差是影響放熱率計算精度的重要因素，它可以導(dǎo)致氣缸瞬時容積及容積變化量的計算產(chǎn)生誤差，從而對放熱率曲線特別是上止點附近的放熱率曲線有明顯影響。在示功圖中上止點前、后曲軸轉(zhuǎn)角1°的定位誤差將導(dǎo)致放熱峰值產(chǎn)生5%的誤差，累積放熱量產(chǎn)生大約10%的誤差，平均指示壓力產(chǎn)生5%～8%的誤差[2]。根據(jù)經(jīng)驗可知，為了保證平均指示壓力的精度為10 kPa /cm2，上止點位置曲軸轉(zhuǎn)角精度應(yīng)達(dá)到0.1°[3-4]。

目前，上止點位置的測定方法分為直接測量法和間接測量法2類[5]。直接測量法通過位移傳感器直接獲得上止點信號，但其安裝相對復(fù)雜；間接測量法受分析方法的影響較大，通常采用倒拖氣缸壓力峰值位置+熱力損失角進(jìn)行修正，其中熱力損失角的確定是影響上止點位置的重要因素，不同熱力損失角計算方法均需要經(jīng)驗系數(shù)，只有系數(shù)選取合理正確才能獲得精度較高的測試結(jié)果。

本文中以D6114車用柴油機為研究對象，采集上止點位置和缸壓信號，研究不同轉(zhuǎn)速、負(fù)荷和冷卻水溫對上止點位置的影響規(guī)律，進(jìn)一步開展車用柴油機、車用汽油機和船用中速柴油機3種不同類型發(fā)動機的熱力損失角測試與估算，確定不同機型熱力損失角范圍。

1 試驗裝置與方法

試驗采用D6114ZLQB型直噴式增壓柴油機，其主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

表1 D6114柴油機主要技術(shù)參數(shù)

試驗采用一缸斷油的方式，倒拖測量不同轉(zhuǎn)速下氣缸壓力和活塞位移。本文中采用2種方法測試上止點：1)直接采用倒拖工況上止點位置傳感器信號進(jìn)行測試，獲得活塞位移最小距離，即為實測上止點位置；2)采用倒拖工況氣缸壓力進(jìn)行熱力損失角計算，從而確定上止點位置。試驗裝置如圖1所示，上止點位置傳感器安裝在原噴油器位置。上止點位置傳感器采用Kistler 2629 電容式上止點位置傳感器，缸壓傳感器采用Kistler 6125B 壓電式傳感器。

圖1 試驗裝置圖

考慮不同上止點修正方法的計算精度和對經(jīng)驗參數(shù)的依賴性等因素，本文中選取理想多變指數(shù)比對法和絕熱壓力修正法2種方法開展對比分析。

1.1 理想多變指數(shù)比對法

由熱力學(xué)理論可知，多變指數(shù)的變化規(guī)律取決于缸內(nèi)充氣量與壁面熱交換的方向和大小。示功圖上，拖動過程多變指數(shù)曲線在上止點附近的形狀對上止點標(biāo)定位置非常敏感，上止點標(biāo)定位置滯后峰值壓力點的角度越大，壓縮過程多變指數(shù)曲線在上止點前向下彎曲得越急驟。當(dāng)上止點標(biāo)定位置移向峰值壓力點時，多變指數(shù)曲線漸漸平直；當(dāng)標(biāo)定位置超前峰值壓力點時，多變指數(shù)曲線向上彎曲。通過修正上止點標(biāo)定位置，可以精確找到多變指數(shù)曲線由下彎轉(zhuǎn)變?yōu)樯蠌澋霓D(zhuǎn)換點，該點即峰值壓力點，其精確程度不受示功圖采樣步長的限制。由于多變指數(shù)對上止點位置十分敏感，通過一定的修正，即可以獲得實際上止點位置[6-10]。文獻(xiàn)[11]采用實測倒拖示功圖進(jìn)行多變指數(shù)分析，將多變指數(shù)曲線在上止點附近呈近似直線的條件作為上止點位置的判斷依據(jù)。通過多變指數(shù)的定義可以看出這些方法實際是將峰值壓力位置作為上止點位置，因此，對多變指數(shù)法確定上止點位置進(jìn)行修正。引入一條理想多變指數(shù)曲線來獲取上止點位置，該方法通過調(diào)整上止點位置，計算上止點前、后曲軸轉(zhuǎn)角2°～60°的多變指數(shù)與理想多變指數(shù)的均方差，最小均方差對應(yīng)的上止點位置即為內(nèi)燃機動態(tài)上止點[12-15]。

多變指數(shù)的計算公式[16]為：

式中:ni為第i點的多變指數(shù)；pi為第i點的氣缸壓力；Vi為第i點的氣缸容積。

理想多變指數(shù)[17]

式中：θp為最大壓縮壓力點相應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角；θ為曲軸轉(zhuǎn)角；K為常數(shù)，為上止點前、后曲軸轉(zhuǎn)角10°～40°多變指數(shù)的平均值。

1.2 絕熱壓力修正法

在不考慮傳熱損失的情況下，壓縮沖程和膨脹沖程的氣缸壓力相對上止點位置具有對稱分布的特性[18]。絕熱壓力修正法就是通過修正膨脹沖程壓力來補償傳熱損失的影響，其修正壓力[19]

(1)

式中：θTDC為上止點對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角；θa和θb為曲軸轉(zhuǎn)角限值，θa=30°，θb=110°；p(θ)為不同曲軸轉(zhuǎn)角下的缸內(nèi)壓力;V(θ)為氣缸工作容積。

由式(1)獲得絕熱的倒拖氣缸壓力，然后根據(jù)缸內(nèi)壓力對稱分布來反復(fù)修正上止點位置。實際應(yīng)用中，通過計算壓縮沖程(上止點前曲軸轉(zhuǎn)角30°～110°)和膨脹沖程(上止點后曲軸轉(zhuǎn)角30°～110°)對應(yīng)的兩段曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)氣缸壓力的最小方差來確定上止點位置[20]。

2 試驗結(jié)果及分析

確定發(fā)動機動態(tài)上止點位置依賴于倒拖工況峰值壓力位置以及熱力損失角的估算，由于受到氣缸壓力采集速率與精度的影響，實際氣缸峰值壓力位置難以直接獲得，而熱力損失角受到傳熱損失等影響也難以直接獲得。

2.1 峰值壓力位置

由于倒拖工況發(fā)動機氣缸壓力在上止點附近變化很小，壓力傳感器采樣誤差容易引起實際峰值壓力位置偏差。根據(jù)多變指數(shù)在上止點附近敏感的特性確定峰值壓力位置是一種有效的方法。多變指數(shù)法是利用多變指數(shù)對峰值壓力位置敏感性來獲取峰值壓力位置的方法，當(dāng)上止點位置存在誤差時，多變指數(shù)會劇烈變化。峰值壓力位置誤差對多變指數(shù)的影響如圖2所示。由圖2可知：多變指數(shù)對峰值壓力位置誤差十分敏感，由于多變指數(shù)和氣缸壓力變化率與缸內(nèi)體積變化率之比成正比，當(dāng)氣缸壓力變化率和缸內(nèi)體積變化率不同時趨近0時，將導(dǎo)致多變指數(shù)劇烈變化，發(fā)生多變指數(shù)突變；峰值壓力位置曲軸轉(zhuǎn)角偏差0.1°，多變指數(shù)在上止點附近的形狀變化很大。通過調(diào)整峰值壓力的位置，可以獲得較平滑的多變指數(shù)曲線，此時得到的位置為倒拖示功圖峰值壓力位置，但該位置與實際的動態(tài)上止點還存在熱力損失角的差別。

圖2 峰值壓力位置誤差對多變指數(shù)的影響

2.2 熱力損失角特性

D6114柴油機在倒拖工況下發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1000 r/min時的原始?xì)飧讐毫蜕现裹c位置測試曲線，并通過快速傅里葉變換進(jìn)行濾波處理后的熱力損失角特性如圖3所示。由圖3可知：活塞接近上止點時，位移變化很小，缸內(nèi)體積變化很小，因而缸內(nèi)壓力變化平緩，曲軸轉(zhuǎn)角變化3°，氣缸壓力只升高了約0.02 MPa；但由于傳熱損失、漏氣損失等存在，使缸內(nèi)壓力在接近上止點前就出現(xiàn)了降低，導(dǎo)致最大氣缸壓力出現(xiàn)在活塞位置最高點之前；峰值壓力出現(xiàn)在最小活塞位移前0.7°，即該條件下熱力損失角約為0.7°。

圖3 熱力損失角特性圖

2.3 熱力損失角影響因素

發(fā)動機轉(zhuǎn)速是影響傳熱損失的關(guān)鍵因素之一，通過試驗研究不同倒拖轉(zhuǎn)速下熱力損失角的變化規(guī)律。不同轉(zhuǎn)速下兩種方法計算的熱力損失角與實測熱力損失角的對比曲線如圖4所示。

圖4 轉(zhuǎn)速對熱力損失角的影響

由圖4可知，實測熱力損失角與基于倒拖氣缸壓力計算得到的熱力損失角都呈現(xiàn)隨轉(zhuǎn)速升高而減小的趨勢。隨著轉(zhuǎn)速升高，壓縮過程傳熱時間相對縮短，傳熱量減小，從而使峰值壓力位置更接近實際上止點位置，因而熱力損失角逐漸減小。轉(zhuǎn)速由700 r/min升高到2200 r/min，實測熱力損失角由-1.1°變化到-0.6°。對比實測和計算結(jié)果，絕熱壓力修正法與理想多變指數(shù)法都能與實測熱力損失角吻合較好，熱力損失角均隨轉(zhuǎn)速升高而呈現(xiàn)減小趨勢，絕熱壓力修正法計算的熱力損失角與實測熱力損失角最大誤差發(fā)生在低速工況，主要是由于低速工況傳熱與漏氣損失復(fù)雜且作用更強導(dǎo)致的；而理想多變指數(shù)法計算熱力損失角在低速和高速工況均較大，主要是由于在低速和高速工況條件下多變指數(shù)計算以及理想多變指數(shù)估算偏差造成的，不同轉(zhuǎn)速下熱力損失角誤差如圖5所示。

圖5 不同轉(zhuǎn)速下熱力損失角誤差

通過以上對比可知，在D6114柴油機上應(yīng)用絕熱壓力修正法和理想多變指數(shù)法，都具有較好的預(yù)測效果，由于存在多變指數(shù)計算誤差等因素，理想多變指數(shù)法在高速工況計算偏差略大，而絕熱壓力修正法計算更簡單直接。

發(fā)動機冷卻水溫是影響傳熱損失的因素之一，試驗中調(diào)節(jié)冷卻水溫為20～80 ℃。隨著水溫升高，缸壁溫度也升高，傳熱量減小，從而導(dǎo)致峰值壓力位置推遲。冷卻水溫度對熱力損失角的影響規(guī)律及誤差如圖6、7所示。由圖6可知：隨著水溫升高，熱力損失角略有減小，但是變化范圍不大，這主要是由于在調(diào)節(jié)水溫范圍內(nèi)，溫度對實際傳熱過程的影響較小。由圖7可知，理想多變指數(shù)法和絕熱壓力修正法與實測熱力損失角的誤差均較小，不超過0.2°。

圖6 冷卻水溫度對熱力損失角的影響規(guī)律 圖7 不同冷卻水溫度下熱力損失角誤差

2.4 不同發(fā)動機熱力損失角對比

由于不同發(fā)動機的傳熱性能不同，因而其熱力損失角也存在差異。以車用D6114柴油機、排量為1.4 L的車用汽油機和某船用中速柴油機為研究對象，利用開發(fā)的基于倒拖氣缸壓力的熱力損失角計算程序及上止點位置傳感器進(jìn)行不同發(fā)動機的實測和估算熱力損失角。圖8為不同發(fā)動機實測熱力損失角隨轉(zhuǎn)速的變化情況。

圖8 不同發(fā)動機熱力損失角分析

由圖8可知：車用柴油機熱力損失角在-1.1°～-0.6°，與AVL提供的經(jīng)驗數(shù)據(jù)非常吻合；車用汽油機熱力損失角為-1.0°～-0.4°，也與AVL提供的經(jīng)驗數(shù)據(jù)較吻合；船用中速機熱力損失角為-0.5°～-0.3°，小于車用柴油機，且受轉(zhuǎn)速的影響較小，可以說明其傳熱損失比例較小，但由于對其熱力損失角的研究較少，無公開數(shù)據(jù)可以對比。

3 結(jié)論

研究發(fā)動機上止點計算方法，分析了峰值壓力位置確定方法，并進(jìn)行了不同熱力損失角計算方法的評估。

1)熱力損失角受轉(zhuǎn)速影響較大，隨轉(zhuǎn)速升高，傳熱時間縮短，傳熱減小，熱力損失角減小，發(fā)動機轉(zhuǎn)速從700 r/min到2200 r/min，熱力損失角從-1.0°變化到-0.6°；發(fā)動機冷卻水溫對熱力損失角的影響較小。

2)對理想多變指數(shù)比對法和絕熱壓力修正法2種方法的校核證明，2種方法都可以較好地評價車用柴油機熱力損失角，試驗結(jié)果表明誤差不超過0.2°。

3)不同發(fā)動機的熱力損失角對比表明，車用柴油機的熱力損失角較大，車用汽油機次之，而船用中速柴油機的熱力損失角最小，并且受轉(zhuǎn)速變化的影響較小。