王 飛，李曉娜

（安陽工學院 機械工程學院，河南 安陽 455000）

1 引言

近年來，礦山開采領域已經廣泛應用新型電驅動技術，比較而言，采用先進的電驅動技術，尤其是架線驅動系統(tǒng)，可充分提升運輸系統(tǒng)效率，同時降低車輛維護成本，并減小井下污染。電傳動車輛頻繁工作在長距離上下坡工況，制動系統(tǒng)在整車行駛中起著非常重要的作用，是保證人身安全、確保車輛正常運行的關鍵所在[1]。目前，隨著電傳動車輛功率的不斷增大，車速越來越高，在車輛高速制動過程中需要大容量的制動電阻將制動能量消耗掉，能量沒有回收利用，造成資源浪費。利用發(fā)動機反拖控制技術可以消耗部分制動能量，減小制動電阻的容量，電控燃油噴射控制的發(fā)動機被拖到高轉速時會自動減少噴油量，從而達到節(jié)省燃料的目的同時還可以滿足發(fā)動機外圍部件正常工作的動力要求，因此對于電傳動車輛來說，利用發(fā)動機反拖制動節(jié)能效果明顯，市場應用前景較好。

針對電動輪車輛控制系統(tǒng)研究取得一定成果：文獻[2]對電動輪傳動車輛輪邊電機工作過程中的轉矩響應特性進行分析，并分析主要影響因素；文獻[3]分析電傳動車輛中，主發(fā)電機參數(shù)特性及穩(wěn)態(tài)轉矩響應對車輛運行中狀態(tài)切換及狀態(tài)參數(shù)的影響進行分析；文獻[4]對電傳動車輛在制動過程中，能量的逆向流動進行分析，對反拖制動的可行性進行分析；文獻[5]在進行閉環(huán)控制驅動輪轉速的同時，搭建傳遞系統(tǒng)的分析模型，并對控制策略進行研究，以此來提高車輛的瞬態(tài)響應品質。

根據(jù)電傳動車輛電控系統(tǒng)結構特點，引入發(fā)動機反拖制動的理論，當電傳動車輛下坡緩行時，采用了一種整流逆變模塊，實現(xiàn)了能量的雙向傳遞，發(fā)電機當作電動機用，實現(xiàn)車輛在下坡時發(fā)動機可以被反拖，由怠速被拖至高轉速。通過適當簡化，建立柴油機反拖制動功率計算的數(shù)學模型。在模型仿真中沒有采取其他增加摩擦功率的措施，發(fā)動機摩擦功率消耗主要有活塞與缸壁之間的摩擦損失，以及活塞環(huán)的漏氣損失；通過搭建發(fā)動機反拖實驗平臺，設計兩種不同的實驗方案，為柴油機熄火狀態(tài)反拖啟動與柴油機怠速狀態(tài)反拖啟動兩種方案，分析兩種方案下柴油機反拖時真實的制動功率。

2 發(fā)動機反拖制動數(shù)值模擬

2.1 數(shù)學模型

（1）能量方程

根據(jù)熱力學第一定律（能量守恒方程）可知[6]：

式中：U—內能，w；W—做功，w；Q—通過系統(tǒng)邊界交換熱量，J；

h—比焓；hj·d mj—帶入（或帶出）的能量，J。

式中：u—比內能，J；m—工作介質質量，kg。

參數(shù)改變與發(fā)動機曲軸轉角對應如下：

式中：φ—發(fā)動機曲軸轉角，rad/s。

可知此時容積減小，d V為負值，因此容積改變所做功要加負號[7]。這是按照上述的方程式內符號規(guī)定，向系統(tǒng)加入的功為正值，壓縮時發(fā)動機氣缸活塞對系統(tǒng)做功[8]：

式中：p—發(fā)動機氣缸內壓力，Mpa；V—發(fā)動機氣缸容積，L；mA—流入發(fā)動機氣缸的質量，kg；mE—流出發(fā)動機氣缸的質量，kg；mS—通過間隙流出發(fā)動機氣缸的質量，kg；hA—進氣門處比焓，J/kg；hE—排氣門處工作介質的比焓，J/kg；hS—發(fā)動機氣缸活塞環(huán)間隙處工作介質的比焓，J/kg。

發(fā)動機氣缸內的比內能u和質量m通常情況下發(fā)生改變是同時的[9]。在發(fā)動機的制動工作過程中，發(fā)動機氣缸內工作介質成分基本保持不變，因此內能u僅為溫度T的函數(shù)，即u=u（T）[10]。整理可獲得溫度T對曲軸轉角的微分方程為：

式中：Cv—定容比熱容，J/（kg℃）。

（2）質量守恒方程

按照質量守恒可知邊界交換的質量總和，與系統(tǒng)內工作介質質量的改變相同[11]，即：

通過系統(tǒng)邊界進行交換的質量有：流入發(fā)動機氣缸的質量mA、排出發(fā)動機氣缸的質量mE、通過環(huán)間隙而竄入曲軸箱的質量ms。表達式為：

（3）理想氣體狀態(tài)方程

將能量守恒（5）、質量守恒（7）、氣體狀態(tài)方程（8）三個方程聯(lián)立求解，即可獲得確定發(fā)動機氣缸內工作介質狀態(tài)的三個參數(shù)：壓力、溫度和質量。

2.2 數(shù)學模型修正與細化

根據(jù)發(fā)動機拖動特點，對模型進行修正和細化：壓縮與膨脹過程：

進氣過程：

排氣過程：

氣門疊開過程：

對模型采用循環(huán)模擬數(shù)值方法，再根據(jù)類型（13）發(fā)動機阻力制動功率，得到相應的參數(shù)。

式中：P—拖動工作時理論制動功率，Kw；n—轉速，r/min；W—拖動時單缸每循環(huán)指示功，w；I—發(fā)動機氣缸數(shù)目；TN—反拖時理論制動轉矩，Nm。

2.3 模擬計算分析

圖1 發(fā)動機外特性曲線Fig.1 Engine External Characteristic Curve

由柴油機的運行特性可知當柴油機旋轉運動時，活塞由曲軸帶動旋轉，這種傳動方式會導致在實際的旋轉運動中各個氣缸工作不平衡，在模擬計算中是由某一氣缸的計算擴展得到整個發(fā)動機的工作特性，因此在模擬計算中忽略上述旋轉特性對最終結果的影響[12-13]。對康明斯（Cummins QSL9-C325）六缸水冷四沖程柴油機進行模擬計算，發(fā)動機的外特性曲線，如圖1所示。額定功率：242kW@2100r/m，壓縮比：17.8：1，氣缸直徑：114mm，行程：145mm，進氣流量：358L/S，排氣流量：943L/S，氣缸工作容積：1.48L，換熱面積：51904.2mm2，發(fā)動機角速度：2πn rad/s，活塞平均速度：0.29n m/s，系統(tǒng)內工作介質壓力：17.8大氣壓，系統(tǒng)內工質質量：0.68g，通過前面給出的式（9）至式（13）可得到其發(fā)動機反拖時的制動功率與轉速的關系，如圖2所示。

圖2 發(fā)動機轉速與制動轉矩關系曲線Fig.2 Engine Speed and Braking Torque Curve

3 發(fā)動機反拖實驗分析

3.1 發(fā)動機反拖實驗平臺

采用實驗方法是獲取發(fā)動機反拖時制動功率真實值的唯一手段[14]。發(fā)動機反拖實驗平臺采用交-直-交電傳動系統(tǒng)，主要由康明斯發(fā)動機，交流同步發(fā)電機，電網，勵磁電源，整流柜，逆變器，溫度傳感器，轉速轉矩傳感器以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成[15]，設備的具體連接示意圖，如圖3所示。

圖3 反拖實驗平臺Fig.3 Anti-Drag Experimental Platform

為保證發(fā)電機做電動機用時啟動平穩(wěn)，無電流沖擊產生，要求逆變器輸出不過流，通常通過采集逆變器兩相輸出電流以及轉速信號對電機實施電流閉環(huán)控制[16]。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要通過電流傳感器采集逆變器某相輸出電流，以及通過轉速轉矩傳感器采集實驗過程的轉速與轉矩信號，通過計算可以得到發(fā)動機制動功率的大小，并通過溫度傳感器采集排氣溫度隨時間變化的信號，最后可以通過工控機可以實時顯示驗數(shù)據(jù)及波形[17]。

發(fā)電機選取蘭州電機有限責任公司的TFBPW-355-8型無刷交流同步發(fā)電機。額定功率為218.5kW，額定頻率為120Hz，額定轉速為1800r/min，額定電壓為660V，額定電流為201A，額定勵磁電壓為16.5V，額定勵磁電流為10.2A，額定功率因素為0.95。發(fā)電機的勵磁電源選取型號為TPR-6420D的龍威電子可調式電源。該電源可以提供額定勵磁電壓和電流分別為64V和20A；輸入電壓為：AC220V+10%/AC220V-5%，50Hz±2Hz。

數(shù)據(jù)采集設備采用LMSSCADAS多通道數(shù)據(jù)采集儀進行實時采集。驅動控制系統(tǒng)由整流器，逆變器及驅動電路板，濾波電容，控制電路板，電壓、電流傳感器、CAN總線，開關電源等組成。對于柴電系統(tǒng)發(fā)動機反拖時相當于發(fā)電機做電動機用，相當于電勵磁交流同步電動機，由于沒有安裝轉子磁場位置傳感器，在此主要采用標量控制方式對電機進行調速控制。

3.2 試驗結果分析

根據(jù)試驗站現(xiàn)有的設備，主要設計了兩種實驗方案，一種為發(fā)動機熄火狀態(tài)直接讓發(fā)電機驅動發(fā)動機由靜止到1800r/m；另一種為發(fā)動機怠速狀態(tài)時（750r/m）啟動發(fā)電機將發(fā)動機轉速反拖至1800r/m[18]。通過轉速與轉矩傳感器得到了兩種方案下的發(fā)動機制動功率，并在實驗過程中通過預置在排氣管道中的溫度傳感器采集了溫度信號，結合實驗結果分析了發(fā)動機反拖對排氣溫度的影響。以下為兩種實驗方案的結果分析：

3.2.1 熄火狀態(tài)發(fā)動機反拖試驗

圖4 發(fā)動機反拖參數(shù)變化曲線圖（發(fā)動機熄火）Fig.4 Engine Anti-Drag Parameters of the Curve（Engine Flameout）

首先，將發(fā)動機電控鑰匙打到“off”狀態(tài)，并將蓄電池隔離，發(fā)動機此時處于熄火狀態(tài)，啟動逆變器，并同時給定發(fā)電機勵磁，發(fā)動機轉速從零開始啟動緩慢加速到1800r/min，穩(wěn)定一會兒后慢慢將速度降到怠速點（750r/min）后封鎖逆變器輸出脈沖，停止輸出，柴油機自由停機。發(fā)動機反拖轉速變化曲線，如圖4（a）所示。從圖中可以看出發(fā)動機轉速一直保持勻速上升，但在250r/min左右有較大的波動出現(xiàn)，從現(xiàn)場情況看，發(fā)動機振動幅度變大，同時有部分余留在噴油嘴中的柴油被壓燃，導致轉速異常波動。從排氣溫度變化曲線（圖4（b））也可以看出，在轉速波動異常時間段內，溫度上升速率變大，說明有部分燃油燃燒產生熱量導致溫度有明顯的上升趨勢，由于在整個過程中電控燃油系統(tǒng)不工作，沒有持續(xù)的燃油供給，則當余留在噴油嘴中的燃油完全消耗掉后，轉速趨于穩(wěn)定，由于活塞環(huán)與氣缸壁之間的摩擦，排氣溫度也隨著轉速的上升而逐漸升高。

3.2.2 怠速狀態(tài)發(fā)動機反拖試驗

首先，接通蓄電池，為發(fā)動機電控系統(tǒng)提供電源，關閉逆變器以及發(fā)電機勵磁輸出，油門旋到零點，啟動發(fā)動機，保持怠速（750r/min）狀態(tài)。這時啟動逆變器，并同時給定發(fā)電機勵磁，讓發(fā)動機當作電動機用將柴油機轉速從怠速狀態(tài)（750r/min）緩慢加速到1800r/min，穩(wěn)定一會而后慢慢將電機的速度降到發(fā)動機怠速點（750r/min）后關閉逆變器輸出，柴油機自由停機，整個過程保持油門在零點位置，實驗結束。發(fā)動機反拖時轉速變化曲線，如圖5（a）所示。從圖中可以看出發(fā)動機轉速一直勻速上升，系統(tǒng)運行平穩(wěn)。發(fā)動機反拖時排氣溫度隨時間變化曲線圖，如圖5（b）所示。從圖中信息可以看出在怠速點（750r/min）時由于燃油燃燒排氣溫度較高，但隨著發(fā)動機轉速升高，采用電控燃油噴射系統(tǒng)的發(fā)動機燃油噴射會自動減少，則排氣溫度隨轉速升高逐漸降低。

圖5 發(fā)動機反拖參數(shù)變化曲線圖（怠速狀態(tài)）Fig.5 Engine Anti-Drag Parameters of the Curve（Idle State）

3.2.3 兩次實驗方案數(shù)據(jù)對比

第一次實驗時，發(fā)動機處于室溫狀態(tài)，由于活塞環(huán)與氣缸壁之間的機械摩擦導致燃燒室溫度升高從而影響到排氣溫度變化，隨著轉速升高，摩擦損耗逐漸增大，排氣溫度也逐漸升高，其最大值為30℃左右。第二次實驗時，當發(fā)動機轉速穩(wěn)定在750r/m時，排氣溫度保持在62℃左右，隨轉速升高，排氣溫度隨時間逐漸降低，當轉速升高到1800r/m時溫度降到45℃左右，對比上一次的排氣溫度可知，空載怠速狀態(tài)時發(fā)動機一直處于正常噴油狀態(tài)，當被反拖時受電控燃油噴射控制，之后發(fā)動機的噴油量減少導致排氣溫度下降，由于在整個反拖過程中一直有少部分油參與燃燒則其最終溫度會高于30℃達到45℃左右。通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)到的轉矩、速信號可以在MATLAB中繪制兩次實驗時電機輸出功率隨轉速變化曲線，如圖6所示。

圖6 兩種實驗方式下電機輸出軸端功率曲線Fig.6 The Output Shaft Power Curve of the Motor is Given in Two Experiments

圖中（虛線）代表第一次發(fā)動機熄火狀態(tài)時反拖的實驗結果，實線代表第二次怠速狀態(tài)發(fā)動機反拖時的實驗結果，第一次實驗時由于沒有燃油參與燃燒電機輸出功率與發(fā)動機制動功率相等（忽略外圍部件功率消耗），但圖中有一個很有意思的拐點，發(fā)生在藍線上，在750r/m到800r/m時電機輸出功率有一段突然增加的趨勢，該趨勢主要由電控燃油噴射制導致，因為在實驗過程中油門一直保持怠速（油門一直保持怠速（750r/m）位置，當發(fā)動機轉速被電拖高時，燃油噴射急劇減少導致電機輸出功率迅速升高，當在800r/m時燃油受噴射裝置控制維持不變，發(fā)動機輸出功率平穩(wěn)上升維持不變。當轉速穩(wěn)定在1800r/m時，由該發(fā)動機的外特性曲線，如圖1所示?？芍?800r/m時發(fā)動機輸出255kW的功率，兩次實驗發(fā)動機反拖制動功率分別為49.38kW和45.42kW，分別占輸出功率的19.36%和17.81%。通過上述實驗數(shù)據(jù)則可以估算其他柴油機的反拖制動功率，為實車設計提供了參考依據(jù)。

4 結論

通過適當簡化，建立柴油機反拖制動功率計算數(shù)學模型。通過搭建發(fā)動機反拖實驗平臺，設計柴油機熄火狀態(tài)反拖啟動與柴油機怠速狀態(tài)反拖啟動兩種試驗方案，分別獲得兩種方案下柴油機反拖時真實制動功率；結果可知：

（1）在模型仿真中沒有采取其他增加摩擦功率的措施，發(fā)動機摩擦功率消耗主要有活塞與缸壁之間的摩擦損失，以及活塞環(huán)的漏氣損失，計算結果表明摩擦損失功率隨轉速升高而升高；

（2）空載怠速狀態(tài)時發(fā)動機一直處于正常噴油狀態(tài)，當被反拖時受電控燃油噴射控制，之后發(fā)動機的噴油量減少導致排氣溫度下降，由于在整個反拖過程中一直有少部分油參與燃燒則其最終溫度會高于30℃達到45℃左右；

（3）兩次試驗發(fā)動機反拖時真實的制動功率分別為49.38kW和45.42kW，分別占輸出功率的19.36%和17.81%，為實車設計提供了參考依據(jù)。