吉一平，冷泠，湯旭陽(yáng)，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(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240

0 引言

發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中受往復(fù)慣性力、軸承間隙變化、曲柄連桿機(jī)構(gòu)的受力變形以及活塞熱變形等影響，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)不在確定位置，正確確定上止點(diǎn)位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程的研究和相關(guān)參數(shù)的設(shè)計(jì)計(jì)算有重要的、直接的影響[1]。熱力損失角影響發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)的確定，從而影響發(fā)動(dòng)機(jī)性能測(cè)試、燃燒分析的準(zhǔn)確性。研究表明，上止點(diǎn)定位誤差是影響放熱率計(jì)算精度的重要因素，它可以導(dǎo)致氣缸瞬時(shí)容積及容積變化量的計(jì)算產(chǎn)生誤差，從而對(duì)放熱率曲線(xiàn)特別是上止點(diǎn)附近的放熱率曲線(xiàn)有明顯影響。在示功圖中上止點(diǎn)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(yàn)可知，為了保證平均指示壓力的精度為10 kPa /cm2，上止點(diǎn)位置曲軸轉(zhuǎn)角精度應(yīng)達(dá)到0.1°[3-4]。

目前，上止點(diǎn)位置的測(cè)定方法分為直接測(cè)量法和間接測(cè)量法2類(lèi)[5]。直接測(cè)量法通過(guò)位移傳感器直接獲得上止點(diǎn)信號(hào)，但其安裝相對(duì)復(fù)雜；間接測(cè)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(diǎn)位置的重要因素，不同熱力損失角計(jì)算方法均需要經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，只有系數(shù)選取合理正確才能獲得精度較高的測(cè)試結(jié)果。

本文中以D6114車(chē)用柴油機(jī)為研究對(duì)象，采集上止點(diǎn)位置和缸壓信號(hào)，研究不同轉(zhuǎn)速、負(fù)荷和冷卻水溫對(duì)上止點(diǎn)位置的影響規(guī)律，進(jìn)一步開(kāi)展車(chē)用柴油機(jī)、車(chē)用汽油機(jī)和船用中速柴油機(jī)3種不同類(lèi)型發(fā)動(dòng)機(jī)的熱力損失角測(cè)試與估算，確定不同機(jī)型熱力損失角范圍。

1 試驗(yàn)裝置與方法

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

表1 D6114柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

試驗(yàn)采用一缸斷油的方式，倒拖測(cè)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(cè)試上止點(diǎn)：1)直接采用倒拖工況上止點(diǎn)位置傳感器信號(hào)進(jìn)行測(cè)試，獲得活塞位移最小距離，即為實(shí)測(cè)上止點(diǎn)位置；2)采用倒拖工況氣缸壓力進(jìn)行熱力損失角計(jì)算，從而確定上止點(diǎn)位置。試驗(yàn)裝置如圖1所示，上止點(diǎn)位置傳感器安裝在原噴油器位置。上止點(diǎn)位置傳感器采用Kistler 2629 電容式上止點(diǎn)位置傳感器，缸壓傳感器采用Kistler 6125B 壓電式傳感器。

圖1 試驗(yàn)裝置圖

考慮不同上止點(diǎn)修正方法的計(jì)算精度和對(duì)經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的依賴(lài)性等因素，本文中選取理想多變指數(shù)比對(duì)法和絕熱壓力修正法2種方法開(kāi)展對(duì)比分析。

1.1 理想多變指數(shù)比對(duì)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(dòng)過(guò)程多變指數(shù)曲線(xiàn)在上止點(diǎn)附近的形狀對(duì)上止點(diǎn)標(biāo)定位置非常敏感，上止點(diǎn)標(biāo)定位置滯后峰值壓力點(diǎn)的角度越大，壓縮過(guò)程多變指數(shù)曲線(xiàn)在上止點(diǎn)前向下彎曲得越急驟。當(dāng)上止點(diǎn)標(biāo)定位置移向峰值壓力點(diǎn)時(shí)，多變指數(shù)曲線(xiàn)漸漸平直；當(dāng)標(biāo)定位置超前峰值壓力點(diǎn)時(shí)，多變指數(shù)曲線(xiàn)向上彎曲。通過(guò)修正上止點(diǎn)標(biāo)定位置，可以精確找到多變指數(shù)曲線(xiàn)由下彎轉(zhuǎn)變?yōu)樯蠌澋霓D(zhuǎn)換點(diǎn)，該點(diǎn)即峰值壓力點(diǎn)，其精確程度不受示功圖采樣步長(zhǎng)的限制。由于多變指數(shù)對(duì)上止點(diǎn)位置十分敏感，通過(guò)一定的修正，即可以獲得實(shí)際上止點(diǎn)位置[6-10]。文獻(xiàn)[11]采用實(shí)測(cè)倒拖示功圖進(jìn)行多變指數(shù)分析，將多變指數(shù)曲線(xiàn)在上止點(diǎn)附近呈近似直線(xiàn)的條件作為上止點(diǎn)位置的判斷依據(jù)。通過(guò)多變指數(shù)的定義可以看出這些方法實(shí)際是將峰值壓力位置作為上止點(diǎn)位置，因此，對(duì)多變指數(shù)法確定上止點(diǎn)位置進(jìn)行修正。引入一條理想多變指數(shù)曲線(xiàn)來(lái)獲取上止點(diǎn)位置，該方法通過(guò)調(diào)整上止點(diǎn)位置，計(jì)算上止點(diǎn)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(duì)應(yīng)的上止點(diǎn)位置即為內(nèi)燃機(jī)動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)[12-15]。

多變指數(shù)的計(jì)算公式[16]為：

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

理想多變指數(shù)[17]

式中：θp為最大壓縮壓力點(diǎn)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(diǎn)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(duì)上止點(diǎn)位置具有對(duì)稱(chēng)分布的特性[18]。絕熱壓力修正法就是通過(guò)修正膨脹沖程壓力來(lái)補(bǔ)償傳熱損失的影響，其修正壓力[19]

(1)

式中：θTDC為上止點(diǎn)對(duì)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(duì)稱(chēng)分布來(lái)反復(fù)修正上止點(diǎn)位置。實(shí)際應(yīng)用中，通過(guò)計(jì)算壓縮沖程(上止點(diǎn)前曲軸轉(zhuǎn)角30°～110°)和膨脹沖程(上止點(diǎn)后曲軸轉(zhuǎn)角30°～110°)對(duì)應(yīng)的兩段曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)氣缸壓力的最小方差來(lái)確定上止點(diǎn)位置[20]。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

確定發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)位置依賴(lài)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(shí)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(dòng)機(jī)氣缸壓力在上止點(diǎn)附近變化很小，壓力傳感器采樣誤差容易引起實(shí)際峰值壓力位置偏差。根據(jù)多變指數(shù)在上止點(diǎn)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(duì)峰值壓力位置敏感性來(lái)獲取峰值壓力位置的方法，當(dāng)上止點(diǎn)位置存在誤差時(shí)，多變指數(shù)會(huì)劇烈變化。峰值壓力位置誤差對(duì)多變指數(shù)的影響如圖2所示。由圖2可知：多變指數(shù)對(duì)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(shí)趨近0時(shí)，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(diǎn)附近的形狀變化很大。通過(guò)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(xiàn)，此時(shí)得到的位置為倒拖示功圖峰值壓力位置，但該位置與實(shí)際的動(dòng)態(tài)上止點(diǎn)還存在熱力損失角的差別。

圖2 峰值壓力位置誤差對(duì)多變指數(shù)的影響

2.2 熱力損失角特性

D6114柴油機(jī)在倒拖工況下發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1000 r/min時(shí)的原始?xì)飧讐毫蜕现裹c(diǎn)位置測(cè)試曲線(xiàn)，并通過(guò)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(diǎn)時(shí)，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(diǎn)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(diǎn)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(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速是影響傳熱損失的關(guān)鍵因素之一，通過(guò)試驗(yàn)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(jì)算的熱力損失角與實(shí)測(cè)熱力損失角的對(duì)比曲線(xiàn)如圖4所示。

圖4 轉(zhuǎn)速對(duì)熱力損失角的影響

由圖4可知，實(shí)測(cè)熱力損失角與基于倒拖氣缸壓力計(jì)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(shì)。隨著轉(zhuǎn)速升高，壓縮過(guò)程傳熱時(shí)間相對(duì)縮短，傳熱量減小，從而使峰值壓力位置更接近實(shí)際上止點(diǎn)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(shí)測(cè)熱力損失角由-1.1°變化到-0.6°。對(duì)比實(shí)測(cè)和計(jì)算結(jié)果，絕熱壓力修正法與理想多變指數(shù)法都能與實(shí)測(cè)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(shì)，絕熱壓力修正法計(jì)算的熱力損失角與實(shí)測(cè)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(qiáng)導(dǎo)致的；而理想多變指數(shù)法計(jì)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(jì)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(guò)以上對(duì)比可知，在D6114柴油機(jī)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(cè)效果，由于存在多變指數(shù)計(jì)算誤差等因素，理想多變指數(shù)法在高速工況計(jì)算偏差略大，而絕熱壓力修正法計(jì)算更簡(jiǎn)單直接。

發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水溫是影響傳熱損失的因素之一，試驗(yàn)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(duì)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(duì)實(shí)際傳熱過(guò)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(shí)測(cè)熱力損失角的誤差均較小，不超過(guò)0.2°。

圖6 冷卻水溫度對(duì)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(dòng)機(jī)熱力損失角對(duì)比

由于不同發(fā)動(dòng)機(jī)的傳熱性能不同，因而其熱力損失角也存在差異。以車(chē)用D6114柴油機(jī)、排量為1.4 L的車(chē)用汽油機(jī)和某船用中速柴油機(jī)為研究對(duì)象，利用開(kāi)發(fā)的基于倒拖氣缸壓力的熱力損失角計(jì)算程序及上止點(diǎn)位置傳感器進(jìn)行不同發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)測(cè)和估算熱力損失角。圖8為不同發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)測(cè)熱力損失角隨轉(zhuǎn)速的變化情況。

圖8 不同發(fā)動(dòng)機(jī)熱力損失角分析

由圖8可知：車(chē)用柴油機(jī)熱力損失角在-1.1°～-0.6°，與AVL提供的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)非常吻合；車(chē)用汽油機(jī)熱力損失角為-1.0°～-0.4°，也與AVL提供的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)較吻合；船用中速機(jī)熱力損失角為-0.5°～-0.3°，小于車(chē)用柴油機(jī)，且受轉(zhuǎn)速的影響較小，可以說(shuō)明其傳熱損失比例較小，但由于對(duì)其熱力損失角的研究較少，無(wú)公開(kāi)數(shù)據(jù)可以對(duì)比。

3 結(jié)論

研究發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)計(jì)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(jì)算方法的評(píng)估。

1)熱力損失角受轉(zhuǎn)速影響較大，隨轉(zhuǎn)速升高，傳熱時(shí)間縮短，傳熱減小，熱力損失角減小，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速?gòu)?00 r/min到2200 r/min，熱力損失角從-1.0°變化到-0.6°；發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水溫對(duì)熱力損失角的影響較小。

2)對(duì)理想多變指數(shù)比對(duì)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(píng)價(jià)車(chē)用柴油機(jī)熱力損失角，試驗(yàn)結(jié)果表明誤差不超過(guò)0.2°。

3)不同發(fā)動(dòng)機(jī)的熱力損失角對(duì)比表明，車(chē)用柴油機(jī)的熱力損失角較大，車(chē)用汽油機(jī)次之，而船用中速柴油機(jī)的熱力損失角最小，并且受轉(zhuǎn)速變化的影響較小。