直噴渦輪增壓汽油機動態(tài)響應(yīng)特性理想恒速模擬及評價＊

馬曉鋒 張力 張青,2 李祖成 鐘德妹

（1.重慶大學(xué)，重慶 400044；2.重慶長安汽車股份有限公司，重慶 400023）

主題詞：汽油機 直噴 渦輪增壓 恒速變扭 瞬態(tài)響應(yīng)

1 前言

缸內(nèi)直噴、渦輪增壓與可變氣門正時的組合為改善汽油機燃燒過程開辟了新的途徑，促進(jìn)了直噴渦輪增壓汽油機的廣泛應(yīng)用[1-4]。但增壓器響應(yīng)遲緩是小排量渦輪增壓車用汽油機備受詬病的問題[5-8]，故對此類問題有較多研究，如鄭廣勇等人[9-11]通過在數(shù)值模型中加入載荷模塊，模擬增壓發(fā)動機及整車在瞬態(tài)過程中外部載荷的瞬時變化，但是在實際駕駛過程中，車用發(fā)動機外部載荷的瞬時變化相當(dāng)復(fù)雜，涉及參數(shù)眾多，數(shù)值模型很難準(zhǔn)確反映實際駕駛過程中的瞬時負(fù)載情況；Wei Z B等人[12-13]通過整車底盤測功機或道路測試來評價增壓發(fā)動機的響應(yīng)特性，但該方法只能在發(fā)動機匹配完整的條件下才能進(jìn)行，同時由于受到底盤測功機負(fù)荷加載特性的差異（或?qū)嶋H道路負(fù)載的差異）、駕駛習(xí)慣的差異等因素的影響，試驗結(jié)果具有一定的不可對比性。

因發(fā)動機臺架負(fù)載控制的差異，即不同類型、不同品牌測功機及不同測試工況等情況下負(fù)載控制參數(shù)很難完全定義相同，所以發(fā)動機動力輸出的動態(tài)響應(yīng)特性很難在發(fā)動機臺架上進(jìn)行準(zhǔn)確的測試及進(jìn)行合理評價，為此，結(jié)合直噴增壓汽油機臺架穩(wěn)態(tài)性能測試數(shù)據(jù)及熱力學(xué)循環(huán)模擬原理，提出了理想恒速模擬與評價方法，以此評價不同渦輪增壓器匹配方案下發(fā)動機的動態(tài)響應(yīng)特性。

2 穩(wěn)態(tài)臺架性能測試與熱力學(xué)模型

2.1 穩(wěn)態(tài)臺架性能測試

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB/T 18297—2001《汽車發(fā)動機性能試驗方法》，在AVLDYNOROAD SL 220 kW/525N·m電力測功試驗臺架上完成某1.5TGDI汽油機的穩(wěn)態(tài)性能測試，1.5TGDI汽油機主要參數(shù)見表1。

表1 1.5TGDI汽油機主要參數(shù)

發(fā)動機試驗條件按標(biāo)準(zhǔn)GB/T 18297—2001執(zhí)行，測量儀表精度及測量部位符合相關(guān)規(guī)定；試驗中發(fā)動機的運行參數(shù)通過AVL735S油耗儀、ABM-10空燃比測量儀、Flows-onix空氣流量計、Kistler 4007B壓力傳感器和KEU型溫度傳感器等進(jìn)行測量；同時，利用AVL INDICOM燃燒分析儀對各缸燃燒狀態(tài)進(jìn)行監(jiān)測。

2.2 熱力學(xué)模型及校驗

利用GT-POWER軟件，并根據(jù)發(fā)動機實際幾何參數(shù)及相關(guān)測試數(shù)據(jù)建立了1.5TGDI汽油機穩(wěn)態(tài)熱力學(xué)循環(huán)模擬模型，如圖1所示。

圖1 1.5TGDI汽油機數(shù)值模擬模型

針對1.5TGDI汽油機工作特征，熱力學(xué)模型還設(shè)置了增壓壓力控制模塊、爆震控制模塊和中冷器控制模塊等。其中，增壓器控制模塊通過對排氣旁通閥開度的調(diào)節(jié)實現(xiàn)對壓氣機出口壓力的控制，模擬實際發(fā)動機增壓壓力控制過程；爆震控制模塊通過對缸內(nèi)燃燒狀態(tài)的監(jiān)測，調(diào)節(jié)受爆震限制的燃燒時間，模擬發(fā)動機通過點火延遲抑制爆震現(xiàn)象的實際過程；中冷器控制模塊通過對換熱參數(shù)的調(diào)節(jié)實現(xiàn)對中冷后流體溫度的控制，模擬實際發(fā)動機增壓中冷器工作過程。為確保熱力學(xué)模型的準(zhǔn)確性，利用發(fā)動機性能臺架測試數(shù)據(jù)對該熱力學(xué)模型進(jìn)行多參數(shù)標(biāo)定，圖2為發(fā)動機在轉(zhuǎn)速為1 200 r/min和1 600 r/min時負(fù)荷特性的標(biāo)定結(jié)果（其它轉(zhuǎn)速按相同方法標(biāo)定）。從圖2可看出，各參數(shù)模擬值與測試值基本一致，標(biāo)定偏差在5%以內(nèi)，表明該熱力學(xué)模型可以很好地指征發(fā)動機的穩(wěn)態(tài)熱力學(xué)性能。

圖2 發(fā)動機部分負(fù)荷多參數(shù)標(biāo)定

3 理想恒速模擬方法與建模

3.1 理想恒速模擬方法

理想恒速模擬與評價方法首先假定平衡發(fā)動機動力輸出的負(fù)載響應(yīng)時間為零，利用瞬態(tài)熱力學(xué)循環(huán)模擬計算發(fā)動機恒定轉(zhuǎn)速下動力輸出隨節(jié)氣門開度的瞬變關(guān)系，并在此理想條件下評價1.5TGDI汽油機的動態(tài)響應(yīng)特性。雖然理想恒速模擬所基于的假設(shè)與發(fā)動機實際使用過程中的負(fù)載狀態(tài)存在較大差異，但這種差異并不直接影響渦輪增壓發(fā)動機排氣能量的變化到新的進(jìn)氣壓力建立這一過程的熱力學(xué)固有特性，因此選擇最理想化的負(fù)載狀態(tài)（即平衡發(fā)動機動力輸出的負(fù)載響應(yīng)時間為零）可評價不同渦輪增壓器匹配方案下增壓發(fā)動機的動態(tài)響應(yīng)特性。

理想恒速模擬的恒定轉(zhuǎn)速條件可排除發(fā)動機本體轉(zhuǎn)動慣量對動態(tài)響應(yīng)特性的作用，突出反映渦輪增壓器屬性對發(fā)動機動態(tài)響應(yīng)特性的影響。同時，理想恒速模擬是基于發(fā)動機恒定轉(zhuǎn)速瞬變狀態(tài)的數(shù)值模擬，在數(shù)值方法上恒定轉(zhuǎn)速比非恒定轉(zhuǎn)速更容易獲得穩(wěn)定可靠的收斂解。

3.2 理想恒速模擬建模

為評價1.5TGDI發(fā)動機配置不同渦輪增壓器的動態(tài)響應(yīng)特性，需要將前述穩(wěn)態(tài)熱力學(xué)循環(huán)模擬模型向瞬態(tài)模擬擴(kuò)展。首先在GT-POWER軟件的模型求解器設(shè)置中采用時間（秒）來描述整個瞬態(tài)響應(yīng)過程，以分析發(fā)動機各性能參數(shù)隨時間的瞬時變化。此外為保證該瞬態(tài)模擬過程在預(yù)設(shè)時間內(nèi)完成，關(guān)閉GT-POWER求解器模塊中默認(rèn)的“模型達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后自動停止計算”程序。另外，考慮到模型中進(jìn)排氣存在馬赫數(shù)大于0.3的流動，故選擇顯式求解方法對時間進(jìn)行差分，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證，時間步長的控制及數(shù)值收斂控制參數(shù)與穩(wěn)態(tài)熱力學(xué)循環(huán)模擬模型中的設(shè)置相同。在此基礎(chǔ)上，還需要增加發(fā)動機相關(guān)轉(zhuǎn)動慣量（渦輪增壓器轉(zhuǎn)動慣量）的定義。

在瞬變工況下，當(dāng)節(jié)氣門開度突然減小或關(guān)閉時，節(jié)氣門與渦輪增壓器之間的背壓會劇增。為避免此現(xiàn)象發(fā)生，設(shè)置渦輪增壓器的進(jìn)氣泄壓閥裝置會開啟，使一部分增壓氣體由壓氣機出口流回壓氣機進(jìn)氣側(cè)。為模擬發(fā)動機瞬變工況進(jìn)氣泄壓閥的工作過程，在前述熱力學(xué)模型基礎(chǔ)上添加進(jìn)氣泄壓閥控制模型。進(jìn)氣泄壓閥控制模型控制邏輯為：當(dāng)發(fā)動機處于穩(wěn)態(tài)工況或節(jié)氣門開度增大時，進(jìn)氣泄壓閥一直處于關(guān)閉狀態(tài)，而當(dāng)節(jié)氣門位置傳感器中檢測到節(jié)氣門開度突然減小或關(guān)閉時，控制模塊會根據(jù)節(jié)氣門開度變化信號啟動進(jìn)氣泄壓閥控制策略。

鹽城金鷹綜合體項目位于鹽城市城南新區(qū)，總建筑面積3.7×105m2。工程包括商業(yè)、酒店、辦公、住宅等，分南區(qū)、北區(qū)2個地塊。南區(qū)主要為小型商業(yè)用房、高度小于100m的挑高辦公和住宅；北區(qū)包括6層大型商業(yè)用房和31層的酒店及辦公，地下室2層，其中地下1層為商業(yè)用房，地下2層為車庫和設(shè)備用房。北區(qū)塔樓建筑高度為136.50m，屬超高層建筑。

圖3為發(fā)動機節(jié)氣門開度突然從90°減小到5°時進(jìn)氣泄壓閥的控制策略，此時進(jìn)氣泄壓閥由關(guān)閉狀態(tài)迅速打開，維持1 s放氣后又迅速關(guān)閉。

圖4為理想恒速工況下發(fā)動機節(jié)氣門開度突減時，進(jìn)氣泄壓閥動作對增壓壓力變化過程的影響，由圖4可看出，當(dāng)進(jìn)氣泄壓閥關(guān)閉時，增壓壓力并不即刻隨節(jié)氣門開度的減小而減小，而是先有一段突增再下降；當(dāng)進(jìn)氣泄壓閥有效工作時，由于進(jìn)氣泄壓閥的放氣作用，增壓壓力隨節(jié)氣門開度的減小而逐漸減小，該增壓壓力的變化趨勢與發(fā)動機負(fù)載減小狀態(tài)下的實際情況定性一致。

圖3 進(jìn)氣泄壓閥控制策略

4 動態(tài)響應(yīng)特性模擬

為研究1.5TGDI汽油機分別配置兩款渦輪增壓器（J型渦輪增壓器具有相對略低的轉(zhuǎn)動慣性，P型渦輪增壓器具有相對略高的壓氣機效率）的動態(tài)響應(yīng)特性，選取發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1 200 r/min和1 600 r/min時進(jìn)行模擬計算，分析發(fā)動機在理想恒速升扭工況和理想恒速降扭工況下的瞬變過程。

4.1 理想恒速升扭工況的動態(tài)響應(yīng)特性

在兩種發(fā)動機轉(zhuǎn)速下，模擬發(fā)動機的增壓壓力和扭矩在節(jié)氣門開度從5°急增到90°過程中的瞬態(tài)響應(yīng)特性。圖5為匹配J、P兩款增壓器時發(fā)動機理想恒速升扭工況的瞬態(tài)響應(yīng)計算結(jié)果。

由圖5a和圖5c可看出，當(dāng)節(jié)氣門開度從5°突然增大時，兩種發(fā)動機轉(zhuǎn)速下的增壓壓力并未隨之上升，而是出現(xiàn)延遲性的增壓壓力突減現(xiàn)象。分析其原因主要是由于渦輪增壓器本身存在的旋轉(zhuǎn)慣性及進(jìn)氣歧管內(nèi)空氣的可壓縮性，導(dǎo)致節(jié)氣門突然打開時其進(jìn)氣量無法快速建立，而且節(jié)氣門開度變大，氣體有效流通面積增大使得在加速初期增壓壓力減少。

當(dāng)節(jié)氣門打開到一定開度后，進(jìn)氣量逐漸增加，發(fā)動機的增壓壓力隨節(jié)氣門開度增大而逐漸增大。在節(jié)氣門開度迅速增大的過程中，P型增壓器比J型增壓器更能使發(fā)動機的增壓壓力快速達(dá)到目標(biāo)值，即匹配P型增壓器后發(fā)動機能夠迅速得到加速過程所需要的進(jìn)氣量。

由圖5b和圖5d可知，發(fā)動機扭矩的響應(yīng)趨勢和增壓壓力的響應(yīng)趨勢基本一致，只是在節(jié)氣門開度突然增大時沒有發(fā)生發(fā)動機扭矩急減現(xiàn)象。這是由于節(jié)氣門開度突變時刻，因為流動慣性而進(jìn)入發(fā)動機氣缸的氣體量并不會隨增壓壓力的變化而波動。

4.2 理想恒速降扭工況的動態(tài)響應(yīng)特性

在兩種發(fā)動機轉(zhuǎn)速下，模擬發(fā)動機的增壓壓力和扭矩在節(jié)氣門開度從90°急減到5°過程中的瞬態(tài)響應(yīng)特性。圖6為匹配J、P兩款增壓器時發(fā)動機理想恒速降扭工況的瞬態(tài)響應(yīng)計算結(jié)果。

由圖6a和圖6c可看出，當(dāng)節(jié)氣門開度從90°突然減小時，兩種發(fā)動機轉(zhuǎn)速下的增壓壓力均先延遲再逐漸減小。這也是由于渦輪增壓器的旋轉(zhuǎn)慣性和進(jìn)氣系統(tǒng)中的氣流慣性等原因，導(dǎo)致節(jié)氣門開度突然減小時，隨節(jié)氣門開度的逐漸減小，發(fā)動機進(jìn)氣量減少，增壓壓力也開始逐漸減小，而增壓壓力基本無變化。

圖6 發(fā)動機理想恒速降扭工況瞬態(tài)響應(yīng)計算結(jié)果

由圖6b和圖6d可看出，發(fā)動機扭矩的響應(yīng)趨勢與增壓壓力的響應(yīng)趨勢基本一致，只是扭矩響應(yīng)更迅速。這是由于進(jìn)氣泄壓閥的作用、節(jié)氣門有效流通面積的快速減少以及增壓壓力的建立依賴于進(jìn)氣量的積累等原因，使得進(jìn)氣充量減少的響應(yīng)速度要大于增壓壓力減少的響應(yīng)速度。

圖7a和圖7b為發(fā)動機進(jìn)氣質(zhì)量流量計算結(jié)果，相對于增壓壓力，實際進(jìn)氣量的響應(yīng)特性與發(fā)動機扭矩特性更相關(guān)。因此，在發(fā)動機理想恒速降扭工況下，扭矩的瞬態(tài)響應(yīng)速度要大于增壓壓力的瞬態(tài)響應(yīng)速度。

圖7 發(fā)動機進(jìn)氣質(zhì)量流量計算結(jié)果

由圖6還可看出，在理想恒速降扭工況下，匹配兩款增壓器后，發(fā)動機增壓壓力和扭矩的瞬態(tài)響應(yīng)特性并未存在明顯差別。主要是因為在降扭矩過程中，除節(jié)氣門開度外，泄壓閥也是影響增壓壓力和進(jìn)氣量的重要因素，泄壓閥的介入弱化了J和P兩款增壓器帶來的渦輪遲滯效應(yīng)差別。因此，在發(fā)動機理想恒速降扭的瞬變過程中，兩款渦輪增壓器匹配方案的瞬態(tài)響應(yīng)特性基本一致。

4.3 瞬態(tài)響應(yīng)特性評價結(jié)果

對比發(fā)動機理想恒速變扭工況瞬態(tài)響應(yīng)計算結(jié)果可知，在節(jié)氣門開度階躍變化的過程中，發(fā)動機在理想恒速降扭工況的響應(yīng)特性比理想恒速升扭工況的響應(yīng)特性迅速，特別是兩者的扭矩響應(yīng)特性差別最明顯，其原因在于進(jìn)氣泄壓閥的介入使得發(fā)動機的增壓壓力以及進(jìn)氣量能夠迅速下降，進(jìn)而使得發(fā)動機扭矩迅速下降達(dá)到穩(wěn)態(tài)扭矩。

對比兩款增壓器匹配方案可以得出，在發(fā)動機理想恒速升扭的瞬變過程中，P型增壓器的匹配方案使得發(fā)動機的動態(tài)響應(yīng)更迅速；發(fā)動機理想恒速降扭的瞬變過程中，兩款渦輪增壓器匹配方案下發(fā)動機的瞬態(tài)響應(yīng)特性基本一致。總體來看，從整車駕駛角度考慮，理想恒速升扭的動力響應(yīng)性能更為重要，因此選用P型增壓器的匹配方案具有實際應(yīng)用意義。

5 結(jié)束語

為在發(fā)動機產(chǎn)品開發(fā)的早期階段合理評估渦輪增壓汽油機動態(tài)響應(yīng)特性，提出直噴渦輪增壓汽油機動態(tài)響應(yīng)特性的理想恒速模擬方法。理想恒速模擬的恒定轉(zhuǎn)速條件可排除發(fā)動機本體轉(zhuǎn)動慣量對動態(tài)響應(yīng)特性的作用，突出反映渦輪增壓器屬性對發(fā)動機動態(tài)響應(yīng)特性的影響。由于該方法排除了其它外界條件的干擾，評價標(biāo)準(zhǔn)統(tǒng)一，可用于不同發(fā)動機的瞬態(tài)響應(yīng)特性評價。將該方法運用于評估配置J、P兩型渦輪增壓器狀態(tài)下1.5TGDI發(fā)動機動態(tài)響應(yīng)特性，實現(xiàn)了發(fā)動機和增壓器的合理匹配。