柴油机性能模拟计算（共6篇）
柴油机性能模拟计算 篇1
0前言
发动机工作过程的模拟计算是现代发动机设计和试验研究的有效方法之一。通过内燃机工作过程模拟计算可实现对发动机的主要性能指标的预测。对发动机性能模拟计算和结果分析,可了解发动机的一些主要参数对其性能的影响,从而对发动机的设计方案、参数优化和实验起到积极的指导作用。AVL BOOST软件是能够对内燃机热力循环过程进行模拟计算的专业软件,以某型增压柴油机为例,应用AVL BOOST软件建立整机计算仿真模型,并与实测数据进行了对比分析。
内燃机的燃烧过程的研究大体可以分为燃烧放热率的计算、零维燃烧模型、准维燃烧模型和多维燃烧模型。其中零维燃烧模型对于分析、计算和预测内燃机的性能起了重要的作用,能够有效预估发动机的主要性能参数,实践证明是有效的,目前被广泛地采用。这些模型就包括有Vibe燃烧放热模型和双Vibe燃烧模型。笔者采用Vibe模型对柴油机进行性能模拟计算。
1 柴油机工作过程的数学模型
1.1 基本假设
为了研究气缸内工质的状态变化情况,取气缸作为热力学系统进行考察研究,系统边界由活塞顶、缸套和气缸盖组成。此时,描述缸内工质状态变化的参数有压力、温度、质量和气体的组成成分,它们由能量守恒方程、质量守恒方程及状态方程联系起来这三个方程可以用来求解缸内压力、温度和质量三个参数。在导出微分方程时作如下假定[1]:
a.气缸内的状态是均匀的,也就是不考虑气缸内各点的压力、温度和浓度的差别,并认为在进气期间,流入气缸内的空气与气缸内的残余废气实现瞬时的完全混合。
b.工质为理想气体,其比热、内能仅与气体温度和气体成分有关。
c.气体流入或流出气缸为准稳定流动。
d.进、出口的动能忽略不计。
e.缸内工质在封闭过程中无泄露。
1.2 基本微分方程
对于假设的热力学系统,根据能量守恒定律、质量守恒定律列出系统的质量平衡方程和质量守恒方程,并与热力学状态方程、气缸容积方程一起构成求解缸内工质状态(p,T和m)的方程组,即:
系统内工质的能量和质量在柴油机的实际循环中都是瞬时变化的,也就是说对于四冲程柴油机的压缩阶段、燃烧阶段、膨胀阶段和换气阶段是不同的。
1.3 燃烧放热规律
根据柴油机的有关试验资料,利用Vibe公式的基本形式,建立反应柴油机燃烧过程的当量燃烧规律,实践证明是可行的。柴油机的Vibe燃烧放热规律为:
式中,m为燃烧品质指数,φVB为燃烧开始角,Δφ为燃烧持续角。
1.4 传热模型
工质向气缸盖底面、活塞顶面和气缸套的表面等燃烧室诸壁面的换热量Qwi是能量守恒方程中的一部分,根据工质对燃烧室壁面的传热系数αw,和壁面平均温度T可以计算出Qwi:
其中,对于传热系数αw的取值由于内燃机传热的复杂性和不稳定性,至今还未得出成熟的传热公式,AVLBOOST提供了五个换热模型:Wosehni1978,Wosehni1990,Hohenberg,Lorenz(只用于分隔式燃烧室发动机),AVL2000。笔者选用Woschni1990换热模型,其传热系数为:
αw=130D-0.2·P0.8·T-0.53姨C1·cm姨1+2·φVsVTDCφ2·Pmi-0.2姨姨0.8(7)
2 计算模型的建立
2.1 主要性能及建立的模型
某型柴油机的主要技术性能见表1。
通过AVL-BOOST软件,以某型发动机为研究对象,建立的模拟计算模型见图1。图中,TC1,TC2为涡轮增压器,C1~C12为12个气缸,SB1~SB3为系统边界,MP1~MP15为15个测量点,PL1~PL6为六个容积腔,1,2,……,35为各管段。
2.2 主要参数的选择
计算参数包括结构参数和热力学参数(初始条件、边界条件),结构参数根据图纸实际值输入。模型中,机械损失的估算采用四冲程增压柴油机,平均机械损失压力pmm的经验公式为[2]:
式中,Cm为活塞平均速度,pme为发动机平均有效压力,D为发动机气缸直径。
Boost软件中用Vibe函数来表示发动机气缸中的燃烧过程,需要设定的参数有点火提前角、燃烧持续时间、燃烧品质因子。初始状态分别设为(-550 0.9)。
对于变工况,以上的三个参数必须予以修正,Woschni和Anistis提出了修正三个参数的半经验公式。
φFB为几何供油开始角,ΔφEV喷油延迟角,ΔφZV为着火延迟角,脚注0是工况变化前的确定值。
着火延迟时间,按照Sitkei的推荐为:
燃烧持续时间为:
燃烧品质特征参数为:
式中,PZ,TZ为压缩开始时的状态参数。
热传模型选用Woschni1990,缸盖温度、活塞头部温度、气缸壁温度等热力学参数根据相关经验公式计算得出。初始状态分别设为500,530,435,425 K。
3 计算结果的比较
图2、图3为发动机外特性上点的实测气缸压力曲线和计算曲线的比较。从示功图分析可看出,在气缸压缩终了阶段,计算气缸压力曲线与测试值出现偏差,是由于计算模型定义的燃烧始角取了定值,到达此角即着火燃烧,压力突然升高,而实际工作中的燃烧始角不是固定不变的。但是这一计算差值并不影响对性能模拟的计算。总体上缸内压力计算结果与实验结果吻合良好,表明所选取的Vibe燃烧模型及传热边界条件与实际柴油机工作过程较为一致。
表2为发动机外特性计算结果与试验结果的对比。从表2可以看出,模拟计算的结果与实测结果相吻合,说明模型的建立是正确的。此模型可以用于对此型柴油机的性能分析。
4 改变喷油提前角对性能的影响
喷油提前角是喷油系统最重要参数,是影响燃烧性能的主要参数之一。研究表明,柴油机的喷油提前角过早或过迟直接影响到柴油机的输出功率,对其燃油经济性、动力性、排放性能的影响比其他参数更为显著。为分析喷油提前角对柴油机性能的影响,在转速为标定转速不变的情况下,保持柴油机的循环供油量和燃烧模型不变,只改变喷油始点,计算不同喷油始点对柴油机性能的影响。通过BOOST模型的计算,其功率、最高爆发压力、比油耗结果见图4。从图4可以看出喷油提前4℃A时,功率可以提高3.1 k W,比油耗可以降低3 g/(k W·h)。
5 结论
a.对某型柴油机在外特性工况点进行了模拟计算,并将计算结果与实测示功图进行了对比,结果吻合良好,验证了仿真模型的正确性与有效性,从而为后续研究提供保证。
b.分析了喷油提前角对柴油机性能的影响,并进行了模拟计算,结果表明喷油提前角的改变对柴油机的功率、有效燃油消耗、缸内最高压力等有影响。
c.模型参数修改方便,可用于柴油机性能预测与分析。仿真模型可以反映气缸工作的动态过程,也可用于部分负荷工况的计算。
参考文献
[1]林杰伦.内燃机工作过程数值计算[M].西安:西安交通大学出版社,1988.
[2]顾宏中.涡轮增压柴油机性能研究[M].上海:上海交通大学出版社,1998.
[3]AVL BOOST User Guide.Version4.5.AVL Company,2004.
[4]宋龙甫,郑国世,王建昕.B231发动机性能优化及循环模拟计算[J].内燃机工程,2006,(1).
柴油机性能模拟计算 篇2
关键词：高原环境,柴油机,模拟试验,性能提升
0 引言
高原环境适应性是制约高原地区车辆、工程机械、农业机械、柴油发电机组等以柴油机作为动力源的动力机械及设备性能发挥的重要因素之一[1]。由于受内燃机工业技术的制约及缺乏相关的高原环境适应性技术,大多数柴油机在论证、设计、研制和定型时未充分考虑高原环境适应性,导致其不能满足高原地区的使用要求,造成了巨大的经济损失和严重的环境污染等问题[2,3,4]。因此,研究高原环境对柴油机性能的影响规律,对研究和提高柴油机的高原环境适应性具有非常重要的意义。本文针对车用柴油机在高原使用中存在的问题,通过理论分析及高原环境模拟试验,系统分析和研究了高原低气压、低温环境条件对柴油机各主要性能的影响规律和机理,提出了提高柴油机高原适应能力的技术措施。
1 柴油机高原性能模拟试验装置
柴油机高原性能模拟试验是柴油机研制、定型、选型、使用等过程中的一项重要基础性工作,也是验证柴油机高原环境适应性的重要手段。为了考察柴油机性能随海拔高度的变化规律,在军事交通学院军用动力机械高原环境实验室,对4种不同排量、不同类型的柴油机进行了高原模拟试验研究。
图1为柴油机高海拔(低气压)模拟试验台示意图。试验台主要由柴油机高海拔(低气压)模拟系统、环境温度控制系统、CW260电涡流测功机、油耗仪、进排气压力传感器、温度传感器、空气和冷却水流量计等仪器设备组成。
.测功机2.柴油机3.真空泵4.排气稳压箱5.进气稳压箱6.压力调节阀7.空气流量计8.数据采集系统
试验台利用进气节流和排气抽真空的方法模拟柴油机在低气压下的工作状态,模拟海拔范围为0~6000m;环境温度范围为-41~30℃。模拟试验中气压和空气密度与海拔高度的关系见表1。
2 高原环境对柴油机性能的影响
2.1 高原环境对柴油机动力性能的影响
在不同模拟海拔高度下对4种不同排量及类型的柴油机进行了外特性试验,图2所示为柴油机的额定功率及最大扭矩随海拔高度的变化关系。试验表明,尽管不同类型柴油机在不同海拔高度(气压)下的动力性随海拔变化规律存在一定差异,但它们之间的变化规律基本是一致的。
随着海拔的升高,气压和空气密度降低,进气量减少、燃烧恶化等导致柴油机的功率和扭矩下降。海拔高度每升高1000m,非增压柴油机的额定功率约下降3.2%~17.7%,增压柴油机的额定功率约下降0.16%~10.8%;当海拔达到5000m时,相对于平原而言,柴油机的额定功率下降了3.6%~38.9%,最大扭矩下降了5.5%~37.8%。由此可见,非增压型柴油机的动力性随海拔高度增加呈明显下降的趋势;涡轮增压器通过压缩空气来增加柴油机进气量,具有自动补偿柴油机高原功率下降的能力。因此,增压型柴油机的高原适应性明显优于非增压型柴油机,其动力性随海拔高度增加下降较为缓慢。
在海拔3000m以下,柴油机的额定功率随海拔升高缓慢下降;当海拔超过3000m时,额定功率随海拔升高下降明显。当海拔超过2000m时,柴油机的最大扭矩随海拔升高下降明显;海拔3000m以上时,最大扭矩随海拔升高急剧下降。对于各种不同类型的柴油机而言,海拔3000m是柴油机动力性能发生突变的“拐点”。因此,对柴油机进行海拔3000m性能试验可以评价柴油机的高原适应性,通过其动力性能指标的变化验证柴油机是否满足高原使用要求。
2.2 高原环境对柴油机经济性能的影响
图3所示为柴油机最低燃油消耗率随海拔高度的变化关系。随着海拔的升高,气压减小,空气密度下降,进入气缸内的空气量减少,导致燃烧过程变差,柴油机有效热效率减小,从而使柴油机燃油消耗率随着海拔的升高而增加[5]。相对于平原而言,当海拔达到5000m时,柴油机的油耗增加了4.3%~49.4%。海拔为0~3000m时,柴油机的油耗随海拔变化不明显;当海拔超过3000m时,非增压柴油机的油耗量明显增大;电控柴油机由于没有进行高原标定,油耗量明显增大;较大排量柴油机的供油系统进行了调整,油耗量随海拔升高缓慢增大。
2.3 高原环境对柴油机起动性能的影响
高原地区海拔高、空气含氧量少、昼夜温差大、寒冷季节长,柴油机机体、冷却液、机油、燃油和蓄电池电解液等都处于低温状态,导致柴油机起动阻力和摩擦阻力增大。柴油机的进气温度和流量同时下降,造成柴油机缸内压缩终了的温度和压力下降,导致缸内混合气及燃烧条件达不到柴油机点燃和续燃要求[6]。此外,蓄电池的电量由于低温骤减[7](-40℃时,电量约下降50%),导致柴油机起动系统功率下降,使柴油机起动转速低于起动必需的最低转速。
以上因素的共同作用造成柴油机在高原低温条件下冷机起动十分困难。通过高原地区车辆装备的低温起动试验得知,即使采用传统冷起动措施,约75%的柴油机在海拔3000m以上、气温低于-15℃的环境条件下不能顺利起动,给高原地区车辆装备的使用造成许多不便。
2.4 高原环境对柴油机热平衡性能的影响
柴油机的热平衡性能与环境气压和温度条件密切相关。在高原地区,气压、空气密度和进气氧含量降低,这使得柴油机的过量空气系数下降,导致柴油机燃烧不充分,后燃现象严重,使柴油机热负荷增大。另外,水的沸点及冷却系统空气质量流量随着海拔的升高逐渐下降,导致冷却系统的散热能力变差[8]。这些因素共同作用导致柴油机排温升高,冷却水和润滑油温度偏高,柴油机热负荷过大。图4所示为不同海拔高度下柴油机排气温度随转速的变化趋势。海拔每升高1000m,柴油机的排气温度约平均升高8~25℃。
在平原地区运行良好的柴油机,在高原地区运行过程中出现了一系列热平衡问题,如车辆在高海拔地区行驶或爬长坡时,柴油机热负荷加剧,严重时导致“开锅”、汽缸垫和排气管烧损、拉缸等现象,最终导致柴油机不能正常工作。出现这些问题的根本原因是设计冷却系统时未充分考虑高原环境对柴油机热平衡性能的影响,导致冷却系统的高原环境适应性差,柴油机的热平衡性能不能满足高原地区的使用要求。
3 柴油机高原性能提升技术措施
为了全面提升柴油机的高原性能,恢复柴油机的功率,提高柴油机的经济性、起动性能和热平衡性能,降低柴油机的排放,可以采用高原增压技术、供油系统调整及结构优化技术、低气压低温起动技术、热平衡控制技术和电控柴油机高原标定技术。
3.1 高原增压技术
增压技术是柴油机在高原地区进行功率恢复、性能提升最有效的技术措施[9]。柴油机匹配涡轮增压器后,可以提高柴油机的进气密度、增大进气量,改善燃烧过程,提高柴油机的动力性和经济性。但是,目前柴油机大多针对固定的海拔高度进行增压匹配,当柴油机工作海拔发生变化时,柴油机与增压器的匹配性能发生变化,性能会发生急剧下降[10]。同时,涡轮增压器在高原运行时容易出现超温和超速现象,影响了涡轮增压器的正常使用。
目前,国际上最先进的内燃机增压技术主要有可变截面涡轮增压技术、二级增压技术和高增压技术[11]。这3种增压技术各有优缺点,将可变截面涡轮增压技术与二级增压技术结合在一起使用,即采用可调二级增压技术,可以实现增压比的可调,具有瞬态响应特性好的特点,满足柴油机在不同海拔高原地区及运行工况下的增压需求。因此,从增压技术先进性和变海拔适应性来看,可调二级增压技术是未来高原车辆柴油机首选的增压技术。
3.2 供油系统调整及结构优化技术
调整柴油机供油系统参数,如供油提前角、循环喷油量、喷油压力等,可以解决柴油机高原功率恢复问题。但是这种方法会增大燃油消耗量,降低柴油机的燃油经济性。因此,供油系统调整一般仅作为一种辅助手段使用。
柴油机结构优化主要包括:(1)排气管优化,对排气管的长度、截面积等进行优化,提高废气能量的利用,进而提高增压器效率;(2)燃烧室结构优化,提高压缩比,进而实现柴油机高原燃烧优化;(3)燃油系统结构优化,通过对高压油泵和喷油器结构参数进行优化,优化喷油参数、提高燃油雾化质量,改善燃烧过程[9]。
3.3 低气压低温起动技术
目前,我国高原地区使用的柴油机几乎都装备有冷起动辅助措施(加注启动液、电热塞、进气预热装置等),但行之有效的柴油机低气压低温起动措施还很少。传统的柴油机冷起动辅助措施均不能使柴油机在高原极端环境条件(5500m、-41℃)下顺利起动。
近几年,液体循环加热装置(如燃油加热器)、蓄电池保温装置、胶体蓄电池、蓄电池并联超级电容等柴油机冷起动辅助装置及新型起动电源得到了广泛应用[7,8]。将燃油加热器作为柴油机预热系统,通过加热循环冷却液来提高柴油机机体、机油、燃油或蓄电池的温度,可实现柴油机在热机状态下的起动。同时,将蓄电池保温装置、胶体蓄电池或蓄电池并联超级电容作为起动电源,可以彻底解决普通蓄电池的高原适应性问题。采用燃油加热器与新型起动电源相结合的组合式柴油机冷起动辅助措施,既提高了柴油机的起动能力,又不降低柴油机的可靠性和耐久性,能够彻底解决高原寒区柴油机的冷起动问题。
3.4 热平衡控制技术
传统的柴油机冷却系统采用蜡式节温器、机械驱动冷却水泵和冷却风扇,无法按柴油机的冷却需求调节冷却介质的流速和流量,难以使柴油机在最佳的温度下工作,甚至导致柴油机出现热平衡问题。
柴油机热平衡控制技术也称为柴油机热管理技术,是解决柴油机高原热平衡问题的有效措施[12]。柴油机热平衡控制技术通过采用电控节温器、电控风扇、电控水泵,可以根据环境条件(气压和环境温度)、运行工况及冷却液的温度来动态调整冷却风扇转速、水泵流量、节温器的开启等,进而控制柴油机的冷却量,最终实现冷却系统的电控化和智能化,解决柴油机在高原地区的热平衡问题,保证柴油机冷却系统不过热、不“开锅”,提高柴油机冷却系统的高原环境适应能力。
3.5 优化标定技术
随着能源危机及排放法规的日趋严格,电子控制技术在柴油机上的应用越来越广泛。为了最大限度地满足柴油机在高原运行时的动力性、经济性、起动性能和排放性能等要求,必须对电控柴油机进行精确的匹配标定,以确定各控制参数和调节参数(喷油量、喷油定时、喷油压力、喷油速率等)的最优值。电控柴油机的标定已经成为柴油机开发和整车匹配中不可缺少的重要环节[13]。
通过电控柴油机高原优化标定,可以大大地改善柴油机的高原使用性能,提高柴油机的动力性、经济性及运转稳定性,改善柴油机的低温起动性能和排放性能,使柴油机获得很宽的海拔高度使用范围,提升柴油机的高原适应能力。
4 结语
通过不同排量及类型的车用柴油机高原性能模拟试验,研究分析了海拔高度对柴油机动力性、经济性和冷起动等性能的影响。试验表明:低气压和低温是影响柴油机高原性能的主要环境因素;当海拔高度超过3000m时,柴油机的各项性能指标均明显下降;柴油机高原性能的下降是导致车辆装备性能下降的主要原因。在提升车用柴油机高原性能的关键技术中,高原增压技术、供油系统调整及结构优化技术、低气压低温起动技术、热平衡控制技术、电控柴油机高原标定技术是车用柴油机高原动力性、经济性、起动性、热平衡等综合性能提升的关键技术。
柴油机性能模拟计算 篇3
由于能源紧张和环境保护的迫切性,近年来各国对汽车排放标准的制定越来越严格。由于汽车排放物中50%～80%的碳氢化合物(HC)和一氧化碳(CO)是在冷起动过程中产生的,欧Ⅲ、欧Ⅳ和美国FTP75测试法规都要求在-7℃环境下开始测试发动机冷起动尾气排放[1]。我国实施的轻型汽车污染物排放限值及测量方法(GB 18352.3-2005)也同样对-7℃环境下冷起动时总碳氢(THC)和CO的排放有严格的要求。柴油黏度大,雾化不良,易造成柴油机冷启动困难和排放高。为了改善柴油雾化效果,使其燃烧充分,一般应用电加热器预热柴油或进气。但是普通的电加热器采用的是一种开环式的控制,存在很多不足。PTC (positive temperature coefficient)电加热器是使用一种具有正温度系数的热敏材料作为发热元件,其电阻率在居里点温度附近随温度升高而急剧升高。因此,当电压固定时,其发热功率向着平抑其温度变化的方向急剧变化,可利用材料自身的物性变化实现自限温加热的目的。合适的PTC材料加热燃油不会使其沸腾,可避免燃油在油管内产生相变[2,3]。该温度控制系统结构简单、可靠性高、加热迅速,可用于发动机燃油温度控制[4]。虽然这种PTC温控技术在车辆、建筑、电气等领域有一定程度的应用[5,6,7],但对其的动态特性以及加热效果的研究并不多见。
本文通过研究PTC材料电加热在柴油机高压油管温度控制系统中的应用效果,建立这种温度控制系统的动态传热模型,模拟不同传热材料、不同加热结构尺寸下的燃油加热情况;同时,利用模拟计算的结果对实际应用进行了分析,得出PTC材料加热柴油提高温度的一般规律。
1 PTC材料的介绍
正温度系数效应是1950年荷兰飞利浦公司的海曼首先发现的[8]。PTC效应即电阻在居里温度点以上的温区会突然增高。通常所说的PTC材料是指具有非线性PTC效应的材料,即材料的电阻率在某一定的温度范围内仅有很小的变化,而当温度达到对材料的特定转变点温度(居里温度)附近时,材料的电阻率会在几度或几十度狭窄的温度范围内发生突变,电阻率迅速增大103～109数量级。
目前,主要的PTC材料分为陶瓷基PTC材料和高分子基PTC材料两种类型[9,10]。陶瓷基PTC材料在1950年由荷兰菲利浦公司的海曼最早发现并公开报道的,经贝尔实验室和日本村田制作所于1961年实用化,现在仍以BaTiO3基和V3O3基为主。高分子基PTC复合材料是以有机聚合物(大多数为结晶聚合物,如聚乙烯、聚丙烯、聚偏氟乙烯和聚环氧乙烷等)为基体,掺入炭黑、石墨或金属粉、金属氧化物等导电填料,经过特殊设计,采用分散复合、层积复合以及形成表面导电膜等方式制得的一种多相复合高分子导电体。前者起骨架与填料载体的作用,后者起电流通道的作用,受热时聚合物膨胀,碳链断裂形成高阻。它最先由Frydman在1948年首先发现,但当时没有引起人们的重视。直到1966年Kohler报道了聚乙烯-复合材料具有PTC特性后,才引起人们的广泛关注。工业化高分子基PTC复合材料是20世纪80年代初由美国首先开发成功的。虽然高聚物基的PTC材料准变温度低一些,但其成本低、易加工成型和可设计性好等特点是陶瓷基材料所不可代替的。
2 模型的建立
PTC材料加热柴油机燃油的加热结构,如图1所示。在高压油管外包裹PTC材料。假设PTC材料加热的保温系数为1,对外界环境没有热扩散。
为了分析其温度控制系统工作机理和控制效果,采用集中参数法[11],将该控制系统分为PTC加热部分、高压油管和燃油(柴油)共3个集中参数对象。并近似认为PTC加热部分的导线电阻远小于其热敏发热元件的电阻,则根据焦耳定律可得到PTC加热部分的发热功率为
其中,UP为PTC加热部分的输入电压;Rp为发热元件的电阻。
设发热元件的电阻温度系数为αp,根据有关研究可得[12]
其中,Tp为发热元件的温度。
由此可以得到PTC加热部分的电阻变化的动态方程为
根据能量守恒定律,由式(1)可得PTC加热部分的温度变化的动态方程为
其中,Ctp为PTC材料的比热容;ρp为PTC材料的密度;D1为包裹PTC材料后的油管外径;D2为高压油管的外径;l为加热长度;Kpm为PTC加热部分与高压油管之间的导热系数;Tm为高压油管的温度。
根据能量守恒定律,同样可以得到高压油管的温度变化的动态方程为
其中,Ctm为高压油管的比热容;ρm为高压油管材料的密度;D3为高压油管的内径;Kmf为高压油管与柴油之间的导热系数;Tf为柴油的温度。
对高压油管内静止的柴油进行加热,根据能量守恒定律,得到柴油的温度变化的动态方程为
其中,Ctf为柴油的比热容;ρf为柴油的密度。
式(3)～式(6)一起构成了应用PTC材料加热柴油发动机的油温控制系统的模型。由模型可知,不同的PTC加热材料,不同的高压油管的材料,各热控环节间的导热值以及高压油管的不同尺寸结构都会对柴油加热效果产生重要的影响。
3 模拟结果与分析
3.1 PTC材料加热效果
首先,利用建立的模型对高压油管内柴油的加热效果进行数值模拟。假设高压油管的内径和外径分别为2,7mm,包裹PTC材料后的外径为14mm,加热管长为1m。PTC材料的电阻温度系数为15%/K。高压油管的材料为冷拉钢。由于PTC加热部分在通电后迅速越过其居里点温度达到热平衡,且方程(1)表示的是PTC材料在越过居里温度点后的线性特性。所以,方程的初始条件中,PTC加热部分的初始温度设为其居里点,油管及柴油温度定为室温。PTC加热部分在安装时直接包裹在油管壁外,接触表面不做任何处理,模拟时间为10min,则可以得出如图2所示的加热效果。
由图2可知,0～5min时,柴油温度迅速上升,5min以后逐渐趋于平稳,7 min达到居里温度点附近。可见PTC材料加热柴油迅速,并使柴油稳定在设定的温度。
对于不同的PTC材料,其电阻温度系数也不同。在其它影响因素不变的情况下,对不同电阻温度系数下柴油加热效果进行模拟。模拟结果表明,当电阻温度系数分别为20%/K和25%/K时,柴油温度分别下降0.019%和0.029%。可见PTC材料电阻温度系数的改变对柴油加热效果的影响很小,可以忽略不计。在下面的模拟计算中电阻温度系数均设定为15%/K。电阻温度系数表示电阻当温度改变1℃时,电阻值的相对变化。电阻温度系数的增加意味着材料一旦加上电压就立即升温,使电阻率突升,达到室温电阻的几倍、几十倍乃至上千上万倍。而PTC材料达到居里点温度是一个非常迅速的过程,所以本文模拟计算的初始条件是建立在PTC发热体已达到居里点温度的基础上的,而且在PTC发热体的PTC效应温度区间中,单位温度的改变所带来的电阻率的变化对于额定电压为24V的PTC材料而言,电阻温度系数的增加几乎不会对加热效果产生影响。
假设加热长度分别选为500,1500mm,其它条件不变时,柴油加热温度分别上升0.011%和下降0.019%。当PTC材料的厚度分别为4.5,5.5mm时,柴油加热温度几乎不变。加热长度以及PTC材料厚度的变化均是改变PTC发热体的结构,而对其自身温度的的提高影响不大。在下面的模拟计算中加热长度选为1m,包裹PTC材料后的模型外径选为14mm。
3.2 柴油静止时计算结果与分析
在上述给定的初始条件下,分别改变油管壁厚、油管内径、PTC加热部分与油管壁之间的导热系数、油管材料和不同居里点温度的PTC材料,模拟柴油静止(未流动)时加热温度的变化规律。
当改变油管壁的厚度时,加热效果随着管壁的增厚而下降,如图3所示。当管壁厚度分别增加0.5,1mm时柴油的升温速度随着管壁的增厚而降低。外径为7mm的油管内柴油温度在7min左右时首先达到居里温度点附近;9min后,3种油管内的柴油温度均维持在居里温度点附近。若只改变油管内径,假使内径分别增加0.5,1mm时,柴油的升温速度则随内径的增加而减小,如图4所示。
在0～3min的加热时间内,油管内径越小则油管内的柴油升温速度越快;3min后3种油管内的柴油达到同一温度,以相同升温速率加热至平衡温度。
当高压管壁的厚度增加时,由分析模拟计算的结果可知,在相同的加热时间,柴油的温度随着壁厚的增加而降低。如在加热时间达到5min时,随壁厚增加,柴油温度依次为368.51,366.39,364.14K。但因为PTC发热温度相同,最终柴油温度都会趋于一个相同值。根据傅里叶导热定律,单位时间内通过某一导热材料的导热热量与该材料的厚度的增加成反比,所以随着高压油管壁厚的增加,加热效果降低。
直接使PTC加热部分对油管壁进行接触式加热,由于导热系数较小,加热效果较差。为此,本文设想对两者的接触面进行处理,分别敷设铝粉和铜粉以增大导热系数。铜粉的导热性优于铝粉,加热效果随着导热系数的增加而明显提高,柴油的升温速度较快,如图5所示。
采用铜粉和铝粉时,3min后均能达到居里温度点附近。当PTC材料与油管直接接触时,由于导热性较差,柴油的升温速度明显降低,需要7min左右才能达到居里温度点附近。在下面的模拟计算中,接触表面之间敷设导热良好的铜粉,油管内径和外径的厚度分别为2,7mm。
当油管材料改变后,模型方程参数中,油管材料的导热率、比热容和密度也随其改变。分别采用黄铜和铜代替原先的冷拉钢,导热率和密度都相应增加,而比热容则减小。改用有利于热传导的油管材料后,加热效果都有一定的提高,如图6所示。油管材料为冷拉钢时,柴油温度需要3min才能达到居里点附近,如果油管材料采用黄铜或铜,只需1min左右。选用不同居里温度点的PTC材料加热柴油,加热效果如图7所示。
PTC材料居里点温度每增加20K,柴油加热平衡温度可提高5.4%,加热速度明显提高。改变PTC材料以获得不同的居里温度,其目的就是为了提高PTC加热部分的最终平衡温度。
3.3 柴油流动时计算结果与分析
发动机启动前,柴油在静止状态下被加热到居里点温度附近,这部分的柴油可以有效改善发动机冷启动的排放性能。当发动机启动后,静止的柴油逐渐喷入气缸,同时不断有柴油进入PTC材料加热段。静止时被加热的那部分柴油喷完后,流动的柴油就充满加热段。因此,有必要研究流动的柴油最终加热效果。由于启动转速和油管内径不同,柴油经过PTC加热段的时间不同,即流动的柴油被加热时间不同,从而造成这部分柴油的加热效果也不同。
对长度为1m,内径为2mm油管应用PTC材料加热,管内燃油质量由公式m=ρV可知,其柴油质量为2.7g。假设发动机为2缸4冲程,怠速时转速为300r/min,每循环喷油为10mg。计算得油管内的平均流量为0.1g/s。因此,静止时被加热的柴油将在27s后喷完。当油管内径为2mm,发动机转速为200,300,400,500r/min时,油管内流动的柴油喷完耗时分别为40,27,20,16s。当油管内径为3mm时,相应转速下的喷完耗时分别为90,61,46,36s,如图8所示。
当油管内径为2mm,柴油初始温度为393K时,由图8所示的加热时间可得,在不同转速下,不同油管材料中流动的柴油被加热后的温度如图9所示。在相同转速下,导热性能较好的铜制油管内的柴油最终加热温度高于冷拉钢油管内柴油的最终加热温度。如当转速为400r/min时,即油管内流动的柴油被加热的时间为20s时,铜制油管内的柴油最终加热温度比冷拉钢油管内的柴油最终加热温度提高7.7%。同时随着转速的增加,即加热时间的缩短,相同油管材料内的柴油加热后的温度有所下降。
当油管内径增大到3mm,柴油初始温度为393K时,根据图8所示的加热时间,在不同转速下、不同油管材料中流动的柴油被加热后的温度如图10所示。相同转速下,导热性能较好的油管材料,油管内的柴油被加热后的温度高于导热性能差的油管材料。当转速为400r/min时,铜制油管内的柴油最终加热温度比冷拉钢油管内的柴油最终加热温度提高5.3%。在低转速时,不同油管材料中的柴油加热后的温度较为接近;当转速增加时,不同油管材料中的柴油加热后的温度均降低。其中,冷拉钢油管内的柴油加热后温度下降明显,平均每增加100r/min,柴油加热后的温度下降10K。
在PTC加热材料与油管之间铺设不同导热材料可以改变导热性能。柴油初始温度为393K,不同转速下,不同铺设条件的柴油加热后的温度如图11和图12所示。随着转速的增加,加热后的温度均有所降低。但在相同转速下,铺设易导热材料后,加热后的温度明显高于直接接触时的柴油温度。当转速为400r/min时,油管内径增为2mm时,铺设铜粉后柴油加热后温度比直接接触方式下的柴油最终加热温度提高6.1%;转速仍为400r/min,油管内径增大到3mm时,则提高12.2%。
由此可知,无论是PTC材料与油管之间的导热性能的不同还是油管材料的改变,加热的效果都会随着转速的增加而降低,但在相同条件下,内径为3mm的油管的加热效果普遍比内径为2mm的油管的加热效果有所提高。
4 结论
1)静止加热完成后,柴油温度均保持在PTC材料的居里温度点附近。提高PTC材料、高压油管以及柴油3者间的热导率均可有效提高柴油加热的速度,其中以增大PTC材料与高压油管间的热导率对温度的影响最为明显。
2)若改用居里温度点高的PTC材料进行静止柴油加热,不仅可以有效提高柴油的加热速度,也可以提高柴油最终的平衡温度,但过高的加热温度可能导致油管内气泡的产生。增加高压油管壁的厚度以及增大油管内径都会对静止柴油加热效果产生不良影响,导致加热速度的降低。
3)在本模拟计算条件下,改变PTC材料的电阻温度系数,加热的长度以及PTC材料的厚度对于加热效果的影响较小。
4)发动机的转速对柴油流动时的加热效果有很大的影响,转速的增加会导致加热效果的降低,但适当的增加油管的内径则有利于改善流动柴油的加热效果。
摘要：为了研究柴油发动机中PTC材料对柴油的加热效果,应用集中参数法建立了PTC加热系统以及受控对象温度变化的动态特性模型,并进行了加热效果的仿真分析。计算结果表明,利用PTC材料加热高压油管可以有效提高柴油温度,并总结出PTC材料加热高压油管内柴油的一般规律。
关键词：PTC材料,柴油,温度控制
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柴油机性能模拟计算 篇4
柴油机气体压力上升中存在波动的现象,这是与燃烧伴生的、固有的物理现象[1]。柴油机燃烧具有爆炸的性质,放热速度及加速度大,使压力升高率过大,导致气体容积来不及通过正常的膨胀传递压力,从而激发压力冲击波。这种压力波一般显示出高频振荡的状态,且该压力振荡与上止点处燃烧室声学特性密切相关。
有研究表明,占缸内压力总能量5%左右的燃烧压力高频振荡激发的高频燃烧噪声占燃烧噪声总能量的80%左右,这是由于柴油机结构对高频激励传递的衰减系数较小,使得在燃烧压力高频振荡的共振频率处辐射的燃烧噪声能量较大,成为燃烧[2]噪声的主要成分。
20世纪60年代人们在研究柴油机噪声时才开[3]始涉及燃烧压力的波动。英国南普敦大学Priede教授等人研究发动机噪声,对柴油机工作中的压力振荡进行了分析。他们通过压力频谱分析,研究了压力振荡的频率特性以及对应的压力级。Curry和[4]美国的Syrimis对汽油机爆震的研究表明燃烧过程中的压力振荡体现燃烧室的声学特征。美国[5]Hicking等人对燃烧室内压力振荡产生的机理进行研究,表明缸内燃烧压力振荡的原因是燃烧激励的作用燃烧室空腔共鸣。20世纪80年代何学良等人对燃烧过程中压力振荡的机理以及衰减规律等进[6]行研究。天津大学对缸内的声热耦合现象进行研究,推出基于KIVA的波动方程并进行了求解,对声源激振项进行分析。
由于燃烧所导致的气缸压力波动与燃烧过程中的众多因素都有关联,且这些因素都是一些强非稳态的瞬变量。由于这些量与气缸内压力波动的相互关系尚未清楚,因此传统的方法难以对其进行综合求解。由于燃烧随着火焰的传播,导致声源激励项的空间位置不断改变,而且是燃烧过程中存在各种气体流动。因此实际中缸内的压力振荡性质十分复杂。目前对于内燃机燃烧过程中的压力振荡及激励源的理论尚不明确。
内燃机工作过程中,由于燃烧空腔共鸣引发压力场的变化是一个客观存在的现象。从KIVA程序对内燃机工作过程的计算中可以知道,其对燃烧过程的计算中没有给出燃烧室内压力振荡与燃烧的关系。没有考虑燃烧激励所引起的燃烧室空腔共鸣而引起的压力场的变化,即没有考虑燃烧所耦合的燃烧室的声场的影响。SYSNOISE软件虽然可以计算声学响应,但无法计算燃烧,即无法得到由于燃烧而产生的声学激励源。
通过KIVA和SYSNOISE软件并应用点声源模型联合对内燃机缸内压力振荡进行研究。通过KIVA软件实时获取燃烧过程中的瞬态变量,从而计算点声源的幅值。SYSNOISE应用KIVA导出的网格数据文件,导入点声源幅值,计算内燃机缸内的燃烧压力振荡特性。
1 KIVA和SYSNOISE软件简介
1.1 KIVA程序
KIVA是由美国Los Alamos国家实验室开发的内燃机燃烧数值计算多维模型模拟程序。采用意拉格朗日—欧拉法(ALV)解析描述缸内的一系列偏微分方程,综合了欧拉法和拉格朗日方法的优点。
由于KIVA系列程序开放性好,研究者可以根据自己的实际需要,在计算程序中增加自己的数学模型来模拟特定的内燃机工作过程
1.2 SYSNOISE软件
SYSNOISE采用最先进的有限元法(FEM,Finite Element Method)和边界元法(BEM,Boundary Element Method)两种数值计算方法。SYSNOISE能预测声波的辐射、散射、折射和传递,以及声载荷引起的声学响应。SYSNOISE能在频域或时域内计算振动──声行为,可以计算声场中任意点处的声压、声辐射功率、声强,流体模型的模态。
SYSNOISE是一个开放的系统,在很大程度上需要其他CAE软件的支持,例如需要在其他有限元软件中划分模型网格或场点网格,然后再将网格导入SYSNOISE之中。
2 模拟计算理论基础
2.1 柴油机的燃烧振荡
燃烧初期(着火后1~5℃A),燃烧室空腔内形成的可燃混合气量相当多,焰前反应充分,供O2充足,此时基本上没有抑制燃烧的燃烧产物,这种情况下,是一种自加速链式燃烧,其燃烧速度为[7]:
式中,A为与基元反应过程有关的系数,B为自加速反应系数,t为时间,e为自然对数的底。
当B达到某一临界值时,柴油机燃烧加速度也达到相应的产生压力波动的临界值,此时燃烧速度达到临界燃烧速度。当放热速度和加速度过大时,气缸内压力升高速度和加速度过大,使气体来不及正常膨胀进行压力传递,从而形成激振源并激发出一种冲击波。该冲击波在气缸内反射并反复叠加,从而形成压力波动波。
2.2 波动方程及模态分析
由于内燃机实际工作过程十分复杂,因此我们忽略因化学反应而引起的气体成份的变化,燃烧的影响仅以质量的增加以及加热率(燃烧放热率)的形式加入到缸内。同时假定添加的质量与缸内的气体具有相同的成份,并且都为理想气体。由连续方程、动量方程、能量守恒方程、气体状态方程,经整理后可得波动方程[8]:
式中,ρ微元气体密度,u气体流速,P燃烧室空腔内气体压力,q单位体积燃烧放热率,T气体温度,t时间,C声速,为绝热指数。
方程右边两项是激励项,可以看作气缸压力波动的源项。第一项是由燃烧空腔内燃料放热产生,表示燃烧过程中燃烧在空间上的分布,具有简单源性质,第二项是由燃烧空腔内气体的紊流运动产生的,具有分布四极子源性质[9]。当紊流运动不强烈时可以忽略由此产生的源项,为简化计算,我们只考虑简单源(即点声源)。
去掉波动方程的激励项,可得模态方程:
对(2)式进行傅里叶变换,求解可得[10]:
由(4)式可知,燃烧压力振荡是由多模态叠加的结果,因此研究压力振荡应该先研究压力振荡的模态。我们首先对各曲轴转角、不同喷油提前角下燃烧空腔各阶模态进行计算,分析计算结果并预测燃烧空腔可能共振的频率。
2.3 点声源理论
如果球声源的半径小于波长的1/6,并且表面做简谐振动,可以看作点声源。根据Sysnoise可知最大单元的边长小于计算频率最短波长的1/6,因此我们在计算过程中采用点声源模型是合理的。对于点声源在距其中心r处产生的声压为[11]:
式中,为单元密度,为角频率,k为波数,Q=4pa2 vm是简单声源的总流速,a为单元半径,vm为单元表面上的质点速度。
Sysnoise中关于点声源模型的定义为:球声源是单极声源,可以看作球的伸缩运动。由球声源所引起的流体材料的声压为:
式中,A为单位长度上的声压幅值,r为空间某点到声源的距离。根据(5,(6两式可得:))
A作为Sysnoise计算时激励源的输入值。v m可由KIVA求出;ω=2πf,其中f由燃烧空腔的各阶模态决定。燃烧空腔各阶模态可预测缸内可能产生共振的频率。
3 计算方法及程序实现
3.1 模拟计算采用的内燃机网格级参数
图1为上止点处的网格,该模型设计为深坑形燃烧室,没有将进排气门纳入其中。由于内燃机工作过程的复杂性,为了排除不必要的干扰因素,因此将进排气门省略。这样会使模拟结果与实际结果产生差异,但尽量简化燃烧机构能使主要因素更加突出,便于分析计算结果。曲轴转角变化时,相应网格也发生变化,由KIVA程序导出变化的网格文件。该网格文件为SYSNOISE所识别的网格文件。表1为模拟计算所采用的柴油机主要参数。
3.2 点声源的确定及计算
模拟计算时,点声源定义为一个网格单元。由KIVA计算得到压力升高率,当缸内压力升高率大于0.88 MPa时,出现压力振荡[11]。取缸内压力升高率大于0.88 MPa的单元作为点声源,声源幅值的大小由式(7)确定。随曲轴转角变化由KIVA实时确定点声源的数量、位置及其幅值大小。
3.3 程序计算主要步骤
a.由KIVA前处理程序生成网格文件。
b.由KIVA主程序计算喷雾、化学反应及燃烧。
c.根据KIVA内部数据计算点声源幅值,并生成SYSNOISE所需点声源的文件。
d.Fortran程序生成SYSNOISE的命令流文件,生成SYSNOISE运行所需的网格文件。
e.利用windows API函数启动SYSNOISE软件。
f.以命令流方式运行SYSNOISE软件。
g.SYSNOISE输出计算结果,并将该结果的影响加入到KIVA中。
h.KIVA程序继续运行,进行在分区活塞移动等,并准备下一循环。
3.4 程序设计流程图
程序设计流程图见图2。
4 计算结果及分析
4.1 燃烧室空腔模态分析
燃烧压力振荡是由多个模态叠加的结果,要研究压力振荡的性质,先要对其各阶模态进行了解。首先对燃烧室空腔进行模态分析。随着曲轴转角的变化、燃烧的进行,燃烧空腔模型的体积、温度、压力会发生相应改变。根据KIVA计算程序得到不同曲轴转角、介质下的燃烧室空腔模型,利用声学软件SYSNOISE,计算燃烧室空腔前十阶模态。图3~图7表示不同喷油提前角时,各阶模态随曲轴转角的变化。图中inj表示喷油提前角。
由图3~图7可知,一定曲轴转角范围内,随曲轴转角变化各阶模态共振频率变大,同时喷油提前角增大时共振频率增大。这是由于共振频率取决于当地声速,而声速又取决于温度。随曲轴转角的变化缸内的燃烧加剧,温度逐渐增大,缸内声速逐渐变大;喷油提前角增大时滞燃期增大,燃烧更加剧烈,导致温度升高声速增大。
4.2 燃烧室空腔压力场分析
图7、图8分别表示燃烧室内中心点压力变化曲线及压力波动曲线。由图8、图9可见,燃烧压力振荡开始于燃烧后不久。这是由于滞燃期内积聚了大量可燃成分,柴油机开始燃烧后首先进入急燃期进行的是预混合燃烧,燃烧迅速放热,压力升高率大。由于压力升高率过大,形成激振源并激发出一种冲击波。此时该点声压出现最大幅值,随着活塞的下行,声学振荡迅速衰减。这是由于随着曲轴转角的变化,缸内燃烧变成扩散燃烧,燃烧放热减缓,压力升高率降低。同时上止点过后柴油机对外做功,也使缸内压力升高率降低。由于压力升高率较小故不再有激振源产生。
从图7、图8中可以看出,喷油提前角增大时燃烧压力开始振荡的时刻提前并且波动的幅值增大。由于喷油提前角增大燃烧开始时刻相应提前。同时增大喷油提前角,压缩温度降低,使滞燃期延长。由于滞燃期增长,着火前形成的可燃混合气增多,从而压力升高率增大,燃烧压力振荡更加激烈。
图9为压力振荡曲线的频谱。在低频段,声压幅值较大。这一段表示最高燃烧压力的大小及峰值压力的持续时间。在高频段有几个峰值,这正是燃烧压力振荡在频谱图上的反应。声压幅值逐渐减小后在频率为5 000 Hz以上声压幅值开始增大。在频率为6 000,10 000,12 500 Hz处,出现共振峰。同时喷油提前角增大时,在频率为6 000 Hz的地方声压幅值有较大幅度增加。
由图9可看出,喷油提前角对振荡频率的影响不大。这是因为振荡频率主要取决于燃烧室及气缸结构特性以及当地声速。
5 结论
a.声学计算软件与多维燃烧模型相结合将能够较好地计算气缸中声场。KIVA程序没有考虑燃烧激励所诱发的压力场的变化,因此不能计算燃烧空腔压力场的振荡。由于燃烧模拟程序KIVA具有良好的开放性,利用fortran语言实现了KIVA程序与声学计算软件SYSNOISE的接口。
b.燃烧室空腔各阶模态与当地声速有关,随曲轴转角增加而增加。增加喷油提前角燃烧室空腔各阶模态相应增大。燃烧压力振荡频率一般处于5 000 Hz以上的高频范围,体现出声学特性。随喷油提前角的增加振荡幅值增大,振荡频率变化不大。
c.燃烧振荡主要发生在上止点附近、滞燃期过后的预混合燃烧过程中,随活塞下行快速衰减。随喷油提前角的增大,燃烧振荡的起始时刻提前。研究这一振荡可以进一步开拓视野更好地认识内燃机燃烧过程中的声学现象
d.当前有很多有效方法对内燃机噪声进行测量,但不能在设计阶段就对结构进行噪声预测和评价,进行噪声优化设计。我们将KIVA程序与声学计算软件相结合可以预测内燃机内部气体在燃烧过程中的振荡情况,下一步有望通过该方法预测燃烧向外部辐射的噪声。
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柴油机性能模拟计算 篇5
由于柴油机传统燃烧NOx和微粒(PM)排放之间存在此消彼长的关系,要达到越来越严格的排放限值,需要在优化缸内燃烧的基础上结合后处理技术同时有效降低NOx和PM排放[1]。选择性催化还原(SCR)系统是目前最受关注的降低NOx排放的后处理方法之一[2],微粒捕集器(DPF)是过滤PM的有效途径[3]。同时去除这两种有害排放物的典型后处理系统是联用氧化催化器(DOC)、DPF/催化型微粒捕集器(CDPF)和SCR,其布置方式为DOC+DPF/CDPF+SCR或DOC+SCR+DPF/CDPF[4,5]。然而,运用如此复杂的后处理系统,难以同时兼顾柴油机的排放特性、动力特性及循环热效率[6]。
针对这一问题,近年来提出了一种新型后处理装置SCRF(SCR catalysts coated DPF)[7,8],如图1所示。其工作原理是:将新型SCR催化剂(如铜沸石Cu/ZSM-5)涂覆到具有高孔隙率的壁流式DPF基底表面,在过滤体的壁面既能将沉积的碳烟催化氧化,同时又能在还原剂NH3作用下高效率催化还原NOx。相对于传统组合式后处理系统而言,该新型后处理器在显著降低柴油机NOx和PM排放的基础上,同时实现了后处理装置的小型化、轻量化、低成本化[9]。本文以SCRF系统为分析对象,研究沉积的碳烟、碳烟氧化及其与SCR反应之间的相互影响特性,同时分析柴油机的不同排气条件和过滤体的基底特性对SCRF催化氧化PM和还原NOx的影响规律,具有重要意义。
1 SCRF系统模型的建立
基于AVL-FIRE软件,构建了SCRF的三维实体模型,其规格参数如表1所示。在壁流式孔道内求解动量守恒、能量守恒及气相组分传输方程。入口边界条件定义为标准大气参考(1个标准大气压、20℃、65%相对湿度),NH3与NOx体积比(ANR)0.80、1.00、1.20、1.25,NOx体积浓度200×10-6,O2体积分数10%,H2O体积分数5%,NO2与NOx体积比0、0.3、0.5、0.6、1.0。其中,初始碳烟密度分别为0、2.5、5.0g/L,空速为40 000h-1。在软件的用户自定义模块,编译碳烟氧化和NOx原的气固相反应,详细反应机理及在Cu/ZSM-5催化作用下的化学反应动力学参数如表2所示[10,11]。其中,R1~R9为碳烟再生反应,R10~R17为SCR反应。
2 计算结果与分析
2.1 计算模型的验证
当SCRF入口温度为250 ℃,初始碳烟密度为2.5g/L、NO2与NOx体积比为1、ANR当量比为1.25时,通过计算得到的NOx、碳烟被部分氧化及完全氧化生成的CO及CO2随时间的变化参数,与试验数据[12]进行对比,并进行计算值与试验值的误差分析,如图2所示。从图2可以看出:由于从650s时开始喷射还原剂NH3,NOx浓度迅速降低;760s时NH3在催化剂表面吸附逐渐达到饱和,此时NOx的计算值与试验值误差约为4.6%;随着NH3的吸脱附速率逐渐达到平衡,NOx体积分数的计算与试验差值约为6×10-6,误差率约为3%,而CO及CO2组分的计算与试验差值则分别为2×10-6和3×10-6。由此可见,本论文构建的计算模型较为准确,计算得到的NOx、碳烟氧化生成的CO及CO2组分浓度与试验数据吻合较好。同时还将不同温度下SCRF对PM的氧化去除效率与文献[13]的计算结果进行了对比,如图3所示。在相同计算条件下,当ANR当量比为1、空速为55 000h-1时,本文计算得到300cpsi的SCRF对碳烟的氧化去除效率与文献[13]的计算结果也能较好吻合。
2.2 排气温度对碳烟与NOx转化率的影响
NO2与NOx体积比为0、ANR=1.2、初始碳烟密度为5g/L时,柴油机排气温度对SCRF的碳烟和NOx转化率的影响如图4所示。
由图4可见,在Cu沸石催化剂的作用下,O2分子吸附到催化剂及碳烟表面,进行氧化反应R1、R2,生成CO及CO2。350℃时在催化剂表面吸附的氧原子从Cu离子表面活性位转移到碳烟表面的速率较低[14],碳烟氧化生成的CO及CO2均较少;随着排气温度升高,氧原子的转移速率增大,与碳烟表面官能团的结合速率增大,在充足的氧原子作用下,碳烟不完全氧化及完全氧化速率增加,所以生成的CO及CO2增加;当温度达到500℃,200s时碳烟被完全氧化,生成的CO2的体积浓度约为250×10-6;随着沉积的碳烟逐渐被催化氧化,且碳烟的氧化速率大于其在壁流式SCRF壁面的沉积速率,生成的CO及CO2又逐渐减少。约110s后NH3在催化剂表面吸附达到饱和,此后吸附速率与脱附速率保持平衡。随着排气温度升高,NH3的吸附速率呈降低趋势,表现为表面覆盖度逐渐降低。350℃时最大表面覆盖度约为0.57,而当排温升高到500℃时最大表面覆盖度仅为0.47。排温为350℃时NOx的最大转化率较低(约为65%),而当温度升高到450℃时最大NOx转化效率为90.1%,500℃时SCRF的NOx转化率也有所下降。由于NH3参与R10氧化反应,所以生成了少量的N2O组分,且随着温度升高,N2O生成量有所增加,500℃时则略有下降。
2.3 NO2与NOx体积比对碳烟和NOx转化率的影响
通过采取恰当的燃烧控制策略[15]或加装DOC可以改变SCRF入口的NO2与NOx体积比。本文探讨了不同的NO2与NOx体积比对SCRF碳烟和NOx转化率的影响,计算结果如图5所示。
由图5(a)可以看出,在O2组分中添加NO2,提高了碳烟的氧化速率,且PM与吸附的O2、NO2进行R1~R9 反应,所以生成CO及CO2的体积分数随NO2比例提高而增加。分析图5(a)可知,由于提高了NO2的比例,NO2在催化剂表面的吸附占据了部分催化剂的表面活性位,阻碍了NH3在表面活性位上的吸附。随着NO2与NOx体积比增加,NH3的覆盖度呈降低趋势。滤饼层碳烟与NO2参加R5~R9反应生成的NO改变了SCR的反应路径,部分NO2与NO按照R13的化学计量比进行反应,加快了快速SCR反应速率。由图5(a)还可以看出,在最初10s内,由于NO2的吸附速率大于NH3的吸附速率,NO2快速吸附在催化剂表面与碳烟被动再生反应产生了NO组分,且这部分NO尚未与O2、NO2及NH3进行R12、R13反应,所以在最初10s内NO的转化率呈现负增长,如图5(b)局部放大图所示。随着NH3吸附量的增加,SCRF的NOx转化率迅速增大,当NO2与NOx体积比为0.5 时NOx的还原效率最大。此外,由于NO2浓度升高,较多的NO2与NH3进行R16 反应,所以生成的N2O随NO2与NOx体积比增大而逐渐增加。
2.4 ANR当量比对碳烟与NOx转化率的影响
当排气温度为450℃、NO2与NOx体积比为0、初始碳烟密度为5g/L时,ANR当量比(0.8、1.0、1.2)对SCRF碳烟和NOx的转化率影响特性如图6所示。由图6可以看出,虽然ANR为1.2时碳烟不完全氧化生成CO的速率较低,但却提高了碳烟完全氧化为CO2的速率。随着ANR增加,NH3的吸附速率提高,NH3表面覆盖度迅速增大,ANR为1.2时的最大NH3覆盖度比ANR为0.8时增加了约56.7%。由于NH3与O2存在竞争吸附[16],O2的吸附速率比NH3低,所以ANR为1.2时生成的CO速率较慢,但吸附后的氧气与C结合生成CO2的速率则较其与NH3进行标准SCR反应速率高,所以ANR较大时生成CO2的速率较快。从图6还可以看出,较多的NH3参与标准SCR反应与快速SCR反应,不但提高了NOx的转化率,而且有效降低了有害N2O组分的生成。
2.5 初始碳烟密度对碳烟与NOx转化率的影响
当排气温度为450℃、NO2与NOx体积比为0、ANR为1.2时,初始碳烟密度对SCRF性能的影响如图7所示。由图7可以看出,催化剂能有效降低碳烟氧化的起燃温度,碳烟的氧化速率大于其在SCRF内的沉积速率,所以0g/L时生成的CO及CO2较少;随着初始碳烟密度增加,大量碳烟被氧化,生成了较多的CO及CO2。随着SCRF内沉积的碳烟增加,NH3的表面覆盖度升高,99s初始碳烟密度为5g/L时与0g/L时相比,NH3表面覆盖度增加了约14.2%。这是由于碳烟具有较大的比表面积,增加了NH3在SCRF壁面及滤饼层碳烟表面的物理吸附[16]。分析图7可知,0~100s时,由于NH3在催化剂表面主要进行吸附反应,所以三种初始碳烟密度条件下SCRF的NOx转化率相当,但当NH3吸附达到饱和后,适当增加初始碳烟密度能提高SCRF的NOx还原效率。在170s时,5g/L的初始碳烟密度与0g/L时相比,NOx转化效率提高了约4.6%。
2.6 过滤孔特征对碳烟与NOx转化率的影响
分别计算了方形孔200cpsi、方形孔400cpsi、六边形孔400cpsi(图8)过滤孔对SCRF性能的影响,如图9所示。由图9可以看出,随着过滤孔密度增加,PM氧化生成的CO和CO2量增加,虽然0~200s时六边形孔400cpsi的SCRF生成CO和CO2的速率较低,但200s后PM的氧化速率则迅速增加。随着过滤孔密度增加,SCRF基底的比表面积增大,同时过滤孔通道的水力直径降低,因而提高了SCRF内部的传质系数[17],所以NH3的吸附覆盖度增大。方形孔400cpsi时的NH3吸附覆盖度比200cpsi时增加了约0.022,而采用具有更大比表面积的六边形过滤孔时NH3吸附覆盖度则增加了约0.061。增加孔密度及采用六边形过滤孔能较大幅度提高SCRF对NOx的转化效率,六边形400cpsi时NOx的最大转化率约为94.4%,而方形孔200cpsi时仅为77.7%。此外,六边形400cpsi还有效降低了有害成分N2O的生成。
3 结论
(1)随着排气温度升高,SCRF中碳烟氧化生成的CO及CO2的速率增加。随着NO2与NOx体积比增加,由于NO2吸附速率比NH3快,提高了碳烟的被动再生速率,同时降低了NH3吸附覆盖度。
(2)增大ANR当量比既能有效提高SCRF的NOx转化效率,还能有效提升将碳烟完全氧化为CO2的速率。SCRF中进行的碳烟氧化与SCR还原反应之间存在相互影响。随着沉积在SCRF壁面的滤饼层碳烟量增加,增大了NH3的物理吸附,同时碳烟被动再生生成的NO组分改变了局部的NO2与NOx体积比值,能提高快速SCR的反应速率,因而增大了SCRF的NOx还原效率。
柴油机性能模拟计算 篇6
在开发增压发动机初期, 根据产品特点、市场定位、同类产品性能指标等依据, 制定增压发动机开发工程目标。应用各种软件平台进行发动机各项性能指标模拟计算是缩短开发周期、明确设计方向简捷有效的办法。
1 增压发动机计算模型建立理念
在增压发动机概念设计阶段, 利用A V L B oost软件进行性能模拟计算。建立增压发动机B oost模型, 进行增压器匹配和进排气系统设计参数优化计算, 预测发动机是否能够达到开发目标。计算思路是首先标定现有的M PI发动机B oost模型, 然后建立增压发动机模型, 进行增压器匹配、进排气系统优化, 从而对增压发动机进行性能预测。
主要工作包含以下几方面:
根据燃烧分析、缸盖气道流量试验和性能试验等结果对发动机B oost模型进行标定, 并验证模型准确性。然后在此基础上建立增压发动机B oost模型, 并以基础机型为基准进行进排气系统优化计算。如:增压发动机性能初步计算、进气歧管优化、进气引导管优化、中冷器出口温度计算、排气歧管不同方案对比计算、配气相位优化、节气门体喉口直径优化等。
2 增压发动机计算模型的建立
增压发动机计算模型是以M PI基础机型作为B oost模型基础, 增加涡轮增压器和中冷器以及相应连接管路等零部件建立的。为了获得准确的计算模型, 根据发动机燃烧分析试验、性能试验以及缸盖气道流量试验结果对B oost模型进行标定。
2.1 摩擦参数确定
在B oost模拟计算时需要输入摩擦损失, 发动机的摩擦损失是直接影响发动机性能的参数, 其准确性将直接影响发动机模型的输出准确性。
通过发动机燃烧分析试验, 测得各转速的缸内压力, 计算出准确的平均指示压力 (IM EP) , 由测得的输出功率计算出平均有效压力 (B M EP) , 通过公式FM EP=IM EP-B M EP, 准确地计算出FM EP。
2.2 燃烧参数确定
当发动机结构参数确定后, 汽缸压力变化特性主要由燃烧规律所决定, 而燃烧放热规律强烈影响平均有效压力、比油耗、最高燃烧压力等性能指标。通过试验获得了发动机各转速的缸内爆发压力曲线、平均有效压力 (B M EP) , 点火提前角和过量空气系数等参数。利用A V L B oost软件的B urn模块, 求得全负荷各转速已燃质量百分比、燃烧始点、燃烧持续期和形状参数。
2.3 缸盖气道流量确定
通过气道流量试验台对发动机缸盖进行气道流量试验, 获得了准确的气道流量数据。
2.4 其他参数设定
进排气系统阻力参照实际台架试验测试值进行标定。进气歧管、排气歧管、凸轮型线、配气相位等参数参照图纸设定。
缸内传热模型采用W oschni1978模型, 气道传热模型选取Zapf模型。传热模型的参数中初始活塞顶表面温度、汽缸盖燃烧室表面温度、汽缸套表面温度、进排气道温度、排气系管路壁面温度等参数按照相似的发动机模型给出。
2.5 模型的验证
计算发动机的性能, 并与原试验数据进行对比, 3500rpm性能相对误差较大, 误差为6%, 其余转速功率, 扭矩最大误差在3%以内。2000rpm和3500rpm燃油消耗率误差较大, 误差分别为8.4%和-7.1%, 其余转速燃油消耗率最大误差在5%以内。证明发动机模型是准确的。以此模型的基础上建立增压发动机模型是可行的。
2.6 建立模型
以三缸M PI基础机型的B oost模型为基础, 增加涡轮增压器和中冷器以及相应的连接管路, 建立增压发动机计算模型, 见图1。进排气系统零件尺寸按多组参数进行试验, 未列参数参考基础机型的boost模型。
按照选型增压器特征参数 (增压器喘振线、压气机特性和涡轮机特性曲线) , 中冷器参数参照相似机型设置:进气温度为100℃, 进气流量为0.07kg/s, 目标出口温度为60℃, 进气压力为1.5bar。
3 增压发动机性能初步计算
根据增压器的工作特性, 通过废气利用率对涡轮增压器增压压力进行调整, 对增压发动机性能进行初步计算, 获得了发动机的性能曲线和增压器与发动机的联合运行线, 见图2。联合运行线落在压气机高效率工作区内, 说明增压器的选型适合于该系列增压发动机。
4 进排气系统优化计算
在boost模型中, 分别对进气歧管、进气引导管、中冷器出口温度、排气歧管、配气相位和节气门体喉口直径进行了优化计算。除优化涉及的参数修改, 其他参数设置保持不变。计算结果如下:
4.1 进气歧管长度、直径和稳压腔体积进行优化
计算结果表明, 进气歧管加长, 对发动机中高速性能提升很大;进气歧管直径减小, 对发动机中高速扭矩提升很大;稳压腔体积减小对3000rpm性能有很大提升。
4.2 进气引导管优化
对中冷器前后进气引导管长度、直径进行优化计算。计算结果表明中冷器前胶管长度变短, 发动机性能有明显提升;中冷器后胶管长度变短, 3000rpm性能有明显提升;中冷器前胶管直径变小, 3000rpm~4500rpm性能有明显提升;中冷器后胶管直径变大, 2000rpm~3000rpm性能有明显提升。
4.3 中冷器出口温度计算
中冷器冷却能力的提升对性能的提升有很大的帮助。对中冷器出口温度40℃、50℃和60℃对性能的影响进行计算。发现进气温度每降低10℃, 发动机中低速性能提升明显。性能提升2%左右, 推荐中冷后温度控制在50℃以下。
4.4 排气歧管不同方案对比计算
针对排气歧管不同方案进行模拟计算。歧管气道长度不同直接影响发动机性能, 对比选择最佳方案, 实现发动机性能最佳。
4.5 配气相位优化
对排气相位和进气相位分别进行优化计算。设置排气晚关角EV C 0°-20°, 排气相位推迟, 发动机低速性能提升很大。进气早开角IV O-10°-50°, 进气相位提前, 发动机低速性能增大。
4.6 节气门体喉口直径优化
对节气门体喉口直径进行优化计算。分别选择几种节气门体喉口直径进行对比计算, 计算结果表明在喉口直径一定范围内, 直径的变化对性能影响很小, 对喉口直径的选择明确了方向。
5 结语
通过上述增压器的特征参数与发动机的匹配计算, 说明了增压器与发动机匹配较好, 并且通过对进排气系统及进气相位等参数的优化, 直接提升了增压发动机性能, 从而保证了新开发的增压发动机的性能计算结果满足开发目标。该模拟计算对于后续增压发动机的实质性开发及试验具有重要的指导性和方向性。
摘要：为评估新开发增压发动机与增压器匹配是否合理, 并验证进排气系统关键参数对性能的影响, 在增压发动机开发初期通过利用AVL Boost软件建立计算模型, 通过各项对比计算, 实现对主要零部件的参数优化选择, 从而完成发动机性能的初步计算, 衡量开发目标的可行性。本研究主要介绍应用Boost软件对增压发动机性能模拟计算模型的建立和对性能产生主要影响的零部件设计参数的优化, 从而评估该项目的预期情况。
关键词：增压发动机,Boost模型,优化,开发目标
参考文献
[1]朱大鑫.涡轮增压与涡轮增压器[D].1997.
[2]甄旭东.发动机性能的评估及增压器优选的研究[D].2009.