唐元元， 張均東， 賈寶柱， 沈浩生

(大連海事大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院，遼寧 大連 116026)

計算機(jī)仿真擁有許多優(yōu)點，但是仿真模型結(jié)構(gòu)不合理、精度過低也會導(dǎo)致仿真結(jié)果可信度低、無實用價值的問題。對仿真實時性有一定要求的情況，內(nèi)燃機(jī)模型一般選擇使用平均值模型、零維模型或者其變種。在內(nèi)燃機(jī)建模中一般將內(nèi)燃機(jī)模型劃分為渦輪增壓器子模型、空冷器子模型、掃氣總管子模型、氣缸子模型、排氣總管子模型五個部分。船用二沖程柴油機(jī)的建模依然沿用這套劃分方法。對于二沖程柴油機(jī)，從掃氣總管到氣缸之間具有一個由氣缸體、氣缸、活塞、活塞桿填料函組成的容積。該容積隨著活塞的運(yùn)動而變化，對掃氣空氣有擠壓、抽吸作用。在擠壓和抽吸過程中，高溫的氣缸壁對這部分空氣進(jìn)行加熱，影響掃氣空氣的熱力狀態(tài)。如果未考慮氣缸體結(jié)構(gòu)的影響，則氣缸掃氣溫度與空冷器出口溫度基本一致，低于實際的進(jìn)氣溫度。掃氣空氣的狀態(tài)嚴(yán)重影響柴油機(jī)的換氣效果和進(jìn)氣量，影響模型的計算精度。對長行程、低轉(zhuǎn)速二沖程柴油機(jī)的影響更為明顯。因此，在建模過程中有必要考慮這部分結(jié)構(gòu)，確保機(jī)理模型的完整性，提高模型的計算精度。

柴油機(jī)模型研究過程中面臨著模型計算速度、計算精度、機(jī)理特征以及對實驗數(shù)據(jù)的依賴程度之間的矛盾。Nikzadfar K等借鑒BOM建模方法，將柴油機(jī)模型劃分為半靜態(tài)模型和動態(tài)模型兩部分，并在此基礎(chǔ)上使用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建立缸內(nèi)性能模型和排放模型。建立的模型在滿足計算精度的情況下，極大的減少了計算機(jī)運(yùn)算量[1]。Finesso R等通過反推之前所建立的缸內(nèi)燃燒模型中放熱率、缸內(nèi)壓力與噴油率之間的關(guān)系，可以以較小的計算量獲得較高的噴油量預(yù)測精度[2]。Sakellaridis N F等采用一種基于物理原理的meanline models建立了渦輪增壓器模型[3]。實現(xiàn)了使用有限的數(shù)據(jù)圖譜預(yù)測渦輪增壓器全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的性能。Murphy A J等通過研究不同復(fù)雜度的氣體特性及組份模型對氣體溫度隨時間變化的影響以及對熱力學(xué)效率的影響來提高模型精度[4]。Maroteaux F等將燃燒階段氣缸單區(qū)模型改進(jìn)為雙區(qū)模型，獲得了滿意的氣缸壓力及NOx排放精度，仿真結(jié)果的平均相對誤差低于[5]2%。韓愷等使用GT-POWER軟件采用DoE方法和神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法建立的內(nèi)燃機(jī)模型具有計算速度快、模型精度高、模型對測試數(shù)據(jù)依賴程度小的特點[6]。以上建模方法是通過混合多種建模技術(shù)、細(xì)化模型特性以及融合神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)等方法來緩和柴油機(jī)建模過程中面臨的模型計算速度、計算精度、機(jī)理特征以及對實驗數(shù)據(jù)的依賴程度之間的矛盾。這些研究工作是針對柴油機(jī)部件或者非大型船用二沖程柴油機(jī)的建模研究。沒有考慮針對船用二沖程柴油機(jī)的特定結(jié)構(gòu)來提高柴油機(jī)整機(jī)性能參數(shù)的預(yù)測精度。

本文根據(jù)船用大型二沖程柴油機(jī)的結(jié)構(gòu)特點，基于常用的柴油機(jī)零維建模方法，在掃氣總管模型與燃燒室模型之間增加了氣缸體模型并進(jìn)行了對比仿真分析。通過仿真計算及數(shù)據(jù)對比，分析了氣缸體容積對各個子模型的性能參數(shù)及仿真值精度的影響，并對影響機(jī)理進(jìn)行了解釋。

1 整機(jī)組件劃分分析

在柴油機(jī)建模方法中，零維模型以曲軸轉(zhuǎn)角作為計算步長，可以詳細(xì)地描述缸內(nèi)過程。平均值模型以時間為計算步長，以6～10個缸內(nèi)循環(huán)的平均值作為柴油機(jī)缸內(nèi)狀態(tài)，無法描述缸內(nèi)過程。在這些模型中，模型均是按照氣體流動路徑建立。船用柴油機(jī)建模時考慮的子部件主要包括渦輪增壓器、空冷器、進(jìn)氣總管、燃燒室、排氣總管，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。不同種類的機(jī)型，如汽油機(jī)、安裝EGR設(shè)備的發(fā)動機(jī)等，其發(fā)動機(jī)整機(jī)模型會在此基礎(chǔ)上增減或者修改部分部件子模型。

船用二沖程直流掃氣柴油機(jī)的燃燒室及外圍組件的結(jié)構(gòu)如圖2所示，從圖中可知，船用二沖程柴油機(jī)在氣流通路上的部件除了燃燒室與進(jìn)氣總管之間的氣缸體之外，其他結(jié)構(gòu)均可采用圖1所示的結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化描述。

圖1 柴油機(jī)模型結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure diagram of diesel model

圖2 氣缸體結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of cylinder body

從圖2中還可以看出，活塞將氣缸分為上下兩部分容積。其中活塞、氣缸、氣缸蓋圍成的容積構(gòu)成燃燒室容積，活塞、活塞桿填料函、氣缸、氣缸體構(gòu)成另一部分容積，即氣缸體容積。氣缸下端通流面積大，在建模時可將氣缸下方的容積與氣缸體作為一個隨著活塞運(yùn)動而周期性變化的容積處理。當(dāng)活塞在掃氣口之上時，活塞下方的氣缸容積通過氣缸下端及氣缸掃氣口與氣缸體容積相通，活塞上方的氣缸容積封閉不與氣缸體相通，增壓空氣不能進(jìn)入燃燒室；當(dāng)活塞在掃氣口下方時，活塞下方的氣缸容積通過氣缸下端與氣缸體相通，活塞上方的氣缸容積通過掃氣口與氣缸體容積相通，增壓空氣通過掃氣口流入燃燒室?；钊滦袝r，氣缸體內(nèi)容積變小，壓力升高；活塞上行時，氣缸體內(nèi)容積變大，壓力降低。對于短行程柴油機(jī)，活塞在上下止點時氣缸體的容積比較??；對于長行程、超長行程柴油機(jī)氣缸體容積比較大，對柴油機(jī)的性能影響明顯。因此，二沖程柴油機(jī)建模時氣流通路上增加氣缸體子模型，如圖3所示。

圖3 改進(jìn)的柴油機(jī)模型結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure diagram of modified diesel model

2 組件建模理論

基于熱力學(xué)原理的柴油機(jī)模型具有非常好的理論基礎(chǔ),變量物理意義明確，校準(zhǔn)后的模型計算精度高、機(jī)理響應(yīng)合理。這類模型可用于輔助柴油機(jī)設(shè)計，預(yù)估柴油機(jī)性能[7]，可以對柴油機(jī)的性能參數(shù)進(jìn)行分析，如油耗、輸出扭矩、排氣溫度、進(jìn)氣壓力等。

2.1 進(jìn)排氣系統(tǒng)

本文中進(jìn)排氣系統(tǒng)包括進(jìn)氣總管容積、排氣總管容積。這些容積是一個開式的熱力學(xué)系統(tǒng)，在仿真計算中容積大小不變。進(jìn)氣總管接受經(jīng)空冷器冷卻降溫的增壓空氣，在氣缸體容積變化時補(bǔ)充或者吸收氣缸體容積內(nèi)的空氣。排氣總管接受每個氣缸的高溫脈沖廢氣，經(jīng)排氣總管穩(wěn)壓后驅(qū)動渦輪增壓器。進(jìn)氣總管中的氣體溫度和環(huán)境溫度差別并不大，計算過程中一般不考慮進(jìn)氣總管的散熱作用。排氣總管中的廢氣溫度很高，全負(fù)荷運(yùn)行時在400 ℃上下，計算過程中通常需要考慮排氣總管的散熱作用。

2.2 氣缸體容積

由圖2可知，氣缸體容積始終與掃氣總管相連，在掃氣口打開時氣缸體容積與燃燒室相通，在掃氣口關(guān)閉時氣缸體容積與燃燒室隔斷。因此，建模時，氣缸體容積根據(jù)柴油機(jī)在不同的工作沖程可以劃分為兩種的熱力學(xué)系統(tǒng)。掃氣過程中氣缸體作為變體積開口系統(tǒng)處理，其他沖程中氣缸體作為變體積半開半閉系統(tǒng)處理。氣缸體容積變化期間，伴隨著氣缸壁對氣缸體中工質(zhì)的加熱、氣缸體壁與氣缸體內(nèi)工質(zhì)之間的熱量交換以及活塞與氣缸體工質(zhì)之間的功交換。根據(jù)能量守恒及質(zhì)量守恒方程，在整個柴油機(jī)工作循環(huán)中，氣缸體的熱力狀態(tài)可以統(tǒng)一表示為

(1)

(2)

在氣缸體容積中工質(zhì)均為新鮮空氣，將工質(zhì)作為理想氣體處理，比內(nèi)能u可以簡化為溫度T的函數(shù)，即

u=u(T)

(3)

于是可以得到

(4)

根據(jù)理想氣體比內(nèi)能的定義有

(5)

因此可以得出單位時間內(nèi)溫度的變化為

(6)

2.3 渦輪增壓系統(tǒng)

渦輪增壓系統(tǒng)由渦輪機(jī)、壓氣機(jī)以及連接它們的軸組成。高溫高壓的廢氣經(jīng)過渦輪機(jī)后廢氣中焓值降低，降低的焓值轉(zhuǎn)換為軸功并通過轉(zhuǎn)軸驅(qū)動壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)。高速旋轉(zhuǎn)的壓氣機(jī)對環(huán)境空氣增壓，經(jīng)冷卻降溫后送入氣缸。增壓空氣可以提高柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性及比功率。廢氣驅(qū)動渦輪機(jī)產(chǎn)生的功率為

(7)

(8)

式中：Ta為環(huán)境溫度，下標(biāo)c表示此參數(shù)為壓氣機(jī)參數(shù)。經(jīng)壓氣機(jī)增壓后工質(zhì)溫度會升高，壓氣機(jī)出口的工質(zhì)溫度為

(9)

在計算壓氣機(jī)的流量和效率時會用到渦輪增壓器廠商提供的壓氣機(jī)圖譜。圖譜提供的數(shù)據(jù)沒有覆蓋壓氣機(jī)運(yùn)行的低速區(qū)域，需要對低速區(qū)域進(jìn)行外插值。標(biāo)準(zhǔn)的外插值方法不能有效的解決此問題，Dinescu和Tazerout采用量綱分析方法來解決此問題[8]。其中定義了三個無量綱參數(shù)：流量系數(shù)、圓周馬赫數(shù)、等熵功系數(shù)。流量系數(shù)定義為

(10)

式中：d為壓氣機(jī)葉輪半徑，ωtc為增壓器轉(zhuǎn)速，ρ為進(jìn)壓氣機(jī)前的空氣密度，下標(biāo)cor表示標(biāo)準(zhǔn)條件下的換算值。圓周馬赫數(shù)定義為

(11)

式中：k為絕熱指數(shù)，R為氣體常數(shù)。等熵功系數(shù)定義為

(12)

(13)

ηc=M(b1Φ2+b2Φ+b2)

(14)

式中a、b為系數(shù)。應(yīng)用這些無量綱參數(shù)，壓氣機(jī)模型可以在整個轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)計算。

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2.4 空冷器模型

空冷器連接壓氣機(jī)出口和進(jìn)氣總管入口。船用柴油機(jī)的空冷器與壓氣機(jī)、進(jìn)氣總管的連接管路長度短、管路口徑大，可以認(rèn)為空冷器中進(jìn)口壓力與壓氣機(jī)出口壓力是一致的，空冷器出口壓力與進(jìn)氣總管進(jìn)口壓力一致?？绽淦鬟M(jìn)、出口的壓力和溫度按照固定的壓阻損失和散熱系數(shù)簡化計算。

2.5 氣缸模型

氣缸模型用于計算柴油機(jī)在掃氣、壓縮、燃燒、膨脹、排氣過程中燃燒室內(nèi)工質(zhì)的成分、工質(zhì)的熱力狀態(tài)、活塞的指示功、氣缸的廢氣能量等。主要包括燃燒模型、氣缸散熱模型、氣閥氣口模型、排放模型。燃燒模型以Vibe燃燒模型、雙Vibe燃燒模型、AVL MCC模型、Vibe雙區(qū)模型應(yīng)用較多。本文的研究工作在建模時使用雙Vibe燃燒模型。雙Vibe燃燒模型能更加精確的描述柴油機(jī)氣缸內(nèi)的燃油熱釋放率。模型把燃燒過程分為預(yù)混合燃燒和擴(kuò)散燃燒兩個階段，總的燃燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)等于預(yù)混合燃燒和擴(kuò)散燃燒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)之和，即

(15)

式中β為預(yù)混合燃燒的份數(shù)。燃燒過程中預(yù)混合燃燒和擴(kuò)散燃燒的燃料分?jǐn)?shù)、燃燒起始角、預(yù)混合燃燒領(lǐng)先角、燃燒持續(xù)角等參數(shù)對放熱率曲線影響較大。柴油機(jī)在不同工況下，具有不同的放熱率曲線。

氣缸散熱模型以Woschni散熱模型應(yīng)用較多。散熱模型采用牛頓換熱公式，核心是散熱系數(shù)的計算。文中散熱模型使用AVL 2000散熱模型，該模型在Woschni散熱公式的基礎(chǔ)上改進(jìn)。Woschni 1990散熱公式與Woschni 1978散熱公式相比，提高了柴油機(jī)低負(fù)荷下的計算精度[9]。AVL 2000散熱模型認(rèn)為，柴油機(jī)在換氣過程中的熱傳遞對容積效率有很大的影響，此影響對于低速柴油機(jī)更為明顯[10]。在換氣過程中散熱系數(shù)計算公式為

(16)

式中：αw為按照Woschni公式計算的散熱系數(shù)，D為缸徑，p為氣缸壓力，T為氣缸溫度，Dm為進(jìn)氣口的直徑，vin進(jìn)氣口工質(zhì)的速度。

3 模型建立及校準(zhǔn)

3.1 模型建立

本文以某型大功率超長行程二沖程船用柴油機(jī)作為母型機(jī)，研究柴油機(jī)模型在考慮氣缸體容積和未考慮氣缸體容積時對仿真模型的計算精度及性能變化趨勢的影響。母型機(jī)的基本參數(shù)如表1所示，其中氣缸的性能參數(shù)值為主機(jī)運(yùn)行于最大持續(xù)功率(MCR)工況時各缸的平均值。

表1 柴油機(jī)技術(shù)參數(shù)(MCR)Table 1 Specifications of diesel engine(MCR)

柴油機(jī)模型可以使用編程軟件從基礎(chǔ)數(shù)學(xué)關(guān)系式開始編寫，也可以借助柴油機(jī)模擬仿真平臺，簡化程序設(shè)計過程，直接對模型進(jìn)行仿真分析。AVL BOOST是一款使用簡單、運(yùn)用廣泛的柴油機(jī)建模仿真軟件平臺,能夠進(jìn)行柴油機(jī)整機(jī)性能循環(huán)仿真、后處理和噪聲分析。軟件采用模塊化的方法建模，降低了對柴油機(jī)研究人員的計算機(jī)編程技能的要求同時節(jié)省了建模時間。研究人員可以將更多的精力放在對柴油機(jī)結(jié)構(gòu)和性能的分析上。IMPRESS Chart可以實現(xiàn)結(jié)果分析、處理、導(dǎo)出等多項功能。

由于當(dāng)前測量技術(shù)及大型船用柴油機(jī)實驗條件的限制，在一般實驗室條件下不能獲得其精確的設(shè)計參數(shù)。因此，在BOOST建模中，不確定的組件參數(shù)先使用經(jīng)驗值，在校驗過程中，再根據(jù)仿真結(jié)果和實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行調(diào)整?；谘芯磕康模瑸榱朔奖銋?shù)調(diào)整所建立的氣缸模型使用完全相同的參數(shù)計算。根據(jù)在BOOST中搭建的柴油機(jī)模型，以活塞位于上止點為0°曲軸轉(zhuǎn)角，氣缸體容積隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系如圖4所示。氣缸體與掃氣總管及燃燒室直接相連，其容積變化的大小對掃氣總管中的壓力波動影響較大。

圖4 各缸的氣缸體容積Fig.4 Volume of cylinder body of each cylinder

3.2 模型校準(zhǔn)

二沖程低速船用柴油機(jī)主要作為船舶主推進(jìn)柴油機(jī)，主推進(jìn)柴油機(jī)幾乎在整個生命周期中運(yùn)行于持續(xù)服務(wù)功率工況點。根據(jù)設(shè)計時的功率儲備以及船舶使用情況，持續(xù)服務(wù)功率一般為約定最大持續(xù)功率(CMCR)的85%～90%。在柴油機(jī)性能分析和模型校準(zhǔn)時，本文優(yōu)先考慮80%和100%負(fù)荷工況點。校準(zhǔn)后的柴油機(jī)模型計算結(jié)果與柴油機(jī)測試數(shù)據(jù)的對比如表2所示。

表2 模型主要參數(shù)校準(zhǔn)結(jié)果

根據(jù)表2的仿真結(jié)果可知，校準(zhǔn)后的柴油機(jī)模型計算精度很高。主機(jī)功率、掃氣壓力、排氣溫度三項指標(biāo)基本與測試數(shù)據(jù)一致。爆發(fā)壓力在高負(fù)荷時的仿真計算精度較高，低負(fù)荷時有一定的精度偏差，精度在5%以內(nèi)。由校準(zhǔn)結(jié)果可知：所建立的柴油機(jī)模型各項性能指標(biāo)與實測值基本相符，并且所建立的模型滿足本文仿真分析的要求。

4 仿真結(jié)果與討論

在柴油機(jī)模型建好并校準(zhǔn)后再將此模型的氣缸體容積子模型去掉，作為原模型的對比模型。其他子部件模型及參數(shù)均與前一個柴油機(jī)模型一致。在本節(jié)中為了表述方便，將考慮了氣缸體容積的模型稱為模型1，未考慮氣缸體容積的模型稱為模型2。模型1及模型2均在AVL BOOST平臺中進(jìn)行仿真計算。仿真模型運(yùn)行的計算機(jī)為64位 Windows 7操作系統(tǒng)，配置為Intel Core i7處理器，主頻3.40 GHz，內(nèi)存8 GB。數(shù)值模型的計算步長由軟件自動調(diào)整，以減少人為干預(yù)步長對計算時間的影響。模型1中模型的計算步長為0.057 31°曲軸角，模型2中模型的計算步長為0.058 23°曲軸角。根據(jù)仿真結(jié)果，所有參數(shù)在30個計算循環(huán)后達(dá)到穩(wěn)態(tài)值。計算30個循環(huán)時，模型1的平均計算時間為90.5 s，模型2的平均計算時間為78.3 s，考慮了氣缸體的仿真模型單個柴油機(jī)循環(huán)的計算量多耗時0.4 s，增加15.6%。

選取了主機(jī)功率、爆發(fā)壓力、增壓器轉(zhuǎn)速、空冷器出口溫度、掃氣總管壓力、掃氣總管溫度、排氣總管壓力、排氣總管溫度8個參數(shù)，以模型1、模型2第30個柴油機(jī)循環(huán)的計算值作為計算結(jié)果與實際測量值對比分析,其結(jié)果如圖5所示。圖中的所有壓力值為絕對壓力值。從圖5的仿真結(jié)果可知：模型1計算的結(jié)果與實驗結(jié)果基本一致；模型2計算出來的結(jié)果中，掃氣溫度與實驗值差別很大，其他參數(shù)的計算結(jié)果與實驗值均有一定的差別，但是影響較?。荒Ｐ?中的主機(jī)功率、氣缸爆發(fā)壓力比模型1的計算值高；模型2中掃氣溫度、掃氣壓力、排氣總管溫度、排氣總管壓力、增壓器轉(zhuǎn)速等參數(shù)的計算值比模型1的計算值低。

圖5 模型仿真結(jié)果對比Fig.5 Comparison of simulation results of models

為了量化模型各個性能參數(shù)的精度及其提高程度，分別定義了最大相對誤差(Er)、最大相對誤差提高度(Era)、100%負(fù)荷時的相對誤差提高度(Ere)、最大誤差提高量(Ea)這四個參數(shù)。設(shè)Vm為選取的測量點集合，Vc為相應(yīng)的計算點值。vc,k為Vc中第k個值，vm,k為Vm中的第k個值。則相對誤差ek可表示為

(17)

柴油機(jī)模型某一性能參數(shù)在各個負(fù)荷下的相對誤差向量可表示為

E=(e1,e2,e3,…)

(18)

為了方便描述，定義相對誤差向量的絕對值運(yùn)算為

|E|=(|e1|,|e2|,|e3|,…)

(19)

則柴油機(jī)模型某一性能參數(shù)的最大相對誤差的計算公式為

Er=sign(vm-vt)·max(|E|)

(20)

模型2與模型1相比，某一性能參數(shù)的最大相對誤差提高程度為

Era=sign(e2,i-e1,i)·max(|E2|-|E1|)

(21)

式中：E2表示模型2某一性能參數(shù)在各個負(fù)荷下的相對誤差向量，E1表示模型1某一性能參數(shù)在各個負(fù)荷下的相對誤差向量。100%負(fù)荷時，模型2與模型1相比，某一性能參數(shù)的相對誤差提高程度為

Ere=|e2,r|-|e1,r|

(22)

式中：e2,r表示模型2在100%負(fù)荷下的相對誤差，e1,r表示模型1在100%負(fù)荷下的相對誤差。模型2與模型1相比，各個參數(shù)的誤差提高程度：

Ea=max(|Vc2-Vm|-|Vc1-Vm|)

(23)

根據(jù)以上誤差指標(biāo)計算出的模型1、模型2的各個性能參數(shù)與實驗數(shù)據(jù)的最大偏差值如表3所示。其中Pw為主機(jī)功率，pz,max為氣缸爆發(fā)壓力，nk為增壓器轉(zhuǎn)速，Tm為空冷器出口溫度，Ts為掃氣總管溫度，ps為掃氣總管壓力，Te為廢氣總管溫度，pe為廢氣總管壓力。

表3 性能參數(shù)量化評價指標(biāo)Table 3 Quantitative evaluations of performance parameters

從表3中分析可知，模型1的最大誤差為廢氣總管壓力，值為-7.43%；其次為掃氣總管壓力，值為-3.23%。模型2的最大誤差也是廢氣總管壓力，值為-10.14%；其次為廢氣總管溫度，值為-6.49%。與模型2相比，模型1的精度較高，精度提高程度最高的為廢氣總管溫度，提高5.52%;其次為主機(jī)功率，提高4.36%；再次為掃氣總管溫度，提高4.13%。在100%負(fù)荷工況時，模型1的精度比模型2的精度高，提高程度最大的為廢氣總管溫度，提高5.23%；其次為掃氣總管溫度，提高4.13%。

根據(jù)模型1與模型2的對比分析可知，柴油機(jī)模型中氣缸體模型存在與否對掃氣總管溫度、排氣總管溫度、主機(jī)功率等參數(shù)影響較大。以活塞在上止點為0°曲軸角，根據(jù)模型1計算出曲軸角從0°360°，100%負(fù)荷時氣缸體內(nèi)工質(zhì)溫度及氣缸體與掃氣總管之間的質(zhì)量流量的變化關(guān)系，如圖6所示。根據(jù)仿真結(jié)果對上述現(xiàn)象進(jìn)行定性分析。

從圖6可知，活塞從上止點下行時，氣缸體容積中的工質(zhì)在活塞的作用下將逐漸被擠壓到掃氣總管。同時，由于氣缸內(nèi)壁的溫度遠(yuǎn)高于吸入氣缸體中新鮮空氣的溫度，氣缸體中的新鮮空氣將受到氣缸內(nèi)壁的加熱作用，溫度升高。擠壓出氣缸體的較高溫的空氣與掃氣總管中空氣混合，在多缸作用下，掃氣總管溫度明顯升高。隨著活塞的下行，掃氣口逐漸打開，掃氣總管中的低溫空氣流經(jīng)氣缸體容積與氣缸體中的空氣混合后進(jìn)入氣缸。在掃氣口打開時氣缸體中的空氣溫度達(dá)到峰值，與掃氣總管中的低溫空氣混合后，氣缸體中的空氣溫度迅速降低。掃氣口打開后，質(zhì)量流量迅速增加，掃氣口關(guān)閉后，空氣流量迅速下降，質(zhì)量流量曲線出現(xiàn)一個顯著凸峰。隨著活塞的上行，掃氣口逐漸關(guān)閉，空氣流量迅速下降。但是活塞上行，氣缸體容積隨著活塞的上行而變大，掃氣總管中仍然有大量新鮮空氣繼續(xù)涌入氣缸體容積。這些空氣仍然受到氣缸內(nèi)壁的加熱作用，由于空氣流量較大、空氣加熱面積僅為氣缸下部且溫度較低，工質(zhì)溫度整體表現(xiàn)為下降。隨著活塞的上行，越過活塞最大速度點后，空氣流量降低。同時，氣缸上部溫度較高、加熱面積擴(kuò)大，氣缸體內(nèi)的工質(zhì)溫度逐漸升高。

圖6 氣缸體中工質(zhì)的溫度及掃氣總管與氣缸體之間的質(zhì)量流量Fig.6 Temperature of working medium in cylinder body and mass flow between intake manifold and cylinder body

考慮了氣缸體容積的船用二沖程柴油機(jī)模型，整體上表現(xiàn)為進(jìn)入氣缸中的空氣溫度較高，駐留在氣缸中的總空氣質(zhì)量減少、壓縮始點溫度升高。這將導(dǎo)致壓縮終點壓力降低、爆壓降低、最高燃燒溫度升高、氣缸排溫升高、指示功降低。

5 結(jié)論

1)根據(jù)熱力學(xué)原理建立了氣缸體子模型并融合到柴油機(jī)整機(jī)模型中。通過對比分析包含氣缸體子模型和未包含氣缸體子模型的柴油機(jī)整機(jī)模型的仿真結(jié)果得出，氣缸體子模型對排氣總管溫度、主機(jī)功率、掃氣總管溫度三個參數(shù)影響最大，最大提高精度分別為5.52%、4.36%以及4.13%。

2)未考慮氣缸體容積子模型的二沖程柴油機(jī)模型不能體現(xiàn)氣缸體對掃氣總管中工質(zhì)的加熱作用以及掃氣總管與氣缸體之間的質(zhì)量交換機(jī)理。不能體現(xiàn)壓縮始點的工質(zhì)狀態(tài)與掃氣總管中的工質(zhì)狀態(tài)的區(qū)別。

3)增加了氣缸體子模型的二沖程柴油機(jī)模型的建模機(jī)理結(jié)構(gòu)更加合理。模型的平均單個柴油機(jī)循環(huán)計算時間從2.61 s增加到3.02 s，單個柴油機(jī)循環(huán)的計算時間增加0.42 s，增幅為15.6%。

[1] NIKZADFAR K, SHAMEKHI A H. An extended mean value model (EMVM) for control-oriented modeling of diesel engines transient performance and emissions[J]. Fuel, 2015, 154: 275-292.

[2] FINESSO R, SPESSA E. A control-oriented approach to estimate the injected fuel mass on the basis of the measured in-cylinder pressure in multiple injection diesel engines[J]. Energy conversion and management, 2015, 105: 54-70.

[3] SAKELLARIDIS N F, RAPTOTASIOS S I, ANTONOPOULOS A K, et al. Development and validation of a new turbocharger simulation methodology for marine two stroke diesel engine modelling and diagnostic applications[J].Energy, 2015, 91: 952-966.

[4] MURPHY A J, NORMAN A J, PAZOUKI K, et al. Thermodynamic simulation for the investigation of marine diesel engines[J]. Ocean engineering, 2015, 102: 117-128.

[5] MAROTEAUX F, SAAD C. Combined mean value engine model and crank angle resolved in-cylinder modeling with NOx emissions model for real-time diesel engine simulations at high engine speed [J]. Energy, 2015, 88: 515-527.

[6] 韓愷, 吳滔滔, 趙長祿, 等. 基于DOE和神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的增壓柴油機(jī)實時模型建模方法研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程, 2014, 35(1): 57-62.

HAN Kai, WU Taotao, ZHAO Changlu, et al. Development of real-time capable turbocharged diesel engine model based on DOE and neural network[J]. Chinese internal combustion engine engineering, 2014, 35(1): 57-62.

[7] GRONDIN O, STOBART R, CHAFOUK H, et al. Modelling the compression ignition engine for control: review and future trends[C]//SAE Papers. Detroit, USA, 2004, 2004-01-0423.

[8] DINESCU D C, TAZEROUT M. Mean value modeling of a variable nozzle turbocharger (VNT)[J]. Bucharest scientific bulletion, series D, 2010, 72(1): 109-116.

[9] 周毅.內(nèi)燃機(jī)氣缸壁面?zhèn)鳠嵊嬎阒懈鞴接嬎憬Y(jié)果比較[C]//中國內(nèi)燃機(jī)學(xué)會.上海市內(nèi)燃機(jī)學(xué)會第六屆學(xué)術(shù)年會論文集.上海,中國, 1998: 76-81.

[10] NIKZADFAR K, SHAMEKHI A H. Investigating the relative contribution of operational parameters on performance and emissions of a common-rail diesel engine using neural network[J]. Fuel, 2014, 125: 116-128.

[11] 郭蘊(yùn)華，石俠紅，楊建國. 船用低速柴油機(jī)臺架實驗及試航管理系統(tǒng)開發(fā)[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報：交通科學(xué)與工程版, 2012, 36(4): 840-843.

GUO Yunhua, SHI Xiahong, YANG Jianguo. Development of shop test and sea trial management system for low-speed marine diesel engines[J]. Journal of Wuhan University of Technology:Transportation science & engineering, 2012, 36(4): 840-843.

本文引用格式：

唐元元， 張均東， 賈寶柱， 等. 氣缸體對船舶柴油機(jī)模型精度的影響[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報， 2017， 38(12): 1836-1843.

TANG Yuanyuan, ZHANG Jundong, JIA Baozhu, et al. The effect of cylinder body on the accuracy of marine diesel engine model[J]. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38(12): 1836-1843.