CC BY
90
электронное научно-техническое издание
НАУКА и ОБРАЗОВАНИЕ
Эл № ФС 77 - 30569. Государственная регистрация №0421100025. ISSN 1994-040S
Выбор формы внешней скоростной характеристики транспортного дизеля
77-30569/331076
# 02, февраль 2012 Марков В. А., Шатров В. И.
УДК 621.436
МГТУ им. Н.Э. Баумана [email protected] shatrov@ power.bmstu.ru
Эффективность использования транспортных средств и сельскохозяйственных машин в значительной степени определяется характеристиками установленных на них двигателей внутреннего сгорания. В последние годы все большее распространение на транспорте получают дизельные двигатели [1]. Такими двигателями оснащается подавляющее большинство грузовых автомобилей, автобусов и сельскохозяйственных машин. Расширяется их использование и на легковых автомобилях. Дизели, работающие с повышенными степенью сжатия и коэффициентом избытка воздуха, в большей степени, чем другие двигатели, отвечают современным тенденциям развития двигателестроения - улучшению экономических и экологических показателей транспортных установок. Но реализация этого принципиального преимущества невозможна без обеспечения оптимальных характеристик и параметров дизеля, которые целесообразно изменять в соответствии с режимом работы и условиями эксплуатации. Поэтому дизели оснащают системами автоматического управления и регулирования (САР и САУ), осуществляющими целенаправленное изменение указанных характеристик и параметров, обеспечивая, тем самым, требуемый характер протекания рабочего процесса на каждом эксплуатационном режиме.
Работу дизеля определяют, в первую очередь, его скоростной и нагрузочный режимы (угловая скорость вращения коленчатого вала юд или число его оборотов п и эффективный крутящий момент Ме или положение дозирующей рейки Ир). Область возможных режимов дизелей на плоскости с координатами юд-Ме ограничена внешней скоростной характеристикой 1 (рис. 1), предельной регуляторной характеристикой 2 и регуляторной характеристикой 5,
соответственно на номинальном (максимальном) и минимальном скоростных режимах [1]. На промежуточных скоростных режимах формируются частичные регуляторные характеристики 3, 4 различной формы.
Энергия, вырабатываемая двигателем транспортного средства, затрачивается, в основном, на преодоление сопротивления качению колес, аэродинамического сопротивления и сопротивления, связанного с преодолением сил инерции. При этом формируются характеристики 6-8 (см. рис. 1) момента сопротивления Мс, близкие по форме к квадратичной параболе [2]. Каждая точка пересечения характеристик Ме (кривые 1-5) и Мс (кривые 6-8) соответствует статическому режиму. Наиболее важными статическими режимами являются номинальный режим и режим максимального крутящего момента (соответственно точки А и В на рис. 1). Следует отметить также режимы холостого хода при максимальной (точка С) и минимальной (точка П) угловых скоростях вращения юд, на которых Ме=0 и имеет место минимальный расход топлива.
Рис. 1. Статические характеристики момента двигателя Ме (1-5) и момента сопротивления Мс (6-8): 1 - внешняя скоростная; 2 - предельная регуляторная; 3, 4 - частичные регуляторные; 5 - регуляторная характеристика при минимальной угловой скорости вращения
Выделяют установившиеся и неустановившиеся режимы. Признаком неустановившихся (динамических) режимов является переменность параметров двигателя. Производные этих параметров по времени отличны от нуля (например, Частный случай неустановившихся режимов - пере-
ходные процессы, соответствующие переводу дизеля с одного установившегося режима на другой. К наиболее характерным переходным процессам относятся разгон двигателя (процесс Г-А на рис. 1) и наброс нагрузки (процесс С-А) или обратные им переходные процессы торможения и сброса нагрузки.
Основной функцией САР частоты вращения дизеля является автоматическое поддержание заданного водителем скоростного режима, т.е. формирование регуляторной характеристики (например, характеристики А-С на
коленчатого вала
рис. 1). Важнейшая дополнительная функция САР - формирование внешней скоростной характеристики (ВСХ) А-В-Е (или характеристики 1) требуемой формы. Транспортные дизели достаточно большую часть времени эксплуатируются на режимах этой характеристики с максимальной мощностью (крутящим моментом Ме) и именно на этих режимах расходуется большая часть топлива и образуется значительная часть токсичных компонентов ОГ. Причем характер изменения ВСХ дизеля Me=f(n) определяется, в первую очередь, характеристикой цикловой подачи топлива дц=/(п).
ВСХ ограничивает максимально возможную подачу топлива в диапазоне скоростных режимов от номинального до нулевого. Эта характеристика отличается наименьшими значениями коэффициента избытка воздуха а и имеет участки коррекции A-B, отрицательной коррекции B-E и пусковой подачи (на рис. 1 этот участок не показан). На участке коррекции подача топлива определяется заданными мощностными показателями, на участке отрицательной коррекции - допустимым уровнем дымности отработавших газов (ОГ), на участке пускового обогащения - возможностью надежного запуска дизеля.
Форма ВСХ выбирается с учетом компромисса между мощностными, экономическими и экологическими показателями дизеля [1, 3, 4]. Для транспортных дизелей, работающих в условиях переменных нагрузок, необходимо обеспечить заданные значения коэффициента приспособляемости по крутящему моменту (отношение максимального крутящего момента двигателя к номинальному) и по частоте вращения (отношение номинальной частоты вращения к частоте вращения при максимальном крутящем моменте). Поэтому на участке положительной коррекции с уменьшением частоты вращения увеличивают цикловую подачу топлива дц на величину 10-45 % (коэффициент приспособляемости по крутящему моменту £м=1,1-1,45) [1, 3]. В дизеле 4 СТ 90 фирмы Andoria (Польша) указанный рост подачи топлива сопровождается увеличением крутящего момента двигателя со 150 Нм (при n=4100 мин-1) до 200 Н м (при n=2500 мин-1), т.е. на 33 % (рис. 2) [3]. Коэффициент приспособляемости по частоте вращения в транспортных дизелях обычно составляет £ю=1,45-2,6, а общий коэффициент приспособляемости оказывается равным £о=£м-£ю=1,75-3,55 [1, 3].
Рис. 2. Зависимость эффективных крутящего момента двигателя Me и расхода топлива ge, коэффициента избытка воздуха а, массовых выбросов с ОГ оксидов азота Eno» монооксида ECO и диоксида ECO2 углерода, несгоревших углеводородов ECHx и дымности ОГ Kx от частоты вращения n на режимах ВСХ: 1 - дизеля 4 СТ 90 фирмы Andoria (Польша); 2 - дизеля Gemini-3 фирмы Rover (Великобритания); 3 - дизеля Sofim-8140 фирмы Iveco (Италия)
Чем выше коэффициент приспособляемости дизеля, тем лучше динамические качества автомобиля. Причем наиболее благоприятное протекание корректорного участка обеспечивается при формировании характеристики
крутящего момента в виде гиперболической кривой [1]. Но при этом необходимо увеличивать подачу воздуха с уменьшением частоты вращения дизеля, что достигается при управлении турбонаддувом. Обеспечение требуемого запаса по крутящему моменту и по частоте вращения позволяет реже переключать передачи трансмиссии и при временно возникающих перегрузках уменьшить вероятность перехода к режимам работы на участке отрицательной коррекции с меньшей мощностью, повышенной эмиссией продуктов неполного сгорания топлива и худшей экономичностью. Худшая экономичность дизеля и повышенная токсичность его ОГ на участке ВСХ с низкими частотами вращения обусловлены, в основном, малыми значениями коэффициента избытка воздуха. Поэтому на этих режимах имеет место недогорание топлива и ухудшение показателей дизеля.
Таким образом, на режимах с малыми частотами вращения ВСХ целесообразно уменьшать подачу топлива, формируя участок отрицательной коррекции. В транспортных дизелях такое уменьшение подачи топлива составляет 20-35 % по сравнению с номинальным режимом [1, 5]. Причем диапазон корректирования топливоподачи на этом участке от конструктивных особенностей дизеля и степени его форсирования. Чем выше степень форсирования, тем большее снижение цикловой подачи топлива требуется. Такое протекание этого участка ВСХ позволяет сместить режимы работы двигателя в зону лучшей экономичности, снизить расход топлива (на 2-12 %), дымность ОГ (на 50-60 %) и уменьшает тепловую напряженность деталей двигателя [6].
Вместе с тем, реализация отрицательного корректирования топливоподачи может привести к ухудшению динамических качеств дизеля (увеличению времени переходного процесса на 0,5-2 с), так как на режимах с малой п максимальная цикловая подача топлива ограничена [6, 7]. Поэтому величина отрицательной коррекции ВСХ определяется с учетом как улучшения экономических и экологических показателей и снижения тепловой напряженности деталей дизеля, так и обеспечения его требуемых динамических качеств. Вместе с тем, динамические качества автомобиля определяются не только свойствами двигателя, но и запасом его мощности и параметрами трансмиссии. Поэтому введение корректирования топливоподачи на этом участке, приводящее к некоторому снижению динамических свойств дизеля, не сопровождается соответствующим снижением динамических качеств транспортной машины при условии выбора оптимального передаточного отношения трансмиссии.
Проблемам формирования ВСХ в транспортных дизелях посвящено ряд исследований [4, 5, 8]. Однако в этих исследованиях недостаточное внимание уделено оценке влияние формы этой характеристики на токсичность ОГ. Для оценки влияния формы ВСХ на показатели транспортного дизеля
ниже проведены расчетно-экспериментальные исследования дизеля типа КамАЗ-740.
Одной из наиболее сложных задач является задача определения показателей токсичности ОГ в переходных процессах. Проведение экспериментальных исследований с целью определения показателей токсичности ОГ дизелей в переходных процессах является весьма трудоемким и не всегда возможным из-за отсутствия необходимой измерительной аппаратуры, позволяющей определять показатели токсичности ОГ на указанных режимах [9]. В связи с этим, разработку и совершенствование САР частоты вращения дизеля целесообразно проводить расчетно-экспериментальным путем. При расчетных исследованиях переходных процессов дизелей широко применяют системы линейных дифференциальных уравнений, описывающих элементы САР [1, 7]. Однако, в ряде случаев, целесообразна разработка нелинейных математических моделей, содержащих нелинейные дифференциальные уравнения, и учитывающих реальные нелинейные характеристики параметров дизеля. При этом указанные нелинейные характеристики могут быть заданы различным образом. Хорошие результаты дает описание этих характеристик полиномиальными зависимостями [10].
Выбор тех или иных математических моделей САР определяется типом исследуемых переходных процессов. Характерными переходными процессами являются процессы наброса и сброса нагрузки [1, 7]. Они отличаются незначительными отклонениями значений частоты вращения дизеля от ее значения на установившемся режиме, и при их исследованиях применение линейных моделей САР дает достаточно хорошее совпадение расчетных и экспериментальных данных. Для транспортных дизелей более характерны переходные процессы разгона и торможения [1, 7]. Эти процессы отличаются широким диапазоном изменения регулируемого параметра - угловой скорости дизеля юд. При расчетных исследованиях этих переходных процессов целесообразно использование нелинейных моделей, учитывающих сложный характер взаимосвязи параметров дизеля в этих процессах.
Оценка влияния формы ВСХ на показатели токсичности ОГ дизеля в переходных процессах проведена с использованием разработанной математической модели САР комбинированного двигателя. В разработанной модели дифференциальные уравнения наиболее значимых элементов дизеля с турбо-наддувом используются в следующем виде [1, 7]: - поршневой части двигателя
(1)
турбокомпрессор
- впускной трубопровод
- выпускной трубопровод
л ^ = Mт - Mк ; (2)
dt
Кп -ф" = Gк - G ; (3)
R * Т dt
J^l.. ^ = G - G , (4)
R • Тг dt г т ' w
где /д и / - моменты инерции валов дизеля с потребителем и турбокомпрессора соответственно; юд и ют - угловые скорости вращения валов дизеля и турбокомпрессора; Мд, Мс, Мт, Мк - моменты: крутящий (эффективный Ме) дизеля, сопротивления потребителя, развиваемый турбиной, потребляемый компрессором; Квп и Увып - объемы впускного и выпускного трубопроводов; рк и рт - давления наддувочного воздуха на выходе из компрессора и ОГ на входе в турбину; Яв и Яг - газовые постоянные наддувочного воздуха и ОГ; Тк и Тг - температуры наддувочного воздуха и ОГ; Од, Ок, Ог, От - расходы воздуха через двигатель и компрессор, газов через двигатель и турбину.
Значения параметров двигателя, входящих в правые части уравнений (1)...(4), определялись в виде функциональных зависимостей в соответствии с рекомендациями работ [1, 7, 10]. Для определения этих функциональных зависимостей для дизеля типа КамаАЗ-740 (8ЧН12/12) была разработана программа аппроксимации экспериментальных данных полиномиальными зависимостями, написанная на языке FORTRAN и использующая метод наименьших квадратов. Программа рассчитывает коэффициенты полинома, аппроксимирующего заданный массив исходных точек. Приемлемая точность описания полиномами заданных массивов исходных данных достигалась проверкой результатов вычислений в контрольных точках, визуализацией полученных полиномов в трехмерном пространстве в программе MathCAD и дальнейшей оценкой адекватности поверхностей, полученных в ходе визуализации. Применение полиномов третьего порядка дает несколько большую точность аппроксимации контрольных точек, по сравнению с полиномами второго порядка. Однако при использовании полиномов третьего порядка и расчете параметров дизеля, значения которых выходят из области контрольных точек, результаты расчетов могут сильно отличаться от аналитически ожидаемых.
Исходный массив контрольных точек, включающий 45 установившихся (стационарных) режимов определялся с использованием экспериментальных данных по дизелю типа КамАЗ-740, приведенных в работах [1, 6]. Некоторые
из этих экспериментальных данных представлены на рис. 3 и 4. При расчетных исследованиях использован квазистационарный метод, при котором экспериментальные данные, полученные на установившихся режимах, используются для определения полиномиальных зависимостей для параметров, входящих в математическую модель САР.
м,
юоо 800 600 400 200
Нм
0,13 ,61,8
Ч ОИб^ 0,19
Ч:2-6 \ - -Ч'
-- Рк = I 0,10 МПа | 0,12, 0,11 | \
1000 1400 1800 П,мин"
а б
Рис. 3. Многопараметровые характеристики дизеля КамАЗ-740: а - положения Ир дозирующей рейки; б - давления наддуварк и коэффициента избытка воздуха а
а
б
в
г
Рис. 4. Многопараметровые характеристики дизеля КамАЗ-740: а - удельного эффективного расхода топлива ge; б - содержания в ОГ оксидов азота СмОх; в - монооксида углерода ССо; г - углеводородов ССНх
С использованием упомянутых экспериментальных данных по дизелю типа КамАЗ-740 и разработанной программы расчета полиномов определены коэффициенты полиномов для параметров двигателя, входящих в правые части уравнений (1)...(4). Полиномиальная зависимость второй степени для крутящего момента Мд от угловой скорости юд, давления наддувочного воздуха рк, положения дозирующего органа - рейки топливного насоса высокого давления (ТНВД) Ир определена в виде
МдК, Ир, рк) = -990,89 + 2,2746 • тд + 49493,0 • Ир + 5902,6 • рк - 241,14 •тд • Ир -
д\д?р?.1.к/' у д ? р у 1 к ' др
- 2,8145 т • рк + 592430,0 • Ир • рк + 0,0014412 т 2 + 95432,0 • И 2 - 34605,0 • рк2.
д к р к д р к
Визуализация этой полиномиальной зависимости приведена на рис. 5.
Рис. 5. Визуализация полиномиальной зависимости Мд(юд, рк, Ир) прирк=0,1 МПа=еоп81
Момент сопротивления потребителя Мс описывался выражением [2]
Мс = К '«д2,
где - коэффициент, пропорциональный настройке потребителя N.
При расчете полиномиальных зависимостей крутящего момента Мт, развиваемого турбиной, и момента, потребляемого компрессором Мк, использованы данные работы [11] и универсальная характеристика турбокомпрессора ТКР7Н-1 дизеля КамАЗ-740, представленная на рис. 6.
Рис. 6. Универсальная характеристика турбокомпрессора ТКР7Н-1 дизеля КамАЗ-740: Gк - массовый расход воздуха через компрессор; рк - давление надувочного воздуха; и - окружная скорость колеса компрессора (на радиусе вращения с1=38 мм)
Расчет момента турбины в контрольных точках проводился с использованием экспериментальных данных работы [11] на формуле:
1-к
(^ ■ Кг ' Тг • (1 - (—) кг ) •
М =—Т-1-Рам--п
т «т '
Ст
где = 287,1 Дж/(кгК) - универсальная газовая постоянная; рт, Тг - давление и температура ОГ на входе в турбину; ратм - давление за турбиной (принято атмосферным); пт - КПД турбины; показатель адиабаты расширения газов кг = ср/ су , где ср и су - теплоемкости при постоянных давлении и объеме для ОГ, зависящие от Тг. При расчетах принято, что значения коэффициента кг подчиняются закону кг = 1,44 - 0,0001059 ■ Тг [11].
С использованием расчетных данных получена полиномиальная зависимость третьей степени для крутящего момента турбины Мт от угловой скорости ют, положения рейки ТНВД Ир и давления ОГ перед турбиной рт:
Мт(ст,Ир,рт) = 26,306 + 0,001401 ст - 2018,8 ■ Ир - 450,17 ■ рт - 0,23489 ■ ст ■ Ир + + 0,0728 ■ с ■р + 24432,0 ■ И ■р - 6,464 -10-7 с 2 + 85773,0 ■ И 2 + 49,564 ■ р2 -
5 т Г т 5 р Г т 5 т 5 р 5 -ГТ
-1,192 ■ ст ■ Ир ■ рт - 4,643 ■ 10-11 ■ ст3 -1725600,0 ■ Ир3 +14676,0 ■ рт3 + + 7,7599 ■ 10-6 ■ ст2 ■ Ир +1,1285 ■ 10-5 ■ ст2 ■ рт +11,039 ■ ст ■ Ир2 - 718120,0 ■ Ир2рт --0,81814■ с ■р 2 +16034,0■ И ■р2.
т т р т
Полиномиальная зависимость второй степени для момента сопротивления компрессора Мк от угловой скорости вращения ротора турбокомпрессора ют и давления наддувочного воздуха рк получена в виде:
Мк (ст, рк) = 1,4234 + 0,00089817 ■ ст - 63,493 ■ рк - 0,010607 ■ ст ■ рк +
к^т^хк^^ ^ т ^ х к ^ тхк
+ 5,4649 ■ 10-8 ■ ст2 + 481,91 ■ рк2.
Полиномиальная зависимость третьей степени для расхода воздуха через компрессор Gк от угловой скорости вращения ротора турбокомпрессора ют и давления наддувочного воздуха рк представлена в виде:
О (ст, рк) = -64,825 - 0,1012 ■ ст + 32686,0 ■ рк - 42,491 ■ со- рк + 3,9876 ■ 10-4 ■ ст 2 +
к^т^хк^^ ' т х к ^ тхк^ т
+ 852540,0 ■ рк2 - 9,0435 ■ 10-8 ■ ст3 -1608600,0 ■ рк3 + 0,009242 ■ ст2 ■ рк -189,58 ■ ст ■ рк2.
^ х к ^ т х к ^ тхк ' тхк
Полиномиальная зависимость третьей степени для расхода воздуха через двигатель Gд от угловой скорости юд и давления наддува рк имеет вид:
Од(ад,рк) = -130,48 +1,7913 • сод +1211,3 • рк + 95,01 • сод • рк - 0,043266 • сод2 - 40256,0 • рк2 + + 0,0002133 •а 3 -19509,0 • р3 - 0,40508 •а2 • р + 229,89 а • р2.
■> д ■> ± к ' дхк ' дхк
Полиномиальная зависимость третьей степени для расхода ОГ газов через дизель Ог от угловой скорости юд, давления ОГ рт и давления наддувочного воздуха рк выражена формулой:
Ог (ад, рт, рк) = -120,79 + 4,8654 • ад - 6197,0 • рт + 3053,4 • рк + 209,37 • ад • рт -
- 300,07 а • рк - 79330,0 • рт • рк + 0,0224 • ад2 - 26051,0 • рт2 + 202690,0 • рк2 +
' д^к ' 1. т к ' д -'хт Л- к
+ 2293,0 • ад • рт • рк + 0,0000014475 • ад3 -1131500,0 • рт3 +1089900,0 • рк3 +
+ 0,84965 • ад2 • рт -1,0031 а2 • рк - 2952,6 • ад • рт2 + 6329900,0 • рт2 • рк +
' д х т ^ дхк ' дхт ^ х т х к
+1230,4 • ад • рк2 - 6734000,0 • рт • рк2.
д к т к
Полиномиальная зависимость третьей степени для расхода ОГ через турбину Gт от давления ОГ рт и положения рейки ТНВД Ир получена в виде:
ат(рт,Ир) = 1721,1 - 9048,4 • рт - 394880,0 • Ир + 1781800,0 • рт •И^ + 48977,0 • рт2 +
+ 22174000,0 • Ир2 • рт -18858,0 • рт3 - 518550000,0 • Ир3 - 4262700,0 • рт2 •И]р -
- 23884000,0 • рт •Ир2.
Полиномиальная зависимость третьей степени для температуры наддувочного воздуха Тк от угловой скорости юд и положения рейки ТНВД Ир записана в виде выражения:
Т (а , И) = 481,47 -1,565 а - 29121,0-И + 146,92-а •И + 0,005148-а2 +
к \ д ^ р ^ д р д р ^ д
+1228400,0 • И 2 - 0,000005252 • ад3 - 9251500,0 • Ир3 - 0,16765 • ад 2 • Ир - 2310,2 • ад • Ир 2.
Полиномиальная зависимость второй степени для температуры ОГ Тг от угловой скорости юд, положения рейки ТНВД Ир и давления наддува рк получена в виде:
Т (а , И, р) = -4145,3 + 45,541 а + 584650,0^ И - 39523,0^ р - 3862,1 а •И +
гч д' р' кУ д р -'.¿К -'др
+ 401,17 а •р + 3086100,0 • И •р - 0,16816 • а 2 -14955000,0 • И 2 - 214500,0 • р 2.
' дхк -'рхк^ д -'р ; л. к
Для описания функциональных зависимостей содержания в ОГ оксидов азота СМОх, углеводородов ССНх и дымности ОГ Кх использованы полиномы второго порядка, а для описания функциональной зависимости содержания а ОГ монооксида углерода ССо - полином третьего порядка:
СМОх(тд ,Ир,рк) = -0,68942 + 0,0047573 • тд +130,260• Ир - 5,8697 • рк - 0,54951 т • Ир +
МОХ V д ^ р ^ х к ^ ■> ■> д ' р х к ^ др
+ 0,020 т • рк + 810,09 • Ир • рк - 0,00000614 т 2 - 6023,1 • Ир2 - 20,46 • рк2;
д к р к д р к
СсО (тд, Ир, рк) = 1,2281 - 0,010641 • тд - 271,60 • Ир + 12,737 • рк +1,0985 • тд • Ир -- 0,026629 •тд • рк + 290,18 • Ир • рк + 0,000032162 2 +13667,0 • Ир2 -107,52 • рк2 + + 2,0081 •т • И • р -11,627• 10-8 •т 3 + 79014,0• И 3 + 259,17• р 3 -0,0012248•т2 • И +
^ д р х к ^ д ^ р ' х к ' др
' <') „ ' II ' и — 1 I ил / ' -ш„ -Л- /УК) 14,К) • п -Г ¿ЗУЛ / ■ и„ — \JAJ\J о • бу _ * Л
д р к д р к д р
+ 0,00041418 •0л2 • рк - 44,6 т • Ир2 - 84901,0 • Ир2 • рк - 0,53873 •®л • рк2 + 7118,8 • Ир • рк2;
д х к ^ др р х к ^ д х к р х к 7
СсНх(тд,Ир, рк) = 0,091397 + 0,000014919 • т -13,4840 • Ир + 0,094903 • рк - 0,078545 •®л • Ир +
СНХ V д^р^хк^7 ^ д ^ р х к 7 др
+ 0,020369 • т • рк +165,21 • Ир • рк - 0,0000053221 • тд2 + 281,63 • Ир2 - 20,197 • рк2;
д к р к д р к
^ (т , И, р) = -126,170 + 0,91023 •т - 780,6 • И + 799,59 • р - 30,139 •т • И -
XV д> р ' к' ' ' д р -1 ■!■ к ' др
-3,4768•т • р -192350,0• И • р -0,0007332•т 2 +1395800,0• И2 + 8410,6• р 2.
д к р к д р к
На рис. 7 приведены результаты аппроксимации полиномов СМОх, ССО, ССНх и К, визуализированные в программе MathCad.
В Г
Рис. 7. Визуализация характеристик токсичности ОГ дизеля КамАЗ-740 от угловой скорости Год и положения рейки ТНВД Ир при давлении наддуварк=0,12 МПа: а - оксидов азота; б - монооксида углерода; в - несгоревших углеводородов;
г - дымности ОГ
Представленная математическая модель объекта регулирования - дизеля КамАЗ-740 дополнена уравнениями, описывающими автоматический регулятор частоты вращения. Среди современных автоматических регуляторов дизелей наиболее перспективными являются электронные управляющие устройства, создаваемые на базе современной микропроцессорной техники [1, 12]. Такой электронный регулятор частоты вращения коленчатого вала дизеля содержит датчик частоты вращения (ДЧВ), электронный блок управления (ЭБУ) и исполнительный механизм (ИМ), воздействующий на орган управления топливоподачей дизеля - рейку ТНВД (рис. 8) [1]. Каждый из входящих в структуру этого регулятора элементов обладает определенными статическими и динамическими свойствами, которые описываются алгебраическими или дифференциальными уравнениями.
Рис. 8. Функциональная (а) и структурные (б, в) схемы электронного регулятора частоты
вращения дизеля с ПИД-законом управления
Датчики режимных параметров электронных управляющих устройств (в частности, датчик угловой скорости шд или ф индукционного типа) обладают дискретностью в съеме сигнала с периодом, обычно не превышающем Д^з=0,003-0,005 с. Если пренебречь задержкой прохождения сигнала, то такой датчик может быть описан алгебраическим уравнением вида ид = к- ф, где иф -
выходной сигнал датчика, кф - коэффициент усиления датчика.
В процессе управления наибольший эффект достигается при использовании устройства, измеряющего не только отклонение угловой скорости вращения ф=Д^д/и>до от заданного режима мдо, но и производную от изменения этого отклонения Сф/С и накопление ошибки в виде интеграла /фсЛ. При этом формируется пропорционально-интегрально-дифференциальный (ПИД) закон управления в виде
г сСи
иупр = кп -ир + ки-Iир Л + кд,
где иупр - выходной сигнал вычислительного устройства; кп, ки, кд - коэффициенты усиления пропорциональной, интегральной и дифференциальной составляющих закона управления. В соответствии с данными работы [1] использованы следующие значения ПИД-закона регулирования кп=10, ки=2, кд=1.
В цифровом вычислительном устройстве электронного блока алгоритм управления реализуется в виде программы, состоящей из отдельных элементарных операций (команд). Команды выполняются микропроцессором дискретно во времени, и на формирование управляющего сигнала необходимо определенное время, зависящее от объема программы управления. Время выполнения программы может быть учтено временной задержкой, обычно не превышающей Д1;з=0,01 с.
В качестве исполнительных механизмов электронного управляющего устройства чаще используются электромагнитный или электрогидравлический исполнительные механизмы, перемещающие дозирующий орган на величину п=А^р/^ро. Они могут быть описаны уравнением
T dR + n = k .TJ
им dt им '
Если пренебречь задержками Д^ в датчике и вычислительном устройстве, совместное решение уравнений датчика частоты вращения, вычислительного устройства электронного блока и исполнительного механизма приводит к уравнению электронного управляющего устройства в виде
Тим ^ + П = k1 - Р + k2 • ^ + k3 • J Р dt dt dt
или после дифференцирования левой и правой частей этого уравнения
„ d2n dn , d2p dp
Тим —т + = k2 • —f + k, • — + k3 • p, им dt2 dt 2 dt2 1 dt 3
где k1= kHM kn kф ; k2 = k^ kд kф; k3 = kHH kH kф - коэффициенты усиления соответствующих составляющих входного воздействия.
Разработанная математическая модель использована для расчета переходных процессов САР частоты вращения дизеля КамАЗ-740. Для расчета переходных процессов была разработана программа, написанная на языке FORTRAN и позволяющая решать описанную выше систему дифференциальных уравнений САР методом Эйлера.
Для проверки адекватности разработанной математической модели САР был проведен расчет переходного процесса наброса полной нагрузки на дизель КамАЗ-740. Характеристика изменения частоты вращения в этом переходном процессе представлена на рис. 9. Представленные данные свидетельствуют о том, что продолжительность рассматриваемого переходного процесса составляет t=3 с (при допустимой нестабильности регулируемого параметра в переходном процессе =1,5 %). Экспериментально полученная в работе [13] продолжительность рассматриваемого переходного процесса равна t=2,8-3,0 с. Хорошее совпадение экспериментальных и расчетных данных подтверждает возможность использования разработанной математической модели для исследования переходных процессов дизеля КамАЗ-740.
СОд, рад/с 245
240
235
230
225
220
215
210
205
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 t, с
Рис. 9. Характеристика изменения угловой скорости Юд в переходном процессе наброса нагрузки: юе - допустимая нестабильность регулируемого параметра на установившемся
режиме
С использованием разработанной математической модели проведено исследование влияния формы ВСХ на показатели дизеля КамАЗ-740 в переходном процессе разгона с режима с Кр=9,5 мм при п=800 мин"1 на режим с Кр=14,0 мм при п=2200 мин"1. Диапазон корректирования на участке отрицательной коррекции оценивался коэффициентом корректирования Кме отр, характеризуемым отношением максимального крутящего момента Ме п m¡n при nmin и номинального момента Ме ном при пШм, т.е. Кме отр = Ме п min /Ме ном. На первом этапе расчетных исследований определялось влияние наклона участка отрицательной коррекции ВСХ на динамические качества дизеля, показатели дымности и токсичность его ОГ. Исследовалось четыре варианта наклона этого участка, в каждом из которых на режиме максимального крутящего момента при n^max=1400 мин"1 рейка ТНВД занимала положение Кр=16 мм, а на минимальном скоростном режиме ВСХ при nmin=800 мин"1 положение рейки составляло:
1. К п ■ г "min = 16,0 ММ (KMeотр =1050/850= = 1,24) ;
2. Кр п - Р "mm = 14,6 мм (Кмеотр =850/850= 1,00) ;
3. Кр п - Р "mm = 13,6 мм (КMe отр =700/850= 0,83) ;
4. Кр п - г "mm = 12,6 мм (КМеотр =550/850= 0,65) .
Результаты расчетов переходного процесса разгона дизеля КамАЗ-740, представленные на рис. 10, свидетельствуют о том, что при изменении наклона участка отрицательной коррекции, соответствующее изменению коэффициента Кме отр от 1,24 до 0,65, не приводит к существенному изменению динамических качеств дизеля. При допустимой нестабильности угловой
скорости юе=1,5 % во всех четырех исследованных случаях время переходного процесса разгона дизеля составило примерно ^=6 с.
о 1 2 3 4 5 I,с 0 1 2 3 4 5 I, с
А Б
Рис. 10. Изменение параметров дизеля КамАЗ-740 в переходном процессе его разгона: а - угловой скорости юд; б - положения дозирующей рейки ТНВД Ир: 1 - Ир п тщ=16,0 мм (Кме отр=1,24); 2 - Ир п т1п=14,6 мм (Кме отр=1,00); 3 - Ир п тт=13,6 мм (Кме отр=0,83); 4 - Ир п
тт=12,6 мм (Кме отр=0,65)
Вместе с тем, наклон участка отрицательной коррекции ВСХ оказывает заметное влияние на показатели токсичности и дымности ОГ (рис. 11). Это обусловлено значительными отличиями значений угловой скорости юд и положения рейки ТНВД Ир для представленных вариантов формы ВСХ, отмеченные в начальной фазе переходного процесса (при КЗ с, рис. 10).
А
Б
В
Рис. 11. Изменения в переходном процессе разгона дизеля КамАЗ-740 содержания в ОГ оксидов азота СмОх (а), монооксида углерода ССО; (б), несгоревших углеводородов ССНх (в) и дымности ОГ Кх (г): 1 - Ир п тт=16,0 мм (Кме отр=1,24); 2 - Ир п тт=14,6 мм (Кме отр=1,00); 3 - Ир п тт=13,6 мм (Кме отр=0,83); 4 - Ир п тш=12,6 мм (Кме отр=0,65)
г
Максимальное значение содержания оксидов азота СмОх в ОГ дизеля типа КамАЗ-740 в переходном процессе отмечено при Ир п т^=16,0 мм и составляет СмОх=0,23 % (см. рис. 11,а). Вместе с тем, можно отметить, что осред-ненные для переходного процесса разгона дизеля значения концентрации СмОх в ОГ для исследованных вариантов ВСХ отличаются незначительно.
Зависит от формы ВСХ и содержание в ОГ монооксида углерода ССО (рис. 11,б). Однако и в этом случае осредненные для переходного процесса разгона дизеля концентрации ССО в ОГ для исследованных вариантов ВСХ отличаются незначительно. Более значительное влияние форма ВСХ оказывает на содержание в ОГ несгоревших углеводородов ССНх. Особенно это заметно на начальной стадии переходного процесса (при ?<1,5...2,0 с, рис. 11,в). Для исследованных вариантов ВСХ при фиксированных значениях времени ? концентрации ССНх могут отличаться в 1,5 раза. С этой точки зрения наиболее неблагоприятна ВСХ с Ир п тщ=16,0 мм, при реализации которой
в диапазоне времени t=0... 1 отмечена наибольшая концентрация несгорев-ших углеводородов в ОГ - ССНх=0,048-0,050 %.
От наклона участка отрицательной коррекции в наибольшей степени зависит дымность ОГ Кх (рис. 11,г). Так, при изменении коэффициента КМе отр от 1,24 до 0,65 максимальная дымность ОГ в переходном процессе снижается с 60 до 36 % по шкале Хартриджа, т.е. примерно в 1,7 раза. Причем, при реализации ВСХ с Ир п Шщ=16,0 мм высокая дымность ОГ (Кх=34-60 %) отмечена в течение сравнительно большого периода переходного процесса (при t=0...1 с). При реализации ВСХ с Ир п т^=12,6 мм максимальная дымность ОГ составила Кх=35 % и это значение дымности отмечено лишь при t=1,3 с.
Анализ представленных на рис. 11 показателей токсичности и дымности ОГ дизеля в переходном процессе разгона дизеля КамАЗ-740 показывает, что предпочтительным является формирование участка отрицательной коррекции ВСХ с наклоном, соответствующим коэффициенту КМе отр=0,65. Увеличение этого коэффициента (увеличение подачи топлива на участке отрицательной коррекции), не приводя к заметному улучшению динамических качеств, приводит к значительному увеличению выбросов токсичных компонентов ОГ в переходном процессе.
На втором этапе расчетных исследований определялось влияние наклона участка положительной коррекции ВСХ на динамические качества дизеля, показатели дымности и токсичность ОГ. При этом диапазон корректирования топливоподачи на участке положительной коррекции оценивался коэффициентом положительного корректирования КМе пол= Ме тах/Ме ном. При расчетах переходных процессов дизеля КамАЗ-740 с четырьмя вариантами наклона участка положительной коррекции ВСХ исследован переходном процессе разгона с режима с Ир=9,5 мм при п=800 мин-1 на режим с Ир=14,0 мм при п=2200 мин-1. Коэффициент корректирования КМе отр был принят неизменным и равным Кме отр= Ме п тт /Ме ном=850/850=1,00 (при Нр п тт=14,1... 14,6 мм). При таком участке отрицательной коррекции исследовано четыре варианта протекания участка положительной коррекции, в каждом из которых на номинальном скоростном режиме при пном=2200 мин-1 положение рейки ТНВД составляло Ир п ном=14,0 мм, а на режиме максимального крутящего момента при пМтах=1400 мин-1 рейка ТНВД занимала следующие положения:
1. И ,, = 16,7 мм (К,
р м та^ 4 м
2. Ир м = 16,0 мм (К,
Р м та^ 4 м
3. Ир м тах = 15,1 мм (Км
4. ИрМ„ах = 14,2 мм (К
Ме пол
-Ме пол
ме пол
-Ме пол
1270/850 = 1,50) ; 1150/850 = 1,35) ; 1020/850 = 1,20) ; = 890/850 = 1,05) .
Результаты расчетов переходного процесса разгона дизеля КамАЗ-740, представленные на рис. 12, свидетельствуют о том, что изменение диапазона корректирования топливоподачи на участке положительной коррекции, соответствующего изменению коэффициента КМе пол от 1,05 до 1,50, сопровождается сокращением продолжительности переходного процесса ^ с 8,2 до 5,4 с (при допустимой нестабильности частоты вращения юе=1,5 %). Для базового варианта (характеристики 2 на рис. 12) величина ^ составили 6,1 с.
А Б
Рис. 12. Изменение параметров дизеля КамАЗ-740 в переходном процессе его разгона: а - угловой скорости юд; б - положения дозирующей рейки ТНВД Ир; 1 - ИрМтах=16,7 мм
(Кме пол=1,50); 2 - ИрМтах=16,0 мм (Кме пол=1,35); 3 - ИрМтах=15,1 мм (Кме пол=1,20); 4 - Ир
Мтах=14,2 мм (Кме пол=1,05)
Наклон участка положительной коррекции ВСХ оказывает заметное влияние и на показатели токсичности и дымности ОГ, что объясняется отличиями значений угловой скорости юд и положения дозирующей рейки ТНВД в переходном процессе для исследованных вариантов положительного корректирования ВСХ (рис. 13). При увеличении диапазона корректирования топливоподачи на участке положительной коррекции (при увеличении значения Ир Мтах и неизменном значении Ир п ном) максимальные концентрации оксидов азота Сшх в ОГ дизеля КамАЗ-740 в переходном процессе его разгона возрастают. Их максимальное содержание в ОГ Сшх = 0,224 % отмечено при коэффициенте приспособляемости КМе пол = 1,50 (при Ир Мтах=16,7 мм, рис. 13,а). Вместе с тем, концентрации См0х в ОГ сравнительно слабо зависят от исследованных значений коэффициента приспособляемости КМе пол.
А
А
Б
Д \ .1 / V
/ \\з
У/
Б
Рис. 13. Изменения в переходном процессе разгона дизеля КамАЗ-740 содержания в ОГ оксидов азота СмОх (а), монооксида углерода ССО; (б), несгоревших углеводородов ССНх (в) и дымности ОГ К (г): 1 - ИрМтах=16,7 мм (Кме пол=1,50); 2 - ИрМтах=16,0 мм (Кме пол=1,35); 3 - крМтах=15,1 мм (Кме пол=1,20); 4 - крМтах=14,2 мм (Кме пол=1,05)
С увеличением диапазона корректирования топливоподачи на участке положительной коррекции содержание в ОГ монооксида углерода ССО также возрастает. Максимальная концентрация монооксида углерода в ОГ ССо=0,081 % соответствует коэффициенту приспособляемости КМе пол=1,50 (при Ир Мтах=16,7 мм, рис. 13,б). Однако и в этом случае осредненные для переходного процесса разгона дизеля значения концентрации ССо в ОГ для исследованного диапазона положительного корректирования топливоподачи отличаются незначительно.
Более значительное влияние диапазон корректирования топливоподачи на участке положительной коррекции ВСХ оказывает на содержание в ОГ несгоревших углеводородов ССНх. Максимальная концентрация
углеводородов отмечена при коэффициенте приспособляемости КМе пол=1,50 и составляет ССНх=0,056 % (рис. 13,в). При уменьшении коэффициента приспособляемости до КМе пол=1,05 максимальное значение ССНх=0,046...0,047 % достигается лишь в период окончания переходного процесса.
Диапазон корректирования топливоподачи на участке положительной коррекции ВСХ оказывает наибольшее влияние на дымность ОГ Кх. Максимальная дымность ОГ Кх=52 % по шкале Хартриджа имеет место при коэффициенте приспособляемости КМе пол=1,50 (при Ир Мтах=16,7 мм, рис. 13,г). Уменьшение этого коэффициента сопровождается быстрым снижением дымности ОГ, и при коэффициенте приспособляемости КМе пол=1,05 максимальная дымность ОГ в переходном процессе снижается до Кх=34% по шкале Хартриджа, т.е. примерно в 1,5 раза. Представленные на рис. 12 и 13 данные свидетельствуют о том, что коэффициент приспособляемости КМе пол оказывает значительное влияние не только на показатели качества переходного процесса - на продолжительность переходного процесса но и на показатели токсичности и дымности ОГ дизеля в исследованном переходном процессе.
Выбор величины коррекции топливоподачи на участках отрицательной и положительной коррекции ВСХ должен осуществляться, в первую очередь, из условия обеспечения компромисса между продолжительностью переходного процесса ^ и допустимым уровнем дымности ОГ Кх. Эти требования к величинам ^ и Кх определяются соответствующими нормативными документами. Допустимая продолжительность переходного процесса ^ регламентируется ГОСТ 10511-83 на системы автоматического регулирования частоты вращения дизелей, а дымность ОГ Кх ограничивается ГОСТ 24028-80 на предельные выбросы сажи в переходном процессе. При обеспечении требуемых значений tп и Кх дальнейшая оптимизация переходного процесса проводится с учетом возможности минимизации выбросов оксидов азота КОх, монооксида углерода СО и углеводородов СНх.
При разработке методики оценки суммарной токсичности ОГ в переходных процессах дизеля могут быть использованы различные методы оптимизации. Причем, поскольку токсичность ОГ оценивается несколькими показателями (эмиссией оксидов азота КОх, монооксида углерода СО, несгоревших углеводородов СНх, сажи С или твердых частиц), то необходимо использование методов многокритериальной оптимизации. Для решения поставленной задачи многокритериальной оптимизации переходного процесса использован метод свертки, являющийся наиболее простым и эффективным [6]. Каждый исследуемый показатель работы дизеля в переходном процессе был охарактеризован частным критерием оптимальности. Все показатели имеют различные масштабы измерения, что затрудняет их сравнение. В связи с этим все
частные критерии использовались в относительном виде, т.е. они были нормализованы относительно показателей второго варианта формы участка положительной коррекции ВСХ с коэффициентом приспособляемости КМе пол=1,35. Поэтому все частные критерии для второго варианта равны единице. Вариант с коэффициентом приспособляемости КМе пол=1,50, обеспечивающий наименьшее время переходного процесса, принят под номером 1, вариант с коэффициентом приспособляемости КМе пол=1,05 и наибольшим временем переходного процесса имеет номер 4.
Все четыре представленных варианта формы участка положительной коррекции ВСХ имеют свои преимущества и недостатки. Вариант № 1 обеспечивает лучшую динамичность двигателя в переходном процессе, вариант № 4 -меньшую токсичность ОГ, варианты 2 и 3 являются промежуточными. Оптимальность того или иного варианта формы участка положительной коррекции ВСХ определяется совокупной эффективностью обеспечения им отдельных исследуемых показателей. Задача нахождения некоторого компромисса между частными критериями сводилась к расчету обобщенного критерия оптимальности следующего вида для каждого из четырех случаев:
% - ^
J Шх1 + ДС01 + J СНх1 + Д Кх1
4
(5)
где Дм, ^0хь ДС01, ДСНхь Дкх - частные критерии оптимальности по продолжительности переходного процесса, содержанию в ОГ оксидов азота К0х, монооксида углерода СО, несгоревших углеводородов СНх, дымности ОГ Кх. Такой вид обобщенного критерия подразумевает одинаковую значимость каждого из частных критериев и исключает субъективный выбор весовых коэффициентов. При оптимизации оптимальным будет считаться процесс, обобщенный критерий оптимальности которого, определенный в соответствии с выражением (5), окажется наименьшим.
При оптимизации рассматриваемого переходного процесса частный критерий оптимальности по продолжительности переходного процесса определялся в виде отношения времени переходного процесса при 1-ом варианте формы участка положительной коррекции ВСХ ко времени переходного процесса, обеспечиваемым базовым вариантом этой характеристики:
Д1п1 ^-т / 1пб.
Частные критерии оптимальности по концентрациям основных токсичных компонентов в ОГ представляют собой отношение определенных интегралов кривых изменения концентрации соответствующего компонента в переходном процессе /-го режима к базовому на расчетном временном участке ?
от 0 до ^ тах = 8,2 с - времени наиболее длительного, из представленных, переходного процесса:
8,2 8,2 8,2 8,2
I СКох1 да | Ссо1 да | Сеих! } Скх!
т _ _0_ т _ _о_ т _ _о_ т _0
тЫОх: -, тСО; -, тСИх; -, тКх
8,2 ' СО1 8,2 ' Сих1 8,2 ' кх1 8,2
IСнох б I Ссо б I ССИх б да I Скб да
0 0 0 0
Результаты проведенных расчетов сведены в таблицу.
Таблица. Результаты многокритериальной оптимизации переходного процесса разгона дизеля
Номер варианта формы участка положительной ко эрекции ВСХ
1 2 3 4
"Ш 5,4 6,1 7,1 8,2
•^ш _ "(га / "п6 0,889 1,0 1,178 1,356
8,2 I СКОх1 0 1,49245 1,49430 1,49276 1,48582
8,2 I Ссо1 да 0 0,40684 0,38042 0,34758 0,30846
8,2 I ССИх1 да 0 0,47312 0,46410 0,45391 0,44256
8,2 I Скх1 да 0 143,4505 133,9635 123,544 112,615
ТЫох1 0,99876 1,0 0,99897 0,99433
•со1 1,06946 1,0 0,91367 0,81084
ТСИх1 1,01942 1,0 0,97803 0,95357
ТКх1 1,07082 1,0 0,92222 0,84064
•о 0,924216 1,0 1,122898 1,220192
Представленные в таблице результаты расчетных исследований показывают, что с точки зрения обеспечения компромисса между динамическими показателями двигателя (продолжительностью переходного процесса) и его экологическими показателями (эмиссией нормируемых токсичных компонентов ОГ) наиболее предпочтительным является первый вариант формы участка положительной коррекции ВСХ с коэффициентом приспособляемости КМе пол=1,50. В целом, проведенный комплекс расчетных исследований подтвердил эффективность разработанной методики выбора формы ВСХ и возможность ее использования для выбора параметров САР транспортных дизелей.
Литература:
1. Грехов Л.В., Иващенко Н.А., Марков В.А. Топливная аппаратура и системы управления дизелей. Учебник для ВУЗов. М.: Изд-во «Легион-Автодата», 2005. 344 с.
2. Крутов В.И. Двигатель внутреннего сгорания как регулируемый объект. М.: Машиностроение, 1978. 472 с.
3. Современные подходы к созданию дизелей для легковых автомобилей и малотоннажных грузовиков / А.Д. Блинов, П.А. Голубев, Ю.Е. Драган и др. Под ред. В.С. Папонова, А.М. Минеева. М.: НИЦ «Инженер», 2000. 332 с.
4. Хрящев Ю.Е., Слабов Е.П., Матросов Л.П. Об управлении внешней скоростной характеристикой дизеля // Автомобильная промышленность. 1999. № 11 С.7-10.
5. Крутов В.И., Леонов И.В., Шатров В.И. Формирование внешней скоростной характеристики дизелей автотракторного и транспортного назначения с помощью корректоров // Двигателестроение. 1989. № 4. С.27-30.
6. Марков В.А., Баширов Р.М., Габитов И.И. Токсичность отработавших газов дизелей. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2002. 376 с.
7. Крутов В.И. Автоматическое регулирование и управление двигателей внутреннего сгорания. М.: Машиностроение, 1989. 416 с.
8. Остапенко Г.И., Долганов К.Е. Определение формы внешней скоростной характеристики по заданному пределу дымности отработавших газов автотракторного дизеля с турбонаддувом // Двигателестроение. 1984. № 10. С. 8-11.
9. Hagena J.R., Filipi Z.C., Assanis D.N. Transient Diesel Emissions: Analysis of Engine Operation Düring a Tip-In // SAE Technical Paper Series. 2006. № 2006-01-1151. P. 1-12.
10. Крутов В.И., Кузьмик П.К. Расчет переходных процессов системы автоматического регулирования дизеля с турбонаддувом с учетом нелинейных характеристик // Известия ВУЗов. Машиностроение. 1969. № 10. С. 102-108.
11. Малоразмерные автотракторные турбокомпрессоры / Н.А. Гатаул-лин, Г.Г. Гафуров, А.Х. Галлеев и др. // Двигатель. 2001. № 6. С. 12-13.
12. Пинский Ф.И., Давтян Р.И., Черняк Б.Я. Микропроцессорные системы управления автомобильными двигателями внутреннего сгорания. М.: Изд-во «Легион-Автодата», 2001. 136 с.
13. Юлдашев А.К., Шестаков А.А., Мамин Б.В. Критерий оценки динамических качеств автотракторных дизелей // Двигателестроение. 1984. № 6. С. 38-41.
electronic scientific and technical periodical
SCIENCE and EDUCATION
_EL № KS 77 -3()56'J..VaU421100025. ISSN 1994-jMOg_
Choice of vehicle diesel engine full-load curve 77-30569/331076
# 02, February 2012 Markov V.A., Shatrov V.I.
МГТУ им. Н.Э. Баумана [email protected] shatrov@ power.bmstu.ru
The mathematical model of automatic control system for a vehicle diesel engine was presented in the article. Calculation research on the influence of a full-load curve shape on diesel engine dynamic characteristics, exhaust toxicity characteristics in the transient process was carried out.
Publications with keywords: transient process, diesel engine, full-load curve, exhaust gases toxicity
Publications with words: transient process, diesel engine, full-load curve, exhaust gases toxicity
Reference
1. Grekhov L.V., Ivashchenko N.A., Markov V.A., Fuel equipment and control systems of diesel engines, Moscow, Izd-vo «Legion-Avtodata», 2005, 344 p.
2. Krutov V.I., The internal combustion engine as a regulated object, Moscow, Mashinostroenie, 1978, 472 p.
3. A.D. Blinov, P A. Golubev, Iu.E. Dragan, et al., in: V.S. Paponov, A.M. Mineev (Eds.), Current approaches to the creation of diesel engines for passenger cars and light trucks, Moscow, NITs «Inzhener», 2000, 332 p.
4. Khriashchev Iu.E., Slabov E.P., Matrosov L.P., About managing of an external high-speed characteristics of a diesel engine, Avtomobil'naia promyshlennost', 11 (1999) 7-10.
5. Krutov V.I., Leonov I.V., Shatrov V.I., Formation of the external high-speed characteristics of diesel engines of car-and-tractor and transport destination with correctors, Dvigatelestroenie 4 (1989) 27-30.
6. Markov V.A., Bashirov R.M., Gabitov I.I., The toxicity of the exhaust gases of diesel engines, Moscow, Izd-vo MGTU im. N.E. Baumana - BMSTU Press, 2002, 376 p.
7. Krutov V.I., Automatic control and management of internal combustion engines, Moscow, Mashinostroenie, 1989, 416 p.
8. Ostapenko G.I., Dolganov K.E., Determination of forms of external high-speed characteristics for a given limit of smoke of exhaust gases of turbo automotive diesel, Dvigatelestroenie 10 (1984) 8-11.
9. Hagena J.R., Filipi Z.C., Assanis D.N., Transient Diesel Emissions: Analysis of Engine Operation During a Tip-In, SAE Technical Paper Series 2006-01-1151 (2006) 1-12.
10. Krutov V.I., Kuz'mik P.K., The calculation of transient processes of the automatic control of diesel engine with turbo, taking into account of the nonlinear characteristics, Izvestiia VUZov. Ser. Mashinostroenie - News of High Schools. Ser. Mechanical engineering 10 (1969) 102-108.
11. N.A. Gataullin, G.G. Gafurov, A.Kh. Galleev, et al., Small-size car-and-tractor turbocom-pressors, Dvigatel' 6 (2001) 12-13.
12. Pinskii F.I., Davtian R.I., Cherniak B.Ia., Microprocessor control systems of automotive internal combustion engines, Moscow, Izd-vo «Legion-Avtodata», 2001, 136 p.
13. Iuldashev A.K., Shestakov A.A., Mamin B.V., Criterion for evaluating of the dynamic properties of automotive diesel, Dvigatelestroenie 6 (1984) 38-41.
