王征，楊建國(guó)，方文超

(1.武漢理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢430063;2.船舶動(dòng)力工程技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢430063;3.中國(guó)航天科工集團(tuán)公司第九研究院技術(shù)中心，湖北武漢430040;4.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七一一研究所，上海201108)

噴油規(guī)律直接影響柴油機(jī)燃燒過(guò)程中氣缸內(nèi)壓力和溫度變化以及NOx、PM等排放物生成.確定噴油規(guī)律的方法有試驗(yàn)法、試驗(yàn)計(jì)算法和計(jì)算法［1］.目前，BOSCHR和EFSR用于試驗(yàn)法的噴油規(guī)律測(cè)量?jī)x單次噴油量測(cè)量范圍小于0.6 mL，且無(wú)法測(cè)量多孔噴油器各噴孔噴油規(guī)律［2-3］.動(dòng)量法所用的壓電薄膜測(cè)量范圍小于50 MPa，適用于噴油量小、噴射壓力較低的中小型柴油機(jī)［4-5］.試驗(yàn)計(jì)算法(壓力-升程法)根據(jù)薄壁孔口流量公式計(jì)算噴油規(guī)律［6］，該方法忽略了燃油的可壓縮性，且一般采用高壓油管壓力作為噴油孔前壓力室內(nèi)噴油壓力，數(shù)值和相位均存在一定誤差.計(jì)算法將供油和噴油過(guò)程看作一元可壓縮不定常流動(dòng)，根據(jù)噴油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)建立數(shù)學(xué)模型，利用計(jì)算機(jī)對(duì)模型求解得到針閥升程、噴油量和噴油率等噴油規(guī)律數(shù)據(jù)［7］，計(jì)算過(guò)程中易產(chǎn)生誤差累積，造成計(jì)算結(jié)果偏差.

RT-Flex60C型低速柴油機(jī)采用高壓共軌(high pressure common-rail，HPCR)技術(shù)，噴油壓力高達(dá)60～100 MPa，每缸裝配3支噴油器且單只噴油器每次噴油量可達(dá)20 mL以上，噴油嘴為不同直徑多孔結(jié)構(gòu).目前暫無(wú)法直接測(cè)量其噴油規(guī)律，生產(chǎn)廠家一般使用稱重儀器測(cè)量某一穩(wěn)定工況180 s的噴油量和泄漏油量并出具《試車(chē)報(bào)告》，該方法測(cè)量精度較低，且無(wú)法測(cè)量單次噴油過(guò)程的噴油規(guī)律.因此，將試驗(yàn)計(jì)算法和計(jì)算法相結(jié)合，按設(shè)計(jì)圖紙結(jié)構(gòu)參數(shù)建立該柴油機(jī)噴油器模型，并代入連接噴油器的高壓油管出口壓力曲線計(jì)算得到噴油率、針閥升程、噴油量和噴油孔噴油壓力等噴油規(guī)律數(shù)據(jù)，不但可彌補(bǔ)試驗(yàn)計(jì)算法中測(cè)量方法的缺陷以及計(jì)算法工作量大且易產(chǎn)生誤差累積的不足，還對(duì)研究RT-Flex60C型柴油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)噴油規(guī)律具有一定實(shí)用價(jià)值.

1 噴油壓力測(cè)量方法

試驗(yàn)臺(tái)由RT-Flex60C型柴油機(jī)HPCR系統(tǒng)和WECS(W?rtsil? electronic control system)控制系統(tǒng)等實(shí)物搭建，可真實(shí)反映原機(jī)不同工況HPCR系統(tǒng)和執(zhí)行機(jī)構(gòu)的工作特征.在1號(hào)缸高壓油管與噴油器連接處安裝壓阻式壓力傳感器測(cè)量噴油壓力如圖1，在噴油器內(nèi)部安裝霍爾式位移傳感器測(cè)量針閥升程以驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果，曲軸轉(zhuǎn)角使用絕對(duì)值角度編碼器.信號(hào)采集系統(tǒng)上位機(jī)使用NI的PXI，通過(guò)帶可編程門(mén)列陣(FPGA)的PXI7813數(shù)字采集卡實(shí)現(xiàn)多路信號(hào)不同頻率采集，信號(hào)間同步誤差小于1 s，信號(hào)采集程序在LabVIEW 8.6中開(kāi)發(fā).以WECS發(fā)出的燃油噴射電磁閥開(kāi)啟脈沖信號(hào)上升沿為觸發(fā)，用ASCII碼格式文件連續(xù)保存200 ms的噴油壓力、針閥升程和曲軸轉(zhuǎn)角數(shù)據(jù).

圖1 噴油壓力測(cè)點(diǎn)Fig.1 Injecting pressure measuring place

試驗(yàn)過(guò)程按船用柴油機(jī)推進(jìn)特性選取典型工況進(jìn)行研究.圖2為一支噴油器50%、100%和110%負(fù)荷噴油壓力曲線.

試驗(yàn)臺(tái)不發(fā)生壓縮、燃燒等過(guò)程，無(wú)法測(cè)量噴油過(guò)程中的缸壓曲線.如圖3，將RT-Flex60C柴油機(jī)《試車(chē)報(bào)告》中各典型工況壓縮終點(diǎn)的缸壓作為噴射背壓.

圖2 不同負(fù)荷噴油壓力信號(hào)曲線Fig.2 Fuel pressure curves under different load

圖3 不同負(fù)荷壓縮終點(diǎn)壓力Fig.3 Compression pressure under different load conditions

2 噴油器模型

2.1 模型結(jié)構(gòu)

如圖4(a)噴油器包括:①進(jìn)油管;②彈簧;③針閥頂桿;④針閥;⑤閥體;⑥噴嘴.圖4(b)是使用AMESim建立的噴油器模型，⑦燃油模型;⑧壓力曲線ASCII碼文件;⑨進(jìn)油管模型;⑩針閥下腔模型;○11壓力室模型;○12噴孔模型;○13彈簧模型;○14泄漏孔模型;○15針閥及針閥頂桿運(yùn)動(dòng)模型;○16針閥模型;○17閥體模型.圖5為噴油器流體力學(xué)模型算法結(jié)構(gòu)框圖.

圖4 噴油器及其AMESim模型Fig.4 Injector and its model in AMESim

圖5 流體力學(xué)模型算法框圖Fig.5 Hydromechanic model algorithm sketch

2.2 燃油模型

燃油模型采用Robert Bosch公司在溫度-30℃ ～360℃、壓力0～500 MPa范圍內(nèi)測(cè)量的柴油密度、體積模量、動(dòng)力粘度等生成的絕熱柴油特性，其他模塊計(jì)算時(shí)直接查表獲得各壓力和溫度下柴油特性數(shù)據(jù).

2.3 進(jìn)油管模型

進(jìn)油管模型彌補(bǔ)噴油壓力信號(hào)的相位差，考慮了燃油流動(dòng)狀態(tài)和摩擦的影響，重力和金屬體積模量等因素忽略不計(jì).該模型計(jì)算公式如下.

壓力傳播偏微分方程:

流量公式:

平均流速公式:

式中:ppipe為油管內(nèi)壓力，MPa;Bfuel為柴油體積模量，MPa;Apipe為油管截面積，m2;dpipe為管徑，m;lpipe為管長(zhǎng)，m;μ(p)為柴油動(dòng)力粘度，Pa·s;pfile為測(cè)量的噴油壓力，MPa;f為摩擦系數(shù);ρ(0)為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下柴油密度，kg/m3.雷諾系數(shù) Re用式(6)計(jì)算.當(dāng)Re≤2 000時(shí)流動(dòng)為層流，反之為紊流.

2.4 針閥下腔模型

針閥下腔容積隨針閥移動(dòng)發(fā)生變化，初始容積按圖紙參數(shù)設(shè)為Vch(m3)，壓力微分方程為

式中:Pch為針閥下腔壓力，MPa;qleak為泄漏流量，m3/s;qneedle為進(jìn)入針閥頂桿模型的流量，m3/s;qvalve為進(jìn)入閥體模型的流量，m3/s.

2.5 針閥模型

針閥結(jié)構(gòu)如圖6所示.

圖6 針閥及閥體Fig.6 Needle and valve body

模型中主要公式如下

有效作用面積公式:

體積公式:

流量公式:

燃油壓力產(chǎn)生的作用力:

式中:lneedle為針閥升程，m;vneedle為針閥移動(dòng)速度，m/s.

2.6 閥體模型

針閥與針閥座如圖7.

圖7 針閥及針閥座示意Fig.7 Needle and seat sketch

該模型計(jì)算公式如下.

針閥剛離開(kāi)閥座時(shí)，閥口環(huán)形流通截面積為:

針閥抬起足夠高度時(shí)，閥口流通截面積為

因此，閥口有效流通面積為

基本流量公式:

流量公式:

體積公式:

壓力產(chǎn)生的作用力:

式中:Cv為錐閥閥口流量系數(shù)，0.8;qnozzle為進(jìn)入噴油嘴的流量，m3/s.

2.7 壓力室及噴油孔模型

將噴油嘴壓力室看作固定容積腔，容積Vnozzle按圖紙參數(shù)計(jì)算得到.

壓力計(jì)算公式為

噴油嘴5個(gè)噴油孔直徑不同，將噴油孔看作無(wú)容積的短管型孔，其兩側(cè)壓差較大時(shí)會(huì)產(chǎn)生氣穴［8］.

各孔流通面積公式:

各孔噴油量公式:

總噴油量公式:

式中:di為各噴孔直徑，m;yg為氣穴臨界系數(shù)，1.5;pback為噴射背壓，MPa;C0為短管型孔流量系數(shù)，取0.82.

2.8 泄漏及粘性摩擦力模型

將泄漏看作燃油在針閥、針閥頂桿與閥體間的工作間隙中因壓差產(chǎn)生的同心環(huán)型縫隙流動(dòng)，針閥移動(dòng)會(huì)改變間隙的長(zhǎng)度.主要計(jì)算公式如下:

有效泄漏長(zhǎng)度:

泄漏流量公式:

粘性摩擦力公式:

式中:linit為泄漏縫隙初始長(zhǎng)度，m;cr為泄漏縫隙高度，m.

2.9 彈簧模型

忽略容積腔內(nèi)泄漏油的壓力，只計(jì)算彈簧預(yù)緊力及形變對(duì)針閥頂桿產(chǎn)生的作用力，其公式如下:

式中:F0為彈簧預(yù)緊力，N;k為彈簧剛度，N/m.

2.10 針閥及針閥頂桿運(yùn)動(dòng)模型

噴油器針閥升程有最大幅度lmax限制，針閥受到的合力公式:

針閥速度微分方程:

針閥升程微分方程:

式中:M為針閥及針閥頂桿總質(zhì)量，kg.

3 噴油規(guī)律計(jì)算結(jié)果

3.1 結(jié)果驗(yàn)證

將噴射背壓設(shè)為與HIL仿真試驗(yàn)臺(tái)測(cè)量環(huán)境相同的標(biāo)準(zhǔn)大氣壓計(jì)算得到的各典型工況針閥升程曲線與實(shí)測(cè)針閥升程曲線基本一致，圖8為100%負(fù)荷工況下的針閥升程曲線.

圖8 100%負(fù)荷的針閥升程曲線Fig.8 Needle lift curves under 100%load

將模型代入噴射背壓后計(jì)算的典型工況180 s噴油量和泄漏油量與《試車(chē)報(bào)告》中的測(cè)量值相比較，如圖9和圖10所示誤差小于5%.

圖9 各負(fù)荷180 s噴油量Fig.9 Injected fuel weight during 180 s

圖10 各負(fù)荷180 s泄漏油量Fig.10 Leaked fuel weight during 180 s

3.2 噴油規(guī)律計(jì)算

代入噴射背壓分別計(jì)算得到各典型工況下的噴油率和噴油孔壓力變化曲線，并根據(jù)試驗(yàn)過(guò)程中同步采集的曲軸轉(zhuǎn)角將計(jì)算結(jié)果轉(zhuǎn)換為角度域曲線.

圖11是不同負(fù)荷一支噴油器噴油率曲線，各工況噴油起始角不同，可實(shí)現(xiàn)RT-flex柴油機(jī)不同工況排放和燃油經(jīng)濟(jì)性最優(yōu)平衡［9］.圖12是100%負(fù)荷一支噴油器單次噴油過(guò)程各噴油孔的噴油率曲線，1#和5#噴孔直徑相同噴油率曲線重合.

圖11 不同負(fù)荷噴油率曲線Fig.11 Injecting rate curves under different loads

圖12 不同噴孔的噴油率曲線Fig.12 Injecting rates of different holes

圖13是不同負(fù)荷單次噴射過(guò)程中0.9 mm直徑噴孔內(nèi)燃油壓力變化曲線.由于各負(fù)荷噴射背壓不同，噴油開(kāi)始和結(jié)束時(shí)各曲線幅值略有差異.

圖13 不同負(fù)荷噴孔壓力曲線Fig.13 Hole pressure under different loads

4 結(jié)論

1)在目前無(wú)法直接測(cè)量高壓共軌低速柴油機(jī)噴油規(guī)律的情況下，該方法可計(jì)算針閥升程、噴油器率等噴油規(guī)律特征曲線，計(jì)算結(jié)果與實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)相符，誤差在允許范圍內(nèi)，對(duì)研究該類型柴油機(jī)噴油規(guī)律具有一定實(shí)用價(jià)值.

2)該方法計(jì)算過(guò)程中以壓縮終點(diǎn)氣缸壓力作為噴射背壓，而實(shí)際噴油過(guò)程中氣缸壓力在不斷變化.在柴油機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中通過(guò)示功閥測(cè)量氣缸壓力變化曲線并代入模型可進(jìn)一步提高計(jì)算精度.

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