安士杰 常漢寶 徐洪軍

（海軍工程大學(xué)船舶與動(dòng)力學(xué)院 武漢 430033）

0 引 言

高壓共軌系統(tǒng)由于其具有高度可控性和靈活性，既可實(shí)現(xiàn)噴射壓力和噴射時(shí)刻的柔性控制，又可根據(jù)需要，利用共軌系統(tǒng)的靈敏性，采用預(yù)噴、后噴等多次噴射，達(dá)到控制排放、降低油耗的控制目標(biāo)［1－2］.

采用多次噴射，對(duì)控制系統(tǒng)而言，增加了更多的控制參數(shù)，各參數(shù)的選取對(duì)燃燒機(jī)排放的影響各不相同，需要認(rèn)真研究［3－4］.本文以配備共軌系統(tǒng)的柴油機(jī)為基礎(chǔ)，采用NI測(cè)試系統(tǒng)構(gòu)建了共軌柴油機(jī)多次噴射試驗(yàn)臺(tái)架.在此臺(tái)架上，根據(jù)設(shè)計(jì)優(yōu)化的噴射策略，進(jìn)行了柴油機(jī)的多次噴射對(duì)柴油機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究.

1 試驗(yàn)臺(tái)架構(gòu)成

測(cè)試發(fā)動(dòng)機(jī)是經(jīng)改裝后，裝備電控高壓共軌燃油系統(tǒng)的TBD234V6柴油機(jī)，該型柴油機(jī)基本參數(shù)見表1.柴油機(jī)負(fù)載為上海領(lǐng)馭電機(jī)廠生產(chǎn)的KHI180－24型發(fā)電機(jī)，額定轉(zhuǎn)速1 500r／min，額定頻率50Hz，額定電壓380V，最大輸出功率225kVA.

共軌系統(tǒng)組成包括電控高壓油泵、共軌腔、電控噴油器、ECU、軌腔壓力傳感器、進(jìn)氣溫度／壓力傳感器和轉(zhuǎn)速傳感器.其中高壓油泵采用EP1F型雙柱塞電控泵，靜態(tài)可提供最高180 MPa的壓力.電控噴油器為自研的噴油器.共軌腔兩端分別安裝壓力傳感器和限壓閥，軌腔壓力波動(dòng)小于3%.試驗(yàn)中通過CAN總線與ECU通信實(shí)現(xiàn)噴射控制參數(shù)的調(diào)節(jié).

表1 試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

測(cè)試系統(tǒng)由NI數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄缸內(nèi)壓力和排氣溫度等數(shù)據(jù)，其主要硬件為IPX6229型板卡，可同時(shí)進(jìn)行2個(gè)通道的數(shù)據(jù)采集.基于Lab－view8.0軟件編寫測(cè)試程序，以實(shí)時(shí)顯示和保存實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù).氣體壓力傳感器為 SYC－03B－87101型，測(cè)量范圍0～20MPa.排氣溫度測(cè)試?yán)貌贾迷谂艢庵Ч艿?WRNK－191型鎳鉻－鎳硅熱電偶，測(cè)量范圍0～1 400℃，測(cè)量精度A級(jí)0.2%.

2 試驗(yàn)方案及理論分析

2.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

該共軌系統(tǒng)具有多次噴射能力，為此，設(shè)計(jì)了如圖1所示的5種3次噴射方式和雙噴射方式，并對(duì)每種噴射方式的不同控制參數(shù)給出了多個(gè)計(jì)算方案.并通過正交試驗(yàn)法，提出了多參數(shù)優(yōu)化分析方案，表2為其中雙噴射模式的理論分析與試驗(yàn)方案.

圖1 多次噴射油量配比類型

表2 雙噴射測(cè)試方案

2.2 多次噴射的燃燒分析

本文采用 ECFM－3Z模型［5－6］對(duì)柴油機(jī)燃燒進(jìn)行模擬分析.該模型將混合物分為燃燒氣體、混合區(qū)和燃油區(qū)3個(gè)部分，通過相關(guān)方程進(jìn)行聯(lián)合求解，得到柴油機(jī)氣缸內(nèi)的燃燒情況.圖2所示為燃燒室計(jì)算網(wǎng)格的運(yùn)動(dòng)過程，當(dāng)活塞在氣缸內(nèi)上、下止點(diǎn)范圍內(nèi)移動(dòng)時(shí)，活塞頂上部的網(wǎng)格體積被壓縮，而燃燒室內(nèi)網(wǎng)格體積保持不變.

圖3～4分別為單次噴射和I型3次噴射在0°ATDC時(shí)，缸內(nèi)溫度場(chǎng)和混合物質(zhì)量濃度（已燃燃油＋未燃燃油）的三維數(shù)值計(jì)算結(jié)果.

圖2 柴油機(jī)燃燒室網(wǎng)格劃分

圖3 單次噴射溫度場(chǎng)、混合物濃度計(jì)算結(jié)果

圖4 I型3次噴射溫度、混合物濃度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

通過計(jì)算分析可以看出，在相同噴油提前角和間隔期下，5種類型的3次噴射在同一時(shí)刻缸內(nèi)溫度及混合物質(zhì)量濃度的分布存在有較大差異.在基本完成全部噴射的上止點(diǎn)時(shí)刻，只有I型與II型的溫度場(chǎng)分布較為相似，高溫區(qū)（＞2 200 K）分布于燃燒室壁面周圍，但從混合物質(zhì)量濃度結(jié)果來看，I型在余隙容積中混合物質(zhì)量濃度較小，混合物分布不如II型廣泛.III型在上止點(diǎn)時(shí)刻燃燒高溫區(qū)集中于燃燒室底部，而IV的高溫區(qū)面積最小，溫度分布最為均勻，而V型在上止點(diǎn)附近的高溫區(qū)出現(xiàn)在燃燒室頂部和余隙容積中.5種類型3次噴射燃燒過程缸內(nèi)平均溫度變化過程比較，可以看出單次噴射燃燒溫度上升最快，且幅度大強(qiáng)度高，最高平均溫度比3次噴射的I型和IV型最高平均溫度高出253K.比較5種類型3次噴射的燃燒最高平均溫度，I型≈IV型＜III型≈II型＜V型，但從燃燒強(qiáng)度上看，IV型整體燃燒平均溫度高于I型，燃燒轉(zhuǎn)換效率優(yōu)于Ⅰ型.

2.3 多次噴射的排放分析

本研究采用改進(jìn)的NOx排放模型和改進(jìn)的碳煙排放模型［7］對(duì)不同噴射形式的排放特性進(jìn)行了分析.圖5～6分別為單次噴射和I型的三次噴射在上止點(diǎn)后40°曲柄轉(zhuǎn)角時(shí)，氮氧化物和碳煙濃度的三維數(shù)值計(jì)算結(jié)果.

圖5 單次噴射排放計(jì)算結(jié)果

圖6 I型三次噴射排放計(jì)算結(jié)果

從排放物生成速率計(jì)算結(jié)果來看，40°（ATDC）曲柄轉(zhuǎn)角以后，氮氧化物和碳煙成分基本不再增減，處于反應(yīng)平衡狀態(tài)，即上止點(diǎn)后40°曲柄轉(zhuǎn)角位置的排放物生成量即為最終排放量.從三維計(jì)算結(jié)果可以看出，單次噴射和噴油提前角－33°（ATDC）3次噴射中的III型、V型氮氧化物質(zhì)量濃度最高，其中又以單次噴射的分布區(qū)域最廣，燃燒室內(nèi)及燃燒室頂部燃?xì)庵芯写罅糠植?III型氮氧化物集中于平行燃燒室壁面的環(huán)形區(qū)域內(nèi)，而V型氮氧化物主要分布于燃燒室頂部靠近氣缸壁的環(huán)形區(qū)域.I型、IV型氮氧化物質(zhì)量濃度在各噴射類型中最低，但在分布上有所區(qū)別.

碳煙質(zhì)量濃度分布與氮氧化物分布形成近似的互補(bǔ)型態(tài)，基本處于燃燒室及頂部中心相對(duì)低溫貧氧的區(qū)域.噴射類型不同時(shí)，碳煙分布區(qū)域有較大差別：?jiǎn)未螄娚浜虸II型3次噴射碳煙分布集中于燃燒室底部軸線上，其他噴油類型燃燒的碳煙分布于平行燃燒室壁面的小范圍環(huán)形區(qū)域內(nèi).其中具有較大間隔期的雙噴射在燃燒室軸線和環(huán)形區(qū)域內(nèi)均有分布，呈現(xiàn)介于2種分布類型中間的狀態(tài).而以V型噴油方式的碳煙濃度最低，在環(huán)形區(qū)域內(nèi)只有極少量分布.

3 試驗(yàn)對(duì)比研究

3.1 缸內(nèi)壓力測(cè)試結(jié)果分析

圖7所示為噴油提前角在上止點(diǎn)前21°，間隔角7°時(shí)，3種油量分配比例的雙噴射缸內(nèi)壓力測(cè)試結(jié)果對(duì)比，油量分配比例的變化對(duì)初期燃燒放熱率的影響比較明顯，第一次噴油量多時(shí)初期壓力升高率較大，但對(duì)爆發(fā)壓力影響不明顯，第一次噴油量30%時(shí)爆發(fā)壓力14.19MPa，50%和70%時(shí)分別為14.42MPa和14.56MPa.

圖7 油量配比變化時(shí)缸內(nèi)壓力測(cè)試結(jié)果

3.2 排氣溫度測(cè)試結(jié)果分析

圖8 所示測(cè)試值為發(fā)動(dòng)機(jī)A3缸排氣溫度，數(shù)值計(jì)算結(jié)果為排氣閥開啟時(shí)刻的缸內(nèi)平均溫度，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果變化趨勢(shì)一致.圖中a）單次噴射排氣溫度隨著噴油延遲的增大而升高；圖中b）為提前角－21°（ATDC），間隔角7°的雙噴射第一次噴油量變化時(shí)的排溫，隨第一次噴油量的增大排溫逐漸降低；圖中c）為提前角－21°（ATDC），油量配比30%～70%時(shí)的雙噴射間隔角變化時(shí)的排溫，隨間隔角的增大排溫逐漸升高；圖中d）為3個(gè)雙噴射優(yōu)方案數(shù)值計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比，同樣隨著噴油延遲的增大而升高.

圖8 排氣溫度測(cè)試結(jié)果

3.3 燃燒噪聲測(cè)試

圖9 所示為利用噪聲計(jì)測(cè)量的發(fā)動(dòng)機(jī)空氣噪聲，測(cè)點(diǎn)布置為柴油機(jī)A側(cè)和B側(cè)各一個(gè)測(cè)點(diǎn)（從飛輪端看，柴油機(jī)左側(cè)為A側(cè)，右側(cè)為B側(cè)），測(cè)點(diǎn)與柴油機(jī)水平距離測(cè)1m，距地面高度1.4 m，聲級(jí)計(jì)軸向正對(duì)A3缸.圖中1～8為雙噴射試驗(yàn)方案的試驗(yàn)序號(hào)，9，10，11分別為單次噴射噴油提前角－21，－18，－3°（ATDC）時(shí)的測(cè)試結(jié)果.可以看出多次噴射在降低空氣噪聲方面有明顯的效果，單次噴射試驗(yàn)9的空氣噪聲達(dá)到109.2dB，雙噴射試驗(yàn)6的空氣噪聲為85.1dB.

圖9 空氣噪聲測(cè)試結(jié)果

3.4 耗油率測(cè)試結(jié)果分析

圖10 為發(fā)動(dòng)機(jī)額定工況下4個(gè)方案的有效燃油消耗率數(shù)值計(jì)算結(jié)果和通過 WY－03型油耗儀測(cè)定的油耗結(jié)果對(duì)比，多次噴射對(duì)降低油耗有較明顯的作用.

圖10 有效燃油消耗率試驗(yàn)結(jié)果

3.5 NOx測(cè)試結(jié)果分析

圖11 為NOx排放數(shù)值計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比，圖11a）單次噴射－21，－18°（ATDC）噴油提前角時(shí)，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與測(cè)試結(jié)果的對(duì)比；雙噴射試驗(yàn)結(jié)果顯示間隔角在7°時(shí)，NOx排放量較小，如圖11c）所示；3次噴射數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的變化趨勢(shì)基本一致.

圖11 NOx測(cè)試與數(shù)值計(jì)算結(jié)果

3.6 煙度測(cè)試結(jié)果分析

圖12 為碳煙排放數(shù)值計(jì)算與通過煙度計(jì)測(cè)得的不透光度在趨勢(shì)上的對(duì)比，從圖中可以看出，整體上二者所反映的趨勢(shì)是一致的，且多次噴射方案在降低碳煙方面有明顯的效果.

4 結(jié) 論

以TBD234V6艦船電站柴油機(jī)為原型機(jī)，完成高壓共軌系統(tǒng)的安裝與調(diào)試后，進(jìn)行了噴射方案設(shè)計(jì)，在此基礎(chǔ)上開展了多次噴射對(duì)柴油機(jī)性能的影響的理論與試驗(yàn)研究.得到以下結(jié)論.

1）以共軌柴油機(jī)為基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)的多次噴射研究方案是可行的，并通過分析獲得了多次噴射的部分優(yōu)化參數(shù).

2）通過試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了建立的多次噴射燃燒模型的正確性，可以此模型為基礎(chǔ)開展進(jìn)一步燃燒分析.

3）試驗(yàn)結(jié)果表明，采用優(yōu)化后的多次噴射，可以降低柴油機(jī)噪聲，在兼顧柴油機(jī)油耗的同時(shí)改善排放性能.

圖12 碳煙數(shù)值計(jì)算結(jié)果與不透光度測(cè)試結(jié)果

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