范立云，文李明,2，白云，蘭奇，馬修真

(1.哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001；2.中船動力研究院有限公司，上海 200129)

隨著環(huán)境問題和能源危機(jī)的加劇，改善柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性和排放特性迫在眉睫。燃油系統(tǒng)是船舶柴油機(jī)的“心臟”[1-3]，循環(huán)噴油量穩(wěn)定是其穩(wěn)定運(yùn)行的前提[4-7]。目前，國際上船舶低速二沖程柴油機(jī)燃油系統(tǒng)的“領(lǐng)軍者”當(dāng)屬瓦錫蘭和MAN共2家公司[8]，我國在該領(lǐng)域處于空白。由于低速機(jī)燃油系統(tǒng)循環(huán)噴油量大、噴射時間長，噴油過程涉及多參數(shù)耦合，任何特征參數(shù)的改變勢必會對系統(tǒng)循環(huán)噴油量產(chǎn)生影響。本文建立了低速機(jī)燃油系統(tǒng)的數(shù)值仿真模型，探究了系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對循環(huán)噴油量的影響，并通過量化分析確定了影響系統(tǒng)循環(huán)噴油量的關(guān)鍵因素，為低速機(jī)燃油系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供了理論支撐。

1 系統(tǒng)仿真模型的建立與驗(yàn)證

圖1為系統(tǒng)的工作原理示意圖，包括伺服油和燃油2套子系統(tǒng)。當(dāng)增壓控制閥通電后，驅(qū)動腔與伺服油共軌連通，驅(qū)動腔內(nèi)壓力迅速上升，增壓活塞在液壓力差的作用下向上運(yùn)動并關(guān)閉吸油閥對系統(tǒng)內(nèi)的低壓燃油進(jìn)行增壓；而后噴油控制閥通電，針閥控制腔通過出油孔與低壓伺服油路連通，針閥控制腔內(nèi)壓力迅速下降，此時盛油槽內(nèi)為高壓燃油，當(dāng)針閥末端所受液壓力大于針閥彈簧預(yù)緊力與針閥控制腔內(nèi)液壓力的合力時，針閥抬起，噴孔打開，噴油過程開始；當(dāng)噴油控制閥斷電后，針閥控制腔再次與高壓伺服油連通，進(jìn)而導(dǎo)致針閥落座，噴孔關(guān)閉，噴油結(jié)束，此時系統(tǒng)內(nèi)燃油仍處于高壓狀態(tài)；最后增壓控制閥關(guān)閉，驅(qū)動腔壓力迅速下降，增壓活塞組件在增壓腔內(nèi)燃油殘余壓力的作用下復(fù)位，至此1個工作循環(huán)結(jié)束。

注：1.針閥控制腔，2.針閥彈簧，3.噴油壓力測點(diǎn)，4.噴油控制閥，5.針閥泄漏腔，6.針閥，7.盛油槽，8.噴孔，9.增壓控制閥，10.驅(qū)動腔，11.增壓活塞大頭，12.增壓活塞泄漏腔，13.增壓活塞小頭，14.增壓腔，15.吸油閥。圖1 系統(tǒng)原理Fig.1 Schematic of the system

1.1 數(shù)值仿真模型

系統(tǒng)的工作過程涉及電、磁、機(jī)、液多物理場耦合，因此其數(shù)學(xué)模型的建立需要著重考慮控制閥電磁力、機(jī)械元件的運(yùn)動以及燃油流動3方面內(nèi)容[9-10]：

1)電磁特性方程。

電磁特性方程主要包括電磁耦合特性方程和磁力轉(zhuǎn)換方程2部分。其中，電磁耦合特性方程為:

(1)

式中：Uc為線圈兩端電壓；i為電磁閥驅(qū)動電流；R為線圈電阻；N為線圈匝數(shù)；φ為磁通量。

磁力轉(zhuǎn)換方程為：

(2)

式中：Fm為電磁力；μ0為真空磁導(dǎo)率；S為電磁鐵磁極面積；δe為銜鐵殘余氣隙。

2)機(jī)械運(yùn)動方程。

機(jī)械子系統(tǒng)是指在系統(tǒng)工作過程中運(yùn)動的機(jī)械元件，機(jī)械元件運(yùn)動方程的基本形式為:

(3)

式中：m為運(yùn)動件質(zhì)量；x為運(yùn)動件位移；Pi為作用于運(yùn)動元件的燃油或伺服油壓力；Si為系統(tǒng)中運(yùn)動元件的承壓面；Fd為阻尼力；k為彈簧剛度；x0為彈簧的預(yù)壓縮量。

3)液壓方程。

液壓方程的作用在于計(jì)算系統(tǒng)中液壓管腔內(nèi)的壓力變化：

(4)

(5)

(6)

式中：P為系統(tǒng)壓力；E為油液體積彈性模量；V為液壓管腔的容積；Qin和Qout分別為流入和流出液壓管腔的流動速率；β為節(jié)流結(jié)構(gòu)的流量系數(shù)；A為流通面積；ΔP為液壓差；ρ為油液密度；Qleak為偶件間隙泄漏速率；d為偶件直徑；δ為偶件間隙；υ為油液運(yùn)動粘度；l為偶件配合間隙接觸長度。

系統(tǒng)工作過程中出現(xiàn)的壓力波動現(xiàn)象由波動方程表示為：

(7)

(8)

式中：u為系統(tǒng)內(nèi)油液流速；κ為粘性阻尼系數(shù)；a為聲速。

結(jié)合系統(tǒng)的實(shí)際結(jié)構(gòu)，基于上述描述系統(tǒng)的特征方程，本文建立了系統(tǒng)的AMESim仿真模型，如圖2所示。

注：1.噴油控制閥，2.噴油器，3.增壓控制閥，4.高壓油管，5.增壓泵，6.吸油閥。圖2 系統(tǒng)AMESim仿真模型Fig.2 AMESim simulation model of the system

1.2 系統(tǒng)仿真模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所建立的系統(tǒng)仿真模型準(zhǔn)確性，基于系統(tǒng)的實(shí)際結(jié)構(gòu)搭建了低速機(jī)燃油系統(tǒng)單缸試驗(yàn)臺，如圖3所示，驗(yàn)證模型所需的試驗(yàn)數(shù)據(jù)由圖3中的單次噴射儀測得。從表1中可見，仿真模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的最大相對誤差僅為3.38%，證明所建立的模型可以準(zhǔn)確預(yù)測系統(tǒng)循環(huán)噴油量特性。

圖3 單缸試驗(yàn)臺Fig.3 Single cylinder test bench

表1 循環(huán)噴油量仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比Table 1 Comparison of cycle injection quantity between simulation and experiment

2 循環(huán)噴油量波動的影響因素分析

為研究系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動影響因素，選取如表2所示的特征參數(shù)。

表2 系統(tǒng)循環(huán)噴油量特征參數(shù)Table 2 Characteristics parameters of system cycle injection quantity

為表征各特性參數(shù)對系統(tǒng)循環(huán)噴油量的影響情況，引入了循環(huán)噴油量波動的概念[11]:

ΔQ=max{|Qmax-Qdef|,|Qmin-Qdef|}

(9)

式中：ΔQ為循環(huán)噴油量波動；Qmax為特性參數(shù)取其最大值時的循環(huán)噴油量；Qmin為特性參數(shù)取其最小值時的循環(huán)噴油量；Qdef為特性參數(shù)取其基準(zhǔn)值時的循環(huán)噴油量。

2.1 噴油控制閥彈簧預(yù)緊力

圖4所示為噴油控制閥彈簧預(yù)緊力從120 N變化到150 N時，系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的變化情況。噴油控制閥彈簧預(yù)緊力的變化直接影響噴油控制閥的開啟和關(guān)閉速度，進(jìn)而影響噴油持續(xù)期，最終導(dǎo)致循環(huán)噴油量波動。從圖中可見，循環(huán)噴油量波動受工況變化影響不是很大。

圖4 噴油控制閥彈簧預(yù)緊力對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.4 Effect of pre-tightening force of injection control valve spring on cycle injection quantity fluctuation

2.2 進(jìn)油孔直徑

進(jìn)油孔直徑的變化會通過影響控制腔的建壓速度而影響到噴油器的噴油持續(xù)期，進(jìn)而導(dǎo)致循環(huán)噴油量波動。圖5所示為進(jìn)油孔直徑從2.4 mm增加到3.6 mm引起的循環(huán)噴油量波動。由圖可見，循環(huán)噴油量波動隨噴油脈寬的增加未出現(xiàn)明顯的變化趨勢，但隨軌壓的增加，循環(huán)噴油量波動在不同噴油脈寬下均出現(xiàn)了略微的增加趨勢。當(dāng)軌壓為20 MPa，噴油脈寬為4 ms時，循環(huán)噴油量波動最小，為14.849 mm3；當(dāng)軌壓為30 MPa，噴油脈寬為16 ms時，循環(huán)噴油量波動最大，為107.4 mm3。

圖5 進(jìn)油孔直徑對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.5 Effect of inlet orifice diameter on cycle injection quantity fluctuation

2.3 回油孔直徑

回油孔直徑越大，控制腔壓力下降速度就越快，相應(yīng)的，針閥開啟延遲越短，進(jìn)而導(dǎo)致噴油持續(xù)期縮短。圖6為回油孔直徑從2.4 mm變化到3.6 mm所引起的循環(huán)噴油量波動變化。在不同軌壓下，循環(huán)噴油量波動隨噴油脈寬的變化而變化的趨勢基本一致。在軌壓為30 MPa，噴油脈寬為4 ms的工況點(diǎn)，循環(huán)噴油量波動為最小值37.925 mm3，當(dāng)軌壓為24 MPa，噴油脈寬為16 ms時，循環(huán)噴油量波動最大，為68.07 mm3。

圖6 回油孔直徑對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.6 Effect of outlet orifice diameter on cycle injection quantity fluctuation

2.4 大頭直徑

增壓活塞組件是影響系統(tǒng)噴射壓力的關(guān)鍵因素。隨著大頭直徑的逐漸增加，系統(tǒng)增壓比逐漸增大，即系統(tǒng)噴射壓力越來越高。圖7所示為大頭直徑從43.2 mm增加到64.8 mm時，系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的變化情況。從圖中可見，軌壓越高，循環(huán)噴油量波動越大。且隨著噴油脈寬的增加，循環(huán)噴油量波動大抵呈逐漸遞增趨勢。在軌壓為20 MPa，噴油脈寬為4 ms的工況點(diǎn)，循環(huán)噴油量波動為最小值1 464.291 mm3，在軌壓為30 MPa，噴油脈寬為18 ms的工況點(diǎn)，循環(huán)噴油量波動為最大值4 406.217 mm3。

圖7 增壓活塞大頭直徑對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.7 Effect of diameter of pressure amplification piston big end on cycle injection quantity fluctuation

2.5 小頭直徑

圖8所示為不同工況下小頭直徑的變化對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響。小頭直徑的變化會導(dǎo)致系統(tǒng)增壓比發(fā)生改變，當(dāng)大頭直徑保持默認(rèn)值不變時，小頭直徑從25.6 mm增加到38.4 mm，系統(tǒng)增壓比從4.45 MPa減小到1.98 MPa，因此系統(tǒng)噴射壓力發(fā)生明顯變化。從圖中可見，循環(huán)噴油量波動隨噴油脈寬的增加而愈發(fā)顯著，但受軌壓變化的影響不大。當(dāng)軌壓為22 MPa，噴油脈寬為4 ms時，循環(huán)噴油量波動最小，為1 547.296 mm3，而在軌壓為26 MPa，噴油脈寬為18 ms時，循環(huán)噴油量波動最大，為3 759.715 mm3。

圖8 增壓活塞小頭直徑對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.8 Effect of diameter of pressure amplification piston small end on cycle injection quantity fluctuation

2.6 針閥最大升程

針閥的最大升程決定了針閥的動態(tài)響應(yīng)時間，同時對針閥與閥座之間的節(jié)流效應(yīng)影響十分顯著。針閥最大升程越大，針閥到達(dá)最大位移處所需的時間越長，從最大位移處回復(fù)到初始位置所需的時間也越長，因此噴油持續(xù)期增加。同時，較大的針閥升程使得針閥與閥座之間的節(jié)流效應(yīng)變?nèi)酰氏到y(tǒng)噴油速率也會因此而增加。圖9所示為針閥最大升程從0.96 mm變化到1.44 mm的過程中，循環(huán)噴油量波動相應(yīng)的變化情況。隨著噴油脈寬的增加，循環(huán)噴油量波動呈現(xiàn)出逐漸增加的趨勢，但受軌壓變化的影響不大。在軌壓為20 MPa，噴油脈寬為4 ms的工況點(diǎn)，循環(huán)噴油量波動最小，為0；在軌壓為22 MPa，噴油脈寬為16 ms，循環(huán)噴油量波動為最大值966.167 mm3。

圖9 針閥最大升程對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.9 Effect of needle lift on cycle injection quantity fluctuation

2.7 針閥彈簧預(yù)壓縮量

針閥彈簧預(yù)壓縮量的變化會影響到針閥的開啟壓力，進(jìn)而影響針閥的動態(tài)過程。針閥彈簧預(yù)壓縮量越大，針閥的開啟壓力越高，到達(dá)最大位移處所需的時間越長；同時，從針閥最大位移處回復(fù)到初始位置所需的時間越短，即改變針閥彈簧預(yù)壓縮量會改變噴油器的噴油持續(xù)期進(jìn)而導(dǎo)致循環(huán)噴油量波動。針閥彈簧預(yù)壓縮量從3.88 mm變化到5.82 mm對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響如圖10所示，由圖可知，系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動在軌壓較低時更為明顯，而噴油脈寬對循環(huán)噴油量波動的影響不大。當(dāng)軌壓為30 MPa，噴油脈寬為 4 ms時循環(huán)噴油量波動最小，為48.771 mm3，而當(dāng)軌壓為22 MPa，噴油脈寬為16 ms時，循環(huán)噴油量波動最大，為923.686 mm3。

圖10 針閥彈簧預(yù)壓縮量對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.10 Effect of pre-compression of needle spring on cycle injection quantity fluctuation

2.8 噴孔直徑

圖11所示為噴孔直徑從0.496 mm增加到0.744 mm所引起的循環(huán)噴油量波動，噴孔直徑的變化將直接影響噴油器內(nèi)高壓燃油的流通面積，進(jìn)而導(dǎo)致循環(huán)噴油量的變化。循環(huán)噴油量波動隨著軌壓的升高而愈發(fā)明顯，且與噴油脈寬幾乎呈線性關(guān)系。當(dāng)軌壓為20 MPa，噴油脈寬為4 ms時，循環(huán)噴油量波動最小，為53.758 mm3，當(dāng)軌壓為30 MPa，噴油脈寬為18 ms時，循環(huán)噴油量波動達(dá)最大值3 129.87 mm3。

圖11 噴孔直徑對循環(huán)噴油量波動的影響Fig.11 Effect of diameter of nozzle hole on cycle injection quantity fluctuation

3 循環(huán)噴油量波動影響因素的量化分析

通過在全工況平面內(nèi)計(jì)算特征參數(shù)引起的循環(huán)噴油量波動在總循環(huán)噴油量波動中所占的百分比可實(shí)現(xiàn)該參數(shù)對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的量化分析，進(jìn)而篩選出影響系統(tǒng)循環(huán)噴油量的關(guān)鍵參數(shù)。

圖12反映了各特征參數(shù)對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響程度?？梢姡谌r平面內(nèi)，大頭直徑、小頭直徑和噴孔直徑的量化率分別為30.61%～41.82%、27.90%～44.18%和1.42%～25.81%；大頭直徑和小頭直徑的量化率基本不受工況變化的影響，始終對循環(huán)噴油量波動貢獻(xiàn)較大，但噴孔直徑的量化率則隨軌壓和噴油脈寬的增加而呈現(xiàn)出明顯的增加趨勢。因此，大頭直徑、小頭直徑和噴孔直徑是影響系統(tǒng)循環(huán)噴油量的關(guān)鍵因素。噴油控制閥彈簧預(yù)緊力的量化率為1.76%～6.56%，噴油控制閥彈簧預(yù)緊力主要影響噴油控制閥的開閉速度，間接影響噴油定時。噴油控制閥彈簧預(yù)緊力的量化率基本不受軌壓變化的影響，但是會隨噴油脈寬的增加而呈現(xiàn)出逐漸減小的大趨勢，這是因?yàn)楫?dāng)噴油脈寬比較小時，噴油控制閥的開啟過程和關(guān)閉過程在噴油控制閥位移曲線中所占的比例較大，因此對噴油持續(xù)期的影響相對明顯。而隨著噴油脈寬的增加，噴油控制閥的開啟過程和關(guān)閉過程所占的比例越來越小，此時噴油持續(xù)期主要取決于噴油控制閥維持在其最大位移處的時間，所以隨噴油脈寬的增加噴油控制閥彈簧預(yù)緊力的量化率逐漸減小。針閥彈簧預(yù)壓縮量的量化率為0.61%～9.41%，其對循環(huán)噴油量波動的影響程度隨軌壓和脈寬的增加而逐漸減小，作用機(jī)理與噴油控制閥彈簧預(yù)緊力相似，區(qū)別在于針閥彈簧與壓縮量影響的是針閥的開閉，對噴油過程的影響更為直接。針閥最大升程的量化率為0～9.04%，當(dāng)軌壓為20 MPa、噴油脈寬為4 ms時，針閥最大升程的量化率為0，這是因?yàn)樵诘蛙墘?、小脈寬工況下針閥無法到達(dá)其最大位移。針閥最大升程會影響噴油器閥座處的節(jié)流效果，但由于噴油器主要的節(jié)流效應(yīng)發(fā)生在噴孔處，所以針閥最大升程對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響程度有限。進(jìn)、回油孔直徑的量化率平均不足1%，幾乎可以忽略，這是因?yàn)檫M(jìn)、回油孔在系統(tǒng)工作過程中的主要作用在于調(diào)節(jié)針閥控制腔內(nèi)的液壓力以控制針閥的抬起和關(guān)閉，且其控制作用又要受到噴油控制閥控制信號的約束，因此對系統(tǒng)噴油過程的影響微乎其微。

圖12 循環(huán)噴油量波動的量化率Fig.12 Quantization rate of cycle injection quantity fluctuation

4 結(jié)論

1)通過對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動進(jìn)行參數(shù)敏感性分析發(fā)現(xiàn)，系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的最小值大多出現(xiàn)在噴油脈寬為4 ms的工況點(diǎn)，而循環(huán)噴油量波動的最大值則出現(xiàn)在噴油脈寬為16 ms或18 ms的工況點(diǎn)，這是因?yàn)楫?dāng)噴油脈寬較小時，針閥無法到達(dá)其最大位移處，此時噴油速率較低，噴油持續(xù)期較短，故循環(huán)噴油量對參數(shù)的變化不敏感，而當(dāng)噴油脈寬較大時，噴油持續(xù)期相應(yīng)變長，針閥與閥座的流通面積保持在最大值的時間也更長，此時任何參數(shù)的變化都可能導(dǎo)致噴油速率發(fā)生顯著變化。

2)通過對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動進(jìn)行量化分析得到了各參數(shù)的量化率，增壓活塞大頭直徑、增壓活塞小頭直徑以及噴孔直徑是影響系統(tǒng)循環(huán)噴油量的關(guān)鍵因素，全工況平面內(nèi)其量化率分別為30.61%～41.82%、27.90%～44.18%和1.42%～25.81%；電磁閥彈簧預(yù)緊力、針閥彈簧預(yù)壓縮量以及針閥最大升程的量化率分別為1.76%～6.56%、0.61%～9.41%和0～9.04%，為影響循環(huán)噴油量波動的次要影響因素；進(jìn)、回油孔直徑的量化率平均不足1%，其對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響幾乎可以忽略不計(jì)。