周磊, 楊昆, 劉振明, 王銀, 遲淼

(1.海軍工程大學(xué) 動(dòng)力工程學(xué)院, 湖北 武漢 430033; 2.陸軍軍事交通學(xué)院 汽車(chē)士官學(xué)校, 安徽 蚌埠 233011)

柴油機(jī)高壓共軌電控燃油噴射技術(shù)是現(xiàn)代先進(jìn)柴油機(jī)標(biāo)志性技術(shù)之一[1-3]。隨著排放法規(guī)的日益嚴(yán)格,對(duì)噴油特性提出了更高的要求,如噴油率可調(diào)、多次噴射以及超高壓噴射等[4-5],以實(shí)現(xiàn)柴油機(jī)不同工況下更靈活的噴射控制。但現(xiàn)行常規(guī)高壓共軌系統(tǒng)存在噴油速率無(wú)法靈活改變以及超高壓噴射實(shí)現(xiàn)困難等問(wèn)題[6-7]。為克服上述缺點(diǎn),國(guó)內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)通常有2種方法:①利用超高壓油泵產(chǎn)生超高壓[8-9],但該方法對(duì)高壓油泵性能和系統(tǒng)中各部件(高壓油泵、共軌管和噴油器等)強(qiáng)度的要求很高。②在噴油器中集成液壓放大機(jī)構(gòu)[10]。但該方法對(duì)噴油器自身的加工工藝水平的要求更高。本文提出的超高壓共軌系統(tǒng),通過(guò)電控增壓器能夠?qū)⑷加蛪毫Ψ糯笾脸邏籂顟B(tài),并且能夠產(chǎn)生靈活可變的噴油速率形態(tài)。

燃油噴射壓力和噴射方式的變化對(duì)柴油機(jī)燃燒以及污染物生成都有著十分重要的影響[11]。Hossam等[12]研究了噴射壓力對(duì)柴油機(jī)燃燒特性的影響,得出噴射壓力的升高明顯縮短了滯燃期的結(jié)論;Cheng等[13]研究了柴油機(jī)燃燒性能隨噴射壓力的變化規(guī)律,結(jié)果表明:噴油壓力在一定范圍內(nèi),能提高缸內(nèi)爆發(fā)壓力;Liu等[14]研究了柴油噴射壓力對(duì)燃燒和排放的影響,結(jié)果表明柴油噴射壓力提高后,最大缸壓、放熱率以及NOx排放增加,CO和THC排放減少。但上述研究主要集中在噴射壓力對(duì)柴油機(jī)性能的影響,對(duì)變噴油速率下的柴油機(jī)性能變化規(guī)律的研究鮮有報(bào)道。為此,本文在介紹可變噴油速率實(shí)現(xiàn)方法的基礎(chǔ)上,建立了單缸超高壓共軌柴油機(jī)的計(jì)算模型,并利用試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性,而后通過(guò)模型分析了不同噴油速率和噴油提前角對(duì)超高壓共軌柴油機(jī)性能的影響。

1 可變噴油速率的實(shí)現(xiàn)方法

可變噴油速率是通過(guò)超高壓共軌系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)的,其結(jié)構(gòu)如圖1所示。作為系統(tǒng)的核心部件,電控增壓器對(duì)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)兩級(jí)壓力噴射和可變噴油速率噴射起著關(guān)鍵性作用,其具體工作原理為:在部分負(fù)荷時(shí),共軌腔燃油經(jīng)增壓室進(jìn)油單向閥及增壓活塞中心油道向噴油器供油。在高負(fù)荷時(shí),電控增壓器電磁閥通電,控制室壓力降低,導(dǎo)致增壓活塞受力失衡向增壓室方向運(yùn)動(dòng),此時(shí)增壓室內(nèi)壓力受到壓縮而升高,即向噴油器供給增壓后的高壓燃油。電控增壓器電磁閥斷電后,由于共軌腔的燃油使得控制室內(nèi)壓力得到回升,同復(fù)位彈簧一起使增壓活塞復(fù)位。同時(shí),通過(guò)調(diào)整電控增壓器和噴油器電磁閥的開(kāi)啟時(shí)間,系統(tǒng)還可以實(shí)現(xiàn)單次噴射過(guò)程中噴油速率的變化,從而得到不同形態(tài)的噴油速率。圖2所示為利用AMESim軟件建立的超高壓共軌系統(tǒng)仿真模型,其中高壓油泵和共軌腔用理想的高壓源替代。

圖1 超高壓共軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

圖2 超高壓共軌系統(tǒng)仿真模型

2 超高壓共軌柴油機(jī)計(jì)算模型建立及驗(yàn)證

考慮到研究重點(diǎn)是噴油速率匹配噴油提前角對(duì)超高壓共軌柴油機(jī)性能的影響,為了方便分析柴油機(jī)匹配超高壓共軌系統(tǒng)后的性能變化,通過(guò)GT-Power建立了單缸超高壓共軌柴油機(jī)的計(jì)算模型(見(jiàn)圖3)。柴油機(jī)的主要參數(shù)如表1所示。

圖3 單缸超高壓共軌柴油機(jī)的計(jì)算模型

參數(shù)數(shù)值柴油機(jī)轉(zhuǎn)速/(r·min-1)1 500 缸徑/mm130沖程/mm120 連桿長(zhǎng)度/mm170 壓縮比18.5 噴孔直徑/mm0.2 噴孔數(shù)量6

在模型建立過(guò)程中,燃燒和傳熱模型的選擇直接影響到整個(gè)模型的計(jì)算精度。為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)柴油機(jī)整體性能,本文選取了EngCylCombDIJet準(zhǔn)維燃燒模型[15],在使用該模型時(shí),由于其對(duì)噴射型線(xiàn)和時(shí)間非常敏感,因此要保證噴油型線(xiàn)和時(shí)間跟實(shí)際噴油器一致。傳熱模型采用了Woschni模型[16]。

為驗(yàn)證所建立的超高壓共軌柴油機(jī)計(jì)算模型的準(zhǔn)確性,進(jìn)行了超高壓共軌柴油機(jī)試驗(yàn),圖4為缸壓仿真值與試驗(yàn)值的對(duì)比圖,由圖可知,缸壓的仿真值和試驗(yàn)值一致性較好,可以用來(lái)模擬實(shí)際情況。

圖4 缸壓仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比圖

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 噴油速率對(duì)超高壓共軌柴油機(jī)性能的影響

利用超高壓共軌系統(tǒng)仿真模型(見(jiàn)圖2),通過(guò)更改模型中電控增壓器和噴油器電磁閥的開(kāi)啟時(shí)間,得到如圖5所示的7種噴油速率方案。

圖5 噴油速率方案

方案1噴油時(shí)刻相對(duì)增壓時(shí)刻滯后0.5 ms,近似于全超高壓噴射;方案7電控增壓器電磁閥不動(dòng)作,近似于常規(guī)高壓噴射;方案2噴油時(shí)刻與增壓時(shí)刻同步,方案3～6噴油時(shí)刻相對(duì)增壓時(shí)刻提前時(shí)間依次遞增0.5 ms。

保持噴油提前角恒定(上止點(diǎn)前12°CA),將以上7種方案的噴油速率數(shù)據(jù)導(dǎo)入到柴油機(jī)噴油器模型中,得到的噴油速率對(duì)柴油機(jī)燃燒排放特性的影響如圖6所示。考慮到方案2相對(duì)其他方案有較大的噴油延遲,相當(dāng)于噴油提前角變小,且其噴油壓力變化與方案1類(lèi)似,因此在分析過(guò)程中不與其他方案進(jìn)行對(duì)比。

由圖6可知,隨著增壓時(shí)刻的滯后,缸壓、缸溫以及放熱率均下降,且達(dá)到各自峰值的時(shí)間均有所滯后。這是由于增壓時(shí)刻越早,缸內(nèi)形成的可燃混合氣越多,且混合速率越大,造成燃燒過(guò)程的加劇和燃燒始點(diǎn)的提前導(dǎo)致的。在排放物生成方面,隨著增壓時(shí)刻的滯后,NOx排放下降,而soot排放上升。

圖6 噴油速率對(duì)柴油機(jī)燃燒排放特性的影響

這是由于增壓時(shí)刻的滯后導(dǎo)致了缸溫的下降,故NOx排放下降。soot主要由其生成和氧化過(guò)程決定,隨著增壓時(shí)刻的滯后,一方面使得缸內(nèi)油氣混合不充分,soot生成量增加;另一方面使得缸溫下降,soot氧化量減少,在二者的共同作用下,soot排放上升。

噴油速率對(duì)柴油機(jī)動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的影響如表2所示。

表2 噴油速率對(duì)柴油機(jī)動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的影響

由表可知,方案1采用超高壓矩形噴射獲得了最好的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性。與方案7相比,功率增大了7.41%,油耗率減小了7.96%。

3.2 噴油提前角對(duì)超高壓共軌柴油機(jī)性能的影響

為了分析噴油提前角對(duì)柴油機(jī)性能的影響,選取噴油方案4,在-22°CA～0°CA(每2°CA取一個(gè)值)范圍下,得到噴油提前角對(duì)柴油機(jī)燃燒排放特性的影響如圖7所示。

圖7 噴油提前角對(duì)柴油機(jī)燃燒排放特性的影響

由圖7可知,隨著噴油提前角的增加,缸壓、缸溫以及放熱率均上升。這是由于隨著噴油提前角的增加,滯燃期內(nèi)噴入的燃油增多,形成的可燃混合氣增多,即燃燒過(guò)程進(jìn)行地更加劇烈,最終導(dǎo)致了缸壓、缸溫以及放熱率的上升。在排放物生成方面,隨著噴油提前角的增加,NOx排放上升,而soot排放先下降后上升。這是由于缸溫隨著噴油提前而上升,導(dǎo)致NOx排放持續(xù)上升。soot排放的變化則是由于噴油提前角在一定范圍內(nèi)時(shí),因缸內(nèi)溫度升高所氧化的soot量大于因擴(kuò)散期燃油比例減少所生成的soot量,造成了soot排放量的下降,但當(dāng)主噴提前角過(guò)大時(shí),soot氧化量小于soot生成量,故soot排放量又隨之上升。

噴油提前角對(duì)柴油機(jī)動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的影響如表3所示。由表可知,隨著噴油提前角的增加,功率先增大后減小,而油耗率先減小后增大。在噴油提前角為-10°CA時(shí)，柴油機(jī)的動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性達(dá)到最佳。與0°CA相比,功率增大了3.60%,油耗率減小了3.45%;與-22°CA相比,功率增加了5.11%,油耗率減小了4.88%。

表3 噴油提前角對(duì)柴油機(jī)動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的影響

3.3 噴油速率匹配噴油提前角對(duì)超高壓共軌柴油機(jī)性能的影響

根據(jù)前文分析結(jié)果可知,不同噴油速率和噴油提前角對(duì)超高壓共軌柴油機(jī)的性能存在較大的影響,為了更加準(zhǔn)確地獲得不同噴油速率改善柴油機(jī)性能的特點(diǎn)和規(guī)律,以柴油機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性為指標(biāo),針對(duì)不同噴油速率匹配不同噴油提前角進(jìn)行了功率和油耗率的計(jì)算分析,結(jié)果如圖8所示。

由圖8可知,每種噴油速率均有對(duì)應(yīng)的最優(yōu)噴油提前角,使得柴油機(jī)達(dá)到最佳的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性(方案1在-6°CA獲得;方案3在-10°CA獲得;方案4在-12°CA獲得;方案5在-14°CA獲得;方案6在-16°CA獲得;方案7在-18°CA獲得)。高噴油速率方案匹配較小的噴油提前角能提升柴油機(jī)的動(dòng)力輸出并降低燃油消耗,即隨著增壓時(shí)刻的滯后,噴油持續(xù)期延長(zhǎng),因此需要更長(zhǎng)時(shí)間的油氣混合時(shí)間,以保證燃燒過(guò)程更加合理。

圖8 不同噴油速率匹配不同噴油提前角對(duì)柴油機(jī)性能的影響

4 結(jié) 論

1) 通過(guò)調(diào)整超高壓共軌系統(tǒng)中電控增壓器和噴油器電磁閥的開(kāi)啟時(shí)間,可以實(shí)現(xiàn)單次噴射過(guò)程中噴油速率的變化,從而得到不同形態(tài)的噴油速率。

2) 隨著增壓時(shí)間的滯后,柴油機(jī)缸壓、缸溫、放熱率以及NOx排放均下降,而soot排放上升。同時(shí),超高壓矩形噴油速率可使柴油機(jī)獲得最好的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性。

3) 隨著噴油提前角的增加,柴油機(jī)缸壓、缸溫、放熱率以及NOx排放均上升,而soot排放先下降后上升。同時(shí),太小或太大的噴油提前角都會(huì)降低柴油機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性。

4) 高噴油速率方案匹配較小的噴油提前角能提升柴油機(jī)的動(dòng)力輸出并降低燃油消耗,且每種噴油速率都存在一個(gè)最優(yōu)的噴油提前角,使柴油機(jī)性能達(dá)到最佳。