鄭先全，楊建國(guó),2，黃祿豐，朱樹林，錢正彥

(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.船舶與海洋工程動(dòng)力系統(tǒng)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室低速機(jī)電控分實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430063；3.安慶中船柴油機(jī)有限公司，安徽 安慶 246003)

船用發(fā)動(dòng)機(jī)排放法規(guī)日益嚴(yán)苛，能源需求不斷增加，天然氣以其儲(chǔ)藏豐富、低成本、清潔燃燒的特點(diǎn)已逐漸用于船用發(fā)動(dòng)機(jī)，柴油微引燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)不加尾氣后處理裝置可滿足國(guó)際海事組織Tier III排放標(biāo)準(zhǔn)，目前天然氣燃料發(fā)動(dòng)機(jī)已推向船用市場(chǎng)[1-2]。雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)可運(yùn)行于燃?xì)饽Ｊ交虿裼湍Ｊ剑?種模式可相互切換，燃?xì)饽Ｊ降母變?nèi)燃燒對(duì)進(jìn)氣溫度、混合氣濃度、引燃油噴射量及噴射時(shí)刻等參數(shù)較為敏感，如控制不當(dāng)將產(chǎn)生爆震與失火現(xiàn)象[3-6]。研究表明，隨著天然氣燃料替代率的上升，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒循環(huán)波動(dòng)也呈增長(zhǎng)趨勢(shì)[7]。雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料模式切換過程應(yīng)保持其轉(zhuǎn)速平穩(wěn)、缸內(nèi)燃燒穩(wěn)定和無爆震與失火現(xiàn)象。芬蘭Wartsila公司船用微引燃雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料替代率可達(dá)99%，發(fā)動(dòng)機(jī)80%以下負(fù)荷120 s內(nèi)可完成柴油至燃?xì)饽Ｊ降那袚Q[8]。目前國(guó)內(nèi)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料模式切換的研究目標(biāo)機(jī)型缸徑較小、燃料替代率低和功率覆蓋范圍窄，所采用的研究方法以建模仿真和控制算法優(yōu)化為主。童毅等[9]采用電控柴油和天然氣的控制方式，通過調(diào)整雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)夤┙o系統(tǒng)參數(shù)和優(yōu)化控制策略，消除了燃料切換過程較大幅度的轉(zhuǎn)速波動(dòng)。宋恩哲等[10]通過調(diào)整加氣和減氣速率的控制方式，實(shí)現(xiàn)了平穩(wěn)的油氣切換。文獻(xiàn)[11-13]則通過優(yōu)化控制算法，進(jìn)行了雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料切換轉(zhuǎn)速波動(dòng)抑制的仿真分析研究。燃料模式切換過程中發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒狀態(tài)變化是引起其轉(zhuǎn)速波動(dòng)的根本原因，但上述研究少有涉及，且其控制方法能否滿足缸徑更大、替代率更高的船用微引燃雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)模式切換要求還不得而知。關(guān)于船用微引燃雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料模式切換的試驗(yàn)研究鮮見報(bào)導(dǎo)。

針對(duì)船用微引燃雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料模式切換過程轉(zhuǎn)速波動(dòng)大和燃燒不穩(wěn)定等問題，本文以ACD320 DF型船用中速微引燃雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)[14]為對(duì)象，分析不同燃料替代率的發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特征與性能，據(jù)此提出燃料模式切換的控制策略，并試驗(yàn)驗(yàn)證其切換效果；分析發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒波動(dòng)及切換時(shí)長(zhǎng)等因素對(duì)切換過程的影響，通過控制主燃油油門齒條、燃?xì)鈬娚鋲毫懊}寬，在可切換的功率范圍內(nèi)以期實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)燃料模式的平穩(wěn)切換，避免缸內(nèi)出現(xiàn)爆震和失火現(xiàn)象。

1 燃料試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方法

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)及特點(diǎn)

ACD320DF氣缸數(shù)為6，缸徑為0.32 m，額定轉(zhuǎn)速750 r/min，額定功率2 430 kW。圖1是發(fā)動(dòng)機(jī)燃料供給原理圖。發(fā)動(dòng)機(jī)柴油模式下由電子調(diào)速器控制電液執(zhí)行器拉動(dòng)油門齒條實(shí)現(xiàn)其轉(zhuǎn)速閉環(huán)控制；發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饽Ｊ讲捎眠M(jìn)氣歧管多點(diǎn)噴射方式將燃?xì)鈬娙脒M(jìn)氣道，采用高壓共軌噴射方式將微引燃柴油(1%燃料總熱值左右)噴入缸內(nèi)引燃混合氣，由主控制單元控制燃?xì)鈬娚溟y前后壓差和噴射脈寬控制燃?xì)鈬娚淞看笮?，以保證其轉(zhuǎn)速穩(wěn)定[15]。采用廢氣旁通閥控制增壓空氣壓力，使缸內(nèi)混合氣濃度(或過量空氣系數(shù))保持在合理的范圍。

圖1 氣缸燃料供給Fig.1 Schematic of fuel supply into the cylinder

1.2 替代率和燃料模式切換試驗(yàn)方法

發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庵敛裼湍Ｊ角袚Q過程可在較短時(shí)間(2個(gè)循環(huán))內(nèi)完成，停止燃?xì)鈬娚?，同時(shí)電子調(diào)速器開始工作，其切換過程的控制方案相對(duì)成熟。本文分別在發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)特性25%、50%、75%負(fù)荷進(jìn)行不同替代率和燃料模式切換試驗(yàn)。試驗(yàn)時(shí)燃?xì)饽Ｊ奖３秩細(xì)廛墘?、燃?xì)鈬娚鋾r(shí)刻、增壓空氣壓力、引燃油噴射量、引燃油噴射時(shí)刻和進(jìn)氣溫度等參數(shù)不變。柴油模式的廢氣旁通閥保持關(guān)閉狀態(tài)。不同替代率試驗(yàn)時(shí)，手動(dòng)調(diào)整燃?xì)鈬娚涿}寬，倒逼主燃油量的變化，使燃料替代率控制在目標(biāo)值附近。待發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行穩(wěn)定后，連續(xù)記錄150個(gè)循環(huán)的各缸燃燒狀態(tài)。燃料模式切換試驗(yàn)時(shí)調(diào)整發(fā)動(dòng)機(jī)各負(fù)荷的切換時(shí)長(zhǎng)(90～180 s)，記錄切換過程的轉(zhuǎn)速波動(dòng)和各缸燃燒狀態(tài)。表1是發(fā)動(dòng)機(jī)不同負(fù)荷下的關(guān)鍵控制參數(shù)。

表1 不同負(fù)荷下發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵運(yùn)行參數(shù)Table 1 Key engine operating parameters under different load conditions

發(fā)動(dòng)機(jī)燃料替代率ESR為：

(1)

式中：Hd為柴油低熱值；Hg為天然氣低熱值；md為主燃油循環(huán)噴射量；mg為燃?xì)庋h(huán)噴入量；mpd為引燃油噴射量。

以轉(zhuǎn)速波動(dòng)率φn來表征切換過程發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速瞬態(tài)變化的程度：

(2)

式中：nmax/min為切換過程轉(zhuǎn)速的最大或最小值；nm為當(dāng)前轉(zhuǎn)速平均值。

2 燃料模式切換試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 燃料替代率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響

表2是發(fā)動(dòng)機(jī)各工況引燃油量、主燃油量及燃?xì)饬髁?，其中，主燃油噴射時(shí)刻為9 ℃A BTDC，柴油模式引燃油噴射時(shí)刻為6 ℃A BTDC，用以冷卻噴油器，有燃?xì)鈬娚鋾r(shí)為15 ℃A BTDC。

表2 燃料消耗Table 4 Fuel consumption

圖2是發(fā)動(dòng)機(jī)不同負(fù)荷不同燃料替代率的氣缸壓力及放熱率，可見隨著負(fù)荷增大，由于廢氣旁通閥開啟而導(dǎo)致的壓縮壓力降低更加明顯。各負(fù)荷柴油模式(ESR=0)下的爆發(fā)壓力Pmax明顯大于其他替代率下的Pmax。不同負(fù)荷柴油模式缸內(nèi)的放熱呈典型的雙峰曲線，分別由柴油預(yù)混壓縮燃燒和擴(kuò)散燃燒導(dǎo)致。發(fā)動(dòng)機(jī)各負(fù)荷主燃油噴射時(shí)刻不變，第1個(gè)峰值相位一致，但隨著負(fù)荷增大，燃油量增大，擴(kuò)散燃燒占比增大，故第2個(gè)峰值由明顯低于第1個(gè)峰值轉(zhuǎn)變?yōu)榇笥诘?個(gè)峰值；隨著轉(zhuǎn)速增加，第2個(gè)峰值相位后移。ESR為50%時(shí)，缸內(nèi)燃燒放熱率呈現(xiàn)3個(gè)峰值，這是由于燃?xì)鈪⑴c燃燒時(shí)，引燃油噴射早于主燃油噴射，引燃油預(yù)混壓縮燃燒引起第1個(gè)較低的放熱率峰值，主燃油預(yù)混壓縮燃燒引起第2個(gè)放熱率峰值，混合氣多點(diǎn)預(yù)混燃燒和主燃油擴(kuò)散燃燒引起第3個(gè)放熱率峰值。此時(shí)放熱率第2峰值相位與柴油模式時(shí)第1峰值相位高度一致，前者幅值在較高負(fù)荷時(shí)甚至高于后者，表明燃?xì)獾狞c(diǎn)燃加速了主燃油預(yù)混合壓縮燃燒。當(dāng)ESR達(dá)到80% 時(shí)，主燃油占比較少，主燃油預(yù)混合壓縮燃燒主導(dǎo)的第2個(gè)峰值和擴(kuò)散燃燒引起 第3個(gè)放熱率峰值減弱，而燃?xì)舛帱c(diǎn)預(yù)混合燃燒主導(dǎo)的第3個(gè)峰值遞增[6,16]。燃?xì)饽Ｊ紼SR=99%時(shí)，主燃油停止噴射，此時(shí)缸內(nèi)燃燒放熱率曲線又恢復(fù)為雙峰型式，且燃燒相位明顯后移。另外，發(fā)動(dòng)機(jī)各負(fù)荷下當(dāng)ESR從50%增大到99%時(shí)，引燃油著火延遲持續(xù)增大，這是因?yàn)檩^高替代率時(shí)引燃油著火前缸內(nèi)混合氣濃度更高，抑制了引燃油著火。

圖2 不同燃料替代率時(shí)氣缸壓力與放熱率Fig.2 Cylinder pressure and heat release rate of different fuel substitutions

圖3為發(fā)動(dòng)機(jī)各負(fù)荷下不同替代率時(shí)各缸平均指示有效壓力循環(huán)變動(dòng)COVIMEP，各負(fù)荷柴油模式的COVIMEP均較低，且各缸呈現(xiàn)良好的一致性。當(dāng)ESR上升到50%時(shí)，25%負(fù)荷下除第2缸外其他各缸COVIMEP均出現(xiàn)大幅度上升且超過6.8%，而50%負(fù)荷和75%負(fù)荷下，各缸COVIMEP仍能維持在3%以下。當(dāng)ESR上升到80%時(shí)，各負(fù)荷下各缸COVIMEP均出現(xiàn)不同幅度上升，且各缸差異明顯增大，各負(fù)荷下COVIMEP最大依此為10.2%、8.4%、4.6%。而發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饽Ｊ礁髫?fù)荷的各缸COVIMEP均降低至較低水平。雖然雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)各缸做功一致性問題有待進(jìn)一步研究，但仍可以得出，隨著主燃油量減小，燃?xì)饬吭龃?，各缸燃燒波?dòng)加劇，同時(shí)各缸燃燒一致性變差。

圖3 不同燃料替代率時(shí)COVIMEP值變化Fig.3 Variation of COVIMEP of different fuel substitutions

綜上所述，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)模式切換過程，隨ESR升高其缸內(nèi)燃燒波動(dòng)加劇，切換時(shí)應(yīng)嚴(yán)格控制燃?xì)饬康脑黾铀俾?，尤其是切換后期ESR達(dá)到較高水平時(shí)，應(yīng)避免產(chǎn)生燃燒不穩(wěn)定；同時(shí)應(yīng)嚴(yán)格控制缸內(nèi)燃料總量以防止燃燒粗暴或功率不足。

2.2 模式切換過程控制策略及分析

發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)在一定的負(fù)荷范圍內(nèi)均可進(jìn)行模式切換。在較低負(fù)荷(25%負(fù)荷)進(jìn)行切換試驗(yàn)，不同控制策略的切換試驗(yàn)分別是主燃油快速切斷、燃?xì)鈬娚涮崆斑M(jìn)入閉環(huán)控制、燃?xì)饬吭O(shè)定值高于當(dāng)前工況所需燃料量等3種策略，具體如圖4所示。模式切換過程中，采用增加燃?xì)鈬娚淞科仁共裼蛧娚淞勘粍?dòng)降低的方法進(jìn)行轉(zhuǎn)速控制[9]。

圖4 燃料模式切換控制策略方案Fig.4 Control strategies of diesel to gas mode switch-over

圖5為發(fā)動(dòng)機(jī)25%負(fù)荷按照策略1燃料模式切換過程，切換瞬間主燃油切斷發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入燃?xì)饽Ｊ?。由于燃?xì)廛墐?nèi)開始并非是燃?xì)?，最初若干個(gè)循環(huán)噴入缸內(nèi)的燃?xì)饬坎蛔?，易產(chǎn)生缸內(nèi)失火，此時(shí)轉(zhuǎn)速急速下降32 r/min，φn約為6.6%。由于發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷較低，其轉(zhuǎn)速仍然可控，燃?xì)鈬娚淞可形闯霈F(xiàn)較大超調(diào)，缸內(nèi)也未發(fā)生爆震現(xiàn)象；高負(fù)荷運(yùn)行時(shí)則存在缸內(nèi)爆震現(xiàn)象的風(fēng)險(xiǎn)。發(fā)動(dòng)機(jī)模式切換時(shí)不能采用主燃油瞬間切斷的“快速切換”的方式，應(yīng)控制其燃?xì)庠黾铀俾?，以防燃燒惡化和出現(xiàn)爆震現(xiàn)象。

圖5 燃料模式切換過程(策略1)Fig.5 Diesel to gas mode switch-over (strategy 1)

圖6為發(fā)動(dòng)機(jī)25%負(fù)荷按照策略2燃料模式切換過程，燃?xì)鈬娚淞堪丛O(shè)定的斜率增加，約30 s時(shí)刻燃?xì)饽Ｊ介]環(huán)調(diào)速參與轉(zhuǎn)速控制。此時(shí)燃?xì)饬亢筒裼土烤３址€(wěn)定，切換最終時(shí)刻(約120 s)其主燃油瞬間切斷進(jìn)入燃?xì)饽Ｊ剑藭r(shí)由于缸內(nèi)燃料量不足，其轉(zhuǎn)速急速下降50 r/min，φn約為10.6%，燃?xì)鈬娚涿}寬明顯超調(diào)，此后轉(zhuǎn)速逐漸穩(wěn)定。發(fā)動(dòng)機(jī)高負(fù)荷時(shí)的轉(zhuǎn)速波動(dòng)更大，缸內(nèi)出現(xiàn)爆震現(xiàn)象的可能性較大，甚至有出現(xiàn)轉(zhuǎn)速持續(xù)下降導(dǎo)致停機(jī)的可能。因而燃?xì)饽Ｊ降拈]環(huán)調(diào)速應(yīng)在發(fā)動(dòng)機(jī)即將切換完成時(shí)參與轉(zhuǎn)速控制，此時(shí)其主燃油噴射量較低，燃?xì)鈬娚涿}寬控制由開環(huán)控制轉(zhuǎn)入閉環(huán)控制更加平穩(wěn)，可避免因主燃油切斷而導(dǎo)致的轉(zhuǎn)速大幅度波動(dòng)。

圖6 燃料模式切換過程(策略2)Fig.6 Diesel to gas mode switch-over (strategy 2)

圖7是發(fā)動(dòng)機(jī)25%負(fù)荷按照策略3燃料模式切換過程，其燃?xì)饬款A(yù)設(shè)定值大于當(dāng)前工況所需的燃?xì)饬?，切換最后時(shí)刻轉(zhuǎn)速迅速上升，隨后主燃油噴射切斷，燃?xì)鈬娚淞窟M(jìn)入閉環(huán)控制，轉(zhuǎn)速迅速降低后逐漸穩(wěn)定。可見燃?xì)饬吭O(shè)定值偏大或偏小均引起轉(zhuǎn)速大幅度波動(dòng)，嚴(yán)重時(shí)將直接導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)超速或停機(jī)。另外，由于電子調(diào)速器響應(yīng)滯后，主燃油量在燃?xì)饬窟_(dá)到目標(biāo)值時(shí)并未降低至零，進(jìn)一步加劇了轉(zhuǎn)速激增。

圖7 燃料模式切換過程(策略3)Fig.7 Diesel to gas mode switch-over (strategy 3)

以上分析可見，影響切換過程的關(guān)鍵因素主要包括燃?xì)饬吭黾铀俾省⒅魅加土拷档退俾?、燃?xì)饬磕繕?biāo)值和燃?xì)鈬娚溥M(jìn)入閉環(huán)控制的時(shí)刻等。其中主燃油量降低速率通過標(biāo)定閉環(huán)控制參數(shù)調(diào)整，燃?xì)饬磕繕?biāo)值通過嚴(yán)格標(biāo)定獲取。

圖8是優(yōu)化的發(fā)動(dòng)機(jī)模式切換的控制策略，燃?xì)饬吭黾硬捎?段控制方式，即首先按預(yù)設(shè)定斜率增加，至目標(biāo)值時(shí)保持不變，隨后進(jìn)入閉環(huán)控制。整個(gè)切換過程分為4個(gè)階段：1)T1時(shí)刻接收切換指令，引燃油噴射量切換至當(dāng)前發(fā)動(dòng)機(jī)工況燃?xì)饽Ｊ剿栌土?，燃?xì)鈬娚淞堪丛O(shè)定的斜率上升至查表所得的當(dāng)前發(fā)動(dòng)機(jī)工況燃?xì)饽Ｊ剿枞細(xì)饬?，電子調(diào)速器正常工作，此時(shí)的燃?xì)饬吭黾邮蛊滢D(zhuǎn)速略微上升，迫使柴油噴射量逐漸降低；2)T2時(shí)刻燃?xì)鈬娚淞窟_(dá)到目標(biāo)值，由于電子調(diào)速器響應(yīng)略微滯后，主燃油噴射量并未降低至零，隨后燃?xì)鈬娚淞勘３植蛔?，主燃油繼續(xù)降低；3)T3時(shí)刻主燃油降低至設(shè)定的斷油位置，轉(zhuǎn)速控制變量由柴油模式轉(zhuǎn)變?yōu)槿細(xì)饽Ｊ?，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)為燃?xì)饽Ｊ介]環(huán)調(diào)速控制，同時(shí)電子調(diào)速器延遲停止工作；4)T4時(shí)刻完成模式切換，主燃油噴射量降低至零，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入燃?xì)饽Ｊ健?/p>

圖8 優(yōu)化的模式切換控制策略Fig.8 Optimized control strategies of diesel to gas mode switch-over

圖9是發(fā)動(dòng)機(jī)各負(fù)荷燃料模式切換過程，以75%負(fù)荷為例，0 s時(shí)刻(T1)開始切換；約90 s時(shí)刻(T2)燃?xì)鈬娚淞窟_(dá)到其當(dāng)前負(fù)荷燃?xì)饽Ｊ剿枞細(xì)饬?，其轉(zhuǎn)速稍高于設(shè)定轉(zhuǎn)速，以此迫使主燃油量降低，由于電子調(diào)速器機(jī)械延遲，主燃油齒條位置并未降低到零點(diǎn)位置，轉(zhuǎn)速升高越大主燃油量降低越快；約130 s時(shí)刻(T3)主燃油齒條位置降低到設(shè)定的閉環(huán)控制切換位置，轉(zhuǎn)速較T2時(shí)刻有所上升，此時(shí)燃?xì)饽Ｊ睫D(zhuǎn)速閉環(huán)控制接入，其轉(zhuǎn)速降低到設(shè)定轉(zhuǎn)速附近，轉(zhuǎn)速快速降低使電子調(diào)速器輸出出現(xiàn)小幅階躍上升，此后電子調(diào)速器延遲停止工作，等待切換完成；180 s時(shí)刻(T4)切換完成，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入燃?xì)饽Ｊ?。各?fù)荷下切換過程進(jìn)氣壓力和燃?xì)鈮毫芸焖俜€(wěn)定在目標(biāo)值附近，切換過程轉(zhuǎn)速上升分別約15、12、11 r/min，轉(zhuǎn)速波動(dòng)率分別約為3.2%、2.0%、1.6%，燃料模式切換效果良好。

圖10是75%負(fù)荷燃料模式切換過程4#缸Pmax和IMEP的變化。切換開始后，廢氣旁通閥開啟，可見Pmax值迅速降低，ESR達(dá)到50%前，各負(fù)荷下Pmax和IMEP均保持相對(duì)穩(wěn)定。隨后隨著ESR上升，Pmax呈緩慢下降趨勢(shì)，至80%附近時(shí)出現(xiàn)1個(gè)較明顯的降低過程(圖中趨勢(shì)曲線所示)，此階段缸內(nèi)燃燒正經(jīng)歷主燃油預(yù)混合壓縮燃燒引起的第2放熱率峰值消失的過程，IMEP波動(dòng)劇烈。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，負(fù)荷越低切換后期IMEP波動(dòng)越大，整個(gè)切換過程中各負(fù)荷COVIMEP(相鄰20個(gè)循環(huán)統(tǒng)計(jì)值)最大值分別為19.8%、13.4%、8.1%，分別出現(xiàn)在切換為燃?xì)饽Ｊ介]環(huán)控制之后、附近和之前，表明隨著負(fù)荷增大，較高替代率時(shí)缸內(nèi)燃燒受主燃油燃燒影響減弱。

圖10 燃料模式切換過程4#缸燃燒參數(shù)變化Fig.10 Variation of the 4th cylinder combustion parameters during the fuel mode switch-over

各組模式切換過程未出現(xiàn)Pmax異常偏高和IMEP異常偏低的情況，表明無爆震和失火現(xiàn)象發(fā)生，制定的模式切換控制策略可有效抑制切換過程中發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)，同時(shí)保證發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行安全。

2.3 切換時(shí)長(zhǎng)對(duì)燃料模式切換過程的影響

圖11是發(fā)動(dòng)機(jī)不同負(fù)荷不同切換時(shí)長(zhǎng)模式切換過程的轉(zhuǎn)速變化?？紤]發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行安全，切換時(shí)長(zhǎng)控制在90～180 s范圍內(nèi)，其切換試驗(yàn)均未出現(xiàn)爆震現(xiàn)象。由圖可見，發(fā)動(dòng)機(jī)隨切換時(shí)間增加其轉(zhuǎn)速波動(dòng)逐漸降低。隨著切換時(shí)長(zhǎng)增大其燃?xì)鈬娚淞可仙俾式档停娮诱{(diào)速器機(jī)械響應(yīng)的滯后效應(yīng)亦降低，迅速補(bǔ)償因燃?xì)饬吭黾赢a(chǎn)生的轉(zhuǎn)速上升。發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饽Ｊ睫D(zhuǎn)速閉環(huán)控制接入時(shí)其轉(zhuǎn)速迅速降低至設(shè)定轉(zhuǎn)速附近。切換時(shí)長(zhǎng)較短時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速偏離設(shè)定轉(zhuǎn)速較大，轉(zhuǎn)速閉環(huán)控制接入時(shí)燃?xì)鈬娚淞垦杆僬{(diào)節(jié)，但仍然無法抵消燃?xì)鈬娚淞克查g減小所致的轉(zhuǎn)速快速降低，轉(zhuǎn)速有反向超調(diào)趨勢(shì)。切換時(shí)長(zhǎng)對(duì)模式切換影響有限，試驗(yàn)時(shí)φn最大約為5.7%，且未發(fā)生爆震與失火現(xiàn)象。

圖11 不同切換時(shí)長(zhǎng)燃料模式切換過程的轉(zhuǎn)速變化Fig.11 Variation of engine speed during fuel mode switch-over of different switch duration

基于制定的模式切換控制策略，最終實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)在20%～80%額定負(fù)荷范圍內(nèi)120 s時(shí)間內(nèi)切換，其中燃?xì)鈬娚淞吭?0 s增加到目標(biāo)值附近，切換過程中發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速平穩(wěn)可控，缸內(nèi)燃燒無異?，F(xiàn)象發(fā)生。

3 結(jié)論

1)隨燃料替代率升高，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)放熱規(guī)律從柴油模式的2個(gè)峰值變成3個(gè)峰值后又逐漸變成2個(gè)峰值；燃燒循環(huán)變動(dòng)明顯增大，負(fù)荷越低增大越明顯，且各缸IMEP循環(huán)變動(dòng)差異增大；燃?xì)饽Ｊ较?，燃燒循環(huán)變動(dòng)明顯降低，但仍高于柴油模式。

2)快速切換不適用于船用微引燃雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料模式切換；劇烈轉(zhuǎn)速波動(dòng)易發(fā)生于燃料模式切換即將完成時(shí)刻，此時(shí)主燃油占比較小，缸內(nèi)燃燒波動(dòng)大。

3)采用制定的三段式燃料模式切換控制策略，實(shí)機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證發(fā)動(dòng)機(jī)20%～80%額定功率范圍內(nèi)柴油至燃?xì)饽Ｊ狡椒€(wěn)安全切換，切換時(shí)長(zhǎng)為120 s，轉(zhuǎn)速波動(dòng)最大約為5.7%，未發(fā)生爆震和失火現(xiàn)象；較短的切換時(shí)長(zhǎng)將導(dǎo)致切換過程中轉(zhuǎn)速波動(dòng)增大。

4)燃料模式切換過程對(duì)切換期間發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)載變化非常敏感，應(yīng)嚴(yán)格標(biāo)定柴油模式調(diào)速和燃?xì)饽Ｊ秸{(diào)速控制參數(shù)。