可調(diào)噴油規(guī)律下噴油提前角對柴油機(jī)性能的影響

楊 昆，周 磊，趙建華，聶 濤，劉 楠

(1. 海軍工程大學(xué) 動力工程學(xué)院， 湖北 武漢 430033； 2. 海軍蚌埠士官學(xué)校 機(jī)電系， 安徽 蚌埠 233012)

柴油機(jī)性能主要由其燃燒過程組織好壞決定，而燃燒過程則與燃油系統(tǒng)的噴射特性直接相關(guān)，對噴油壓力與噴油規(guī)律實施靈活的控制是提高柴油機(jī)性能最高效的方式[1-3]。提高噴油壓力，能夠提高油束的霧化質(zhì)量，有效改善NOx排放[4-5]。但是，噴油壓力提高后，意味著噴油速率的提高，從而使得滯燃期內(nèi)噴入的燃油數(shù)量增多，造成燃燒初期的放熱率急速升高，導(dǎo)致排放和燃燒噪聲增大，這就需要通過對噴油規(guī)律的有效控制來調(diào)整預(yù)混燃燒的油量，形成更為合理的可燃混合氣時間和空間分布[6]。為實現(xiàn)全工況范圍內(nèi)的優(yōu)化，噴油規(guī)律不應(yīng)該是固定不變的，應(yīng)隨著柴油機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的變化相應(yīng)調(diào)整成最佳的曲線形狀[7]。因此，人們在對噴油壓力要求不斷提高的同時，對理想噴油規(guī)律的不懈追求也一直沒有間斷過。海軍工程大學(xué)設(shè)計的超高壓共軌系統(tǒng)能夠在電子控制單元的精確控制下，產(chǎn)生靈活可調(diào)的噴油規(guī)律，實現(xiàn)與柴油機(jī)的全工況優(yōu)化匹配。

柴油機(jī)噴油過程中，噴油提前角是主要調(diào)節(jié)參數(shù)之一，通過對噴油提前角的調(diào)節(jié)能夠使柴油機(jī)保持在較好的性能范圍內(nèi)。Kim等[8]為研究噴油參數(shù)對柴油機(jī)特性的影響，搭建了試驗臺架，并通過臺架開展了相關(guān)測試，結(jié)果表明采用早期定時噴射的方法，可以有效降低NOx排放的濃度，但也會導(dǎo)致燃燒效率的降低。Xu等[9]分析了噴油定時對燃燒性能和排放特性的影響，結(jié)果表明：噴油時刻的提前會使得碳煙排放和火焰溫度分布的范圍減小，但會導(dǎo)致NOx排放的濃度增加。Lee等[10]利用單缸柴油機(jī)燃燒與排放測量系統(tǒng)，分析了主噴時刻(保持預(yù)主噴間隔不變)對柴油機(jī)性能的影響，結(jié)果表明：主噴時刻的滯后會使得著火延遲期和油耗率先減小后增大。譚丕強(qiáng)等[11]開展了噴油提前角對發(fā)動機(jī)排放特性的試驗研究，得出了噴油提前角的增大能夠有效降低顆粒物排放，但同時會引發(fā)NOx濃度升高的結(jié)論。張晶等[12]基于多維數(shù)值模擬的方法，研究了噴油規(guī)律曲線形狀對高強(qiáng)化柴油機(jī)燃燒過程的影響規(guī)律，獲取了不同噴油規(guī)律下的燃燒特性。劉紅彬等[13]以大功率柴油機(jī)為研究對象，分析了性能參數(shù)隨噴油定時的變化規(guī)律，結(jié)果表明：缸內(nèi)可燃混合氣濃度、壓力升高率峰值以及溫度峰值均隨著噴油定時的提前而逐漸升高。章振宇等[14]以對置二沖程柴油機(jī)為研究對象，分析了不同噴油規(guī)律曲線形狀下發(fā)動機(jī)的燃燒性能，結(jié)果表明：矩形噴油規(guī)律的滯燃期最短，而梯形噴油規(guī)律的缸內(nèi)最高燃燒壓力最大。然而，上述文獻(xiàn)只是針對不同噴油規(guī)律曲線形狀下的燃燒特性或者常規(guī)噴射條件下的噴油提前角影響規(guī)律單方面的研究，綜合研究可調(diào)噴油規(guī)律噴射條件下的柴油機(jī)性能隨噴油提前角的影響的文章鮮有報道。

為獲取可調(diào)噴油規(guī)律條件下噴油提前角對柴油機(jī)性能的影響規(guī)律及成因機(jī)理，本文在實現(xiàn)可調(diào)噴油規(guī)律噴射的基礎(chǔ)上，基于Fire軟件建立了柴油機(jī)工作過程計算模型，并通過試驗對模型中的主要參數(shù)進(jìn)行了標(biāo)定，進(jìn)而利用模型分析了靴形噴油規(guī)律下柴油機(jī)性能隨噴油提前角的變化。

1 可調(diào)噴油規(guī)律實現(xiàn)

可調(diào)噴油規(guī)律是通過超高壓共軌系統(tǒng)實現(xiàn)的。系統(tǒng)總體結(jié)構(gòu)示意如圖1所示，相比于常規(guī)高壓共軌系統(tǒng)，其主要特點(diǎn)是在共軌管和噴油器之間加裝了自行設(shè)計的增壓設(shè)備(圖1中虛線部分)。該系統(tǒng)采用雙電磁閥控制，一個用于控制增壓設(shè)備，另一個用于控制噴油器，通過打開增壓設(shè)備的電磁閥來實現(xiàn)增壓，且增壓壓力的大小由增壓設(shè)備內(nèi)的增壓比(增壓活塞面積比)決定，即增壓比越大，增壓壓力越大。同時，通過調(diào)整增壓設(shè)備與噴油器電磁閥之間的控制信號時序，來獲取靈活可調(diào)的噴油規(guī)律。增壓設(shè)備的工作原理詳見文獻(xiàn)[15]。

圖1 超高壓共軌系統(tǒng)總體結(jié)構(gòu)示意Fig.1 General structure of ultra high pressure common rail system

圖2為基于AMESim仿真軟件建立的超高壓共軌系統(tǒng)模型。通過改變模型中增壓設(shè)備和噴油器電磁閥的控制信號，對系統(tǒng)進(jìn)行了噴油規(guī)律控制特性分析，得出的仿真結(jié)果如圖3所示。由圖3可知，隨著增壓時刻的滯后，噴油規(guī)律由矩形過渡到斜坡形再到靴形，證明了超高壓共軌系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)噴油規(guī)律的靈活可控。

圖2 超高壓共軌系統(tǒng)模型Fig.2 Model of ultra high pressure common rail system

圖3 噴油規(guī)律曲線Fig.3 Fuel injection law curve

2 靴形噴油規(guī)律下柴油機(jī)工作過程計算模型的建立及標(biāo)定

2.1 三維建模與網(wǎng)格劃分

為得到缸內(nèi)工作過程模擬計算所需前處理文件，運(yùn)用Pro/E軟件對燃燒室建立了三維模型。同時，為增加計算的效率，對三維模型設(shè)置了簡化的處理，即把燃燒室的頂部視為一平面，底部尺寸則按照燃燒室實際參數(shù)進(jìn)行定義。

考慮到柴油機(jī)燃燒室形狀的對稱性，選取了對應(yīng)于噴孔個數(shù)的燃燒室來進(jìn)行計算，即當(dāng)噴孔數(shù)為6時，只繪制出了1/6的燃燒室三維模型。而后，將模型以.stl格式的文件導(dǎo)入Fire軟件中，通過Auto edge工具形成燃燒室邊界數(shù)據(jù)，最后利用Hybrid Assistant工具生成計算網(wǎng)格。圖4所示為活塞分別處于上止點(diǎn)和下止點(diǎn)時的燃燒室計算網(wǎng)格。柴油機(jī)的主要參數(shù)見表1。

(a) 上止點(diǎn)(a) Top dead center (b) 下止點(diǎn)(b) Bottom dead center 圖4 燃燒室計算網(wǎng)格Fig.4 Calculation meshes of combustion chamber

表1 柴油機(jī)主要參數(shù)

2.2 網(wǎng)格獨(dú)立性分析

在建立燃燒室仿真模型過程中，網(wǎng)格尺寸的選擇是至關(guān)重要的。尺寸過大會降低計算精度導(dǎo)致仿真結(jié)果不準(zhǔn)確，尺寸過小會大幅增加計算量，有必要對模型網(wǎng)格進(jìn)行獨(dú)立性分析?；诖耍謩e建立3 mm、2 mm、1.5 mm、1.2 mm四種網(wǎng)格尺寸的仿真模型，將它們的缸壓仿真值與試驗獲得的結(jié)果進(jìn)行比較分析，如圖5所示。由圖可以看出，隨著網(wǎng)格尺寸的減小，缸壓增大。但當(dāng)網(wǎng)格尺寸由1.5 mm減小到1.2 mm時，缸壓的結(jié)果基本不再發(fā)生變化，并且與試驗數(shù)值基本吻合。說明此時的網(wǎng)格相對于計算結(jié)果是獨(dú)立的，再減小網(wǎng)格尺度已對計算結(jié)果影響不大，而1.5 mm方案能減少計算時間。因此，燃燒過程計算網(wǎng)格的尺寸大小取為1.5 mm。

圖5 網(wǎng)格尺寸對計算結(jié)果的影響Fig.5 Effects of mesh size on calculation results

2.3 初始和邊界條件設(shè)置

由于本文針對可調(diào)噴油規(guī)律噴射條件下的柴油機(jī)性能開展研究，因此，將計算時長設(shè)置為進(jìn)氣門關(guān)閉至排氣門打開這段時間。

對于瞬態(tài)仿真而言，初始條件直接影響到缸內(nèi)的空氣狀態(tài)，因此對初始條件的準(zhǔn)確設(shè)置至關(guān)重要。需要設(shè)置的初始條件參數(shù)主要包括：壓力、密度、溫度、湍流動能、湍流長度尺度以及渦流速度等[16]。其中，壓力和溫度由前期試驗結(jié)果獲得，密度會根據(jù)輸入的壓力和溫度自動計算。湍流動能、湍流長度尺度以及渦流速度可分別由式(1)～(3)獲得[17]。

(1)

(2)

vΩ=n·Ω

(3)

其中：h為沖程，mm；n為柴油機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min；hv為最大氣門升程，mm；Ω為渦流比。

邊界條件運(yùn)用第一類邊界條件，即直接設(shè)定壁面溫度。由于缸蓋等處的溫度難以用試驗測試，故本文按照經(jīng)驗值將缸蓋底面溫度設(shè)置為573 K，活塞頂面溫度設(shè)置為583 K，缸套表面溫度設(shè)置為453 K。由于補(bǔ)償容積的作用是為了使計算壓縮比與實際值達(dá)到一致，即實際上不存在這樣的面，故其熱邊界條件采用heat flux，大小為0。

2.4 模型標(biāo)定與驗證

仿真模型的準(zhǔn)確標(biāo)定是保證計算結(jié)果可靠性的前提。由于靴形噴油規(guī)律噴射條件下的噴油壓力是隨著時間變化的，有別于常規(guī)矩形噴射的情況，這就需要對靴形噴油規(guī)律下的模型參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。研究表明[18]，在眾多的工作過程計算模型參數(shù)中，對柴油機(jī)工作過程影響最為明顯的參數(shù)包括：噴霧模型中的液滴破碎時間常數(shù)C2和傳熱因子常數(shù)E1。因此，本文基于前期噴霧特性試驗結(jié)果[19]，對上述2個參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。

2.4.1 模型參數(shù)的標(biāo)定

圖6 不同C2取值下的噴霧貫穿距對比Fig.6 Spray penetration comparison result under different C2 values

1)C2決定了液滴的破碎時間，對液滴平均直徑和噴霧貫穿距產(chǎn)生影響。由于本文研究的是靴形噴油規(guī)律，因此對靴形噴油規(guī)律下的噴霧貫穿距仿真結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行了對比(如圖6所示)。由圖可知，噴霧貫穿距隨著C2的增加而逐漸增大，這是由于C2的增加使得液滴破碎時間延長導(dǎo)致的。當(dāng)C2為45時，仿真結(jié)果與試驗結(jié)果最為接近，故在靴形噴油規(guī)律下，將燃燒過程計算模型中的C2值定為45。

2)E1決定了傳熱系數(shù)的大小，進(jìn)而對燃油蒸發(fā)量和噴霧貫穿距產(chǎn)生影響。通過計算得出的不同E1取值下噴霧貫穿距仿真結(jié)果與試驗結(jié)果對比如圖7所示。由圖可知，噴霧貫穿距隨著E1的增加而逐漸減小，這是由于E1的增加使得液滴蒸發(fā)速率增大導(dǎo)致的。當(dāng)E1為1時，仿真結(jié)果與試驗結(jié)果最為接近，故在靴形噴油規(guī)律下，將燃燒過程計算模型中的E1值定為1。

圖7 不同E1取值下的噴霧貫穿距對比Fig.7 Spray penetration comparison result under different E1 values

2.4.2 模型驗證

結(jié)合前文對燃燒過程計算模型的標(biāo)定過程可知，在靴形噴油規(guī)律噴射條件下，C2和E1值分別取為45和1。根據(jù)標(biāo)定結(jié)果，在額定工況下(1500 r/min，100%負(fù)荷)對模型進(jìn)行了仿真計算。圖8所示為柴油機(jī)缸壓和放熱率的試驗值與仿真值對比結(jié)果。由圖可以看出，仿真和試驗得到的缸壓、放熱率隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線幾乎一致，這就說明所建立的計算模型能夠滿足實際需求，可以用來開展靴形噴油規(guī)律下柴油機(jī)性能的理論研究。

(a) 缸壓對比 (a) Cylinder pressure comparison

(b) 放熱率對比(b) Heat release rate comparison 圖8 缸壓和放熱率試驗值與仿真值對比Fig.8 Cylinder pressure and heat release rate comparison between experimental value and simulation value

3 靴形噴油規(guī)律下柴油機(jī)性能分析

為分析靴形噴油規(guī)律下柴油機(jī)性能隨噴油提前角的影響，在額定工況下，針對三種噴油提前角(上止點(diǎn)前-16℃A、-12℃A以及-8℃A)分別進(jìn)行計算。

3.1 動力性和經(jīng)濟(jì)性

靴形噴油規(guī)律下柴油機(jī)動力性和經(jīng)濟(jì)性隨噴油提前角的變化如表2所示。由表可知，隨著噴油提前角的增大，柴油機(jī)的功率(扭矩)先上升后下降，而燃油消耗率先下降后上升，即在噴油提前角為-12℃A時，柴油機(jī)的動力性和經(jīng)濟(jì)性達(dá)到最優(yōu)。相比于噴油提前角為-8℃A和-16℃A，噴油提前角為-12℃A時功率(扭矩)分別約上升了3.42%和3.05%，燃油消耗率分別下降了3.30%和2.96%。這是由于噴油提前角過小時，會使得燃油在未完全混合均勻的情況下就進(jìn)行燃燒，導(dǎo)致燃燒不完全，油耗增加，動力性和經(jīng)濟(jì)性均下降；噴油提前角過大時，會使得滯燃期增加，壓縮負(fù)功更大，不利于缸內(nèi)燃燒，動力性和經(jīng)濟(jì)性也相應(yīng)變差。

表2 動力性和經(jīng)濟(jì)性隨噴油提前角的變化

3.2 燃燒特性

靴形噴油規(guī)律下缸內(nèi)壓力隨噴油提前角的變化如圖9所示。由圖可以看出，噴油提前角的增大，會使得缸內(nèi)壓力逐漸升高，且達(dá)到缸壓最大值的時刻提前。這是因為噴油提前角越大，噴油時刻的缸內(nèi)溫度和缸內(nèi)壓力也就越低，會造成反應(yīng)速率的下降和反應(yīng)時間的延長，導(dǎo)致滯燃期增加，進(jìn)入缸內(nèi)的燃油也就增加，即在著火開始前有更多數(shù)量的可燃混合物生成，速燃期內(nèi)可燃混合氣燃燒得更加迅速和充分，且燃燒始點(diǎn)提前，故最終導(dǎo)致了最大爆發(fā)壓力的升高和對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角的提前。

圖9 缸內(nèi)壓力隨噴油提前角的變化Fig.9 Change of pressure in cylinder with fuel injection advance angle

表3顯示了不同噴油提前角下的缸內(nèi)速度場分布情況。由表也可以看出，噴油提前角越大，到達(dá)上止點(diǎn)時的氣流運(yùn)動越劇烈，形成的渦流強(qiáng)度越顯著，加快了可燃混合氣的形成速度，因此，燃燒過程更為劇烈。

表3 不同噴油提前角下的缸內(nèi)速度場分布情況

靴形噴油規(guī)律下缸內(nèi)溫度隨噴油提前角的變化如圖10所示。由圖可以看出，噴油提前角的增大，會使得缸內(nèi)溫度逐漸升高，且達(dá)到缸溫最大值的時刻提前。這是因為隨著噴油提前角的增大，滯燃期增加，即燃油和空氣的混合時間延長，導(dǎo)致在著火時刻有更多數(shù)量的可燃混合物生成，并幾乎同時在速燃期內(nèi)開始燃燒，造成了缸內(nèi)溫度的升高。與此同時，滯燃期內(nèi)油量的增多也使得燃燒時刻有所提前，達(dá)到缸溫最大值的時刻提前。根據(jù)不同噴油提前角下的缸內(nèi)溫度場分布云圖(見表4)能夠更加直觀地看出，噴油越提前，缸內(nèi)高溫范圍越大。

靴形噴油規(guī)律下放熱率隨噴油提前角的變化如圖11所示。由圖可以看出，噴油提前角的增大會使放熱時刻提前。這是因為噴油提前角越大，在著火延遲期內(nèi)有更多數(shù)量的可燃混合物生成，且濃度越大。因此，速燃期內(nèi)參與混合燃燒的燃料越多，缸內(nèi)壓力和溫度升高的速度越快，燃燒程度越劇烈，這就造成了放熱率峰值的升高，且達(dá)到峰值的時間提前。

圖10 缸內(nèi)溫度隨噴油提前角的變化Fig.10 Change of temperature in cylinder with fuel injection advance angle

表4 不同噴油提前角下的缸內(nèi)溫度場分布情況

圖11 放熱率隨噴油提前角的變化Fig.11 Change of heat release rate with fuel injection advance angle

3.3 排放特性

靴形噴油規(guī)律下NOx排放量隨噴油提前角的變化如圖12所示。由圖可以看出，噴油提前角的增大，會造成NOx排放量升高。這是因為噴油提前角增大，會使得預(yù)混合燃燒過程中的油量增多，且預(yù)混合燃料處在富氧條件下，造成缸內(nèi)溫度的升高，即NOx生成的兩個因素(高溫和富氧)均得到加強(qiáng)，故NOx排放量上升。根據(jù)不同噴油提前角下的缸內(nèi)當(dāng)量比分布云圖(見表5)也可以明顯地看出，增大噴油提前角，能夠促使缸內(nèi)形成的可燃混合氣增多、濃度增大，造成燃燒過程的加劇，進(jìn)而產(chǎn)生更多的NOx排放量。

圖12 NOx排放量隨噴油提前角的變化Fig.12 Change of NOx emissions with fuel injection advance angle

表5 不同噴油提前角下的缸內(nèi)當(dāng)量比分布情況

靴形噴油規(guī)律下碳煙排放量隨噴油提前角的變化如圖13所示。由圖可以看出，噴油提前角的增大，會造成碳煙排放量逐漸降低。這是由于噴油提前，一方面會造成缸內(nèi)溫度升高，加速碳煙的氧化；另一方面會使得燃油對空氣的卷吸作用增強(qiáng)，缸內(nèi)油氣混合均勻度增大，并且擴(kuò)散燃燒階段油量所占比例有所降低，即處在缺氧條件下的燃油量減小[20]，故最終造成了碳煙排放量的降低。

圖13 碳煙排放量隨噴油提前角的變化Fig.13 Change of soot emissions with fuel injection advance angle

4 結(jié)論

1)通過對柴油機(jī)工作過程計算模型進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性分析，并且標(biāo)定液滴破碎時間常數(shù)和傳熱因子常數(shù)，保證了計算模型參數(shù)的準(zhǔn)確性，為有效開展靴形噴油規(guī)律下柴油機(jī)性能的理論研究奠定了基礎(chǔ)。

2)在靴形噴油規(guī)律噴射條件下，隨著噴油提前角的增大，柴油機(jī)的功率(扭矩)先上升后下降，而燃油消耗率先下降后上升，即存在一個最佳的噴油提前角，使柴油機(jī)的動力性和經(jīng)濟(jì)性均達(dá)到最優(yōu)。

3)在靴形噴油規(guī)律噴射條件下，噴油提前角的增大，會使得柴油機(jī)缸內(nèi)壓力、缸內(nèi)溫度、放熱率均逐漸升高，且到達(dá)各自最大值的時刻前移，而NOx排放量和碳煙排放量則分別呈現(xiàn)增加和減小的趨勢。