共軌系統多次噴射對船用柴油機性能改進的試驗研究＊

安士杰 常漢寶 徐洪軍

（海軍工程大學船舶與動力學院 武漢 430033）

0 引 言

高壓共軌系統由于其具有高度可控性和靈活性，既可實現噴射壓力和噴射時刻的柔性控制，又可根據需要，利用共軌系統的靈敏性，采用預噴、后噴等多次噴射，達到控制排放、降低油耗的控制目標［1－2］.

采用多次噴射，對控制系統而言，增加了更多的控制參數，各參數的選取對燃燒機排放的影響各不相同，需要認真研究［3－4］.本文以配備共軌系統的柴油機為基礎，采用NI測試系統構建了共軌柴油機多次噴射試驗臺架.在此臺架上，根據設計優化的噴射策略，進行了柴油機的多次噴射對柴油機性能影響的試驗研究.

1 試驗臺架構成

測試發動機是經改裝后，裝備電控高壓共軌燃油系統的TBD234V6柴油機，該型柴油機基本參數見表1.柴油機負載為上海領馭電機廠生產的KHI180－24型發電機，額定轉速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、進氣溫度／壓力傳感器和轉速傳感器.其中高壓油泵采用EP1F型雙柱塞電控泵，靜態可提供最高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，軌腔壓力波動小于3%.試驗中通過CAN總線與ECU通信實現噴射控制參數的調節.

表1 試驗用發動機技術參數

測試系統由NI數據采集系統記錄缸內壓力和排氣溫度等數據，其主要硬件為IPX6229型板卡，可同時進行2個通道的數據采集.基于Lab－view8.0軟件編寫測試程序，以實時顯示和保存實驗數據.氣體壓力傳感器為 SYC－03B－87101型，測量范圍0～20MPa.排氣溫度測試利用布置在排氣支管的 WRNK－191型鎳鉻－鎳硅熱電偶，測量范圍0～1 400℃，測量精度A級0.2%.

2 試驗方案及理論分析

2.1 試驗方案設計

該共軌系統具有多次噴射能力，為此，設計了如圖1所示的5種3次噴射方式和雙噴射方式，并對每種噴射方式的不同控制參數給出了多個計算方案.并通過正交試驗法，提出了多參數優化分析方案，表2為其中雙噴射模式的理論分析與試驗方案.

圖1 多次噴射油量配比類型

表2 雙噴射測試方案

2.2 多次噴射的燃燒分析

本文采用 ECFM－3Z模型［5－6］對柴油機燃燒進行模擬分析.該模型將混合物分為燃燒氣體、混合區和燃油區3個部分，通過相關方程進行聯合求解，得到柴油機氣缸內的燃燒情況.圖2所示為燃燒室計算網格的運動過程，當活塞在氣缸內上、下止點范圍內移動時，活塞頂上部的網格體積被壓縮，而燃燒室內網格體積保持不變.

圖3～4分別為單次噴射和I型3次噴射在0°ATDC時，缸內溫度場和混合物質量濃度（已燃燃油＋未燃燃油）的三維數值計算結果.

圖2 柴油機燃燒室網格劃分

圖3 單次噴射溫度場、混合物濃度計算結果

圖4 I型3次噴射溫度、混合物濃度場計算結果

通過計算分析可以看出，在相同噴油提前角和間隔期下，5種類型的3次噴射在同一時刻缸內溫度及混合物質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時刻，只有I型與II型的溫度場分布較為相似，高溫區（＞2 200 K）分布于燃燒室壁面周圍，但從混合物質量濃度結果來看，I型在余隙容積中混合物質量濃度較小，混合物分布不如II型廣泛.III型在上止點時刻燃燒高溫區集中于燃燒室底部，而IV的高溫區面積最小，溫度分布最為均勻，而V型在上止點附近的高溫區出現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，但從燃燒強度上看，IV型整體燃燒平均溫度高于I型，燃燒轉換效率優于Ⅰ型.

2.3 多次噴射的排放分析

本研究采用改進的NOx排放模型和改進的碳煙排放模型［7］對不同噴射形式的排放特性進行了分析.圖5～6分別為單次噴射和I型的三次噴射在上止點后40°曲柄轉角時，氮氧化物和碳煙濃度的三維數值計算結果.

圖5 單次噴射排放計算結果

圖6 I型三次噴射排放計算結果

從排放物生成速率計算結果來看，40°（ATDC）曲柄轉角以后，氮氧化物和碳煙成分基本不再增減，處于反應平衡狀態，即上止點后40°曲柄轉角位置的排放物生成量即為最終排放量.從三維計算結果可以看出，單次噴射和噴油提前角－33°（ATDC）3次噴射中的III型、V型氮氧化物質量濃度最高，其中又以單次噴射的分布區域最廣，燃燒室內及燃燒室頂部燃氣中均有大量分布.III型氮氧化物集中于平行燃燒室壁面的環形區域內，而V型氮氧化物主要分布于燃燒室頂部靠近氣缸壁的環形區域.I型、IV型氮氧化物質量濃度在各噴射類型中最低，但在分布上有所區別.

碳煙質量濃度分布與氮氧化物分布形成近似的互補型態，基本處于燃燒室及頂部中心相對低溫貧氧的區域.噴射類型不同時，碳煙分布區域有較大差別：單次噴射和III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形區域內.其中具有較大間隔期的雙噴射在燃燒室軸線和環形區域內均有分布，呈現介于2種分布類型中間的狀態.而以V型噴油方式的碳煙濃度最低，在環形區域內只有極少量分布.

3 試驗對比研究

3.1 缸內壓力測試結果分析

圖7所示為噴油提前角在上止點前21°，間隔角7°時，3種油量分配比例的雙噴射缸內壓力測試結果對比，油量分配比例的變化對初期燃燒放熱率的影響比較明顯，第一次噴油量多時初期壓力升高率較大，但對爆發壓力影響不明顯，第一次噴油量30%時爆發壓力14.19MPa，50%和70%時分別為14.42MPa和14.56MPa.

圖7 油量配比變化時缸內壓力測試結果

3.2 排氣溫度測試結果分析

圖8 所示測試值為發動機A3缸排氣溫度，數值計算結果為排氣閥開啟時刻的缸內平均溫度，數值計算結果與實測結果變化趨勢一致.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%時的雙噴射間隔角變化時的排溫，隨間隔角的增大排溫逐漸升高；圖中d）為3個雙噴射優方案數值計算與實測結果的對比，同樣隨著噴油延遲的增大而升高.

圖8 排氣溫度測試結果

3.3 燃燒噪聲測試

圖9 所示為利用噪聲計測量的發動機空氣噪聲，測點布置為柴油機A側和B側各一個測點（從飛輪端看，柴油機左側為A側，右側為B側），測點與柴油機水平距離測1m，距地面高度1.4 m，聲級計軸向正對A3缸.圖中1～8為雙噴射試驗方案的試驗序號，9，10，11分別為單次噴射噴油提前角－21，－18，－3°（ATDC）時的測試結果.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9的空氣噪聲達到109.2dB，雙噴射試驗6的空氣噪聲為85.1dB.

圖9 空氣噪聲測試結果

3.4 耗油率測試結果分析

圖10 為發動機額定工況下4個方案的有效燃油消耗率數值計算結果和通過 WY－03型油耗儀測定的油耗結果對比，多次噴射對降低油耗有較明顯的作用.

圖10 有效燃油消耗率試驗結果

3.5 NOx測試結果分析

圖11 為NOx排放數值計算與實測結果對比，圖11a）單次噴射－21，－18°（ATDC）噴油提前角時，數值計算結果與測試結果的對比；雙噴射試驗結果顯示間隔角在7°時，NOx排放量較小，如圖11c）所示；3次噴射數值計算結果與實測結果的變化趨勢基本一致.

圖11 NOx測試與數值計算結果

3.6 煙度測試結果分析

圖12 為碳煙排放數值計算與通過煙度計測得的不透光度在趨勢上的對比，從圖中可以看出，整體上二者所反映的趨勢是一致的，且多次噴射方案在降低碳煙方面有明顯的效果.

4 結 論

以TBD234V6艦船電站柴油機為原型機，完成高壓共軌系統的安裝與調試后，進行了噴射方案設計，在此基礎上開展了多次噴射對柴油機性能的影響的理論與試驗研究.得到以下結論.

1）以共軌柴油機為基礎，設計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化參數.

2）通過試驗結果，驗證了建立的多次噴射燃燒模型的正確性，可以此模型為基礎開展進一步燃燒分析.

3）試驗結果表明，采用優化后的多次噴射，可以降低柴油機噪聲，在兼顧柴油機油耗的同時改善排放性能.

圖12 碳煙數值計算結果與不透光度測試結果

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