噴油參數(shù)影響甲醇發(fā)動機燃燒特性的正交試驗研究

鞏少鵬，朱建軍，張其生，張翠平，李文睿，米一銘

（太原理工大學機械與運載工程學院，山西 太原 030024）

0 引言

隨著國家對環(huán)境問題的愈發(fā)重視，發(fā)動機的排放受到了越來越嚴格的限制。甲醇是一種清潔且獲取方式繁多的燃料，用其替代柴油是減輕當前發(fā)動機排放壓力的良好途徑。柴油中摻混醇類燃料可以改善發(fā)動機的CO和碳煙排放[1]。相比其他醇類，摻燒甲醇時，發(fā)動機的燃燒壓力更高，且摻混率越高，發(fā)動機的循環(huán)波動率越大[2]，[3]。使用甲醇替代部分汽油可以緩和發(fā)動機各缸的工作差異，從而改善排放[4]。除了直接摻燒，利用PODE或柴油引燃甲醇的雙燃料發(fā)動機對于甲醇在燃燒及排放方面的研究具有重要的參考意義[5]，[6]。在輔助壓燃甲醇方面，學者們對SI-CAI，TACI，GACI和SI燃燒模式下的甲醇燃燒特性和燃燒過程已有深入研究[7]～[10]。此外，有關噴油參數(shù)和邊界條件對甲醇發(fā)動機燃燒和排放特性的影響研究也多有報道[11]～[13]。

甲醇發(fā)動機的燃燒受多方面因素的共同影響。以往研究多采用控制變量的方法分析各因素的作用，無法考慮各因素之間的交互作用。除此之外，多數(shù)助燃法試驗研究均未重視甲醇預噴對其預混合燃燒的影響。因此，本文通過搭建試驗臺架，在一次預噴的條件下，選擇5個噴油參數(shù)對甲醇發(fā)動機的燃燒特性進行正交試驗，探究各噴油參數(shù)對甲醇發(fā)動機燃燒特性的影響程度，并分析甲醇發(fā)動機的燃燒特性隨各因素的變化情況，以期對甲醇發(fā)動機的燃燒控制策略提供指導。

1 試驗系統(tǒng)及方案

1.1 試驗系統(tǒng)

對一臺3缸共軌柴油發(fā)動機的供油系統(tǒng)和噴油系統(tǒng)進行一定改造，具體方式為低壓油路增設專用甲醇油泵，提高發(fā)動機的供油能力；使用大流量噴油器，提高甲醇噴射量；使用直流電源對原機電熱塞單獨供電，使電熱塞在缸內保持紅熱狀態(tài)。通過INCA軟件在開源ECU中調整各噴油參數(shù)至發(fā)動機穩(wěn)定工作，并使標定后的發(fā)動機外特性達到與原機相同的水平。發(fā)動機主要技術參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機主要技術參數(shù)Table 1 Main technical parameters of engine

1.2 發(fā)動機測控系統(tǒng)

圖1 為試驗所采用的發(fā)動機臺架及測控系統(tǒng)示意圖。由Kistler 6052C型壓力傳感器測量缸壓，測量間隔為0.1°CA，為消除測量時的缸壓誤差，每組試驗采集200個循環(huán)的缸壓參數(shù)。

圖1 發(fā)動機臺架示意圖Fig.1 Schematic diagram of engine bench

1.3 試驗方案

原柴油機轉速為1 400 r/min時的最大扭矩為72.3 N·m，本次正交試驗選擇轉速為1 400 r/min的甲醇發(fā)動機的大負荷工況（60～80 N·m）。控制發(fā)動機ECU僅有一次預噴，選擇預噴正時、預噴脈寬、主噴正時、主噴脈寬及軌壓作為因素，每個因素下設置3個水平（表2）。每個水平均參考原柴油機的噴射參數(shù)選值并進行一定改動后確定。確定噴射參數(shù)后，通過SPSS軟件自動生成帶空列的正交試驗表進行試驗。燃燒始點（AI05）、最大壓升率（RMAX）和最大循環(huán)波動率（IMEPCOV）的值均由KiBox型燃燒分析儀監(jiān)測并記錄。

表2 因素水平表Table 2 Factor level table

2 結果與分析

2.1 正交試驗結果

表3為噴射參數(shù)的正交試驗表及相應的試驗結果。將整理好的試驗結果導入SPSS軟件后，可使用軟件自帶的方差分析數(shù)學模型進行相應的分析。

表3 正交試驗結果Table 3 Results of orthogonal experiment

2.2 各噴油參數(shù)對燃燒始點的影響

表4為各噴油參數(shù)對燃燒始點影響的極差分析結果。由表可見，各噴油參數(shù)對燃燒始點的影響順序：主噴正時＞預噴脈寬＞主噴脈寬＞預噴油角＞軌壓。

表4 AI05極差分析結果Table 4 Range analysis results of AI05 °CA ATDC

表5為各噴油參數(shù)對燃燒始點影響的方差分析結果。由表5可見，各噴油參數(shù)對甲醇發(fā)動機的燃燒始點均有顯著影響（Sig<0.05），且主噴正時、預噴脈寬和主噴脈寬的F值顯著高于其他因素。

表5 AI05方差分析結果Table 5 Variance analysis results of AI05

燃燒始點與主噴正時、預噴脈寬及主噴脈寬的關系如圖2所示。從圖2（a）可以看出，隨著主噴正時提前，燃燒始點靠近上止點的幅度減緩。這是因為主噴正時越晚，噴射背壓越大，使得噴油量有所減小，甲醇混合氣變得稀薄；主噴正時越晚，噴射過程位于膨脹行程的份額就越多，此時缸內氣流的運動速度大幅減弱，工質與空氣的混合程度變差，使得燃燒始點遠離上止點的幅度增加。

圖2 AI05與噴油參數(shù)的關系Fig.2 Relationship between AI05 and injection parameters

從圖2（b）可以看出，當預噴脈寬從1°CA增加到2°CA時，燃燒始點整體水平相近，但當預噴脈寬增至3°CA時，燃燒始點整體上顯著提前。

從圖2（c）可以看出，當主噴脈寬大于11°CA后，主噴過程位于膨脹行程部分的油量對于混合氣均勻程度的影響降低，燃燒始點受主噴脈寬影響的程度減弱，燃燒始點趨于相近。

圖3為預噴放熱率曲線（圖例為表3中序號）。

圖3 預噴放熱率Fig.3 Heat release rate of pre-injection

從圖3可以看出：當預噴脈寬小于3 °CA時，預噴甲醇基本未對外做功；當預噴脈寬從1°CA增至2 °CA時，增多的甲醇導致缸內溫度進一步降低，使得燃燒始點延后。當預噴脈寬增至3 °CA時，一方面預噴混合氣變濃，預噴甲醇的燃燒大幅提高了缸溫及缸壓，提高了主噴過程中的缸內混合氣的均勻程度；另一方面，甲醇中的氧原子對混合氣有一定程度的稀釋作用，而預噴著火可以降低此影響，有利于提高混合氣濃度和促進燃燒。

2.3 各噴油參數(shù)對最大壓升率的影響

表6為各噴油參數(shù)對最大壓升率影響的極差分析結果。從表6可以看出，各噴油參數(shù)對最大壓升率影響的順序為主噴正時＞主噴脈寬＞預噴脈寬＞軌壓＞預噴正時。

表6 RMAX的極差分析結果Table 6 Range analysis results of RMAX MPa/°CA

表7為各噴油參數(shù)對最大壓升率影響的方差分析結果。從表7可以看出，主噴正時、主噴脈寬和預噴脈寬對最大壓升率影響顯著，其他兩個因素的影響則不明顯。

表7 RMAX的方差分析結果Table 7 Variance analysis results of RMAX

噴油參數(shù)與RMAX的關系如圖4所示。從圖4（a）可以看出，在主噴正時提前的過程中，最大壓升率呈現(xiàn)出穩(wěn)定上升的趨勢。這是因為隨著主噴正時的提前，一方面，甲醇有所增多，使得滯燃期延長，混合氣變濃且更加均勻；另一方面，壓縮行程的噴射份額越多，較高的缸溫與較強的氣流運動有利于缸內形成更均勻的混合氣，從而加快火焰?zhèn)鞑ニ俣龋沟米畲髩荷噬摺?/p>

圖4 RMAX與噴油參數(shù)的關系Fig.4 Relationship between RMAX and injection parameters

從圖4（b）可以看出，隨著主噴脈寬增加，甲醇增多，混合氣變濃，火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌欤畲髩荷收w升高。但是，較長的主噴持續(xù)時間使得膨脹行程中的噴油量增多，這部分燃料的混合程度較差，因此當主噴脈寬從11°CA增加至12°CA時，最大壓升率的提高幅度有所下降。

從圖4（c）可以看出，隨著預噴脈寬的增加，最大壓升率整體表現(xiàn)出先減小后增加的變化趨勢。由前述可知，當預噴脈寬增加至2°CA時，燃燒始點有所推遲，工質在更晚的膨脹行程中進行，能量發(fā)揮不足，導致燃燒峰值壓力降低，最大壓升率隨之降低。當預噴脈寬增加至3°CA時，預噴放熱有利于主噴甲醇與空氣混合，同時，燃燒始點大幅提前使得缸內峰值壓力升高，最大壓升率隨之升高。

2.4 各噴油參數(shù)對最大循環(huán)波動率的影響

表8為各噴油參數(shù)對最大循環(huán)波動率的極差分析結果。從表8可以看出，各噴油參數(shù)對最大循環(huán)波動率影響的順序為軌壓＞預噴脈寬＞主噴正時＞預噴正時＞主噴脈寬。

表8 IMEP-COV的極差分析結果Table 8 Range analysis results of IMEP-COV%

表9為各噴油參數(shù)對最大循環(huán)波動率影響的方差分析結果。從表9可以看出，軌壓與預噴脈寬對最大循環(huán)波動率有顯著影響，且軌壓對最大循環(huán)波動率的影響最為顯著。

表9 IMEP-COV的方差分析結果Table 9 Variance analysis results of IMEP-COV

最大循環(huán)波動率與軌壓的關系如圖5所示。從圖5可以看出，隨著軌壓的增加，甲醇燃燒的最大循環(huán)波動率呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢。當軌壓從70 MPa增加至72 MPa時，噴射壓力提高促進了甲醇混合氣朝濃向發(fā)展，燃燒始點提前，混合氣等容燃燒份額增加，較高的等容度使甲醇燃燒對其他不變因素更敏感，最大循環(huán)波動率隨之上升。而當軌壓從72 MPa提高到75 MPa時，甲醇的霧化效果提升較小，但是由于軌壓過大導致甲醇油束貫穿距過長，濕壁率增加，燃燒始點有所推遲，降低了甲醇燃燒時的等容度，使得最大循環(huán)波動率有所下降。

圖5 IMEP-COV與軌壓的關系Fig.5 Relationship between IMEP-COV and rail pressure

3 結論

①在完全預混燃燒的模式下，預噴燃燒對燃燒始點和最大壓升率均有顯著影響，增大預噴脈寬可以使燃燒始點顯著靠近上止點，最大壓升率明顯上升。

②主噴正時和主噴脈寬對甲醇發(fā)動機大負荷工況下的燃燒始點和最大壓升率影響顯著，增加主噴脈寬可以使燃燒始點靠近上止點，最大壓升率升高。

③軌壓對甲醇發(fā)動機最大循環(huán)波動率的影響最為顯著，提高軌壓會使甲醇發(fā)動機的最大循環(huán)波動率增大，但過大的軌壓會造成濕壁率增加。