可調噴油規律下噴油提前角對柴油機性能的影響

楊 昆，周 磊，趙建華，聶 濤，劉 楠

(1. 海軍工程大學 動力工程學院， 湖北 武漢 430033； 2. 海軍蚌埠士官學校 機電系， 安徽 蚌埠 233012)

柴油機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的噴射特性直接相關，對噴油壓力與噴油規律實施靈活的控制是提高柴油機性能最高效的方式[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，從而使得滯燃期內噴入的燃油數量增多，造成燃燒初期的放熱率急速升高，導致排放和燃燒噪聲增大，這就需要通過對噴油規律的有效控制來調整預混燃燒的油量，形成更為合理的可燃混合氣時間和空間分布[6]。為實現全工況范圍內的優化，噴油規律不應該是固定不變的，應隨著柴油機轉速和負荷的變化相應調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，對理想噴油規律的不懈追求也一直沒有間斷過。海軍工程大學設計的超高壓共軌系統能夠在電子控制單元的精確控制下，產生靈活可調的噴油規律，實現與柴油機的全工況優化匹配。

柴油機噴油過程中，噴油提前角是主要調節參數之一，通過對噴油提前角的調節能夠使柴油機保持在較好的性能范圍內。Kim等[8]為研究噴油參數對柴油機特性的影響，搭建了試驗臺架，并通過臺架開展了相關測試，結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，但會導致NOx排放的濃度增加。Lee等[10]利用單缸柴油機燃燒與排放測量系統，分析了主噴時刻(保持預主噴間隔不變)對柴油機性能的影響，結果表明：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。譚丕強等[11]開展了噴油提前角對發動機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NOx濃度升高的結論。張晶等[12]基于多維數值模擬的方法，研究了噴油規律曲線形狀對高強化柴油機燃燒過程的影響規律，獲取了不同噴油規律下的燃燒特性。劉紅彬等[13]以大功率柴油機為研究對象，分析了性能參數隨噴油定時的變化規律，結果表明：缸內可燃混合氣濃度、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為研究對象，分析了不同噴油規律曲線形狀下發動機的燃燒性能，結果表明：矩形噴油規律的滯燃期最短，而梯形噴油規律的缸內最高燃燒壓力最大。然而，上述文獻只是針對不同噴油規律曲線形狀下的燃燒特性或者常規噴射條件下的噴油提前角影響規律單方面的研究，綜合研究可調噴油規律噴射條件下的柴油機性能隨噴油提前角的影響的文章鮮有報道。

為獲取可調噴油規律條件下噴油提前角對柴油機性能的影響規律及成因機理，本文在實現可調噴油規律噴射的基礎上，基于Fire軟件建立了柴油機工作過程計算模型，并通過試驗對模型中的主要參數進行了標定，進而利用模型分析了靴形噴油規律下柴油機性能隨噴油提前角的變化。

1 可調噴油規律實現

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

圖1 超高壓共軌系統總體結構示意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模型。通過改變模型中增壓設備和噴油器電磁閥的控制信號，對系統進行了噴油規律控制特性分析，得出的仿真結果如圖3所示。由圖3可知，隨著增壓時刻的滯后，噴油規律由矩形過渡到斜坡形再到靴形，證明了超高壓共軌系統能夠實現噴油規律的靈活可控。

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

圖3 噴油規律曲線Fig.3 Fuel injection law curve

2 靴形噴油規律下柴油機工作過程計算模型的建立及標定

2.1 三維建模與網格劃分

為得到缸內工作過程模擬計算所需前處理文件，運用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進行定義。

考慮到柴油機燃燒室形狀的對稱性，選取了對應于噴孔個數的燃燒室來進行計算，即當噴孔數為6時，只繪制出了1/6的燃燒室三維模型。而后，將模型以.stl格式的文件導入Fire軟件中，通過Auto edge工具形成燃燒室邊界數據，最后利用Hybrid Assistant工具生成計算網格。圖4所示為活塞分別處于上止點和下止點時的燃燒室計算網格。柴油機的主要參數見表1。

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

表1 柴油機主要參數

2.2 網格獨立性分析

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

圖5 網格尺寸對計算結果的影響Fig.5 Effects of mesh size on calculation results

2.3 初始和邊界條件設置

由于本文針對可調噴油規律噴射條件下的柴油機性能開展研究，因此，將計算時長設置為進氣門關閉至排氣門打開這段時間。

對于瞬態仿真而言，初始條件直接影響到缸內的空氣狀態，因此對初始條件的準確設置至關重要。需要設置的初始條件參數主要包括：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果獲得，密度會根據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為柴油機轉速，r/min；hv為最大氣門升程，mm；Ω為渦流比。

邊界條件運用第一類邊界條件，即直接設定壁面溫度。由于缸蓋等處的溫度難以用試驗測試，故本文按照經驗值將缸蓋底面溫度設置為573 K，活塞頂面溫度設置為583 K，缸套表面溫度設置為453 K。由于補償容積的作用是為了使計算壓縮比與實際值達到一致，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 模型標定與驗證

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

2.4.1 模型參數的標定

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生影響。由于本文研究的是靴形噴油規律，因此對靴形噴油規律下的噴霧貫穿距仿真結果與試驗結果進行了對比(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致的。當C2為45時，仿真結果與試驗結果最為接近，故在靴形噴油規律下，將燃燒過程計算模型中的C2值定為45。

2)E1決定了傳熱系數的大小，進而對燃油蒸發量和噴霧貫穿距產生影響。通過計算得出的不同E1取值下噴霧貫穿距仿真結果與試驗結果對比如圖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速率增大導致的。當E1為1時，仿真結果與試驗結果最為接近，故在靴形噴油規律下，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

結合前文對燃燒過程計算模型的標定過程可知，在靴形噴油規律噴射條件下，C2和E1值分別取為45和1。根據標定結果，在額定工況下(1500 r/min，100%負荷)對模型進行了仿真計算。圖8所示為柴油機缸壓和放熱率的試驗值與仿真值對比結果。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律下柴油機性能的理論研究。

(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 靴形噴油規律下柴油機性能分析

為分析靴形噴油規律下柴油機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(上止點前-16℃A、-12℃A以及-8℃A)分別進行計算。

3.1 動力性和經濟性

靴形噴油規律下柴油機動力性和經濟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，柴油機的動力性和經濟性達到最優。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行燃燒，導致燃燒不完全，油耗增加，動力性和經濟性均下降；噴油提前角過大時，會使得滯燃期增加，壓縮負功更大，不利于缸內燃燒，動力性和經濟性也相應變差。

表2 動力性和經濟性隨噴油提前角的變化

3.2 燃燒特性

靴形噴油規律下缸內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，會使得缸內壓力逐漸升高，且達到缸壓最大值的時刻提前。這是因為噴油提前角越大，噴油時刻的缸內溫度和缸內壓力也就越低，會造成反應速率的下降和反應時間的延長，導致滯燃期增加，進入缸內的燃油也就增加，即在著火開始前有更多數量的可燃混合物生成，速燃期內可燃混合氣燃燒得更加迅速和充分，且燃燒始點提前，故最終導致了最大爆發壓力的升高和對應曲軸轉角的提前。

圖9 缸內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速度場分布情況。由表也可以看出，噴油提前角越大，到達上止點時的氣流運動越劇烈，形成的渦流強度越顯著，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速度場分布情況

靴形噴油規律下缸內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，會使得缸內溫度逐漸升高，且達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，導致在著火時刻有更多數量的可燃混合物生成，并幾乎同時在速燃期內開始燃燒，造成了缸內溫度的升高。與此同時，滯燃期內油量的增多也使得燃燒時刻有所提前，達到缸溫最大值的時刻提前。根據不同噴油提前角下的缸內溫度場分布云圖(見表4)能夠更加直觀地看出，噴油越提前，缸內高溫范圍越大。

靴形噴油規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，在著火延遲期內有更多數量的可燃混合物生成，且濃度越大。因此，速燃期內參與混合燃燒的燃料越多，缸內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，且達到峰值的時間提前。

圖10 缸內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，會使得預混合燃燒過程中的油量增多，且預混合燃料處在富氧條件下，造成缸內溫度的升高，即NOx生成的兩個因素(高溫和富氧)均得到加強，故NOx排放量上升。根據不同噴油提前角下的缸內當量比分布云圖(見表5)也可以明顯地看出，增大噴油提前角，能夠促使缸內形成的可燃混合氣增多、濃度增大，造成燃燒過程的加劇，進而產生更多的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當量比分布情況

靴形噴油規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，缸內油氣混合均勻度增大，并且擴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 結論

1)通過對柴油機工作過程計算模型進行網格獨立性分析，并且標定液滴破碎時間常數和傳熱因子常數，保證了計算模型參數的準確性，為有效開展靴形噴油規律下柴油機性能的理論研究奠定了基礎。

2)在靴形噴油規律噴射條件下，隨著噴油提前角的增大，柴油機的功率(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，使柴油機的動力性和經濟性均達到最優。

3)在靴形噴油規律噴射條件下，噴油提前角的增大，會使得柴油機缸內壓力、缸內溫度、放熱率均逐漸升高，且到達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增加和減小的趨勢。