電控柴油機燃油噴射系統參數匹配優化

楊柏楓，孫裔學，林建生，鄧 濤

(1.泉州師范學院 交通與航海學院，福建 泉州 362000；2.集美大學 輪機工程學院，福建 廈門 361021)

當前全球石油資源日益緊缺，船舶柴油機的排放問題日益受到各國關注。國際海事組織(International Maritime Organization，IMO)在2016年初實施了最嚴格的船舶NOx排放標準TierⅢ[1]。電控柴油機具有節能減排、噴油壓力高、霧化質量好、精確控制噴油規律的優點，在船舶上得到了大量應用[2]，是未來發動機發展的方向和研究熱點[3]。北京理工大學針對電控燃油噴射系統開發了一種電控噴油器系統[4]。清華大學與成都威特公司合作開發了泵-管-嘴系統(PPVI系統)，并在實車上進行了實驗[5]。KEGI[6]選取了噴油提前角、凸輪型線速度及噴孔直徑等燃油系統參數進行匹配研究，優化了電控柴油機的索特平均直徑。XU等[7]利用專門設計的柴油機共軌噴射平臺，建立了新的噴射模型，結果表明新模型能夠很好地預測噴霧發展、缸內壓力、熱釋放速率和排放量的變化。這些研究側重在臺架試驗，研究的參數較少，沒有進行定量的分析。缸內直噴四沖程柴油機動力、經濟和排放性能與缸內混合氣燃燒質量密切相關[8-9]。同時，燃油系統較高的噴油壓力有利于缸內燃油的霧化以及混合氣的流動，可以很好地組織缸內的燃燒[10]。

本文基于4190型四沖程增壓柴油機電控噴油泵，運用AMESim仿真軟件建立燃油噴射系統仿真模型，主要采用試驗與仿真相結合的手段，研究燃油噴射系統多個重要參數的匹配優化，運用一次回歸正交試驗設計方法，以嘴端噴油壓力為評價指標，對結果進行定量的方差分析，并得到最優的參數匹配，從而改善缸內燃燒質量，提升電控柴油機的綜合性能。

1 研究對象及理論模型

4190型四沖程增壓柴油機電控組合泵如圖1所示。電控傳感器將采集到的缸套水溫度、缸內燃燒溫度以及冷卻水溫度等重要參數傳輸給整個電控系統的核心——中央處理控制單元(electronic control unit，ECU)。ECU根據設定的控制機制，啟閉相關電磁閥，從而改變噴油時刻和噴油持續期[11]，達到精確噴油的目的。電控噴油系統涉及電場、流場、磁場以及機械運動等方面，依據基本的能量守恒、動量守恒和連續性方程，系統各部分可以簡化為以下幾個數學理論模型[12]。

圖1 柴油機電控組合泵示意圖Fig.1 Schematic diagram of diesel engine electronically controlled combination pump

1.1 電磁閥運動方程

電磁閥電壓電流方程為

(1)

式中 ：Ud為驅動電壓，V；i為電磁閥驅動電流，A；R為驅動電路總電阻，Ω；L為電磁閥線圈的長度，m；t為時間，s。

電磁力方程為

(2)

式中：Fmag為電磁作用力，N；μ0為針孔磁導率，μ0=1.26×10-6H/m；i為電磁線圈驅動電流，A；N為線圈匝數；A為電磁作用面積，m2；δ為電磁鐵與銜鐵間的工作間隙，m。

1.2 機械部件運動方程

機械運動方程為

(3)

式中：m為運動件質量，kg；x為控制閥桿的位移，m；t為時間，s;Fmag為電磁作用力，N；Ff為液體阻尼力，N；k為復位彈簧剛度，N/m；x0為彈簧預變形量，m。

噴油器針閥運動方程為

(Sn-Ss)Pn+SsPi=k(x+x0)

(4)

式中：Sn為針閥截面積，m2；Ss為針閥密封座截面積，m2；Pn為盛油槽燃油壓力，MPa；Pi為壓力室燃油壓力，MPa；k為制閥桿復位彈簧剛度，N/m；x為噴油器針閥位移，m；x0為彈簧預變形量，m。

1.3 泄漏方程

燃油泄漏的計算公式為

(5)

式中：Q為燃油泄漏量，m3；δ為控制活塞與配合面間隙，m；μ為運動黏度，m2/s；Δρ為兩端壓力差，Pa；L為密封長度，mm。

1.4 高壓油管壓力波動方程

高壓燃油管內的壓力波動方程為

(6)

(7)

式中：v為燃油速度，m/s；x為燃油的位移，m；a為油管內壓力波的傳播速度，m/s；ρ為燃油密度，kg/m3；p為燃油壓力，Pa；t為壓力波的傳播時間，s；u為燃油的單位質量的內能，J/kg；λ為黏性阻力系數。

1.5 噴孔流量方程

噴孔流量方程為：

(8)

(9)

式中：λ為流數；d為噴孔內徑，m；v為燃油運動黏度，m2/s；ΔP為噴油孔兩側壓差，Pa；ρ為燃油密度，kg/m3；Cq為噴油孔流量系數；Cqmax為噴油孔最大流量系數；λcrit為臨界流數。

2 燃油噴射系統建模

AMESim是法國LMS Imagine公司開發的一款專業的液壓仿真軟件，在航空、工程機械、液壓傳動等方面應用廣泛。在AMESim中parameter mode模式下進行相應的參數設置。本文研究的柴油機噴油系統初始運行和結構參數為：轉速1 000 r/min，柱塞直徑14 mm，噴孔數量8個，銜鐵間隙0.1 mm，運動件質量14.5 g，起閥壓力19.0 MPa，凸輪型線速度0.43 mm/(°)，噴孔直徑0.26 mm，油管長度900 mm，油管直徑2.0 mm，針閥升程0.4 mm，閥桿升程0.18 mm。

電控組合泵由若干個單體泵組成，每個單體泵結構一樣而且相互獨立工作，所以可以選擇其中一個單體泵進行研究。電控單體泵噴油系統仿真模型如圖2所示。它由凸輪柱塞模塊、電磁閥控制模塊、噴油器模塊組成，各模塊通過油管相互連接。該模型通過對相關數學模型方程的求解，得到噴油特性參數。

1—驅動馬達；2—凸輪；3—流量傳感器；4—容積原件；5—彈簧阻尼元件；6—質量原件；7—泄漏和黏性摩擦元件；8—錐閥原件；9—信號轉換元件；10—電磁閥信號輸入源；11—復位彈簧；12—活塞元件；13—節流孔原件；14—位移傳感器；15—恒壓油箱原件。圖2 電控單體泵噴油系統仿真模型Fig.2 imulation model of electronic unit pump injection system

圖3 電控柴油機燃油噴射系統臺架Fig.3 Fuel injection system bench of electronically controlled diesel engine

電控柴油機燃油噴射系統臺架裝置如圖3所示。噴油泵采用成都威特EP1000型電控組合泵，瞬時噴油量測量儀采用法國的EFS8145型測量儀。噴射流量和速率(injection flow and rate，IFR)模塊與噴油器功率驅動器(injector power driver，IPOD)模塊共同控制電磁閥的啟閉。噴射系統噴油規律相關參數數據傳輸到IFR模塊處理，得到的噴油壓力、噴油速率曲線在顯示屏上顯示。該臺架裝置主要參數為：輸出軸轉速范圍0～3 000 r/min，轉速波動±1 r/min，無間隙多片聯軸器，主軸中心高125±0.05 mm，主電機功率30 kW，實驗油量24 L/min，實驗油壓0～1.0 MPa，油箱體積80 L。

將電控單體泵AMESim模型按原機參數(轉速1 000 r/min，柱塞直徑14 mm，噴孔數量8個，噴孔孔徑0.26 mm，凸輪型線速度0.43 mm/(°)，油管長度900 mm，油管直徑2.0 mm)仿真得到的仿真值與噴油泵臺架實測的實驗值進行比較。在AMESim中parameter mode模式下對模型相關參數進行調整，直到整個噴油過程中同一曲軸轉角下原機嘴端噴油壓力和噴油速率的仿真值與實驗值相差小于5%。將仿真和實驗數據進行擬合得到圖4和圖5。圖中嘴端噴油壓力和噴油速率的仿真值與實驗值曲線變化趨勢基本一致，在同一曲軸轉角下的仿真值與實驗值相對誤差小于5%，誤差較小，模型較準確，可用于后續的仿真研究。

圖4 嘴端噴油壓力仿真與實驗曲線對比Fig.4 Comparison between simulation and experimental curves of nozzle end injection pressure

圖5 噴油速率仿真與實驗曲線對比Fig.5 Comparison between simulation and experimental curves of injection rate

3 燃油噴射系統參數優化匹配

3.1 因素水平選取

本文研究的4190型柴油機電控噴油泵，在實驗平臺上測得的嘴端噴油壓力最大只有76.8 MPa，沒有達到電控噴油泵的設計要求(噴油壓力105～130 MPa，噴油量≥630 mm3)。為了獲得較高的噴油壓力，實現缸內高質量燃燒，需要對燃油系統參數進行優化匹配，滿足電控化改造的要求，實現較理想的噴射性能。

采用一次回歸正交試驗設計的方法，選取燃油噴射系統幾個重要參數作為因素，以嘴端噴油壓力作為評價指標，進行仿真研究。建立各因素和評價指標間的回歸數學預測模型，對數學預測模型進行方差分析，研究各因素對評價指標影響的顯著性，得到最佳的參數組合，從而獲得最優的噴射性能。選取燃油噴射系統主要參數：柱塞直徑A、油管長度B、噴孔直徑C、凸輪型線速度D、噴孔數E、油管直徑F作為因素，參考相關文獻和柴油機廠家的說明書選取參數水平范圍。各因素水平與編碼如表1所示。選取正交試驗表L12(211)[13]，進行仿真計算分析。

3.2 實驗設計方案及仿真結果分析

在標定工況(噴油脈寬30°)，對選取的6個重要參數，采用一次回歸正交試驗設計的方法，依據正交表L12(211)進行正交試驗仿真計算，將嘴端噴油壓力作為評價指標，噴油量作為參考依據；噴油泵電控化改造要求(噴油壓力105～130 MPa，噴油量≥630 mm3)作為評價標準。對燃油系統參數進行優化匹配，得到最佳的噴油性能。一次回歸正交試驗設計仿真計算結果如表2所示，Z1、Z2、Z3、Z4、Z5、Z6分別是自然變量X1、X2、X3、X4、X5、X6的規范變量[13]。

表2 仿真計算結果Tab.2 Simulation results

通過正交試驗得到了很多數據，需要對這些數據進行分析處理，從中找出各因素對評價指標的影響規律[14]。運用Microsoft Excel 2016軟件中數據分析模塊對表2中數據進行處理，得到回歸分析數據如表3所示。

表3 回歸分析數據表Tab.3 Regression analysis data sheet

整理表3得到各因素與嘴端噴油壓力的數學預測模型為

Y1=93.68+8.89Z1+0.59Z2+0.56Z3+

1.99Z4-4.51Z5-27.51Z6

(10)

從式(10)中規范變量的系數可以看出，各因素對嘴端噴油壓力影響的主次順序為：Z6、Z1、Z5、Z4、Z2、Z3，即油管直徑、柱塞直徑、噴孔數、凸輪型線速度、油管長度、噴孔直徑，其中油管直徑、柱塞直徑對嘴端噴油壓力影響較大，噴孔數、凸輪型線速度次之，油管長度、噴孔直徑影響較小。

采用Microsoft Excel 2016軟件中規劃求解模塊對式(10)進行求解，在-1≤Z1≤1，-1≤Z2≤1，-1≤Z3≤1，-1≤Z4≤1，-1≤Z5≤1，-1≤Z6≤1的約束條件下，得到Z1=1，Z2=1，Z3=1，Z4=1，Z5=-1，Z6=-1時，嘴端噴油壓力預測最大值為137.7 MPa。該優化組合對應的參數為：柱塞直徑15 mm，油管長度1 000 mm，噴孔直徑0.30 mm，凸輪型線速度0.46 mm/(°)，噴孔數6個，油管直徑1 mm。該組參數的仿真值為133.4 MPa，仿真值與回歸模型預測值的誤差為3.2%，說明通過回歸方程建立的嘴端噴油壓力的數學預測模型較準確。

3.3 方差顯著性分析

對嘴端噴油壓力的回歸方程數學預測模型進行方差分析，得到每個因素對評價指標影響的顯著性，從而檢驗預測值與實驗值的擬合情況。方差分析的計算公式表和計算結果分別如表4和表5所示。通過方差分析可知，柱塞直徑X1、噴孔數X5、油管直徑X6對嘴端噴油壓力影響很顯著，這與3.2節的分析是一致的，說明建立的回歸方程數學預測模型也很顯著，實驗點與實驗結果擬合得較好。

表4 方差分析計算公式表Tab.4 Calculation formula of analysis of variance

表5 方差分析計算結果Tab.5 Analysis of variance calculation results

4 燃油系統參數優化結果

通過3.2節的分析，表2中試驗9和11滿足燃油系統電控化改造的要求(嘴端噴油壓力105～130 MPa，噴油量≥630 mm3)。試驗9和11分別為：柱塞直徑13 mm，油管長度1 000 mm，噴孔直徑0.30 mm，凸輪型線速度0.40 mm/(°) ，噴孔數6個，油管直徑1 mm；柱塞直徑13 mm，油管長度800 mm，噴孔直徑0.30 mm，凸輪型線速度0.40 mm/(°) ，噴孔數10個，油管直徑1 mm。分別擬合試驗9、11與原機的嘴端噴油壓力和噴油速率的仿真數據，得到圖6和圖7。由圖6可知，試驗9(116.4 MPa)和試驗11(106.7 MPa)與原機(76.8 MPa)相比，最大嘴端噴油壓力分別提高了51.6%和38.9%。由圖7可以看出：3條曲線變化趨勢基本一致，試驗9和11的噴油量比原機大，在噴油初期(曲軸轉角60～70°)速率值波動較小，中期(曲軸轉角70～90°)噴油速率值上升較快，后期(曲軸轉角90～100°)噴油速率值下降干凈利落；較高的噴油壓力能改善燃油霧化質量，有助于形成均勻混合氣，燃燒更充分；“先緩后急”的噴油規律有利于燃油燃燒，主要集中在速燃期并減小后燃期，提高了柴油機綜合性能。

圖6 優化組合與原機噴油壓力曲線比較 圖7 優化組合與原機噴油速率曲線比較Fig.6 Comparison of injection pressure curve between Fig.7 Comparison of injection rate curve between optimized combination and original engine optimized combination and original engine

5 結論

1)本文建立了4190型船用柴油機AMESim燃油噴射系統模型，通過調整相關參數，使得系統嘴端噴油壓力和噴油速率的實測值與仿真值的誤差≤5%。建立的AMESim模型較準確，可用于下一步研究。

2)選取6個重要的噴油系統參數，進行一次回歸正交試驗設計。通過對仿真結果的分析，建立了多參數與嘴端噴油壓力間的回歸方程數學預測模型，各參數對評價指標的影響主次順序為：油管直徑、柱塞直徑、噴孔數、凸輪型線速度、油管長度、噴孔直徑?；貧w方程預測得到評價指標最大值為137.7 MPa，其仿真值為133.4 MPa，兩者相差3.2%。方差分析表明，柱塞直徑、噴孔數、油管直徑對評價指標影響很顯著，建立的回歸方程也很顯著，實驗點與實驗結果擬合得較好。

3)最優參數組合為：柱塞直徑13 mm，油管長度1 000 mm，噴孔直徑0.30 mm，凸輪型線速度0.40 mm/(°)，噴孔數6個，油管直徑1 mm；柱塞直徑13 mm，油管長度800 mm，噴孔直徑0.30 mm，凸輪型線速度0.40 mm/(°) ，噴孔數10個，油管直徑1 mm。其噴油規律較為理想，滿足電控化改造要求(嘴端噴油壓力105～130 MPa，噴油量≥630 mm3)，最大嘴端噴油壓力與原機相比分別提高了51.6%和38.9%。