船用柴油机高压共轨系统动态特性研究

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日益严格的排放法规对船用柴油机的NOx 排放提出了更高要求，调节喷油规律是减少NOx 排放主要手段之一.NOx 排放量越低对喷油量的控制精度要求越高，高压共轨燃油系统正是顺应这一需求在船用柴油机领域得到迅速发展.
' u" Q; S; c# R' I9 _/ m  c共轨技术的突出优点是控制灵活精确，但由于油泵供油的不连续以及各喷油器按一定时序喷油导致轨内产生压力波动，这给进一步精确控制喷油量和喷油规律带来了困难.共轨内压力波动将影响到向各缸喷油器的供油，对缸与缸之间喷油量的均匀性以及同一缸喷油器喷射的各循环一致性有重要影响.船用柴油机缸数多、循环喷油量大，喷射过程引起的共轨系统内压力波动对喷射的一致性和重复性造成的不利影响更为严重.
本文针对船用柴油机共轨燃油系统结构特点，研究系统的动态特性，分析影响压力波动的因素，并指出分布式高压共轨燃油系统能较好地解决船用柴油机共轨系统压力波动对喷射一致性的影响.
1 @7 X/ ~' e* a/ N5 s& A1 n% v1 共轨系统结构
& D: n9 v  b, [  S船用柴油机共轨燃油系统与车用系统不同，除了高压油泵、电控喷油器等基本部件，往往还存在集油器、蓄压单元等多个分布式高压容积以及联接它们之间的高压油管[1]，组成了一个复杂的高压管系.
+ Y* p- j  ^5 P& L6 A; F1 m& ~目前典型船用柴油机共轨系统有两种，一种为整体式共轨系统，是指整台发动机或发动机一列气缸采用一根共轨的系统，如图1 所示.另一种为分段式共轨系统，指由多个（2 个或2 个以上）共轨单元串连构成的共轨系统，如图2 所示.
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8 b1 c. R, x  X) N图1 整体式共轨系统结构示意图

! `" N, q8 X* y: y+ _* U) j% h图2 分段式共轨系统结构示意图近年来在船用柴油机上又出现了一种新的高压共轨系统，如图3 所示.该系统取消传统意义上的共轨，将高压容积分布在各个喷油器头部蓄压器内[2] ，本文称之为分布式共轨系统.

图3 分布式共轨系统结构示意图2 整体式共轨系统试验研究
/ w* o% u/ _' G' {( [) `  P整体式共轨系统是车用柴油机共轨系统的通用结构和船用柴油机共轨系统的第一代结构.本章主要通过试验，探讨其工作压力、喷油持续期、供喷油相位、油管长度等系统匹配因素对共轨压力波动的影响. 试验用到的主要设备包括：共轨系统综合试验台EFS 8394，单次喷射仪EFS 8246，示波器TDS2014，Kistler压力传感器4067A2000A0.试验件以一套完整的Bosch 公司DCI11 高压共轨系统为基础，包括一个双柱塞组合高压油泵，一个共轨和6 支喷油器.该套系统匹配的发动机总排量11.1 L，直列6 缸，额定转速1 800r/min~2 000 r/min，额定功率255 kW~280 kW.
2.1 工作压力对轨压波动的影响
( I+ x1 K+ v' b; S# x- w4 g# D油泵转速650 r/min、喷油脉宽2 500 μs 固定不变，仅改变共轨系统工作压力，实测共轨内的压力变化如图4、表1 所示.可以看出，通常说的工作压力（或共轨压力）是指轨压设定目标值，是一个平均值的概念，实际共轨内压力由控制系统实时闭环控制围绕目标压力不断变化，在喷油持续期相同的情况下共轨压力越高波动幅度（绝对值）越大.

) N5 H3 M% v1 s# t7 A+ A9 J图4 工作压力对轨压波动的影响
& L* \* x( V% T+ i表1 工作压力与轨压波动
8 G* L9 u8 \: e- g* ]& U 2.2 喷油脉宽对轨压波动的影响
  w! e/ ~/ v0 I" d. p( _油泵转速650 r/min、工作压力100 MPa 固定不变，仅改变喷油脉宽分别为2 500 μs、3 000 μs，实测共轨内的压力变化工作如图5 所示.可以看出喷油脉宽越大一次喷射所引起的共轨压力跌落越大.

8 Q: {& p+ X: [' n7 |2 ]- l图5 喷油脉宽对轨压波动的影响2.3 喷油相位对轨压波动的影响
' A! f# k% v* @6 a油泵凸轮位置固定不变，调整喷油器的喷油时刻相当于改变了供油与喷油之间的相位关系，观察共轨内的压力变化，得到试验结果如下：1）“S”代表共轨压力波动最小的状态，“L”代表共轨压力波动最大的状态.从图6 可看出，喷油相位对共轨动态压力有影响，在每个工况下都存在共轨压力波动最小和波动最大的喷油相位.2）从图7 可看出，当只有一次大油量的主喷射（不进行小油量预喷）时两种情况下的喷油率几乎没有什么变化.另外从试验测得的嘴端压力来看，两种情况下在喷油开始前的嘴端压力都处已于比较平稳的状态，因此喷油过程受影响不大.
: S! ]0 D% U/ j0 G2 q8 K( \2 y- ] 2.4 油管长度对轨压波动的影响
改变连接共轨与喷油器的高压油管的长度，采用940 mm 和640 mm 两种规格油管，在60 MPa、100 MPa工作压力下分别开展试验，结果如下：1）从图8 可看出，油管长度对共轨压力波动有影响.在60 MPa 工作压力下两种长度高压油管对共轨压力波动影响不明显.
在100 MPa 工作压力下共轨压力最大值相差0.88MPa，最小值相差1.84 MPa，仅为工作压力的0.88%和1.8%.2）从图9 可看出油管长度对嘴端一次喷射引起的压力跌落幅度有影响.长油管对应的压力跌落幅度大，油管长度对嘴端压力波动的最大值和最小值的影响不明显，油管越短喷射引起的压力波动频率越高.
) F- Z2 U0 U2 {  P. i* O- I通过试验研究，从系统角度验证了影响整体式共轨系统共轨压力波动的主要因素是工作压力、喷油脉宽、供喷油相位和油管长度：
1）工作压力和喷油脉宽取决于发动机工作过程要求，不能作为改善系统稳定性的调整因素；
2）供喷油相位的调整可以一定程度抑制共轨压力波动但对喷射过程影响不大，当循环喷油量较大时对喷油率的改善作用有限；
" P% w: |( E; w5 ?. k0 }! t3）高压油管长度对共轨压力波动和喷射过程都有影响，但作为整体式高压共轨系统，油管长度往往受发动机布置的制约，进一步缩短油管长度的余地有限.
可见，对于整体式共轨燃油系统，受自身结构特点制约从系统角度改善共轨压力波动的余地有限，加之大尺寸的船用整体式共轨在加工制造、安装布置等环节也存在困难.因此，为了提高船用柴油机共轨燃油系统压力稳定性，减少各缸喷射过程的互相干扰，改善各缸喷射的均匀性、稳定性，提高共轨燃油系统的适用性、可加工性，整台发动机采用一个整体式长共轨的结构在船用柴油机上逐渐消失，被布置灵活的分段式、分布式共轨系统取代.
) G% w6 L# `1 l# I1 H 3 分布式共轨系统仿真分析
3.1 系统模型的建立
整体式共轨系统是分布式共轨系统改型和比较的基础，高压油泵、高压油管、喷油器本体、喷射控制、限压阀等模型均可通用；另外，现有整体式共轨系统的试验数据可用于检验计算模型的准确性，因此首先针对整体式共轨系统建立模型.
* x% i  y" h) q' z) j- f7 m% J将经过校验的喷油器模型自定义为超元件（如图10 所示）在建模时直接利用[3].

9 g: |+ L$ l8 A& ^  ^  X5 Z5 O图10 用户创建超元件高压油泵不是本文研究的重点，因此可忽略油泵的详细机械结构及运动学特征，仅关心高压油泵出口不连续的燃油流动对液力管网所带来的扰动.建模针对的高压油泵为柱塞泵，用方程近似描述每一个柱塞副所产生的燃油流量，并对油泵供油量进行闭环控制.
共轨视为内部压力处处相等的集中容积，不考虑限流阀作用，限压阀忽略其详细内部结构用液压库中自带的限压阀功能替代.高压油管选用分布式参数模型，考虑到流体的可压缩性、管壁膨胀、气体析出及穴蚀、重力作用、管壁摩擦、流体惯量，压力波频率与摩擦有关[4, 5].
建好的整体式共轨系统模型如图11 所示，共轨压力计算值与实测值比较如表2 所示（80MPa 2500us 650r/min）.喷油器计算循环喷油量为210 mm3，实测值为208.7 mm3.可见采用该模型计算的准确性与试验数据吻合良好，可作为下一步系统改型及比较的基础.

4 x; p' Z, w7 M" h% [: u图11 整体式共轨系统模型
/ o2 i( H2 \. i  L表2 共轨压力计算值与实测值比较
在经过验证的整体式共轨系统模型的基础上，根据图3 建立对应的分布式系统计算模型如图12 所示，油泵产生的高压燃油首先进入油泵集油器，而后通过高压油管输送到6 只喷油器头部的蓄压器，在进入喷油器蓄压器前先要通过节流孔.为方便研究将6 只喷油器左右对称分布，来自油泵的高压燃油接入喷油器3 和喷油器4 的中间位置.与图18 整体式共轨系统模型相比分布式共轨系统模型中取消了共轨，增加了油泵集油器、6 个喷油器蓄压器、6 个节流孔.另外，由于分布式共轨系统布置不受整体式共轨安装位置的制约，可大大缩短各部分连接用高压油管的长度.

, }" \: ?, m2 I+ W图12 分布式共轨系统模型3.2 油泵集油器内的压力
仿真计算的主要参数设置见表3，分布式共轨系统油泵集油器内的压力变化见表4，整体式共轨系统共轨压力变化计算结果见表5.
6 |* t, u4 l2 d$ M. q+ C2 r 3.3 喷油率
' v( k( a' [! o; Y2 k两种系统中6 只喷油器的喷油率计算曲线相似，如图13 所示，曲线编号1~6 分别对应喷油器1~6.取油泵一转作为一个工作周期，比较一个工作周期中喷油率的平均值和最大值.分布式系统对应的数据见表6，整体式系统对应的数据见表7.

图13 喷油率计算曲线
' J' ~* v! s% [" y 从表6、表7 可以看出，采用分布式共轨系统时喷油率最大值比整体式共轨系统低，这主要是因为集油器入口节流孔产生的影响.6 只喷油器喷油率最大值和平均值之间的偏差都在1%以内，不会对系统性能造成严重影响.仔细观察，各喷油器的喷油率峰值略有差异，表现出“中间大，两边小”的对称分布规律，也就是距高压油接入点越近喷油率越大，这主要是燃油在油管内流动的沿程流动损失导致.
3.4 喷油器蓄压器内的压力
从表 8 可看出，分布式共轨系统6 个蓄压器内的压力平均值一致性非常好，但压力波动幅值表现出“中间小，两边大”的对称分布规律，也就是距高压油接入点越近压力波动越小，这主要是因为燃油在油管内的压力波传递引起.可见，在发动机结构布置允许的情况下连接喷油器的高压油管长度越短越好.同时可以看出，蓄压器压力的最小值差别不大，都在1%以内，说明每次喷射所引起的压力跌落在每个蓄压器中基本相同，这也正是各喷油器喷油率基本相同的原因.
与表9 整体式共轨系统喷油器入口的压力波动相比，分布式共轨系统蓄压器内的压力波动幅度明显减小，一次喷射所引起的压力降低幅度也明显减小.可见分布式共轨系统可以给每个喷油器提供更为一致的喷射条件，也有利于改善系统压力的稳定性.
由于燃油在高压油管内流动所引起的沿程损失以及压力波传递，对不同位置的喷油器蓄压器压力波动幅度有影响，高压管路越长，压力波动越大.因此，在发动机结构布置允许的情况下连接喷油器与喷油器、油泵与喷油器的高压油管长度越短越好.
4 ~1 W4 j/ `3 h0 x4 M* w+ X: X3.5 高压油管对分布式系统性能的影响
! A% o; m* ~4 N参照有关文献[6]将高压油管内径由3.0 mm 改为4.5 mm，研究其对分布式共轨系统性能的影响.
& A2 q2 C; r4 {1 T- v% b  S从表10、表11 可以看出，相比d=3.0 mm 的数据油泵集油器内的压力稳定性进一步改善，各喷油器的喷油率一致性有所改善，且喷油率平均值增加.不难理解，这是由于增大高压油管内径提高了管路流通能力，降低了流动损失.
  ~7 _; X; z! u2 ]6 F( S 从表12 可以看出，当d＝4.5 mm 时，各蓄压器内的压力无论从曲线形状还是变化幅度都几乎相同，说明此时的流动损失沿管长方向已不敏感，且管路中的压力波作用也很弱.
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. W* e6 }' |6 ~根据管内流动相关理论并参考其他文献，结合实际计算结果得出结论如下：管路的长径比若小于50，沿管长方向的压力变化可以忽略.在分布式高压共轨系统设计过程中，高压油管的选取在满足基本流通能力的前提下可以参照这一规则.
通过对分布式共轨系统仿真分析，得出结论：
3 x  V9 D$ Q8 U# P  ^+ }$ \& I1）与整体式共轨系统中的共轨相比，采用分布式共轨系统可使油泵集油器内的压力更稳定，是为实现压力闭环控制集油器是安装压力传感器的理想位置；
2）与整体式共轨系统喷油器入口压力相比，分布式共轨系统蓄压器内的压力波动幅度明显减小，一次喷射所引起的压力降低幅度也明显减小，也有利于改善系统压力的稳定性；
6 I: Y& ]% x% Z) }" m3）合理设计集油器容积和入口节流孔，可以为各喷油器提供同样的喷射条件，有利于保证发动机工作的各缸均匀性；
4）分布式共轨系统尽管取消了储存燃油的整体式共轨，但原有整体式共轨系统中采用的油管规格在分布式共轨系统中依然可以适用；连接各部分的油管对系统性能有影响，连接喷油器之间的油管长度越短越好；油管的长径比小于50 更有利于保证各蓄压器内的状态一致.
4 结论
8 v; q% x  t( S' W对整体式共轨燃油系统的试验研究，揭示了影响共轨压力波动的主要因素和该系统结构在船用柴油机应用上的局限性.通过对分布式共轨燃油系统仿真分析，并与整体式系统进行比较表明，分布式共轨系统可以明显改善系统动态性能，适合在船用柴油机上应用.另外，从对分段式共轨系统的试验和仿真分析结果可以看出，从技术发展的角度来看，分段式共轨系统可以说是一种介于整体式共轨系统与分布式系统之间的过渡状态.
) ]3 i% ]# q/ J! Z# H; X- B综上所述，分布式共轨系统结构代表了船用柴油机共轨系统的未来发展方向.
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