孫思遠(yuǎn)， 徐 虎， 黃加亮,2 ， 胡啟坤

(1.集美大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院， 福建 廈門 361021； 2.福建省船舶與海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 福建 廈門 361021； 3.上海海事局， 上海 200086)

2017-05-22

國家自然科學(xué)基金(51279066)；福建省自然科學(xué)基金(2017J01486)

孫思遠(yuǎn)(1991—),男,山東濟(jì)寧人，碩士生,研究方向?yàn)椴裼蜋C(jī)性能優(yōu)化與排氣測試分析。 E-mail: 471100179@qq.com

黃加亮(1963—)，男，福建南安人,教授，博士，從事船舶柴油機(jī)性能優(yōu)化與故障分析研究。E-mail:1073535007@qq.com

1000-4653(2017)03-0014-06

電控柴油機(jī)燃油系統(tǒng)參數(shù)匹配對(duì)油耗率的影響

孫思遠(yuǎn)1， 徐 虎1， 黃加亮1,2， 胡啟坤3

(1.集美大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院， 福建 廈門 361021； 2.福建省船舶與海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 福建 廈門 361021； 3.上海海事局， 上海 200086)

基于某船用四沖程柴油機(jī)的電控化改造，利用AMESim及AVL_FIRE軟件建立電控組合泵單缸燃油噴射系統(tǒng)模型和缸內(nèi)高壓循環(huán)模型。采用一次回歸正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法對(duì)燃油噴射系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化匹配和顯著性檢驗(yàn);采用二次回歸正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法對(duì)優(yōu)化結(jié)果與油束夾角進(jìn)行匹配優(yōu)化。結(jié)果表明:初優(yōu)化得到的三組參數(shù)組合都滿足設(shè)計(jì)壓力為105 MPa的要求；再優(yōu)化得到的8個(gè)×0.26 mm-15.0 mm-0.46 mm/(°)-900 mm-150°(噴孔數(shù)×孔徑-柱塞直徑-凸輪型線速度-油管長度-油管直徑-油束夾角)參數(shù)組合下的油耗率最低為0.191 0 kg/(kW·h)；通過回歸分析得到的油耗率預(yù)測模型可準(zhǔn)確預(yù)測油耗率，使研究周期大大縮短。

船舶工程;柴油機(jī)；電控化改造；正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)；燃油系統(tǒng)；參數(shù)優(yōu)化；油耗率

近年來，隨著全球經(jīng)濟(jì)持續(xù)低迷，能源緊缺問題不斷加劇，燃油費(fèi)用占船舶總成本的比例逐步提高(已高達(dá)40%～50%)，降低船舶燃油消耗成為降低海上運(yùn)輸成本的一項(xiàng)重要措施。[1]在直噴式四沖程柴油機(jī)中,燃油系統(tǒng)噴油壓力是評(píng)價(jià)缸內(nèi)燃油燃燒是否良好的重要指標(biāo)，提高燃油噴射壓力可解決缸內(nèi)霧化問題，但會(huì)增大燃油碰壁的可能性，并影響噴注的形成及缸內(nèi)氣體的流動(dòng)。由于影響燃油噴射系統(tǒng)工作性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)較多,因此必須在影響較大的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)之間作出最優(yōu)選擇和匹配。[2]對(duì)此,在高強(qiáng)化條件下組織良好的油氣混合和燃燒過程，合理地在噴油系統(tǒng)各參數(shù)之間進(jìn)行匹配十分必要。這里利用AMESim及AVL_FIRE軟件建立電控泵燃油噴射系統(tǒng)模型和缸內(nèi)高壓循環(huán)仿真模型，結(jié)合一次回歸正交設(shè)計(jì)和二次回歸正交設(shè)計(jì)的試驗(yàn)方法對(duì)噴油參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,以降低柴油機(jī)的油耗率，進(jìn)一步提高柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性。

1 電控組合泵燃油系統(tǒng)的組成及原理

電控組合泵燃油系統(tǒng)(見圖1)由電控部分和機(jī)械液力部分組成，其中電控部分的“感覺神經(jīng)”——傳感器將柴油機(jī)的滑油溫度、冷卻水溫、中冷器前后溫度、轉(zhuǎn)速和缸內(nèi)壓力等關(guān)鍵運(yùn)行參數(shù)迅速準(zhǔn)確地傳輸給電控部分的“大腦”——電子控制單元(Electronic Control Unit,ECU)，通過ECU內(nèi)部存儲(chǔ)的MAP圖和ECU收集的信號(hào)控制電控單體泵電磁閥(見圖2)的通電及斷電，通電的電磁閥對(duì)銜鐵產(chǎn)生電磁吸合力，帶動(dòng)控制桿關(guān)閉密封面，此時(shí)機(jī)械液力部分的凸輪繼續(xù)上行對(duì)柱塞進(jìn)行加壓，使高壓油管建立高壓;當(dāng)油管中的油壓大于噴油器針閥背壓時(shí)，燃油立即噴入氣缸;當(dāng)完成噴油工作時(shí)，ECU斷電，電磁閥回位，泄油孔被打開，余下的燃油回流油箱，完成一次噴油過程。[3-4]

圖1 電控組合泵燃油噴射系統(tǒng)

2 電控組合泵燃油噴射系統(tǒng)參數(shù)一次優(yōu)化

2.1電控組合泵燃油噴射系統(tǒng)仿真模型建立與驗(yàn)證

電控組合泵單缸燃油噴射模型由單體泵模塊、噴油器模塊和電磁閥模塊等3大模塊組成，通過系統(tǒng)內(nèi)部的油管將其連接成一個(gè)集機(jī)械、電磁和液壓于一體的完整仿真系統(tǒng)。圖3為燃油噴射系統(tǒng)模型，在初步完成系統(tǒng)草圖的設(shè)計(jì)之后，結(jié)合各仿真模塊的數(shù)學(xué)模型及系統(tǒng)相關(guān)結(jié)構(gòu)、運(yùn)行參數(shù)來設(shè)置仿真模型的模塊參數(shù)。系統(tǒng)主要參數(shù)見表1。

圖2 電控組合泵結(jié)構(gòu)簡圖

圖3 燃油噴射系統(tǒng)模型

在利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性和穩(wěn)定性之后，仿真模型才能為噴油特性仿真研究提供可靠的依據(jù)。圖4為額定轉(zhuǎn)速為1 000 r/min(凸輪轉(zhuǎn)速為500 r/min)，噴孔直徑為0.26 mm，油管長度×直徑為900 mm×2.0 mm，凸輪型線速度為0.46 mm/(°)，噴油脈寬為14時(shí)，仿真曲線(噴油速率、嘴端壓力)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比,仿真值與試驗(yàn)值之間存在一定的誤差：噴油速率誤差為0.5 mm/(°)；嘴端壓力誤差為2.3 MPa；兩者誤差≤5%。試驗(yàn)曲線與仿真曲線基本吻合，說明所建仿真模型能較為準(zhǔn)確地預(yù)測噴油規(guī)律。

2.2一次回歸正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

對(duì)燃油噴射系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)行匹配研究的目的是：在保證燃油循環(huán)噴射量為650～750 mm3的同時(shí)，提高燃油噴射的壓力,使其≥105 MPa，為燃油在缸內(nèi)燃燒提高燃油霧化效果做準(zhǔn)備。影響燃油噴射壓力的燃油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有柱塞直徑、凸輪型線速度、油管長度、油管直徑、噴孔數(shù)及噴孔直徑。各因素的變化范圍及水平編碼見表2。

表1 電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)主要參數(shù)

a) 嘴端壓力

b) 噴油速率

表2 各因素的變化范圍及水平編碼

表3為試驗(yàn)方案及試驗(yàn)結(jié)果，通過查詢正交表，確定5因素、2水平的正交試驗(yàn)表，共8次試驗(yàn)。由試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知：以噴油壓力為優(yōu)化目標(biāo),2號(hào)試驗(yàn)得出的噴油壓力較大，3號(hào)試驗(yàn)得出的噴油壓力較小，柱塞直徑和凸輪型線速度選取下水平，說明單位時(shí)間作用的凸輪轉(zhuǎn)角變小，油泵供油壓力和供油量都變小，油管長度選取上水平，造成油液到達(dá)嘴端時(shí)壓力損失偏大，最終造成3號(hào)試驗(yàn)結(jié)果，但試驗(yàn)結(jié)果在可控范圍內(nèi)，從下面的顯著性驗(yàn)證中可得出。

表3 試驗(yàn)方案及試驗(yàn)結(jié)果

只有通過合理的試驗(yàn)設(shè)計(jì)得到大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)作進(jìn)一步的計(jì)算分析和處理,才能對(duì)研究的問題有明確的認(rèn)識(shí)，從中尋找到規(guī)律性信息。[5]這里運(yùn)用Excel軟件【數(shù)據(jù)分析】模塊建立一次回歸方程,即

Y=-242.47-1.562 5X1+13.875X2+

342.08X3+0.009 875X4-13.312 5X5

(1)

通過回歸方程因素的方程系數(shù)可知，因素X2,因素X3和因素X5對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響比較大，因素X1和因素X4對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響很小，即柱塞直徑和凸輪型線速度增大、油管直徑減小,噴油壓力可得到很大的提高，在保持噴空通流面積不變的情況下，噴孔數(shù)和油管長度對(duì)噴油壓力的影響很小。

對(duì)于得出的回歸方程,可通過顯著性驗(yàn)證來說明其可信度。對(duì)回歸方程的顯著性進(jìn)行檢驗(yàn),反映回歸方程在試驗(yàn)點(diǎn)上與試驗(yàn)結(jié)果的擬合是否良好。

表4和表5分別為方差分析參照表及方差分析數(shù)據(jù)表。從表5中可看出，因素Z2，因素Z3和因素Z5對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)Y有非常顯著的影響，說明柱塞直徑、凸輪型線速度及噴孔直徑對(duì)噴油壓力的影響非常顯著，而所建立的回歸方程也非常顯著，反映出所得的回歸方程在預(yù)先制訂的試驗(yàn)點(diǎn)上與試驗(yàn)結(jié)果擬合較好。圖5為試驗(yàn)值與回歸方程預(yù)測值的對(duì)比。由圖5可知，回歸方程預(yù)測的結(jié)果可作為初步預(yù)測燃油噴射系統(tǒng)噴油壓力的參考，從而大大提高研究效率，縮短研究時(shí)間。

表4 方差分析參照表

表5 方差分析數(shù)據(jù)表

圖5 試驗(yàn)值與回歸方程預(yù)測值的對(duì)比

為提高燃油噴射壓力，在回歸方程的基礎(chǔ)上進(jìn)一步縮小尋優(yōu)范圍。由以上分析可知：柱塞直徑和凸輪型線速度可選取取值范圍內(nèi)的最大值，即15 mm，0.46 mm/(°)；油管長度選取原長度900 mm；噴孔數(shù)對(duì)燃油在缸內(nèi)燃油的分布有很大影響，因此選取6個(gè)×0.30 mm，8個(gè)×0.26 mm和10個(gè)×0.22 mm等3種噴油器。油管直徑選取1.4 mm和1.2 mm作進(jìn)一步的試驗(yàn)。

表6為優(yōu)化參數(shù)試驗(yàn)的安排及結(jié)果。由表6可知，B,C,F等3組的噴油壓力達(dá)到試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)>105 MPa的要求，噴油量滿足650～750 mm3的要求。因此,選取B,C,F等3組燃油參數(shù)組合為最佳匹配參數(shù)組合，為與油束夾角匹配進(jìn)行缸內(nèi)燃燒計(jì)算做準(zhǔn)備。

表6 優(yōu)化參數(shù)試驗(yàn)安排及結(jié)果

3 電控組合泵燃油噴射系統(tǒng)參數(shù)二次優(yōu)化

3.1缸內(nèi)燃燒模型的建立與驗(yàn)證

燃油噴射過程是柴油機(jī)工作過程中極為重要的組成部分，噴射過程組織的好壞直接影響油束與空氣在燃燒室中的混合，進(jìn)而影響缸內(nèi)燃燒過程的組織。油束夾角作為缸內(nèi)燃燒過程的一個(gè)重要參數(shù)，對(duì)柴油機(jī)油耗率有著重要影響?，F(xiàn)將油束夾角與得到的3組優(yōu)化參數(shù)相匹配，基于AVL_FIRE軟件對(duì)缸內(nèi)高壓循環(huán)進(jìn)行仿真，結(jié)合二次正交回歸試驗(yàn)設(shè)計(jì)得到最佳的燃油系統(tǒng)噴射參數(shù)，使柴油機(jī)的油耗率最低。

通過實(shí)測某型船舶四沖程柴油機(jī)燃燒室各結(jié)構(gòu)的尺寸，利用AUTO-CAD軟件畫出燃燒室1/2橫剖面模型，將該模型轉(zhuǎn)換成DXF格式導(dǎo)入到AVL-FIRE軟件中的柴油機(jī)缸內(nèi)高壓循環(huán)ESE模塊中。在ESE模塊中，軟件可自動(dòng)快速生成網(wǎng)格，由于研究對(duì)象的對(duì)稱性，根據(jù)噴油器噴孔數(shù)n，選擇燃燒室計(jì)算區(qū)域?yàn)檎麄€(gè)燃燒室的1/n(見圖6)。

圖6 燃燒室部分區(qū)域剖面圖

將通過原機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)的缸壓傳感器得到的缸壓曲線與仿真計(jì)算得到的二維缸壓曲線相對(duì)比,二者雖稍有偏差，但在誤差允許的范圍內(nèi)，保持在5%以內(nèi)，說明所建立的仿真模型是正確的(見圖7)。[6]

圖7 仿真計(jì)算缸內(nèi)壓力與試驗(yàn)所得缸壓對(duì)比

3.2基于二次回歸正交設(shè)計(jì)法的燃燒參數(shù)匹配

利用二次回歸正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法在各因素水平范圍內(nèi)尋優(yōu)，以油耗率為目標(biāo)建立二次回歸方程，選取油束夾角和噴孔數(shù)作為因素進(jìn)行匹配，并通過規(guī)劃求解計(jì)算出對(duì)應(yīng)于最低油耗率的最優(yōu)燃燒系統(tǒng)參數(shù)組合。由于影響油耗率的燃油系統(tǒng)噴射參數(shù)不是獨(dú)立的，因此要考慮各因素之間的交互作用,各因素參數(shù)水平見表7。

表7 各因素參數(shù)水平

回歸正交組合由二水平試驗(yàn)、星號(hào)試驗(yàn)和零水平試驗(yàn)組成[7]，其中:二水平試驗(yàn)次數(shù)為mc,mc=2m(m為因素?cái)?shù))，即mc=4；星號(hào)試驗(yàn)次數(shù)只與試驗(yàn)因素?cái)?shù)有關(guān)，為mγ=2m=4；零水平試驗(yàn)只進(jìn)行1次，也可進(jìn)行多次,記m0=2，總試驗(yàn)次數(shù)為n=mc+mγ+m0=10。其因素水平編碼見表8。

表8對(duì)各因素的各水平進(jìn)行線性變換，變化后使各因素的各水平在編碼空間內(nèi)是“平等”的[8],不受各因素水平單位及數(shù)值大小的限制，都在[-1,1]內(nèi)變化。表9為試驗(yàn)方案與計(jì)算結(jié)果，其中:Z1和Z2分別為噴孔數(shù)及油束夾角的規(guī)范變量;yi為仿真出的油耗率，kg/(kW·h);第9號(hào)和第10號(hào)試驗(yàn)為零水平試驗(yàn)。

表8 因素水平編碼

根據(jù)表7，通過計(jì)算得出以油耗率為目標(biāo)的回歸方程為

y=a+b1Z1+b2Z2+b12Z1Z2+b11Z12+b22Z22

(1)

(2)

由此可得出規(guī)范變量與油耗率之間的回歸方程為

(6)

通過二次回歸正交試驗(yàn)得到規(guī)范變量與油耗率之間的回歸方程，將表9中的10組燃燒系統(tǒng)參數(shù)代入到該回歸方程中,將所得的油耗率與表9中的仿真計(jì)算值相對(duì)比。圖8為油耗率回歸方程試驗(yàn)值與預(yù)測值的對(duì)比。由圖8可知,表9中油耗率的仿真計(jì)算值與回歸方程預(yù)測值大小相近，說明所建回歸方程模型誤差不大，可實(shí)現(xiàn)預(yù)測的功能。

利用Microsoft Office Excel 2007中【數(shù)據(jù)】模塊中的規(guī)劃求解功能對(duì)燃燒系統(tǒng)參數(shù)和油耗率進(jìn)行求解，得到的最優(yōu)解為最低油耗率對(duì)應(yīng)的參數(shù)組合：噴孔數(shù)為8個(gè)，油束夾角為150°。

將優(yōu)化參數(shù)8個(gè)×0.26 mm-15.0 mm-0.46 mm-900 mm/(°)-1.4 mm與油束夾角150°代入到AVL-FIRE軟件中進(jìn)行缸內(nèi)計(jì)算，優(yōu)化試驗(yàn)結(jié)果如表8所示。油耗率優(yōu)化目標(biāo)仿真試驗(yàn)與數(shù)學(xué)模型預(yù)測值對(duì)比見表10。

表9 試驗(yàn)方案與計(jì)算結(jié)果

圖8 油耗率回歸方程試驗(yàn)值與預(yù)測值對(duì)比

表10 油耗率優(yōu)化目標(biāo)仿真試驗(yàn)值與數(shù)學(xué)模型預(yù)測值對(duì)比

由表10可知，利用二次正交回歸設(shè)計(jì)方法得到的以油耗率為優(yōu)化目標(biāo)的預(yù)測優(yōu)化結(jié)果與試驗(yàn)仿真值之間的誤差較小，相對(duì)誤差保持在3%以內(nèi)，模型可實(shí)現(xiàn)對(duì)油耗率的準(zhǔn)確預(yù)測。

4 結(jié)束語

1) 基于某船用四沖程柴油機(jī)的電控化改造，應(yīng)用一次回歸正交設(shè)計(jì)方法和AME-SIM仿真軟件進(jìn)行電控泵燃油系統(tǒng)參數(shù)的仿真計(jì)算。以提高燃油噴射壓力為目標(biāo)分析建立的回歸方程可知：柱塞直徑和凸輪型線速度增大、油管直徑減小可很大程度地提高噴油壓力，并得到3組優(yōu)化參數(shù)組合，即10個(gè)×0.22 mm-15.0 mm-0.46 mm/(°)-900 mm-1.4 mm,8個(gè)×0.26 mm-15.0 mm-0.46 mm/(°)-900 mm-1.4 mm;6 mm/(°)×0.30 mm-15.0 mm-0.46 mm/(°)-900 mm-1.4 mm(噴孔數(shù)×孔徑-柱塞直徑-凸輪型線速度-油管長度-油管直徑)，滿足電控組合泵燃油噴射匹配設(shè)計(jì)壓力的要求。

2) 選取一次優(yōu)化得到的3組參數(shù)與油束夾角匹配，并運(yùn)用二次回歸正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行優(yōu)化，得出8個(gè)×0.26 mm-15.0 mm-0.46 mm/(°)-900 mm-1.4 mm與油束夾角150°匹配油耗率最低，最低油耗率為0.191 0 kg/(kW·h)，且建立的以油耗率為優(yōu)化目標(biāo)的數(shù)學(xué)模型的預(yù)測值與仿真試驗(yàn)值的誤差<3%，說明二次回歸正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)建立的油耗率預(yù)測數(shù)學(xué)模型是可行的。

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InfluenceofOptimalMatchingofFuelInjectionSystem’sParametersonFuelComsumptionofDieselEngine

SUNSiyuan1,XUHu1,HUANGJialiang1,2,HUQikun3

(1. Marine Engineering Institute, Jimei University, Xiamen 361021, China； 2. Fujian Provincial Key Laboratory of Naval Architecture and Ocean Engineering, Xiamen 361021, China; 3. Shanghai Maritime Safety Administration, Shanghai 200086, China)

Based on the engine fuel injection system for electronically-control transformation of a 4-stroke diesel engine, the unit cylinder fuel injection system model of electronically-controlled unit pump and the model of high pressure circulation in cylinder are respectively built by means of the software AMESim and AVL_FIRE. Multiple parameters are tested and optimized by means of the linear regression orthogonal experiment design method. The experiment is verified by the significance test. Quadratic regression orthogonal experiment design method is used to match the above optimized results with oil beam angle. Research results show that three sets of parameter combination optimization that gained through the linear regression orthogonal experiment design method can meet the requirements of 105 MPa. The fuel consumption rate can reach the lowest level of 0.191 0 kg/(kW·h) under the parameter combination optimization of 8×0.26 mm-15.0 mm-0.46 mm/(°)-900 mm-150°(number of nozzle holes×bore diameter-diameter of plunger-cam type linear velocity-tubing length-tubing diameter-oil beam angle) which are gained through re-optimization. Quadratic orthogonal regression design method provides a sound basis for fuel consumption rate prediction, greatly shortening the research period.

ship engineering; diesel engine; electronic-controlled transformation; orthogonal experimental design; fuel oil system; parameter optimization; oil consumption rate

U664.121

A