张晓怀罗自来黄康：船用大功率柴油机电控喷油器仿真与优化设计研究 ｌ３ 船用大功率柴油机电控喷油器 仿真与优化设计研究 Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ Ｄｅｓｉｇｎ Ｓｔｕｄｙ ｏｆ Ｉｎｊｅｃｔｏｒ ｗｉｔｈ Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ Ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ ｆｏｒ Ｍａｒｉｎｅ Ｈｅａｖｙ Ｄｕｔｙ Ｄｉｅｓｅｌ Ｅｎｇｉｎｅｓ 张晓怀罗自来黄康 （海军工程大学） ［摘要］高压共轨电控喷油系统是提高柴油机整体性能、降低排放、污染的有效手段之一。本文 对该系统核心部件一电控喷油器的结构进行仿真，采用数值模拟的方法对该啧油器进行研究，探 讨了该喷油器主要结构参数对喷射过程的影响。通过研究对高压共轨电控喷油器结构参数的确定 和优化具有一定的参考价值。 ［关键词］船用柴油机高压共轨ＨＹＤＳＩＭ软件喷油规律 Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：Ｍａｒｉｎｅ ｄｉｅｓｅｌ ｅｎｇｉｎｅ Ｈｉｇｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｏｍｍｏｎ ｒａｉｌ ＨＹＤＳＩＭ ｓｏｆｔｗａｒｅ Ｒｕｌｅ ｏｆ ｓｐｒａｙ １ 概述 随着船用柴油机排放法规的日益严格，人们对 基础上，构建一套满足此柴油机要求的高压共轨喷 油系统，它由供油泵、共轨管、喷油器等部件组成【４］。 喷油过程的精确控制、喷油规律优化的要求越来越 高，喷油器性能在整个高压共轨系统中的重要性越 来越受关注。对于船用柴油机共轨系统而言，循环 利用Ｈｙｄｓｉｍ仿真软件建立的共轨系统仿真模型如 图ｌ所示。 喷油量大，喷油器的外形尺寸和运动件的质量一般 也较大，这对实现喷射控制的快速响应带来困难。 另外，船用柴油机缸数多，喷油器数量多，喷射过程 引起的系统内压力波动对喷射的一致性和重复性 造成不利影响。所以船用柴油机共轨系统中的喷油 器开发难度更大Ｉｌ＿３１。本文针对某型船用柴油机的电 控喷油器进行仿真与优化设计研究。 ２ 系统建模 本文以ＴＢＤ６２０Ｌ６柴油机为研究对象，技术参数 图１高压共轨喷射系统Ｈｙｄｓｉｍ￣翼模型 如下：直列、四冲程、水冷，缸径一冲程１７０＂１９５ｍｍ，额 定转速１５００ｒ／ｍｉｎ，额定功率为６５０ｋＷ，额定点燃油消 耗率为１９５ｇ／ｋＷ・ｈ。本文的喷油器设计方案是保持 原喷油器喷嘴参数不变．即孔数×孔径Ｘ喷雾夹角为 ５ｘＯ．４６ｘｌ５５。．喷孔长度为１．６ｍｍ，压力室直径Ｘ高度 ３喷油器参数对喷油规律的影响研究 电控喷油器结构参数及其工作性能的好坏，直 接影响整个高压共轨系统的性能，从而对发动机的 性能产生影响 它与常规机械式喷油器最大的不同 在于内部增加了电磁阀及压力控制室．通过控制电 为１．５ｍｍｘ１．８ｍｍ。针阀升程为０．４４ｒａｍ，针阀直径为 ７ｒａｍ。然后根据原机的喷油量来确定控制活塞、控制 磁阀可以控制针阀运动，从而控制了喷油器的喷油 特性。模型中设置轨压为１５０ＭＰａ、转速为１５００ｒ／ｍｉｎ、 腔进／回油阀直径和喷射持续时间等参数。在原机的 １００％负荷，喷油脉宽为２ｍｓ的一次燃油喷射，分析不 １４ 内燃机与配件 ２０１２年第８期 同电控喷油器结构参数对喷油规律的影响。 ３．１控制活塞直径的影响 ＯＩｏ０∞ 喷油逮率 控制活塞直径的大小，影响到控制腔燃油作用 在针阀上的作用力，对针阀的运动产生巨大的影响。 在其他参数保持不变的情况下。对６．５ｍｍ，７．Ｏｍｍ． ｌｌ 量阱艘檬臀 。 —Ｏ舯０勰 ０．０００２ ￡ 瓣０ｏ∞１０ … ０ Ｕ １ｕ 珊 椰 ７．５ｍｍＺ个控制活塞直径进行仿真，结果如图２所 示： 一 瞥 ５棚． ，０ ．，／ ｒ 崮薛掬ｌｄｅｇｌ 喷油速率 国 Ｖ １ｑ ∞ 剐 哪 Ｗ 曲轴转角Ｉｄｅｇ］ 图２控制活塞直径的影响 通过分析可以确定。当控制活塞直径较小时， 控制腔燃油作用在控制活塞上部的液压力较小，控 制电磁阀开启时，针阀开启迅速，而控制电磁阀关 闭时，针阀关闭缓慢；当控制活塞直径较大时，控制 腔燃油作用在活塞上部的液压力较大，使得控制电 磁阀开启时针阀开启比较缓慢，但在控制电磁阀关 闭时针阀关闭迅速，保证了喷油过程的迅速截止。 ３．２控制腔进出油孔直径的影响 控制腔进／出油孔直径的大小．直接影响到电控 喷油器针阀的开启和关闭过程，从而影响喷油规律。 在保持其他参数不变时。对０．３２ｍｍ，０．３５ｍｍ，０．３８ｍｍ 三个控制腔进油孔直径进行仿真，结果如图３所示： 针Ｉ羁Ｉ升程 图３控制腔进油孔直径的影响 通过分析可以确定。在进油孑Ｌ直径较小的情况 下，电磁阀开启时，燃油流入控制腔的速度相对较 慢，控制腔压力快速降低，使得针阀迅速开启，而电 磁阀关闭时，燃油不能迅速流人控制腔中，控制腔 压力未能快速上升，使针阀关闭时间滞后；在进油 孑Ｌ直径较大的情况下，电磁阀开启时，燃油继续迅 速流人控制腔中，使燃油不能快速流出控制腔，控 制腔压力未能快速下降，使针阀开启时间滞后，而 电磁阀关闭时。燃油流入控制腔的速度相对较快， 控制腔压力快速上升，使得针阀迅速关闭。ｏ唧０ 在其他参数保持不变的情况下。对０．３７ｍｍ， ０．４ｒａｍ。０．４３ｍｍ＿￣个控制腔出油孔直径进行计算，得 ＿出图４如下： 曼 垂‘０ ０ｏ０’ ｅ螂 。 ｒ———————————１＿ 懑Ｏｏ。ｔ￣０ ２｛． １ ～０４ Ｉ ０ 钟 ２０ ∞ 钟 ∞ ６。 鼬轴特角ｌａｅ鳓 图４控制腔出油孔直径的影响 通过分析可以确定。当出油控制量孑Ｌ直径较小 时，由于电磁阀开启时，控制腔中燃油不能迅速流 出，控制腔压力未能有效降低。喷油器针阀开启时 间滞后；而当出油控制量孔直径较大时，控制腔中 燃油快速流出，控制腔压力下降速度提高，使针阀 开启时间提前。 ３．３控制腔容积的影响 张晓怀罗自来 黄一 索氆｝茸 康：船用大功率柴油机电控喷油器仿真与优化设计研究 Ｉ￥，￡。∈一将黼霹瞥 ．ｌ５ 控制腔容积的大小，对控制腔控制压力的建立 ｌ。ｌ ａｇ１ １ｌ一。 有很大影响，在其他参数保持不变的时，对５０ｒｍ ， 一Ｉ赍油速率 ｌＯＯｍｍ，，１５０ｒａｍ 三个控制腔容积进行仿真，结果如 图５所示： 喷油逮率 一¨，￡ ￡一静臌甲｛餐 ｌｌ０ ｌｌ’口 ｉｌ。∞ 两４０ ∞ ｗ 鲻蜘蛳糖ｇ｛ 围５控制腔窖积的影响 对上述结果进行分析可知：在容积较小时，电 磁阀开启后控制腔的压力迅速降低，针阀可以快速 响应，喷油速率可以较快的达到最大，同时，在电磁 阀结束通电后，腔内可以迅速建立高压，从而可以 保证针阀的迅速关闭。反之，当控制腔容积增大后， 就会使得系统反应速度减缓。因此，在选取控制腔 容积大小的过程中。要既能满足系统反应的迅速， 又不能因为选取的容积过小导致针阀开启过早，喷 油速率在最大值持续时间太长；同时还不能因为选 取容积过大，导致系统响应缓慢，喷油速率达不到 最大值，影响柴油机性能。 ３．４电磁阀响应时间的影响 电磁阀响应时间的长短，直接影响到控制腔出 油孔的开启和关闭过程，从而影响喷油规律。在其 他参数保持不变的情况下，对响应时间分别为０． １ｍｓ，０．３ｍｓ．０．５ｍｓ的电磁阀仿真，结果如图６所示： 针闲升程 ０ ｔ０ ０ 邵 刖 。Ｅｒ 哪 ￣ｌｌａｅｇｌ 用６电磁阀响应时间的影响 通过分析可以确定，当电磁阀响应时间较短 时，控制腔出油孔快速关闭，控制腔内压力快速升 高，针阀关闭时间提前；当电磁阀响应时间较长时， 控制腔出油孔关闭速度减慢，控制腔内压力未能快 速升高．针阀关闭时间滞后。 ３．５喷嘴流量系数对喷油规律的影响 在其他参数保持不变的情况下，对０．６，０．７，０．８ 三种不同的喷嘴流量系数进行计算，得出图７如下： 喷油蘧率 Ｏ０∞０６ ００∞３ 暑口脚 呈０￣００２ 躲００，●∞ ０１￣ Ｏ １０ ２０ ３０ 唧 Ｏ０ ｗ ￣ｌａｅｇｌ 图７喷嘴流量系数对喷油速率的影响 通过分析可以确定，喷嘴的流量系数增大，喷 油速率增加非常明显，与增加共轨压力的效果极为 相似。而且还可以从初期喷油速率和后期喷油速率 曲线看出，喷嘴流量系的增大．初期喷油变得缓慢， 后期断油变得迅速。喷油器的响应特性加快。 ４优化设计 经过上述分析，综合不同尺寸参数对喷油器性 能的影响规律，最终选择控制活塞直径为７．２ ｍｍ， 控制腔进油孔直径为０．３５ｍｍ，出油腔直径为０．４ｒａｍ， 电磁阀响应时间为０．３ｍｓ．在发动机转速为１５００ ｒ／ ａｒｉｎ，初始共轨压力为１５０ ＭＰａ时，仿真计算所得的 共轨压力、喷油量、喷油速率、针阀升程曲线如图８ 所示： １６ 喷浦鬣 内燃机与配件 ２０１２年第８期 力波动能控制在初始值上下３％的范围内：喷油量达 到原机标准，即循环喷射量Ｑ＝Ｏ．４７ｇ；产生比较理想 的先缓后急的 喷油规律。 兰蚴蛳 桶０ ～一 ｛ ｛｛ｊ ０ｊ ｉ一 ～一 曲辘转舟ｆａ蚓 ５ 结论 用Ｈｙｄｓｉｍ软件对配共轨后的ＴＢＤ６２０Ｌ６型机进 行建模，确定各模型相关参数，进行仿真计算，分析 晴油速率 电控喷油器各参数对喷油规律的影响。最后选取合 适的参数得到优化的仿真结果．使得所匹配的高压 共轨燃油喷射系统满足压力快速建立和稳定的要 求，共轨压力波动能控制在初始值上下３％的范围 内；并产生比较理想的喷油规律。 参考文献 ０㈣０ 懈０ 矧 ０ 麓轴转鹅ｌ０ｅ磷 ［１］唐开元，欧阳光耀．高等内燃机学【Ｍ】．北京：国防工业出版 社．２００８． 【２】顾宗林．高压共轨柴油机电控技术的研究［ＤＩ．淄博：山东理 工大学．２００９． 【３］杨平龙，杜传进．柴油机电控共轨燃油喷射系统的技术现 状［Ｊ］．重型汽车，２００６（４）：２６—２９． ［４】何建元．柴油机共轨式燃油系统及电控喷油器的仿真研究 鼬辅转钧 ｅ嘲 图８部分仿真结果 ［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工程大学，２００７． 由以上图形可以看出．所匹配的高压共轨燃油 喷射系统满足压力快速建立和稳定的要求，共轨压 （上接第１２页） 作者简介：张晓怀（１９６３一），男，副教授。研究方向：动力机械 及工程。 ＯＥＭ的技术要求以及ＣＢ／ｒＩ１１６７１０．１—１９９６工程机械 一一ｒｅ．Ｍｏｒｔａｌ ａｒｆｎ ｍｏｖｅｍｅｎｔ｛Ｐ ｐｋｌ Ｉ［ｍｉｔ５ 百４ 皂３ 噪音限值要求。 表４装载机机外辐射噪声测量结果 测量项目 机外辐射噪声 ｄＢ（Ａ） 司机耳边噪声 现有 前端轮系 ｌ１９ ８５．７（左） 新设计 前端轮系 １１４７ ．限值 ■＿＼＼一／ ＼／、＼ ＿、＼ Ｅｎｇｉｎｅ Ｓｐｅｅｄ（ＲＰＭ） 图６涨紧轮最大摆角图 ≤ｌ１６ ≤９２ ｄＢ（Ａ） 备注 ８５－３ｆ右１ ８２．５ｆ左１ ８３．ｏｉｌ－） 背景噪声５４ ｄＢ（Ａ） ５ 结论 通过降低发动机前端轮系的风扇传动比，可有 ４。４整机噪音测试 将发动机装配到装载机上，分别测量现有的前 端轮系和新设计的前端轮系对装载机的机外辐射 噪声的影响。现有前端轮系的发动机状态：发动机 效地降低装载机的机外辐射噪声。同时，发动机前 端轮系的工作可靠性得到保证，达到了设计目标。 参考文献 ［１】于影，等．轮系的分析与设计【Ｍ］．哈尔滨工程大学出版社． ２００７． 低怠速８３８ｒ／ｍｉｎ，发动机高怠速２３５０ｒ／ｍｉｎ，散热风扇 低怠速９２２ｒ／ｍｉｎ，散热风扇最高转速２５８０ｄｍｉｎ。新设 计前端轮系的发动机状态：发动机低怠速８２８ｄｍｉｎ， ［２］李树满．最新柴油机选型设计、故障诊断及国内外标准实 用手册『Ｍ１．中国知识出版社．２００６． 发动机高怠速２３６０ｒ／ａｉｒｎ，散热风扇低怠速７２７ｆｆｍｉｎ， 散热风扇最高转速２０６０ｒ／ａｉｒｎ。装载机机外辐射噪声 测量结果如表４所示。由此可见，新设计的前端轮系 可降低装载机的机外辐射噪声４．３ｄＢ（Ａ），从而满足 作者简介：朱秀花，女，高级工程师，主要从事发动机设计和 应用力学分析。
