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13600443583摘要：?jiǎn)胃撞裼桶l(fā)電機(jī)是小型發(fā)電機(jī)組中運(yùn)用非常廣泛的動(dòng)力機(jī)械，其帶來(lái)的環(huán)境污染問(wèn)題也日益棘手。電噴蓄壓式噴油裝置具有噴油參數(shù)柔性控制、響應(yīng)轉(zhuǎn)速快等特征，將會(huì)是清除相關(guān)排放問(wèn)題的高效技術(shù)途徑。本期推文筆者以單缸風(fēng)冷192F柴油發(fā)電機(jī)為樣機(jī)，將原機(jī)械式噴油系統(tǒng)升級(jí)為電噴蓄壓式噴油裝置，進(jìn)行燃燒裝置設(shè)計(jì)、缸內(nèi)工作程序分析。
柴油發(fā)電機(jī)電噴蓄壓式噴油裝置具體由低壓油泵、高壓油泵、蓄壓腔、電控噴油嘴、ECU 和各種探頭組成，結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)如圖1所示。因?yàn)殡娍貒娪妥觳捎昧烁鄧娍浊覈婌F能量大幅增加，為避免缸內(nèi)相鄰油束在進(jìn)氣渦流功用下的相互重疊和降低燃油撞壁現(xiàn)狀，筆者針對(duì)進(jìn)氣道和燃燒室構(gòu)造設(shè)計(jì)進(jìn)行了優(yōu)化，具體信息請(qǐng)參閱原文。燃燒系統(tǒng)再規(guī)劃完成后，初步確定了噴油參數(shù)使得電噴柴油發(fā)電機(jī)樣機(jī)能夠正常運(yùn)轉(zhuǎn)。蓄壓式噴油裝置可采取預(yù)噴＋主噴的噴油對(duì)策，待優(yōu)化參數(shù)為噴射壓力（軌壓）和預(yù)噴量，進(jìn)行標(biāo)定工況下的數(shù)據(jù)優(yōu)化移動(dòng)發(fā)電機(jī)組。
標(biāo)定功率為8.2 kW，速度為3 600 轉(zhuǎn)/分，轉(zhuǎn)矩為21.75 N·m。試驗(yàn)在主噴油提前角為2℃A BTDC、預(yù)噴油量為1.0 mg/cyc 下，對(duì)不同軌壓（105、110 和115 MPa）時(shí)的噴油性能進(jìn)行研討，其中主、預(yù)噴間隔為1 200 μs（約21.6℃A）。圖2-圖4為不同軌壓下樣機(jī)燃燒特征參數(shù)。圖5~圖6 為不一樣軌壓下的HC、CO和NOx排放及煙度。
如圖2所示，3種手段下的壓縮壓力（第一峰）一致；缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力（第二峰）隨軌壓的增大而不斷增大且對(duì)應(yīng)的相位角前移，詳細(xì)分別為5.52、5.76 和5.81 MPa，后兩種辦法較對(duì)策1分別增加4.35%和5.25%，可以看出隨軌壓的提升靜音柴油發(fā)電機(jī)，爆發(fā)壓力增加但增幅趨緩；對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角分別為17°、16°和15℃A ATDC，相位提前，具體緣由是軌壓提升，使得噴油速率升高、噴油持續(xù)期縮短且燃油霧化質(zhì)量提高，滯燃期內(nèi)形成的混合氣數(shù)量增多，預(yù)混燃燒放熱量多；高的霧化品質(zhì)和缸內(nèi)溫度使得燃燒始點(diǎn)提前（圖4），因而最大爆發(fā)壓力增加，對(duì)應(yīng)的相位角前移，同時(shí)對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)燃燒溫度也更高。
如圖3所示，隨軌壓升高，燃燒整體前移、預(yù)混燃燒放熱量增多且擴(kuò)散燃燒放熱量減小。相比于軌壓為105 MPa，在軌壓為110MPa 和115MPa 下的預(yù)混燃燒峰值分別升高了3.42%和5.90%，擴(kuò)散燃燒峰值下降了3.28%和4.84%。
如圖4所示，隨噴油壓力增加，燃燒始點(diǎn)前移，即滯燃期縮短，燃燒持續(xù)期同樣縮短。
圖5~圖6中為不一樣軌壓下的HC、CO 和NOx排放及煙度。圖5中，隨著軌壓的增大，HC和CO排放均呈下降趨勢(shì)，相比于軌壓為105 MPa，在軌壓為110 MPa和115 MPa 下的HC 排放分別下降5.55%和11.31%，CO 排放分別下降9.64%和14.04%柴油發(fā)電機(jī)機(jī)械油泵升級(jí)為電控燃油系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。軌壓升高后，燃油霧化品質(zhì)提高，油、氣混合氣品質(zhì)得到改進(jìn)且缸內(nèi)較高的溫度有利于減少HC 和CO 排放。
如圖6所示，隨軌壓升高，NOx排放上升靜音發(fā)電機(jī)組，相比于軌壓為105 MPa，在軌壓為110 MPa 和115 MPa 下分別增加了4.95%與8.52%；煙度下降，軌壓為110 MPa和115 MPa 下分別降低了9.44%與16.67%。軌壓升高，營(yíng)造了缸內(nèi)更高的溫度環(huán)境，促進(jìn)了NOx的生成；而煙度水平是燃燒前期碳煙大量生成和燃燒中、后期氧化減輕的綜合體現(xiàn)。軌壓升高，缸內(nèi)溫度升高促進(jìn)了干碳煙的出現(xiàn)，而更高的缸內(nèi)溫度又有利于提高碳煙的氧化速率，可知后者對(duì)減小碳煙的影響功用比重更大。
試驗(yàn)在轉(zhuǎn)速為3 600 轉(zhuǎn)/分、轉(zhuǎn)矩為21.75 N·m下進(jìn)行。在軌壓為110 MPa、主噴油提前角為2℃A BTDC 條件下，對(duì)預(yù)噴油量為0.8、0.9、1.0 和1.1 mg/cyc 時(shí)的噴油特點(diǎn)進(jìn)行探求，主、預(yù)噴間隔為1 200 μs。不一樣預(yù)噴油量下的缸內(nèi)壓力如圖7所示。隨預(yù)噴油量的增加，壓縮壓力略有增大，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力有所下降且對(duì)應(yīng)的相位角前移。預(yù)噴油量增大，冷焰效應(yīng)提升，缸內(nèi)壓力升高，表現(xiàn)為主噴前壓縮壓力增大；壓縮壓力的提升縮短了主噴燃油的滯燃期，最大爆發(fā)壓力下降
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，使燃燒提前。
圖8~圖9為各預(yù)噴油量下的瞬時(shí)放熱率。如圖8中所示，在約26℃A BTDC 時(shí)觀察到預(yù)噴放熱狀況，不同的預(yù)噴油量對(duì)冷焰效應(yīng)現(xiàn)象的開(kāi)始時(shí)刻危害不大，詳細(xì)影響的是預(yù)噴時(shí)的放熱速率，預(yù)噴油量越多，放熱速率越快。
圖9中所示，隨預(yù)噴油量增大，速燃期放熱率峰值相位提前，且峰值下降。
圖10為高效燃油消耗率（BSFC）和缸內(nèi)最高燃燒溫度隨預(yù)噴油量變化。隨預(yù)噴油量的增加，二者均呈先降后升的趨勢(shì)。預(yù)噴油量為1.0 mg/cyc時(shí)BSFC最低，為246.8 g/（kW·h），相比預(yù)噴油量為0.8 mg/cyc時(shí)減輕了1.83%；預(yù)噴油量為0.8 mg/cyc 時(shí)缸內(nèi)燃燒溫度最高為1 491 K，當(dāng)預(yù)噴油量增加到1.0 mg/cyc時(shí)缸內(nèi)燃燒溫度降為1 426K，繼續(xù)增加預(yù)噴油量為1.1 mg/cyc 時(shí)，缸內(nèi)燃燒溫度升為1 435 K。適量預(yù)噴油量下的冷焰效應(yīng)可改良?xì)飧兹紵h(huán)境，縮短滯燃期，燃燒相位前移，帶來(lái)偏低的缸內(nèi)溫度環(huán)境，可一定程度上提升熱效率，并為抑制NOx的生成供應(yīng)有利條件；但過(guò)大的預(yù)噴油量會(huì)增加壓縮沖程的消耗功，使得有效熱效率下降，但壓縮上止點(diǎn)時(shí)缸內(nèi)溫度高使得后續(xù)燃燒溫度有微小上升。
圖11~圖12為各排放隨預(yù)噴油量的變化。如圖11中所示，隨著預(yù)噴油量增加，HC 和CO 排放都有所上升，較0.8 mg/cyc 相比，預(yù)噴油量為0.9 mg/cyc 下的HC 和CO 排放分別增加2.73% 和1.02% ；預(yù)噴油量為1.0 mg/cyc 下HC和CO排放增加4.48%和2.89%，預(yù)噴油量為1.1 mg/cyc 時(shí)增加7.89%和8.32%。預(yù)噴油量增多，預(yù)噴的冷焰放熱階段的不完全燃燒加重，加上擴(kuò)散燃燒階段缸內(nèi)溫度和壓力均降低靜音發(fā)電機(jī)組，可能都是HC和CO排放惡化的重要起因。
如圖12中所示，NOx 排放先降低后升高，煙度先升高后降低，預(yù)噴油量為1.0 mg/cyc 時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn)。NOx 隨預(yù)噴油量的變化趨勢(shì)與缸內(nèi)燃燒溫度有關(guān)，溫度高則NOx 排放也高；不同預(yù)噴油量造成缸內(nèi)燃燒溫度的變化對(duì)煙度的危害從兩個(gè)方面考慮，一方面，缸內(nèi)溫度高會(huì)造成干碳煙的初始生產(chǎn)量增加；另一方面，缸內(nèi)溫度高對(duì)干碳煙后期的氧化有利。綜上，不一樣預(yù)噴油量時(shí)NOx和煙度呈現(xiàn)明顯的trade-off關(guān)系。