柴油機(jī)高壓噴射過程的計(jì)算方法

柴油機(jī)高壓噴射過程的計(jì)算方法

噴油法對發(fā)動(dòng)機(jī)的性能有重要影響。為了節(jié)約能源，噴油機(jī)的趨勢是明顯的。然而，直噴式噴油的排放必須達(dá)到歐洲和歐洲的標(biāo)準(zhǔn)。燃油系統(tǒng)的高壓噴射是主要技術(shù)之一。高壓噴射可以促進(jìn)噴霧液的滴注，并與空氣混合充分混合和燃燒，從而抑制碳煙的生成。同時(shí)，由于噴嘴使油時(shí)間延長，延遲噴油的時(shí)間，減少停滯期和燃燒持續(xù)時(shí)間。此外，增加噴射壓力可以降低對原油空氣運(yùn)動(dòng)的要求，減少空氣運(yùn)動(dòng)造成的熱量損失，這不僅使收割機(jī)能夠獲得良好的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性，還有利于減少nox排放。在通常的柴油機(jī)泵—管—嘴供油過程模擬計(jì)算中,高壓油管中壓力波的傳播速度(音速)和燃油密度常被假定為常數(shù).但是,隨著柴油機(jī)噴油壓力的迅速提高,造成系統(tǒng)內(nèi)燃油壓力變化范圍擴(kuò)大、燃油溫升和燃油音速與密度變化等一系列問題.因此,在噴油過程計(jì)算中有必要對其進(jìn)行變音速、變密度的處理,以便使高噴油壓力下的模擬計(jì)算與實(shí)際情況盡可能地接近.雖然,有的文獻(xiàn)也提出了變音速、變密度的計(jì)算方法,但只是將壓力波傳播速度取為兩個(gè)平均值,即當(dāng)有空穴產(chǎn)生時(shí),音速取為900m/s;當(dāng)無空穴時(shí),音速取為1250m/s,因此,這種方法仍有其局限性,而且程序復(fù)雜,計(jì)算時(shí)間較長.在高壓供油過程中,系統(tǒng)各點(diǎn)的壓力是不斷變化的,柴油是可壓縮的,燃油的密度和壓縮系數(shù)是壓力的函數(shù),音速又是密度和壓縮系數(shù)的函數(shù),因此,音速也是壓力的函數(shù).本文基于這一觀點(diǎn)提出了一種新的且比較簡單的計(jì)算方法.1流量系數(shù)kθ—油泵凸輪轉(zhuǎn)角;P—燃油壓力;PH—柱塞泵腔壓力;PM—出油閥室壓力;PT—油管殘余壓力;Pφ—針閥腔壓力;Pg—燃燒室背壓;T—燃油溫度;u—燃油速度;a—音速;x—油管長度坐標(biāo);t—時(shí)間;ρ—燃油密度;α—壓縮系數(shù);μB—進(jìn)油孔流量系數(shù);μM—出油閥流量系數(shù);μL—油管泵端流量系數(shù);μ′L—油管嘴端流量系數(shù);μc—噴孔流量系數(shù);fB—進(jìn)油孔流通面積;fo—回油孔流通面積;fM—出油閥流通面積;fn—出油閥截面積;fφ—針閥截面積;fL—油管泵端流通面積;f′L—油管嘴端流通面積;VH—柱塞泵腔集中容積;VM—出油閥室集中容積;Vφ—針閥腔集中容積;H—柱塞升程;Z—出油閥升程;Zo—出油閥彈簧預(yù)壓縮行程;y—針閥升程;yo—針閥彈簧預(yù)壓縮行程;m1—出油閥運(yùn)動(dòng)質(zhì)量;m2—針閥運(yùn)動(dòng)質(zhì)量;C1—出油閥彈簧剛度;C2—針閥彈簧剛度;d—高壓油管內(nèi)徑;s—高壓油管壁厚;E—高壓油管彈性模量;K—燃油阻力系數(shù);ζ、ε—控制出油閥、針閥升程的階躍函數(shù).2標(biāo)準(zhǔn)的模擬計(jì)算方法2.1彈簧剛度的校核(1)不考慮系統(tǒng)各零件(高壓油管除外)的彈性變形和彈簧的自振.(2)各腔為集中容積,同一瞬間壓力、密度處處相等.(3)燃油的摩擦系數(shù)和彈簧剛度取為常數(shù).(4)不考慮平面密封和錐面密封處的泄漏,只考慮圓柱運(yùn)動(dòng)副的泄漏及其對各腔壓力的影響.2.2壓力波傳播速度函數(shù)首先將高壓油管分成若干等份,其結(jié)點(diǎn)為(i-1),(i),(i+1),……,在結(jié)點(diǎn)i上的壓力、密度、壓縮系數(shù)、音速分別為p(i)、ρ(i)、α(i)、a(i).(1)燃油壓縮系數(shù)是壓力和溫度的函數(shù),即α(i)=a0+a1p(i)+a2p2(i)(1)式中a0=b01+b02(T-273)+b03(T-273)2,a1=b11+b12(T-273),a2=b21.T為燃油溫度,對于柴油,上式系數(shù)為b01=61.1×10-6b02=0.258×10-6b03=0.921×10-6b11=-29.6×10-9b12=-0.151×10-9b21=16.4×10-12(2)燃油密度是壓力的函數(shù),即dρ/ρ-α·dp(2)(3)壓力波傳播速度(音速)是密度和壓縮系數(shù)的函數(shù)(當(dāng)考慮高壓油管的彈性變形時(shí)),即a(i)=1ρ(i)?[α(i)+E?d/s](3)a(i)=1ρ(i)?[α(i)+E?d/s](3)(4)變音速、變密度的有限元處理在區(qū)間[i-1,i+1]上,音速、密度取為常數(shù),應(yīng)為(i-1)、(i)、(i+1)三點(diǎn)的平均值,只要油管長度劃分得足夠小,這種近似是成立的.在區(qū)間[i-1,i+1]上的音速、密度、壓縮系數(shù)分別是:aˉ(i)=a(i?1)+a(i)+a(i+1)3ρˉ(i)=ρ(i?1)+ρ(i)+ρ(i+1)3αˉˉ(i)=α(i?1)+α(i)+α(i+1)3aˉ(i)=a(i-1)+a(i)+a(i+1)3ρˉ(i)=ρ(i-1)+ρ(i)+ρ(i+1)3αˉ(i)=α(i-1)+α(i)+α(i+1)32.3ux+a2p+pt燃油在高壓油管內(nèi)的流動(dòng)過程,在計(jì)及摩擦的情況下,可用下列微分方程表示:?p?x+ρ?u?x+2ρku=0?u?x+1a2p+?p?t=0?p?x+ρ?u?x+2ρku=0?u?x+1a2p+?p?t=0在這兩個(gè)方程中,音速a和密度ρ在油管長度區(qū)間[i-1,i+1]和時(shí)間區(qū)間[t-Δt,t+Δt]內(nèi)可看成為常數(shù),即為aˉaˉ(i)、ρˉρˉ(i),則在這個(gè)長度和時(shí)間區(qū)間內(nèi)可把以上兩個(gè)方程看成常微分方程組,就可用差分法求解.2.4噴油敞口針閥運(yùn)動(dòng)方程噴油過程的初始狀態(tài)假定高壓油管內(nèi)的燃油速度及導(dǎo)數(shù)為零,即u(x?t)t=0=(?u?t)t=0=0u(x?t)t=0=(?u?t)t=0=0并假定柱塞泵腔壓力PH等于進(jìn)油壓力PB,出油閥初始?jí)毫M和針閥腔初始?jí)毫扔谟凸苤械臍堄鄩毫T,即(PH)t=0=PB,(PM)t=0=(Pφ)t=0=PT.柱塞腔連續(xù)方程aVHdPHdt=fHdHdt?(μBfB+μ0f0)2ρ(PH?PB)??????????√?μMfM2ρ(PH?PM)??????????√?ζ?fn?dzdtaVΗdΡΗdt=fΗdΗdt-(μBfB+μ0f0)2ρ(ΡΗ-ΡB)-μΜfΜ2ρ(ΡΗ-ΡΜ)?ζ?fn?dzdt出油閥腔連續(xù)方程αVM?dPMdt=μMfM2ρ(PH?PM)??????????√?μLfL+ζ?fn?dzdtαVΜ?dΡΜdt=μΜfΜ2ρ(ΡΗ-ΡΜ)-μLfL+ζ?fn?dzdt出油閥運(yùn)動(dòng)方程m1d2zdt2=fn(PH?PM)?C1(Z+Z0)m1d2zdt2=fn(ΡΗ-ΡΜ)-C1(Ζ+Ζ0)噴油嘴壓力室連續(xù)方程αVφ?dPφdt=μ′Lf′L?μcfc2ρ(Pφ?Pg)??????????√?ε?fφ?dydtαVφ?dΡφdt=μ′Lf′L-μcfc2ρ(Ρφ-Ρg)-ε?fφ?dydt噴油嘴針閥運(yùn)動(dòng)方程m2d2ydt2=fφ?pφ?C2(y+y0)m2d2ydt2=fφ?pφ-C2(y+y0)2.5空穴產(chǎn)生的模擬計(jì)算在噴油系統(tǒng)存在空穴的運(yùn)轉(zhuǎn)情況下,其燃油的流動(dòng)過程是兩相狀態(tài)下的流體流動(dòng)過程,對系統(tǒng)壓力傳播速度及其變化規(guī)律有嚴(yán)重的影響.為此,假定當(dāng)計(jì)算壓力低于零時(shí)有空穴產(chǎn)生,此時(shí)燃油的連續(xù)性受到破壞.現(xiàn)假設(shè)空穴集中在某兩區(qū)段的交界處,其反射壓力波按開口端的邊界條件處理,而在燃油充填空穴過程中被填滿之處,因無殘余空穴存在,都可直接用純?nèi)加鸵羲?即可用以上公式計(jì)算.噴油過程的模擬計(jì)算框圖(見圖1)3計(jì)算結(jié)果表明與實(shí)際測量值的比較模擬計(jì)算了280柴油機(jī)(直噴式,增壓中冷)的供油過程,該柴油機(jī)噴油系統(tǒng)的基本參數(shù)見表1,并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)際測量值進(jìn)行了比較,見圖2.4殘余壓力波動(dòng)值與實(shí)測結(jié)果的比較(1)本模擬計(jì)算方法考慮了高壓噴油系統(tǒng)內(nèi)燃油音速和密度的連續(xù)變化,與未考慮音速、密度變化的計(jì)