上海儀表廠解析半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件燃燒性能比與試驗(yàn)的結(jié)果

我們利用AVL BOOST建立了某半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件工作過程計(jì)算模型，分析了噴射壓力對總體性能的影響。搭建了半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件試機(jī)的電控噴射平臺，驗(yàn)證了仿真模型。在此基礎(chǔ)上，對半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件不同負(fù)荷下的燃燒排放性能進(jìn)行了分析，并以燃油消耗率為目標(biāo)確定了最佳的噴射壓力及提前角等。

    前言半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件電控化的應(yīng)用可提升半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件動力和經(jīng)濟(jì)性能，同時滿足環(huán)保要求[1-3]。本文建 立了某電控半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件的模型，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

    1 計(jì)算理論
半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件工作模型的準(zhǔn)確與否直接關(guān)系到模擬計(jì)算得到的數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。燃燒放熱規(guī)律決定了內(nèi)燃機(jī)氣缸內(nèi)壓力與溫度的變化，直接決定了內(nèi)燃機(jī)的熱力過程，對發(fā)動機(jī)的動力性、經(jīng)濟(jì)性、燃燒噪聲和排放有重要影響[4]。我們采用模型專門針對共 軌系統(tǒng)的 MCC 模型，依據(jù)半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件燃油噴射量及噴射動能等預(yù)測放熱規(guī)律及排放。

    2 半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件建模及驗(yàn)證
    BOOST 建模流程見圖 1 ，首先按照半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件總 體結(jié)構(gòu)布置，建立一維熱力學(xué)模型，見圖 2；其次 設(shè)置邊界條件，并輸入結(jié)構(gòu)參數(shù)（見表 1）；然后再進(jìn)行模擬運(yùn)算，并進(jìn)行仿真與試驗(yàn)對比；最后修正模型參數(shù)及相關(guān)邊界條件直至仿真與試驗(yàn)值相吻合（見表 2），完成建模。

    BOOST 模型驗(yàn)證，考慮使得半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件的噴射壓力、扭矩以及燃油消耗率等參數(shù)與試驗(yàn)值相吻合，所建立的模型完全可以反映發(fā)動機(jī)運(yùn)行狀況。

    3 配機(jī)試驗(yàn)臺架搭建及原機(jī)性能試驗(yàn)
    半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件系統(tǒng)的工作原理是油箱內(nèi)燃油經(jīng)低壓泵、濾清器、高壓泵至共軌管為噴射提供高壓源，共軌半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件壓力通過手動溢流閥控制，其波動小于 1%。 為確保系統(tǒng)安全性能，在共軌管上裝了安全閥；在半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件起動手柄上對應(yīng)與高壓泵的凸輪軸上止點(diǎn)前某一角度的位置貼了磁鋼片，對應(yīng)位置的霍爾傳感器以及在飛輪齒輪盤（165 齒）裝的霍爾傳 感器一起為單片機(jī)提供噴油觸發(fā)的基準(zhǔn)信號；PC 上位機(jī) LabVIEW 串口通訊程序通過 RS232 串口向單片機(jī)發(fā)送提前角、噴射脈寬等參數(shù)；單片機(jī)根據(jù)接收到的參數(shù)，并根據(jù)上止點(diǎn)信號與曲軸信號算出脈寬發(fā)出始點(diǎn)，發(fā)出半連續(xù)鑄造半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件相應(yīng)脈沖到噴油器電磁閥驅(qū)動電路，驅(qū)動電磁閥開關(guān)；通過缸壓傳感器獲取缸內(nèi)壓力曲線形狀；通過置于排放管中軸線處的采樣探頭采集廢氣，經(jīng)過管路及前置過濾器進(jìn)入南華儀器NHA-500 廢氣分析儀進(jìn)行排半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件放物的在線測量分 析，通過 Sartorius EA60 工業(yè)電子稱（60±0.002
Kg） 對燃油耗進(jìn)行稱量。氣缸壓力傳感器選用SYC-03B-87101半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件 型，測量范圍 0~20 MPa。排氣溫度測試選用 WRNK-191 型鎳鉻-鎳硅熱電偶，并布置在排氣支管的軸線處，其測量范圍為 0~1 400℃，測量精度A 級 0.2%。

    圖 4 為對應(yīng)的缸壓曲線，表 3 為電控半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件在1 800 r/min 時不同負(fù)荷下的性能試驗(yàn)值。

    由表 3 可見，在相同噴油脈寬保持不變時，軌壓增大，循環(huán)噴油量增多，半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件扭矩增大，在低負(fù)荷范圍內(nèi)，CO 排放降低其余均升高。

    由圖 4、圖 5 可見，缸內(nèi)最高爆發(fā)半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件壓力隨著負(fù) 荷的增加（循環(huán)噴油量逐漸增加，提前角不變，噴射壓力提高）逐漸增加，缸內(nèi)平均壓力升高，做功能力增強(qiáng)。這是由于隨著負(fù)荷的增加，循環(huán)噴油量增加，在噴射脈寬基本不變的情況下，噴射壓力提高了，在滯燃期內(nèi)燃油與空氣預(yù)混合比例越高，而且是在活塞接近上止點(diǎn)、氣缸容積較小的情況下燃燒。因此，壓力升高率增大，耐磨熱電偶工作粗暴，熱效率提高。

    4 半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件?油耗預(yù)測
    提前角與噴射壓力是半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件的重要參數(shù)，在噴油量不變的情況下，噴射壓力改變后，噴油半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件速率就會發(fā)生變化，這樣在滯燃期內(nèi)噴入燃燒室的燃油量就會發(fā)生變化。因此，在對噴射壓力進(jìn)行優(yōu)化的同時必須對提前角進(jìn)行優(yōu)化。對于該耐磨熱電偶機(jī)，在扭矩為 90 N·m 時不同提前角及噴射壓力下的工作過程計(jì)算結(jié)果見圖 6。由圖 6 可以看出：

    a. 在 90 N·m 這樣高的負(fù)荷時，在各種噴射壓力下，油耗都呈現(xiàn)出隨著提前角的減小而增加的總體趨勢，且噴射壓力越低這種趨勢越明顯。

    b. 隨著半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件噴射壓力的提高，提前角越小越有利于降低油耗量，這是因?yàn)閲娚鋲毫υ礁?，噴射擾動能越大，燃油霧化越好，從而滯燃時間越短，這樣在較小的提前角將燃油噴入氣缸，有利于提高發(fā)動機(jī)的做功能力。
    c. 噴射壓力為 200 MPa，提前角為 6 ℃A 時，油耗出現(xiàn)了 187（g·kW-1·h-1） 這樣的理想值。

    5 結(jié)論
    我們通過模擬和試驗(yàn)研究得出：可以通過調(diào)半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件整噴油控制策略，充分利用缸內(nèi)溫度和壓力條件變化，控制燃油和空氣混合過程，有利于控制的半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件著火和燃燒過程，實(shí)現(xiàn)低排放和高功率輸出。

    a. 半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件在低負(fù)荷時應(yīng)該采用較低的噴射壓力，并配合采用較大的噴油提前角，以減小高壓泵的泵油功率提高發(fā)動機(jī)的效率。

    b. 半連續(xù)鑄造抗震熱電偶元件在較高的負(fù)荷情況下則應(yīng)該采用高的噴射壓力，并匹配以較小的提前角，以提高發(fā)動機(jī)的做功能力，保證發(fā)動機(jī)的功率輸出。