重型柴油机（精选7篇）
重型柴油机 篇1
面对日益严格的尾气排放标准, 采用SCR技术在燃油经济性和降氮氧方面的优势凸显出来。采用SCR技术路线的重型柴油机, 主要先机内净化, 以此来降低PM, 同时采用SCR技术, 降低NOx排放, , 体现SCR系统的经济优势和效益, 促进重型柴油机朝向节能、减排的方向发展。
1 重型柴油机SCR系统的开发
SCR系统的在实际开发中, 主要通过试验方法验证节能减排的效果, 体现SCR系统在重型柴油机中的重要性, 进而发挥SCR系统的应用优势。
1.1 硬件开发
重型柴油机SCR系统的硬件有:转化器、尿素喷射系统、尿素箱等。例举较为核心的硬件开发, 如: (1) 尿素溶液存储装置, 其可贮存尿素溶液, 控制尿素的温度, 而且在存储装置的出口部分, 安装粗滤器, 以免粒径过大的尿素进入到喷射系统内, 保障尿素喷射系统的安全性; (2) 计量装置, 其可在恒定条件下传输尿素溶液, 计量装置用于控制尿素溶液的喷射启停; (3) 尿素溶液喷射装置, 其可分为尿素喷嘴、电磁阀两个部分, 利用PWM控制电磁阀的状态, 以此来实现尿素精确计量, 将尿素与控制混合, 成功送入到排气管内, 实现均匀的尿素雾化; (4) 控制器ECU, 此部分实现了与重型柴油机的通讯, 获得相关的状态信息, 按照重型柴油机的实际需求, 计算出雾化尿素的喷射量。
1.2 尿素喷射控制
尿素是SCR还原剂的载体, 其在喷射的过程中还要考虑NOx的浓度、流量等参数, 确保尿素与NOx的相符性, 以免尿素喷射量过多。控制尿素实际喷射量时, 需要注重适度调整, 不能出现喷射过度的情况, 避免引起新的污染。SCR系统, 可以对重型柴油机的变化做出相关的反应, 通过催化器中存储的氨量, 主动修正尿素的喷射量, 由此促使NOx的排放量能够降到最低, 还能减少NH3的使用量。为了解决尿素结晶和沉积的问题, 还要提高排气的温度, 促进尿素溶液向氨的分解速度, 还能提高氨的转化效率。
1.3 OBD开发设计
SCR系统中的OBD, 最主要的功能是诊断, 其可参与到重型柴油机SCR系统的多项诊断模块中。OBD在SCR系统中的诊断方式, 主要分为软件和硬件诊, 断两种方式, 按照特定的诊断流程, 完成OBD诊断。例如:OBD监测NOx的排放量, 重型柴油机中, NOx的排放限值为5g/Kwh、7g/Kwh, OBD可以根据限值调节转化效率, 控制运行工况, 如:转速、扭矩等, 测量出NOx的实际效率, 进而得出SCR系统的减排效率, 如果OBD的监测数值高于SCR实际数值, 表示SCR系统出现故障。
2 重型柴油机SCR系统的应用
SCR系统在重型柴油机中的应用, 可以分为两个部分, 配合SCR系统中的催化还原, 完成NOx的净化过程。
2.1 还原剂应用
重型柴油机SCR系统中的还原剂是NH3, 尿素溶液是还原剂的载体。重型柴油机通过气助雾化, 尿素滴液由压缩空气携带经过喷嘴, 雾化到排气管内, 同时与重型柴油机的尾气相互混合, 控制外界的条件, 加快尿素水解成氨的速度, 比较重要的因素是外界温度, 避免影响水解的效益。例举还原剂NH3中的物理反应, 如下:
物理蒸发: (NH2) 2CO (水溶液) → (NH2) 2 (固态) +H2O (气态)
物理热分解: (NH2) 2CO (固态) →NH3 (气态) +HNCO (气态)
物理水解:HNCO (气态) →NH3 (气态) +CO2 (气态)
2.2 催化还原应用
催化还原是重型柴油机SCR系统应用中的核心, 目的是在NH3的催化下, 将高价的N转变成N2, 生成无毒性、无污染的N2, 抑制重型柴油机尾气中NOx的含量, 保障尾气能够达到国IV的标准, 减轻环境保护的压力。SCR系统在重型柴油机中的催化还原应用如下:
3 SCR系统在重型柴油机中的发展
随着汽车数量的增加, 重型柴油机的应用规模越来越大, 对SCR系统提出了发展的要求, 目的是强化SCR系统的优势, 满足重型柴油机的优势, 限制NOx的排放量[3]。结合SCR系统在重型柴油机中的应用, 分析SCR系统的发展。
第一是物理模型和边界条件的优化, 利用O-grid网格和六面体, 对SCR内系统进行优化设计, 模拟系统载体。例如:尿素水溶液喷雾的模拟, 需要对尿素的雾化、蒸发等各个环节都进行模拟, 实现动态的优化发展, 便于设置喷雾过程中的物理特性。
第二是优化SCR系统中的后粒子轨迹, 降低SCR系统净化时, 外界气流对后粒子气流的影响, 保障粒子可以沿着设定的方向完成喷射, 还能解决粒子在壁面形成液膜。
4 结束语
SCR系统在重型柴油机中的应用, 在很大程度上提高了柴油机的环保能力, 控制柴油机运行中的环境破坏。重型柴油机中的SCR系统, 存在很大的发展潜力, 致力于满足环境保护的需求, 为重型柴油机的应用提供优质的条件, 既可以推进重型柴油机的发展, 又可以强调环境保护的重要性, 表明SCR系统在重型柴油机中的应用价值。
摘要：重型柴油机应用的过程中, 增加了环境保护的压力。为了解决重型柴油机的环境问题, 重型柴油机中采用减排SCR系统, 通过此种方法提高重型柴油机节能降耗的水平, 优化重型柴油机的运行环境。SCR是指Selective Catalytic Reduction选择性催化还原技术, 在重型柴油机运行中深化减排、环保的思想, 因此, 本文通过对重型柴油机SCR系统的催化还原进行研究, 分析SCR在净化和降低废弃物的实践应用。柴油机由于其动力性强, 油耗低等优势在商用车辆上得到了广泛的应用。随着人们环境保护意识的增强, 国家环境保护力度的加强, 由机动车尾气排放造成的污染问题也日益突出。重型柴油车排放造成的PM和NOx尤为显著。在满足国家环保法规的技术路线上, 重柴采用SCR技术降低NOx是主要的技术手段之一。
关键词：重型柴油机,SCR系统,催化,还原
参考文献
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重型柴油机 篇2
活塞工作条件
活塞在极恶劣的环境下工作, 直接承受高温、高压的气体力、惯性力、侧向力以及作用在重心上的力矩。活塞顶面承受的气体压力, 对重型车用柴油机来说, 批量生产的普遍已经达到16〜17.5MPa, 即将量产的也普遍达到18〜20MPa, 开发中的则有的更高。
活塞在工作中承受很高的热负荷;与顶面直接接触的燃气最高温度约2 000℃, 循环平均温度约800℃, 热量通过对流以及辐射等方式传到活塞顶面, 使得铝活塞顶面的最高温度一般都超过300℃。如果燃烧室缩口率较大, 则顶面的最高温度可达到350℃, 甚至更高;对钢活塞而言, 顶面最高温度可达450〜500℃, 在超负荷试验中达到甚至超过550℃。
因此, 活塞工作条件对活塞材料提出了以下主要要求:具有高的机械强度, 尤其是具备较高的高温强度;小的热膨胀系数, 使得活塞与缸孔之间有合适的间隙, 活塞运行平稳;低密度, 减小活塞的质量及惯性力;吸热性差而导热性好;具备良好的耐磨损、耐腐蚀性能;工艺性好, 易加工。
随着国家排放法规的不断升级及市场对重型柴油机的动力需求不断攀升, 重型柴油机的强化程度, 即爆发压力、升功率不断增加, 这导致活塞的机械负荷、热负荷不断增加。
重型车用柴油机活塞结构
1. 铝合金活塞
带内冷油道的铝活塞有潜力承受18〜20MPa以下的爆发压力, 这也是国Ⅳ、国Ⅴ阶段国内重型柴油机主要采用的活塞类型, 也是目前应用的最为广泛的活塞。其主要分为两种形式:开式油道及闭式油道。
在开式油道活塞中, 冷却喷钩出口与缸孔轴线有一夹角, 即呈倾斜方式, 随着活塞上下运动, 油束的落点在不断的发生变化, 在一个工作循环里冷却油分成两部分:大部分进入内冷油道通过振荡冷却以达到活塞降温的目的;少部分进入活塞内腔, 参与到对连杆小头孔、销、销孔的润滑, 改善销联接副的润滑, 降低磨损及咬销的风险。
在闭式油道中, 冷却喷钩出口与缸孔轴线平行, 在活塞的上下运动中, 油束始终对准活塞的进油孔;为了改善销联接副的润滑, 在内腔上部钻油孔与内冷油道联通, 使得部分冷却油从该孔喷射到连杆小头上已达到对销联接副的润滑目的。
通常情况下, 闭式油道的活塞的进油效率一般达到60〜80%, 可以使活塞得到更好的冷却。
2.钢质活塞
当爆压达到18~20MPa甚至更高时, 铝活塞在燃烧室喉口部位遇到非常大的挑战, 钢活塞是个稳妥的选择, 其主要结构形式有铰接式钢活塞、全钢独体式钢活塞、摩擦焊钢活塞及激光焊钢活塞。首先在国内得到大规模应用的是铰接式钢活塞、全钢独体式活塞及摩擦焊钢活塞。
铰接式钢活塞采用钢头、铝裙形式, 通过活塞销将其联接起来, 在工作中导向和密封作用分开实现。锻钢活塞头承受气体压力, 然后经活塞销, 连杆传至曲轴;轻质的铝裙仅承受侧向力。钢质头部也可采用封闭的冷却腔达到较好的冷却效果。铰接式活塞除了高强度和耐热性, 磨损情况也很好。但其最大缺点是整个活塞组件的重量比铝活塞组件增加30%以上。
全钢独体式活塞采用一体式锻钢结构, 整个活塞组件减重效果显著, 比铰接式活塞组件减重15%以上, 优化之后甚至接近铝活塞组件的重量;可实现最低50%缸径的压缩高;为改善活塞冷却性能, 冷却油道采用弹性钢片封闭。全钢活塞目前广泛应用于爆压20MPa左右的重型柴油机。
摩擦焊钢活塞相对于全钢独体式活塞, 裙部长度明显增加, 对导向有利, 减小了活塞二次运动的幅度;在爆压大于23~24MPa下环槽变形更小, 整体结构更坚固。因为整体结构强度提升, 内冷油道可以进一步靠近燃烧室以降低燃烧室喉口温度。专门的温度试验显示摩擦焊钢活塞燃烧室喉口温度在早期运行时比全钢独体式的低50℃左右;但是其过大的冷却油道截面积降低了充满率 (15%~30%) , 焊接部位过大的焊接飞边也对冷却油在油道内的振荡冷却造成不利影响。另外, 冷却油道过于靠近燃烧室导致油道顶部温度明显升高, 积碳更容易在油道顶部生成。在专门的超负荷耐久性试验中, 摩擦焊钢活塞内冷油道顶部积碳明显厚于全钢式活塞, 两种钢活塞的燃烧室喉口温度相当。
激光焊钢活塞相比于摩擦焊钢活塞, 内冷油道内几乎没有焊接飞边, 这样可以实现较好的振荡冷却效果;同时在内冷油道截面设计上比摩擦焊钢活塞的有更大的自由度, 其可实现50%~60%的充满率, 即实现更好的冷却;与摩擦焊相比, 因为焊接部位的变化, 其可实现低于50%缸径的压缩高, 这给发动机整机降重提供了很好的实现途径。
重型柴油机活塞材料
据重型柴油机的要求, 在国内市场实际应用最多的主要是铸造铝合金及锻钢活塞, 国外 (主要是日本市场) 还有球墨铸铁活塞应用。
1.铝合金活塞
铝合金的密度比钢铁的小很多, 可以减小活塞的质量及往复运动的惯性力。但是受限于铝合金的高温强度及重型车用柴油机的使用环境, 燃烧室最高温度一般限制在350〜360℃以下。相比较以往, 最新的铝合金材料在高温强度上有了明显提升。
在国内使用广泛的铸造铝活塞材料牌号有Z L109, A C8A, KS1275, M124, M142, M174+, K S1295, J B2, B H135, B H136, B2 (+) , S2N等。
2. 氧化铝陶瓷纤维增强铝合金活塞
用结晶态三氧化二铝陶瓷纤维镶铸在燃烧室部位来增强活塞燃烧室喉口的抗开裂能力, 表现出良好的导热性及抗开裂能力, 其制造工艺已经成熟。
但是带冷却油道结构及陶瓷纤维增强的活塞在压铸过程中的复杂性导致成本大幅增加却限制了其大规模推广使用的可能性。
3. 钢活塞
钢是最重要的工程材料之一, 与铝合金相比, 钢的机械强度高、热膨胀系数小、耐磨损性能好, 但是密度大、加工难度大、成本高。在锻钢的材料应用上, 主要是38Mn VS6及42Cr Mo4。其使用温度限值可达500~550℃。
结语
(1) 随着国家法规的收严及市场的需求, 重型柴油机大功率、高爆压的趋势越来越明显, 活塞的工作环境变得更加恶劣, 活塞的工作条件势必对活塞材料提出更高的要求, 与此同时, 活塞的结构对强度、冷却、机油耗等也有影响。从目前的发展趋势来看, 国三、国四阶段采用钢活塞的机型很少;进入国五阶段, 将有更多的重型柴油机采用钢活塞;当国六开始执行时, 铝活塞基本上会退出重型柴油机市场, 绝大多数重型柴油机将会采用钢质活塞。
(2) 摩擦焊钢活塞虽然整体强度高, 但由于甚大的飞边, 油道设计优化及冷却效率提升受到限制, 需要开发新的摩擦技术减小飞边并具备降低压缩高的潜力。
重型柴油机 篇3
2012年5月8日, 由潍柴控股集团有限公司自主开发、具有自主知识产权的重型柴油机高压共轨电控系统 (ECU) 研制成功, 经过严格的排放试验、道路试验和三高验证, 将批量投放市场。
潍柴自主ECU采用32位高性能微控制器, 经过了各种严格试验, 包括三高试验、-40℃~105℃的高低温试验、盐雾试验、高达10g的振动试验、电磁兼容EMC试验和1 700多小时的加速寿命试验, 确保ECU能在各种复杂环境中正常工作。自主ECU的轨压稳态控制精度在10bar以内, 最多支持5次喷射, 能够实现整车和发动机各个子系统的控制、诊断及服务测试, 满足国V排放要求, 使用寿命长达20000小时。
ECU的研发投产, 推动了我国汽车及零部件行业自主研发的进步, 为发动机行业的技术进步作出了贡献。潍柴计划于未来两年将自主ECU从小型发动机覆盖到大型发动机, 使潍柴电控技术达到国际先进水平。
重型柴油机 篇4
重型柴油机缸内机油消耗途径如图1［１］所示, 主要包括:缸套内壁面机油油膜蒸发消耗;活塞环“泵油”作用, 机油窜入燃烧室消耗;活塞环开口处向上窜气带入缸内的机油消耗;活塞上升行程, 第一道活塞环刮入燃烧室机油消耗。随着海拔的升高, 大气压力降低, 空气密度下降, 柴油机进气量减少, 导致燃烧恶化, 功率下降, 油耗增加, 排气温度升高, 热负荷增加［２］。同时, 大气压力的降低, 也导致柴油机机油消耗量增加。而缸内机油消耗是柴油机润滑油消耗的主要途径［３－４］, 因此, 机油消耗作为评价柴油机的一项重要经济指标, 必须考虑海拔高度的影响。本文建立了缸内机油消耗数值仿真模型, 并通过高原模拟台架性能试验和机油消耗试验对模型进行验证, 同时研究了海拔高度对缸内不同途径机油消耗的影响。
1 缸内机油消耗数值仿真模型
1.1 数学模型
缸内机油消耗率可表示为
式中, Gｌ为缸内机油消耗量;Gｌｅ为缸壁机油蒸发量;Gｌｐ为活塞环“泵油”消耗量;Gｌｂ为活塞环开口处机油上窜消耗量;Gｌｓ为第一道活塞环向燃烧室刮油消耗量。
1.1.1 缸壁机油蒸发量
由缸内工质传入机油油膜的热量等于缸内工质与油膜的对流传热量和辐射传热量减去油膜蒸发带走的热量, 缸内工质与油膜、缸壁之间的传热和蒸发的热流量［５］可表示为
式中, Qｆ为缸内工质传入机油油膜的热流量;Qｒ为缸内工质与油膜辐射传热流量;aｇ为缸内工质传热系数;Tｇｗ为缸套内壁面温度;Tｌ为油膜蒸发层温度;hｆ为机油比焓;Wｅ为机油蒸发消耗量。
根据经验公式, 距离缸套顶端的缸套内壁的平均温度［６］为
式中;Tｇ１为当量循环平均燃气温度;l为到缸套顶端距离。
1.1.2 活塞环“泵油”消耗量
环与环槽间的间隙使得气环在轴向力作用下作轴向运动, 由此产生环与环槽端面的泵油作用。活塞环表面的机油将被泵入环槽内, 端面“泵油”消耗率计算式［５］为
式中, ρｌ为机油密度;D为缸套直径;hｓ为活塞环相对环槽位置。
1.1.3 活塞环开口处机油上窜消耗量
由于活塞的往复运动, 机油因惯性作用, 通过活塞环开口间隙窜入到燃烧室。活塞环开口处机油上窜消耗率［５］为
式中, Lｇ为活塞环开口宽度;δ为活塞环与缸套间隙;μｌ为机油运动黏度;p０为活塞环上端气体压力;p１为活塞环下端气体压力;Lｈ为活塞环厚度;uｐ为活塞运动速度。
1.1.4 活塞环向燃烧室刮油消耗量
柴油机缸壁机油油膜分布状态在不同的活塞行程中是不一样的。通常活塞上升行程的油膜比下降行程的油膜厚度小, 造成第一道活塞环向燃烧室内刮油的现象。在环往复运动过程中, 机油因为惯性力的作用流入燃烧室消耗掉。对每个循环过程, 由惯性力造成的机油消耗量［７］为
式中, 其中Wｌｓ为第一道活塞环向燃烧室刮油消耗量;A= (πD-Lｇ) ρｌ/ (24μｌLｂ) , 其中Lｂ为活塞环宽度;φ０为活塞惯性力为零时的曲轴转角;hＴ为油膜厚度;R为曲柄半径;ω 为曲轴转动角速度;φ为曲轴转角。
1.2 计算算法
缸内机油消耗计算步骤如图2所示。
2 柴油机机油消耗试验
2.1 高原模拟柴油机性能台架试验
采用进气节流和排气背压真空引射的方法进行高原环境模拟, 分别模拟了海拔3700m和4500m柴油机工作环境。试验室海拔高度控制范围为0~4500m, 环境温度控制范围为-30~25℃, 最大进气量为8000m３/h。试验室设备如图3所示。为保证柴油机正常工作, 试验前减小了小时燃油消耗量, 柴油机工作了10h。
参数控制要求:环境温度和进油温度 (25±2) ℃, 涡轮前排气温度不大于750℃, 涡轮后排气温度不大于620℃, 左右涡轮后排气温度差不大于50℃, 增压器转速不大于60 000r/min, 传感器测量误差均小于0.25%FS。
图4为海拔3700m时标定功率下计算值与实测值。对比结果表明:实测与计算结果吻合较好, 缸内最高燃烧压力计算值为7.52MPa, 与实测值7.56MPa相比, 误差为0.53%, 最高燃烧压力对应曲轴转角计算值为计算值为7°CA, 实测值为6°CA。
图5为海拔3700m台架外特性试验与模型计算结果对比, 随着柴油机转速升高, 功率计算值与实测值误差最大值为5.23%, 油耗率计算值与实测值最大误差为3.1%, 涡轮增压器转速计算值与实测值误差最大值为6.06%。模型计算结果误差均在7%以内。
2.2 机油消耗台架试验
通过读取柴油机稳定工况下, 机油箱内试验前后液位差, 实现对机油消耗的测量。机油箱分为上下两部分, 上半部分为试验用油箱, 下半部分为柴油机正常工作的供油油箱, 如图6所示。试验前将供油油箱注满机油, 保证柴油机正常工作, 试验过程中, 保证供油油箱充满机油, 读取试验油箱液位差, 实现机油消耗的测量。控制机油温度为 (80±2) ℃, 水温控制为 (80±2) ℃, 加装FPS传感器［８］同时对机油密度进行测量, 机油温度变化会引起测量误差, 通过测量机油密度按式 (7) 进行修正。柴油机运行时间为400h。试验时大气压力99.8kPa, 环境温度16℃。机油消耗试验选取柴油机外特性工况下运行。循环方式为:2000r/min-2790N·m-1h (标定工况) , 1800r/min-2840N·m-1h, 1600r/min-3000N·m-1h, 1400r/min-3300N·m-1h。液位计算公式为
式中, hｌ０、ρｌ０分别为标准机油温度下的液位和密度;hｌ１、ρｌ１分别为实测机油温度下的液位和密度。
缸内机油消耗的计算与整机机油消耗的关系为
式中, Gｚ为柴油机整机机油消耗;δ１为呼气器机油消耗占总机油消耗百分比;δ２为气门导杆与气导管机油消耗占总机油消耗百分比;δ３为涡轮增压器处占总机油消耗百分比;δ４为机油箱液位传感器测量精度;δ５为模型计算精度。其中, 由于进气阻力增加导致压气机中间体内的机油向外窜至进气系统的压气机处的机油消耗增加［９］。同时, 随着海拔高度的升高进气阻力增大［１０］, 因此涡轮增压器处所占总机油消耗百分比随着海拔的升高而升高。
利用缸内机油消耗数值仿真模型, 输入试验边界条件与运行工况, 计算缸内机油消耗量。表1 为在柴油机外特性机油消耗实测值与计算值对比。某型柴油机最大扭矩转速1400r/min, 试验结果表明:机油消耗量在2000r/min时比1400r/min时增加了46.84%。计算结果表明:在柴油机转速1600r/min时, 计算值与实测值最大误差为3.90%。因此, 建立的缸内机油消耗数值仿真模型是比较准确的。
3 海拔高度对机油消耗影响计算分析
本文以北京地区 (海拔100m) 、拉萨地区 (海拔3700m) 和羊八井地区 (海拔4500m) 为机油消耗计算影响分析的目标地区。
3.1 缸套壁面机油油膜蒸发消耗
图7为缸套-活塞环油膜厚度随曲轴转角变化的计算结果。由于进入缸套的混合气体压力降低, 使得燃烧过程后移, 缸内气体温度曲线升高, 使活塞、活塞环、缸套等部件的温度升高, 从而依附于缸套-活塞环间机油黏度也随之降低。因此, 油膜厚度随大气压力降低而逐渐变薄。
图8为柴油机外特性条件下, 缸套内壁机油油膜蒸发随转速变化情况。图8 (a) 中, 活塞在上止点时暴露在燃烧室内的缸套内壁面机油很少, 该处机油蒸发量几乎为零, 随着活塞下行, 暴露在燃烧室内的机油逐渐增多, 机油蒸发量增大。同时, 随着转速增加, 缸内气体温度减小, 机油蒸发量下降, 故标定工况下, 机油蒸发量最小, 占缸内机油消耗量的29.34%。图8 (b) 中, 随着海拔高度的升高, 相同转速下, 蒸发层油膜温度增加, 而不同海拔下工质与蒸发层油膜对流换热流量不是等比增加, 机油蒸发量非线性增大。标定工况下, 机油油膜蒸发量在海拔4500m时比海拔100m时增加1.41倍。
3.2 活塞环刮油消耗
图9为活塞环刮油机油消耗量的计算结果。由图9 (a) 可知, 在活塞上升过程中具有一定的油膜厚度, 造成第一道活塞环出现刮油现象;同时, 由于活塞环在活塞槽内相对运动, 在活塞环运动方向变换时刻, 造成活塞环刮油消耗为零;随着柴油机转速增加, 油膜厚度增加, 第一道活塞环刮油消耗增加, 在标定工况最大, 占缸内机油消耗的68.08%。由图9 (b) 可见, 随着海拔高度的升高, 在相同转速下油膜厚度减小, 活塞环刮油而消耗的机油减少。标定工况下, 海拔4500m时比海拔100m时刮油量减少了5.56%。
3.3 活塞环“泵油”消耗
图10为活塞环“泵油”消耗量的计算结果。相对机油蒸发消耗和活塞环 “刮油”消耗, 活塞环 “泵油”消耗较少。由图10 (a) 可见, 活塞环在排气冲程, 缸内气体压力小于第一、第二道活塞环间压力, 造成活塞环“上浮”, 产生活塞环“泵油”消耗, 在标定工况时仅占缸内机油消耗的1.71%。由图10 (b) 可见, 活塞环“上浮”速度在标定工况时最大, 活塞环 “泵油”消耗量最大。
3.4 缸内机油总消耗
活塞环开口处机油上窜消耗量占缸内机油消耗量很小, 在标定工况下, 仅为0.962×10－５g/h, 因此可忽略不计。图11为海拔高度对缸内机油消耗量影响的计算结果。随着柴油机转速从1400r/min逐渐升高到2000r/min, 缸内气体压力逐渐下降, 平均有效压力下降, 活塞环背压下降, 机油油膜厚度增大, 第一道活塞环在上升冲程刮油量增加, 活塞环在活塞环槽 “上浮”速度加快, 活塞环 “泵油”量最大。随着柴油机转速的增加, 由于缸套壁面温度减小, 缸套内壁面机油蒸发量将会减少。但总体来说, 机油消耗量随着转速升高而增加。随着海拔的升高, 缸套壁面机油蒸发量增大而第一道活塞环刮油消耗量减少, 使得缸内机油消耗量非线性增大, 在标定工况下, 缸内机油总消耗量在海拔4500m比海拔100m增加20.9%。
4 结论
(1) 通过柴油机工作过程、缸套壁面温度、缸内机油消耗等模型耦合计算, 建立了缸内机油消耗计算模型。进行了高原模拟柴油机性能台架试验和柴油机机油消耗试验对缸内机油消耗模型进行了试验验证, 验证结果表明模型计算误差不超过7%。
(2) 不同海拔高度下的缸套壁面机油油膜蒸发消耗、活塞环刮油消耗、活塞环“泵油”消耗、缸内机油总消耗计算结果表明:在标定工况下, 海拔4500m比海拔100m缸内机油消耗增加20.9%。
摘要：通过计算缸内工作过程、缸套壁面温度和缸内机油消耗, 建立了缸内机油消耗数值仿真模型, 并通过高原模拟台架性能试验和柴油机机油消耗试验, 对模型进行了验证, 结果表明模型计算的最大误差不大于7%。计算分析了不同海拔高度下的缸内机油消耗, 计算结果 表明:随着海拔的升高缸内机油消耗量增加, 在标定工况下, 缸内机电消耗量在海拔4500m时比海拔100m时增加20.9%。
关键词：内燃机,海拔,柴油机,缸内机油消耗
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重型柴油机 篇5
摇臂机构安装在气缸盖上, 它由摇臂、摇臂轴、弹簧和摇臂轴支座等组成, 如图6所示。
1. 摇臂和摇臂轴的修理
摇臂的损伤形式主要是摇臂头磨损。检查时, 摇臂头部应光洁无损, 修理后的凹陷应不大于0.50mm, 如果超过规定应进行修理, 修理方法为堆焊修磨。
摇臂与摇臂轴的配合间隙超过规定时应更换衬套, 并按轴的尺寸进行铰削或镗削修理, 镶套时要使衬套的油孔与摇臂上的油孔重合, 以免影响润滑。摇臂上的调整螺钉的螺纹孔损坏时, 一般应进行更换。摇臂轴轴颈的磨损量大于0.02mm或摇臂轴与摇臂承孔的配合间隙超过规定时, 可进行刷镀修复或更换。摇臂轴出现弯曲变形时应进行冷压校直, 直线度误差在100mm长度上不大于0.03mm。
2. 摇臂机构的装配
首先对摇臂、摇臂轴、支座等零件要洗净擦干, 并检查这些机件上的油孔是否畅通;将摇臂轴涂上一层机油, 然后按规定的次序将摇臂支座、摇臂、定位弹簧等零件安装在摇臂轴上, 摇臂轴上的油槽要向下, 出油孔向上偏发动机左侧 (即进、排气道一侧) , 若装反则摇臂机构润滑不良;再将推杆放入挺杆凹座内, 将摇臂上的气门间隙调整螺栓拧松, 以免紧固支座螺栓时把推杆压弯;最后紧固摇臂机构, 由中间向两端均匀拧紧至规定的拧紧力矩 (一般为29～39N·m) , 紧固后摇臂应能转动灵活。
四、正时齿轮室的安装
1. 斯太尔WD615系列柴油机正时齿轮室的安装
斯太尔WD615系列柴油机的凸轮轴正时齿轮与正时齿轮室上有对应的正时刻线, 其余齿轮上均没有正时标记, 装配时只要将一缸置于压缩上止点 (观察飞轮上的刻线记号) , 再将凸轮轴正时齿轮室上的刻线对齐, 则柴油机的配气相位就可以保证。凸轮轴齿轮与凸轮轴用销钉定位。
在安装正时齿轮室时应注意, 正时齿轮室与气缸体没有定位销, 是靠配气惰轮轴和机油泵中间齿轮轴来定位的 (见图7) , 因此在装配正时齿轮室时, 首先要紧固配气惰轮轴 (扭矩为200N·m) 和机油泵中间齿轮轴 (扭矩为65N·m) , 然后再紧固周边的固定螺栓。
1-配气惰轮轴2-机油泵中间齿轮轴
2. 康明斯B系列柴油机正时齿轮室的安装
首先检查齿轮室安装表面的清洁度, 以及有无运输过程中造成的缺陷或其它缺陷;然后将定位销压入气缸体前端的定位销孔内 (在图8所示的3、4、5号孔内装上工艺定位销) , 并将齿轮室密封垫套在工艺定位销上;装上齿轮室, 用手拧上其它4个螺栓 (图8中的1、2、6、7号) , 并将第1、2号螺栓拧紧至27±3N·m;去掉3个工艺定位销, 并用手拧上3个螺栓, 然后将第3、4号螺栓拧紧至27±3N·m, 同时保证密封垫仍然对准;最后将其余螺栓拧紧到27±3N·m。
重型柴油机 篇6
相对于汽油机,柴油机具有高的热效率、低的油耗和CO2排放等优点。目前,所有的重型卡车和大部分轻型卡车都采用柴油机。然而,随着世界各国对柴油车排放的要求越来越严格,柴油机颗粒物(PM)及NOx排放控制成为柴油机发展的关键技术。当前针对PM及NOx排放控制的柴油机排气后处理技术有两种方法:一种是通过废气再循环(EGR)技术降低发动机缸内燃烧的NOx排放,然后用柴油机颗粒捕集器(DPF)控制PM;另一种是通过燃油高压喷射技术降低发动机缸内燃烧的PM排放,然后用选择催化还原技术(SCR)控制NOx。SCR技术因具有更高的燃油经济性和良好的耐硫性能,被认为是最有优势的技术路线,在欧洲已经得到了广泛应用[1],在我国也处于推广应用阶段。由于SCR反应涉及到NOx浓度等排气氛围、催化剂及还原剂,还原剂的供给需要动态考虑NOx浓度、催化剂工作状况和NH3泄漏量等,故还原剂喷射的控制是SCR应用所面临的一个重要问题[2]。
本文针对具有自主知识产权的重型柴油机尿素SCR后处理系统,介绍了尿素喷射电子控制单元(DCU)的系统结构、硬件开发、控制策略研究,以及DCU在发动机及其尿素SCR后处理系统上的匹配标定和试验结果。
1 DCU系统结构
DCU的系统结构如图1所示。可靠性是DCU结构设计的基础,需要综合考虑散热、抗振动、密封性能和成本等多方面因素。该DCU采用73针脚密封插头,兼具防水和防振动功能的外壳,电子控制单元电路板采用全表面焊接,无需额外增加散热器。
1.1 DCU主芯片
尿素SCR后处理控制单元是一个以单片机为核心的微处理器。控制器是DCU的核心部件,通过各种外围电路对传感器和执行器进行采样、控制,实现DCU控制策略。该控制器必须满足与计量泵进行10ms一次通信的要求,至少2路高速CAN通信模块分别与主机ECU和计量泵进行通信,1路串口通信至少6路A/D转换通道,并要求成本低。因此,选用了Freescale公司的高速16位单片机作为电子控制单元的控制器。
1.2 系统电源控制
系统电源控制需向单片机及其他功率芯片提供稳定的5V稳压电源及传感器处理电路必需的12V电源。尿素SCR系统应用于柴油发动机,其蓄电池电压为+24 V,所以要求输入电压的范围上限足够高。同时,由于发动机工作状况的复杂多变,要求系统在各种负载情况下均能保持电压稳定,具有足够大的电流通过能力,以提高系统工作的稳定性。
为保证系统在宽广的电压变化范围内工作正常,本系统选用智能芯片L9741为系统提供1路5V稳压电源;采用最大输入电压上限45V,并具有最高达3A带自保护的输出电流通过能力的LM2576芯片为系统提供1路12 V稳压电源。同时,本系统采用双备份电源提高系统的可靠性,不会由于单个电源损坏导致整个系统工作的瘫痪。
1.3 模拟信号输入信号处理电路
信号处理电路主要用于处理环境温度传感器、空气质量传感器、催化剂前、后温度传感器等传感器信号,需要经过电路放大到0~5 V的范围内,再进入单片机的A/D转换器中。同时,由于在发动机工作环境中存在强烈的信号干扰源,还需要对传感器信号进行去噪处理,并加以限压保护,避免主芯片在任何情况下被有害信号损坏。本文所设计的处理电路具有信号放大、阻容滤波、限压保护等功能,保证系统对输入模拟信号的正确采集。
2 DCU控制策略研究
控制策略决定了不同工况下排气管中尿素的喷射量,控制策略是否合理直接影响NOx的转化率以及氨气的泄漏量。按照SCR的工作原理,SCR控制策略一方面应将NOx排放尽量减少,以满足法规需求;另一方面需要保持NH3泄漏量平均在10×10-6以下,最大不超过25×10-6。SCR后处理系统的尿素喷射控制策略分为开环控制和闭环控制。相对于开环控制策略,闭环控制策略能大幅提高NOx转化效率,其中开环控制策略下的最高NOx转化效率为80%,而闭环控制则能达到95%[3]。但是,闭环控制需要实时测量SCR后的NOx或NH3排放,NOx传感器[4]和NH3传感器[5]由于价格及性能原因,基本用于试验室研究,尚未达到规模应用的程度。
本文采用的尿素喷射基本控制思想是:首先根据发动机的工况(转速、转矩百分比),通过查发动机静态MAP图得到发动机排气总流量、排气中NOx浓度,从而计算出NOx的摩尔流量,确定每个发动机循环中尿素的基本喷射量;然后根据催化剂转化效率、催化剂载体温度、空速等对尿素基本喷射量进行稳态修正,得到稳态下的尿素喷射量;最后根据当前发动机的工况对稳态下的尿素喷射量进行动态修正,得到最终实际需要的尿素喷射量。图2为DCU控制策略示意图。
2.1 尿素基本喷射量
DCU是在催化剂载体温度高于200℃以上才开始喷射,因为最低喷射温度既要使尿素充分分解,又不致造成催化剂活性利用程度不够。当催化剂载体温度低于200℃时,不仅催化剂活性不够,而且会造成尿素水溶液的结晶,造成管路堵塞,影响整个后处理系统的正常稳定工作。
尿素水溶液的基本喷射量是根据发动机的运行工况,通过查表获得的。
2.2 尿素喷射稳态修正
如果简单根据排气中NOx浓度进行1∶1的尿素水溶液喷射,不考虑催化剂对NOx的转化性能,则会造成大量的NH3泄漏。对于给定的催化器,其对NOx的转化性能取决于空速和温度,特别是温度的影响。因此,根据发动机的空速和温度确定催化剂的转化效率,用尿素基本喷射量乘以转化效率,对基本喷射脉宽进行稳态修正。催化剂的转化效率要合理设定,如果定得太高,催化器出口的氨气泄漏可能超标;而定得太低,则NOx的比排放不能达到法规要求。催化剂载体温度是以催化剂进出口温度、空速为输入,通过计算模型计算得到的。
2.3 尿素喷射瞬态修正
由于发动机的实际工作状况是复杂多变的,仅依靠尿素稳态喷射控制难以保证后处理系统在任何工况下都能有效降低NOx排放和NH3泄漏,因此必须根据发动机的工况负荷变化施以不同的修正。
考虑到发动机在小转矩工况(包括反拖工况)时是不喷油或喷油很少的,几乎没有NOx产生,此时应停止喷射尿素,以减少小转矩工况带来的NH3泄漏峰值。通过转矩百分比判定反拖工况,当转矩百分比≤2%时,判定为小转矩工况,此时则迅速切断尿素喷射。
当转矩百分比大于限值,为了有效降低NH3泄漏,根据发动机的转矩,通过延迟算法设定延迟系数,使尿素喷射量阶梯状增加,渐进地向目标量上逼近,而不是直接达到目标值喷射量,避免尿素过喷,防止NH3大量溢出。
同时考虑催化剂上氨的存储量,采用储氨模型对每个喷射周期的氨吸附量进行估算。当累积到一定量时,需减少喷射量以消耗一部分存储的氨。这个累积量由不同的催化剂载体温度确定。
3 SCR系统匹配与达标测试
本文的尿素SCR后处理系统针对玉柴YC6L240-40机型开发,发动机技术参数如表1所示。SCR后处理系统所用催化剂为BASF的催化剂,其尺寸为26.67×38.10 cm(直径×长度),总体积21L。催化剂进出口温度传感器为PT100温度传感器。计量泵采用Grundfos公司的尿素计量泵,能实现进入排气后处理系统AdBlue液体的高精度喷射。整个SCR系统在发动机台架上的布置如图3所示。
对发动机进行原机排放试验,获取原机NOx排放MAP图和排气流量MAP图,分别如图4和图5所示。图6为催化剂转化效率MAP图。
该尿素SCR后处理系统已通过济南汽车检测中心的国-Ⅳ、国-Ⅴ达标测试。表2为ESC和ETC测试结果。NOx在ESC试验循环下的比排放量为1.5g/(kW·h),在ETC试验循环下的比排放量为1.996 g/(kW·h),低于国-Ⅴ排放标准限值的2.0g/(kW·h)。NH3泄漏量最大为5×10-6,远低于法规限值的25×10-6。
4 结论
(1)本文所开发的DCU在ESC和ETC试验循环下,NOx比排放量分别为1.5和1.996 g/(kW·h),NH3泄漏量最大为5×10-6,能够保证尿素SCR后处理系统满足重型柴油机国-Ⅳ及以上法规排放限值的需要。
(2)该DCU结构紧凑、工作可靠,采用基于MAP图的动态修正控制策略,能够降低整个尿素SCR后处理系统的成本,符合目前国内对于重型柴油机后处理系统的要求。
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重型柴油机 篇7
目前柴油机在我国大、中型商用车上的应用已占有绝对优势。然而,由于中、重型车已成为可吸入颗粒和NOx排放的主要污染源,控制车用柴油机排放已经成为当务之急。近10年来,我国中、重型车辆随国-Ⅰ、国-Ⅱ直至2008年7月1日国-Ⅲ排放法规的全面实施,对排放污染物限值要求日趋严格。国-Ⅲ排放的实施实现了柴油机燃油喷射系统从机械控制向电子控制的飞跃,目前电控共轨、电控单体泵等系统都已开始得到运用。但在实现排放控制飞跃的同时,也出现了一些新问题,其中,中、重型电控共轨柴油机在实现国-Ⅲ排放时,机油中的碳黑过快生成所带来的问题,具有一定的典型性。本文将分析国-Ⅲ排放柴油机机油中碳黑的形成机理,探讨控制和降低柴油机机油中碳黑的措施,并提出了燃烧系统的相关设计原则。
1 国-Ⅲ排放共轨柴油机机油中碳黑的形成机理
柴油机在工作过程中,尽管总体上是富氧燃烧,但由于柴油机的油气混合并不均匀,燃油的不完全燃烧就会产生碳烟。
图1为典型的重型柴油机在中高负荷时,燃油喷柱离开喷孔的瞬间参与燃烧的准静态过程示意图。该图解析了在预混合燃烧结束和燃油喷射结束之间,碳烟形成的基本机理。此时,喷柱下游的预混合区以及喷柱贯穿的中心部位,正处于产生碳烟的高温(1 300～1 600 K)和“富油”的环境条件区域。而处于扩散燃烧阶段的燃油喷柱中液体段以及预混合区域撞击在活塞燃烧室或者缸套壁面上时,火焰就易沿着扁平壁面在短时间内熄灭,这些区域中的碳烟就会在壁面上形成“碳黑的壁面沉积”[1]。
图2为模拟柴油机做功冲程中活塞下行某一时刻缸内的碳烟分布模型。图中的碳烟高浓度区是柴油机在高负荷时,喷柱中未燃混合物喷射撞击在燃烧壁面被淬熄而产生的。
一般缸内形成最早期的基本碳黑颗粒直径非常小d<2 nm),称为晶核,这些基本粒子通过表面的吸附生长和碰撞聚集过程逐渐长大,构成链状或絮状的聚合物[2]。不完全燃烧形成的碳黑被吸附在缸壁的油膜上,活塞下行时活塞环将被碳黑污染的机油刮下,进入油底壳。碳黑颗粒聚集后形成的结构会使机油的黏度快速增加,导致机油报废。图3为采用反射和透射扫描电镜对一机车柴油机机油中碳黑的形态进行分析的结果,表明多数碳黑颗粒直径都分布在20～70 nm[3]。
2 影响机油中碳黑“生长”速率的主要因素
这些初级碳黑聚合后,形成尺寸范围为0.15～0.5μm的颗粒。当聚合颗粒物尺寸超过油膜厚度这一临界点时,处于边界润滑状态的摩擦副极易受到这些聚合颗粒物的磨损。例如会在摇臂和气门横臂、凸轮轴和挺柱等处发生摩擦。这对柴油机各摩擦副的可靠性以及寿命都有极大的危害,所以要关注柴油机机油中碳黑的“生长”速率。机油中碳黑的“生长”速率取决于3个原因:(1)燃烧室外的碳烟浓度;(2)活塞火力岸的几何形状;(3)缸壁热传导速度。
国-Ⅲ排放法规与国-Ⅱ相比,NOx排放限值由7.0g/(kW·h)降到5.0 g/(kW·h),PM排放限值由0.15g/(kW·h)降到0.10g/kW·h),各项指标下降幅度都很大。一般中、重型柴油机在国-Ⅲ排放中仍然不采用后处理器,所以为了控制NOx排放就需要进一步推迟供油,并通过控制喷油持续期来控制NOx的生成速率。但缸内局部区域内碳烟的最高浓度对柴油机机油中碳黑的“生长”速率具有重要影响。
只有接近气缸套壁的碳烟才会被吸附在壁面的油膜上,所以尤其要关心缸壁附近区域的碳烟浓度。正常情况下,燃烧室内早期燃烧产生的碳烟随着燃烧的持续,绝大部分会发生二次氧化,只有在燃烧后期,随着活塞的进一步下行,缸内的温度和压力急速下降,最后喷入的那一部分燃油产生的碳烟只有少量能够进一步氧化[4],在燃烧室外形成较高的碳烟浓度。而活塞火力岸的几何形状,特别是火力岸的高度,对这一区域碳烟的形成也有很大的影响,较低的火力岸高度对于减少死区碳烟的形成肯定是有好处的。另外有试验数据表明:较高的缸套壁面温度对降低机油中碳黑的“生长”速率会有一定的好处,如图4所示。
3 机油中碳黑“生长”过快的危害及最主要原因
在1台排量为9 L的国-Ⅲ电控共轨柴油机的耐久试验中,发现柴油机在运行200 h后,柴油机窜气量增大,机油耗也迅速上升,柴油机机油发黑;拆机时发现柴油机活塞缸套磨损严重,缸套壁面网纹消失,油底壳中机油形成油泥,油泥覆盖在零件表面,使部分零部件磨损或者功能丧失,柴油机已经无法继续运行。图5为机油中碳黑“生长”过快对零部件功能的损害实例。
对相关零部件进行检查,但并没有发现喷油器总成喷雾不良或缸盖涡流强度过低等问题;检查试验记录,试验过程中油温和水温也一切正常;回顾活塞火力岸设计,其高度和间隙均是成熟应用。经过仔细观察发现,油束在缸套壁上的落点更加光亮明显(图5),怀疑油束直接着壁。于是对相关喷油正时以及活塞运动参数进行详细研究。
图6显示了当喷油嘴的喷束锥角为一定值时,喷射终点时燃油喷束与活塞燃烧室的相对位置会因实际喷射终点时刻值的不同而变化。如推迟喷油和喷油延迟不当,就会如图6c所示,有部分喷束沿着活塞顶面到达或直接撞击缸套壁面上,此时在燃烧室外,缸套壁面附近形成碳烟高浓度区,“碳黑的壁面沉积”就会比较严重,而碳黑在机油中的生长速率也会超过“预期”,此时柴油机机油黏度迅速上升。经过计算分析,试验用国-Ⅲ共轨柴油机正是属于这种情况。
4 控制机油中碳黑过快生长的措施
4.1 主要措施
柴油机为了实现国-Ⅲ排放,推迟喷油、或者喷油持续期过长而导致喷油结束时间过迟是碳黑在机油中增长过快的主要原因,且会造成十分严重的可靠性问题。但是,过早地结束喷油,如图6a所示,虽然可以确保避免碳黑在缸套壁面附近的过度聚集,但因为喷油开始过早或喷油速率过快,而无法满足国-Ⅲ标准对NOx的控制限值。理想的状况如图6b所示,在保证所需要的喷油持续期的前提下,喷射终点油束落点基本落在活塞“限流唇口(限流沿)”之内,以避免油束直接反射冲向缸壁[5]。
对实际喷油持续期Δt最佳化时,为降低NOx排放,需要推迟喷油,这样也会引起燃油耗的上升,可以通过调整喷油持续期使之对燃油耗的影响减至最小[6]。通常情况下,对于某一特定的机型,在达到国-Ⅲ排放时的实际喷油始点t1在上止点前3°CA;而实际的持续期Δt≤30℃A,它们的范围是基本稳定的,那么,实际的喷油终点t2为:
而在试验前,当柴油机的性能目标基本选定的情况下,柴油机的每循环油量Vb可以由式(2)计算出:
式中,Pe为柴油机的标定功率,k W;be为标定点燃油耗,g/(kW·h);n为标定转速,r/min;τ为冲程数,四冲程为0.5;i为缸数;ρb为燃油密度,g/cm3。
计算燃油离开喷嘴时的体积量VAus可以用液力公式[7]:
式中,fz为喷孔的总截面积;为喷射持续时间;μ为流量系数;Δp为压力差(燃油端/燃烧室端)。
体积流量:
油嘴名义体积流量Qz是指在试验台油压pz为10 M P a时测得的流量,而实际喷射过程中的轨压pb约140 MPa[8],根据式(3)和式(4)可以推断出实际工作过程中油嘴喷射流量Qb和名义体积流量Qz间存在如下的等比关系:
由式(2)、式(4)和式(5)就可以计算出喷油器的名义体积流量:
在国-Ⅲ电控共轨柴油机燃烧系统设计时,当某一种喷油器选择喷射锥角,并估算出喷射终点t2值后,该喷油器的名义体积流量就可以根据上述方法确定;同时,根据图6b的要求,即喷射结束时,喷柱的理论中心落点刚好落在活塞的限流唇口直径之内,此时的活塞位置不难确定,通过简单的几何计算,活塞的限流唇口直径即可基本确定。需要指出的是,在实际计算过程中,必须注意区分共轨喷油器电磁阀开启与实际喷油时间的差异,而后者需要进行实际的标定,例如波许长管法。
4.2 其他措施
实际上,除了采取上述最主要的措施外,其他的一些设计细节和辅助措施对降低机油中碳黑生成速率也有一定的作用。从图7中可以直观地看到,当改变活塞燃烧室唇口上沿倾角时,对增大二次射流角也是有好处的,减少了油束反射至缸套壁面的趋势。另外,当活塞顶面有避阀坑时,如果有油束通过这些区域,就要重新检查活塞限流唇口(限流沿)的高度是否足够挡住油束或者二次射流冲向缸壁。
由于国-Ⅲ发动机靠完全的机内净化,即通过推迟供油并控制较长的喷油持续期来控制NOx生成的速率,从而获得低NOx的排放,相对的喷射终点t2值也是最迟的,所以即使所有的细节都在设计过程中有所考虑,机油中碳黑生成速率也会比国-Ⅱ发动机快些;同时,在燃烧开发中的一些必要调整,例如进一步推迟供油等,都会造成机油中碳黑生成速率过快增长。所以,必要时可以采用外部解决方案,即采用一种转速高达7 500 r/min以上的、有旁通的离心式机油精滤器,用来分离机油中的碳黑,对于提高柴油机机油寿命,增加换油周期也会有很大的好处。图8显示了这种旁通离心式滤清器对机油中碳黑的滤清能力。
5 机油中碳黑的“生长”速率测定及措施验证
机油中碳黑的“生长”速率控制不好,在柴油机耐久试验中就可能出现机油发黑,黏度升高过快等现象,为此可以通过设计一些特定的试验工况来进行测试评估。例如,AVL推荐了6工况SIOsoot in oil)发动机台架试验程序,如图9所示,并定时抽取油样,最后采用“红外光谱法”或“热重法”TGA(thermal gravimetric analysis)[9]对油样中的碳黑进行检测,以确定碳黑在机油中的生长速率。
试验时间和油样的检测方法对测量精度有较大的影响,根据实际情况,可选用30 h的试验时间,并采用热重法对油样进行分析,碳黑增量小于0.18%为优秀,可接受的上限值为0.32%,如图10所示。
运用上述方法对国-Ⅲ电控共轨柴油机活塞燃烧室的限流唇口直径等细节进行了优化,同时重新选取了相应的喷油器流量,采用AVL推荐的试验方法对该机机油中的碳黑“生长”速率进行了测试。图11为采用“热重法”对油样中碳黑含量走势的分析结果。30 h后机油中碳黑含量为0.43%,小于AVL的推荐值。另按照MACK T-8的要求,用最小二乘法对机油中碳黑含量走势进行分析,预测250 h后碳黑含量(TGA法)为1.59%,也小于3.8%限值。在后续的耐久试验中,该柴油机的机油黏度等各项指标在300 h后仍然稳定,改进结果令人满意。
6 结论
(1)国-Ⅲ电控共轨柴油机机油中碳黑“生长”速率过快的最主要原因是:推迟喷油、或者持续期过长而导致喷油结束时间过迟,进而油束及其二次射流撞击气缸壁,形成碳黑的壁面沉积,被活塞环刮下进入机油。
(2)机油中碳黑“生长”速率过快会导致机油黏度迅速上升而使机油提前劣化,严重时会引起柴油机部分零部件磨损过快甚至报废。
(3)对国-Ⅲ电控共轨柴油机燃烧系统优化设计,特别是对喷油嘴喷射锥角、燃烧室、喷油嘴流量等进行优化,可以控制实际喷油终点时油束刚好落在活塞限流唇口(限流沿)内,从根本上避免碳黑在机油中过快“生长”。
摘要：为满足国-Ⅲ排放而推迟喷油,使中重型电控共轨柴油机机油中碳黑迅速增加,出现机油过早劣化的问题。阐述了国-Ⅲ排放共轨柴油机机油中碳黑的形成机理,对柴油机燃烧系统匹配的理论进行研究,探讨控制和降低柴油机机油中碳黑的措施。研究结果表明:通过优化柴油机喷油结束时间与燃烧室唇口部位设计等能有效地解决这一问题。在国-Ⅲ电控共轨柴油机上进行相关台架试验,对机油中的碳黑进行了监测。结果表明:发动机运行30 h后,机油中碳黑含量为0.43%,远小于AVL的推荐值。
关键词：内燃机,中重型柴油机,共轨,国-Ⅲ,排放,机油,碳黑
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