多噴油參數(shù)協(xié)同控制對煤油發(fā)動機性能影響試驗

胡春明，張振東，劉?娜，宋璽娟

多噴油參數(shù)協(xié)同控制對煤油發(fā)動機性能影響試驗

胡春明1, 2，張振東1, 2，劉?娜1，宋璽娟1

(1. 天津大學內(nèi)燃機研究所，天津 300072；2. 天津大學機械工程學院，天津 300350)

針對航空煤油發(fā)動機在中低負荷工況動力特性差以及燃燒穩(wěn)定性差難以滿足起飛要求這兩個突出問題，以自主研發(fā)的低壓空氣輔助直噴航空煤油發(fā)動機及其試驗系統(tǒng)為平臺，采用試驗設計(design of experiment，DOE)方法，對噴氣脈寬、噴氣壓力、油氣間隔、二次噴射等多個噴油控制參數(shù)進行了主效應及交互作用分析，并根據(jù)主效應及交互作用順序進行了多噴油參數(shù)協(xié)同控制，開展了對航空煤油發(fā)動機動力性及燃燒特性影響的試驗探究．結果表明：隨著噴氣脈寬增加，燃燒速度逐漸加快，排溫持續(xù)下降，動力性及燃燒穩(wěn)定性逐漸提升．噴氣壓力與噴氣脈寬協(xié)同控制能夠有效提升發(fā)動機整體性能，在噴氣壓力550kPa、噴氣脈寬5ms時，平均有效壓力(indicated mean effective pressure，IMEP)達到當前最大值529kPa，燃燒質(zhì)量最佳．隨著油氣間隔逐漸增大，各噴氣壓力條件下發(fā)動機動力性及燃燒穩(wěn)定性均呈先提升后減小趨勢，油氣間隔與噴氣壓力協(xié)同控制能夠在最佳噴氣脈寬條件下進一步提升發(fā)動機整體性能，且存在最佳油氣間隔為1.5ms．在最佳油氣間隔與噴氣脈寬條件下，二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制能夠進一步使發(fā)動機動力特性最大提升11.3%、燃燒穩(wěn)定性最大增強23%，排溫降至最低702℃，使航空煤油發(fā)動機動力特性以及燃燒穩(wěn)定性得到有效提升．

航空煤油發(fā)動機；空氣輔助噴射；試驗設計；噴油參數(shù)；協(xié)同控制；動力及燃燒特性

點燃式航空活塞發(fā)動機憑借其體積小、功率高、成本低等諸多優(yōu)勢，在軍民兩用領域受到高度重視[1].航空煤油由于其具有閃點高、不易揮發(fā)、安全性能?高[2]、通用性強等優(yōu)點，在活塞式航空發(fā)動機領域中的應用備受關注[3]．但航空煤油也具有飽和蒸氣壓低、黏度較大等特性，導致其霧化困難，混合氣形成質(zhì)量差，進而造成發(fā)動機出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定、爆震傾向加劇、功率難以提升等問題[4]．因此需要良好的燃油噴射控制技術．

楊海青等[5]通過CFD仿真探究了不同環(huán)境背壓以及不同噴射壓力條件下夾氣噴嘴的燃油噴霧特性．Groenewegen等[6]研究了低壓空氣輔助氣道噴射點燃式發(fā)動機分別燃用煤油、柴油的動力及排放特性．Wu等[7]在定容彈中采用陰影法研究了環(huán)境壓力、溫度和燃料噴射量對空氣輔助噴射條件下煤油噴霧的影響．目前針對低壓空氣輔助噴射技術相關研究大多都停留在仿真階段，缺少針對該技術對煤油發(fā)動機性能影響的試驗研究，多個噴油參數(shù)之間協(xié)同、優(yōu)化控制進行試驗探究也更為鮮有，同時由于低壓空氣輔助直噴技術所需控制噴油參數(shù)較多，參數(shù)之間組合較為靈活，且低壓空氣輔助噴射技術受發(fā)動機缸內(nèi)氣流擾動影響較大，與定容彈試驗截然不同．因此研究多噴油參數(shù)對航空煤油發(fā)動機性能影響，多噴油參數(shù)協(xié)同、優(yōu)化控制，進而充分發(fā)揮低壓空氣輔助噴射技術優(yōu)勢，實現(xiàn)高效燃燒組織，使發(fā)動機工作在最佳狀況，以滿足起飛要求，具有重要意義．

DOE方法是研究與處理多因素試驗的一種科學方法，通過設計試驗方案及結果分析，可以從諸多影響因素中快速找到對過程輸出指標影響顯著的因素以及各因素之間相互作用效果[8]．

本文以一臺單缸四沖程航空煤油發(fā)動機為平臺，針對四沖程煤油發(fā)動機中低負荷工況燃燒穩(wěn)定性差以及動力輸出不足問題，采用DOE方法，以IMEP為指標，對噴氣脈寬、噴氣壓力、油氣間隔、二次噴射等不同噴油參數(shù)進行了主效應及交互作用分析，確定顯著影響因子，進而對不同噴油參數(shù)進行尋優(yōu)組合、協(xié)同控制，對發(fā)動機燃燒及動力特性進行探究，使發(fā)動機整體性能得到大幅提升，為航空煤油發(fā)動機燃燒開發(fā)及動力提升提供了重要參考價值．

1?試驗裝置及試驗方案

1.1?試驗發(fā)動機

本文試驗發(fā)動機為一臺自主研發(fā)的單缸四沖程航空煤油發(fā)動機，其基本參數(shù)如表1所示．

表1?發(fā)動機基本參數(shù)

Tab.1?Basic parameters of the engine

1.2?試驗臺架系統(tǒng)

試驗臺架系統(tǒng)主要包括單缸試驗機、測功機控制系統(tǒng)、燃燒分析系統(tǒng)以及上位機標定系統(tǒng)等幾部分，如圖1所示．

燃燒分析系統(tǒng)主要由DEWTRON燃燒分析儀和6125CU20壓電晶體型缸壓傳感器等組成．燃燒分析儀將采集到的缸壓信號進行分析計算，實時記錄并反映缸內(nèi)燃燒情況．

上位機標定系統(tǒng)主要由基于Labview平臺編寫的上位機控制軟件組成[9]，上位機軟件通過CCP(CAN calibration protocol)協(xié)議下的CAN(controller area network)總線與ECU(electronic control unit)之間進行實時通訊[10]，進而實現(xiàn)對多噴油參數(shù)的協(xié)同控制．

燃油噴射系統(tǒng)主要由低壓空氣輔助直噴組件、油耗儀、壓差閥、空氣壓縮機、壓力傳感器等組成，如圖2所示．

圖2?低壓空氣輔助噴射系統(tǒng)組成

組合噴嘴由燃油噴嘴、混合腔和壓縮空氣噴嘴組成．燃油首先由燃油噴嘴噴入混合腔內(nèi)與壓縮空氣進行預混，實現(xiàn)初次霧化，經(jīng)過一段時間后(油氣間隔)，壓縮空氣噴嘴開啟，混合氣通過壓縮空氣噴嘴出口的拉瓦爾段加速至超聲速噴出，在較大的噴射動能及缸內(nèi)氣體反向渦流卷吸雙重作用下，氣體克服油滴表面張力進行二次霧化最終得到霧化效果較好的燃油噴霧[11]．所以在控制策略上要先后產(chǎn)生噴油和噴氣信號，噴射正時示意圖如圖3所示．

圖3?組合噴嘴噴射正時示意

1.3?試驗方案

鑒于航空煤油發(fā)動機在中低負荷工況燃燒穩(wěn)定性差、動力輸出弱這一問題，本文選取工況為3500r/min、25%節(jié)氣門開度．針對多個噴油參數(shù)，首先采用DOE方法，應用Minitab軟件進行計算分析，確定各噴油參數(shù)的主影響效應以及交互作用，之后按照主效應以及交互作用影響程度，對噴氣脈寬、噴氣壓力、油氣間隔以及二次噴射等不同噴油參數(shù)進行更深入的協(xié)同控制．每個變量組合對應工況點下采集200個循環(huán)取平均值，探究航空煤油發(fā)動機在多種噴油參數(shù)協(xié)同、優(yōu)化控制作用下燃燒特性及動力特性變化規(guī)律．

2?試驗結果與分析

2.1?DOE試驗方案確定及結果分析

首先以IMEP為輸出指標，采用DOE方法，選用噴氣脈寬、噴氣壓力、油氣間隔以及二次噴射這4個基本噴油參數(shù)作為研究因子，每個因子選取兩水平，總共執(zhí)行24次試驗，利用Minitab軟件進行試驗方案確定及結果分析，可以從諸多噴油參數(shù)影響因子中，快速找到對輸出指標影響顯著的因子，根據(jù)經(jīng)驗以及綜合各參數(shù)可調(diào)節(jié)范圍，正交試驗因素及水平設置見表2．

應用Minitab軟件自動生成正交試驗方案如表3所示，根據(jù)試驗方案進行試驗，將試驗IMEP結果輸入到Minitab軟件進行結果分析．

表2?因素水平設置

Tab.2?Factors and level settings

表3?正交試驗方案設計

Tab.3?Design of orthogonal experimental scheme

試驗結果影響因素標準化效應Pareto圖如圖4所示，響應為IMEP3，＝0.05．可以看出，A、B、AB、BC、BD分布在虛線右側，皆為輸出指標的顯著影響因子，因此，對發(fā)動機性能影響顯著因子順序依次為噴氣脈寬、噴氣壓力、噴氣脈寬與壓力共同作用、噴氣壓力與油氣間隔共同作用、噴氣壓力與二次噴射共同作用．

圖4?標準化效應Pareto圖

圖5為各個控制參數(shù)之間交互作用圖，可以看出，噴氣脈寬與噴氣壓力、噴氣壓力與油氣間隔、噴氣壓力與二次噴射直線間均存在交叉即存在一定交互作用，同時由于發(fā)動機工作過程較為復雜，各參數(shù)之間存在著較多非線性關系，參數(shù)之間作用效果也較為復雜，因此需要對其中顯著作用因子以及交互作用較強的因子進行深入?yún)f(xié)同控制探究．

圖5?各控制參數(shù)交互作用

2.2?噴氣脈寬與噴氣壓力協(xié)同控制對發(fā)動機性能?影響

2.2.1?噴氣脈寬對發(fā)動機性能影響

當噴氣脈寬減小時，意味著在噴霧場中燃油濃度較高而壓縮空氣量相對較少，壓縮空氣對燃油液滴的攜帶、破碎效果有限[13]，同時，由于燃油相對濃度的增加，燃油液滴在噴霧場中重組聚合的可能性增大，以上兩點因素限制了燃油霧化效果，大顆粒燃油液滴的存在使燃油燃燒質(zhì)量變差，燃燒穩(wěn)定性下降，發(fā)動機做功能力大為減弱．

圖6?不同噴氣脈寬下動力特性及燃燒特性

圖7?不同噴氣脈寬下關鍵燃燒特性

圖8?IMEP隨點火提前角以及噴氣脈寬的變化

2.2.2?噴氣壓力對發(fā)動機性能影響

綜合噴氣脈寬對發(fā)動機性能影響，將噴氣脈寬保持在5ms，其余參數(shù)同上，先改變噴氣壓力，然后再進行噴氣脈寬與噴氣壓力協(xié)同控制探究．

圖9與圖10分別為不同噴氣壓力條件下發(fā)動機動力及燃燒特性，隨著噴氣壓力增加，IMEP先增大后減小，產(chǎn)生該現(xiàn)象主要原因為隨著噴氣壓力的提高，相同噴氣脈寬下參與到燃油霧化的壓縮空氣量增加，同時，噴氣壓力的提高也提升了噴氣嘴出口處混合氣噴射初動能，使燃油液滴表面作用力增大，二者共同作用使燃油液滴破碎與霧化效果提升，且噴氣壓力的提高使得缸內(nèi)混合氣混合程度更均勻，進而使發(fā)動機燃燒質(zhì)量提高，燃燒穩(wěn)定性提升，F(xiàn)CP縮短，?進而使得CA50更靠近上止點，排溫也降至737℃?左右.

而當噴氣壓力繼續(xù)提升，一方面使得燃油與壓縮空氣之間壓差變小，致使燃油噴入到壓縮空氣腔內(nèi)的初動能減小，燃油初次霧化效果變差，另一方面噴氣嘴出口處混合氣初動能的提高使得燃油噴霧貫穿距與噴霧錐角增大[14-15]，增大到一定程度會出現(xiàn)燃油噴霧撞壁現(xiàn)象，造成燃油液滴重組聚合，不利于混合氣形成，使燃燒質(zhì)量下降，循環(huán)波動增加，排溫升高．

同時，從圖11不同噴氣壓力結合不同點火提前角條件下動力特性分布可以看出，在噴氣壓力550kPa附近時，發(fā)動機存在著最佳動力輸出區(qū)域，而當噴氣壓力繼續(xù)增大或減小時，由于燃油顆粒撞壁以及霧化質(zhì)量惡化的影響，點火提前角與噴氣壓力的高動力輸出配合范圍進一步減小，動力特性隨點火提前角變化敏感度降低，發(fā)動機動力特性也呈整體下降趨勢．

圖9?不同噴氣壓力下動力特性

圖10?不同噴射壓力下燃燒特性

圖11?不同噴射壓力及點火提前角下動力特性分布

2.2.3?噴氣脈寬與壓力協(xié)同控制對發(fā)動機性能影響

由DOE結果可知，噴氣脈寬與壓力之間存在較大交互作用，且為較顯著影響因子，同時，雖然提升噴氣脈寬在一定程度上可以提升發(fā)動機動力特性及優(yōu)化燃燒特性，但由于發(fā)動機有效噴射窗口的限制、噴嘴組件的霧化極限以及考慮到未來航空發(fā)動機功率消耗問題，不能一味地提升噴氣脈寬來優(yōu)化發(fā)動機性能，因此有必要結合噴射壓力進行協(xié)同控制探究．

圖12與圖13為不同噴氣脈寬與噴氣壓力協(xié)同控制條件下動力特性分布及COV特性分布，可以看出，較低的噴氣脈寬及較低的噴氣壓力均會導致發(fā)動機較大的動力損失及較高的燃燒循環(huán)波動，噴氣脈寬與噴氣壓力之間存在著較強的交互作用，最佳動力輸出及燃燒質(zhì)量分布范圍較小，且在噴氣壓力為550kPa、噴氣脈寬為5ms時，發(fā)動機動力輸出特性最好，IMEP達到了當前最高值529kPa，相比于僅從噴氣脈寬控制提升7%，此時COV達到了最小值11%，因此，采取噴氣脈寬與噴氣壓力協(xié)同控制策略，在各噴油控制參數(shù)之間尋優(yōu)組合，可以有效提升發(fā)動機動力輸出特性及燃燒穩(wěn)定性．

圖12 噴氣脈寬與噴氣壓力協(xié)同控制對動力特性影響

圖13 噴氣脈寬與噴氣壓力協(xié)同控制對COV影響

2.3?油氣間隔與噴氣壓力協(xié)同控制對發(fā)動機性能影響

根據(jù)DOE結果分析可知，噴氣壓力與油氣間隔存在著較大交互作用且為輸出指標的第4顯著影響因子，因此，需要對噴氣壓力與油氣間隔進行進一步的協(xié)同控制探究．

圖14為不同噴氣壓力與油氣間隔協(xié)同控制下動力特性圖，分析可知，在各個油氣間隔下，隨著噴氣壓力的提高，動力特性整體呈先增大后減小趨勢，過大或者過低的噴氣壓力或油氣間隔均會導致發(fā)動機性能惡化，在低噴氣壓力條件下，隨著油氣間隔的增大，IMEP最大值出現(xiàn)在1.0ms附近，而在較高噴氣壓力(大于550kPa)條件下，IMEP最大值出現(xiàn)在2.0ms附近．噴氣壓力在550kPa附近時，發(fā)動機有著較高動力輸出范圍，且在噴氣壓力為550kPa、油氣間隔為1.5ms時，IMEP達到了最大值535kPa．

圖14 噴氣壓力與油氣間隔協(xié)同控制對動力特性影響

噴氣壓力與油氣間隔協(xié)同控制作用下COV特性分布如圖15所示，可以看出，在低噴氣壓力條件下，COV在油氣間隔為1.0ms時達到了最小值，而在高噴氣壓力條件下，COV則在2.0ms附近達到了最小值，噴氣壓力為550kPa附近，存在著較大的穩(wěn)定燃燒區(qū)域，且在油氣間隔為1.5ms、噴氣壓力為550kPa時，COV達到最低值9%．

產(chǎn)生該現(xiàn)象主要原因為低壓空氣輔助噴射系統(tǒng)中航空煤油是在燃油與壓縮空氣混合腔中進行初次霧化[16]，油氣間隔過小，則會使燃油初次霧化時間過短，進而造成初次霧化不完全，燃油與壓縮空氣尚未充分混合霧化就被壓縮空氣帶走噴入氣缸，缺少了第1次燃油霧化作用，燃油最終霧化效果將大為下降，進而造成燃燒速度下降，IMEP降低等現(xiàn)象．而過大的油氣間隔則會造成航空煤油與壓縮空氣在混合腔內(nèi)混合時間過長，致使初次霧化后的燃油液滴進行重聚，減弱其初次霧化效果，燃油二次霧化錯過了最佳初次霧化時刻，使得最終霧化效果遠偏離最佳狀態(tài)，發(fā)動機燃燒穩(wěn)定性及做功能力也因此大為下降．

同時，噴氣壓力與油氣間隔之間也存在較大交互作用，噴氣壓力增大，則壓縮空氣腔內(nèi)油氣壓差變小，因此燃油初次霧化所需時間會變長，而噴氣壓力變小，意味著油氣壓差變大，燃油達到最佳初次霧化所需時間變短，最佳油氣間隔也會隨之下降．

因此，對噴氣壓力與油氣間隔進行協(xié)同控制，可以使發(fā)動機做功能力以及燃燒穩(wěn)定性都達到當前最高值，進而證明噴氣壓力與油氣間隔協(xié)同控制對提升發(fā)動機整體性能有關鍵作用．

圖15?噴氣壓力與油氣間隔協(xié)同控制對COV影響

2.4?噴氣壓力與二次噴射協(xié)同控制對發(fā)動機性能?影響

DOE結果分析顯示，噴氣壓力與二次噴射存在一定交互作用且為輸出指標的顯著影響因子，同時由上文可知，較高噴氣壓力會導致燃油噴霧撞壁等問題，從而影響發(fā)動機燃燒質(zhì)量及動力性．為減小噴霧貫穿距，同時保證燃油霧化質(zhì)量，使混合氣形成質(zhì)量更好，采用二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制方案來提升發(fā)動機綜合性能．第1次噴射開始時刻為進氣行程360°CA BTDC，第2次噴射開始時刻為壓縮行程160°CA BTDC，以求在點火時火花塞附近形成濃混合氣，燃燒室末端形成較為稀薄混合氣，降低發(fā)生自燃可能性[17]，進而提升發(fā)動機燃燒質(zhì)量．第1次與第2次燃油噴射量之比為3∶1．且每次噴射過程油氣間隔均為1.5ms，結合不同噴氣壓力探究二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制對發(fā)動機性能影響．

圖16、圖17分別為不同噴射壓力與二次噴射協(xié)同控制對發(fā)動機動力性及燃燒穩(wěn)定性影響對比，可以看出，在噴氣壓力為550～700kPa時，采用二次噴射能夠進一步提升發(fā)動機動力性及燃燒穩(wěn)定性．當噴氣壓力小于550kPa時，采用二次噴射反而降低了發(fā)動機動力性，COV也隨之增大．分析原因為當噴氣壓力為450kPa時，此時壓縮空氣壓力難以滿足較高燃油霧化質(zhì)量需求，且第2次噴射是在壓縮行程，燃油有效蒸發(fā)時間變短，霧化質(zhì)量較差的燃油顆粒聚集在火花塞處，使滯燃期增長，燃燒等容度下降，發(fā)動機做功能力下降．

當噴氣壓力增加至750kPa，此時二次噴射相比于單次噴射使動力性降低了2.6%，排溫增加至798℃，主要原因為第2次噴射時活塞在上行，此時較大的第2次噴射壓力發(fā)生了嚴重的燃油撞擊氣缸壁及活塞頂現(xiàn)象，同時，在壓縮行程，燃油噴霧缺少了進氣氣流擾動影響，霧化較差的燃油液滴發(fā)生重新聚合的可能性增大，進而使大顆粒燃油增多，致使滯燃期變大，動力性降低，排溫升高．

圖16 二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制對發(fā)動機性能影響

圖17 二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制對燃燒特性影響

當噴氣壓力為550～700kPa時，二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制相較于單噴氣脈寬控制使發(fā)動機動力性最大提升11.3%，COV降低23%，排溫降至最低702℃，且最佳噴氣壓力由原來的550kPa提升至650kPa．主要原因如下：二次噴射方案每次噴射脈寬較短，有效彌補了較高噴氣壓力帶來的燃油撞壁的弊端，而此時較高的噴氣壓力又可以滿足燃油較高霧化質(zhì)量的需求[18]，同時活塞上行時缸內(nèi)溫度相對于進氣行程略有上升，此時在壓縮行程內(nèi)進行第2次噴射，霧化質(zhì)量較好的燃油在缸內(nèi)較高溫度作用下得到充分蒸發(fā)，且利用發(fā)動機較大的滾流特性將油霧卷到火花塞附近，進行局部加濃有利于點火，同時，少量壓縮行程噴射進入氣缸內(nèi)的燃油蒸發(fā)又降低了缸內(nèi)溫度，抑制了爆震的發(fā)生，使燃燒質(zhì)量提高，燃燒重心CA50更加接近上止點，動力性提升．

因此，采取二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制手段，對于提高混合氣質(zhì)量、加快燃燒速度、提升發(fā)動機總體性能方面有著重要作用．

3?結?論

本文基于DOE分析方法，探究了噴氣脈寬、噴氣壓力、油氣間隔及二次噴射等多個噴油參數(shù)協(xié)同控制對航空煤油發(fā)動機動力特性及燃燒特性的影響，并得出以下結論．

(1) 由DOE試驗結果可知，各噴油參數(shù)對發(fā)動機性能影響效應大小順序如下：噴氣脈寬、噴氣壓力、噴氣脈寬與噴氣壓力、噴氣壓力與油氣間隔及噴氣壓力與二次噴射共同作用，且噴氣脈寬與噴氣壓力、噴氣壓力與油氣間隔、噴氣壓力與二次噴射之間存在較大交互作用．

(2) 隨著噴氣脈寬增大，發(fā)動機燃燒質(zhì)量及燃燒穩(wěn)定性逐漸提升、高動力輸出范圍逐漸擴大，且脈寬達到4ms以上時，動力特性提升效果逐漸減弱并趨于平穩(wěn)．在最佳噴氣脈寬下，隨著噴氣壓力的提升，發(fā)動機FCP、COV、排溫均呈先減小后增大趨勢，且存在最佳噴氣壓力為550kPa．噴氣脈寬與噴氣壓力協(xié)同控制相較于單噴氣脈寬控制能夠使發(fā)動機動力性提升7%，燃燒穩(wěn)定性提升15%．

(3) 在低噴氣壓力條件下，最佳油氣間隔為1.0ms左右，而在高噴氣壓力(大于550kPa)條件下，最佳油氣間隔為2.0ms，在噴氣壓力為550kPa、油氣間隔為1.5ms時，發(fā)動機有著最佳性能區(qū)域，噴氣壓力與油氣間隔協(xié)同控制能夠在最佳噴氣脈寬條件下進一步提升發(fā)動機動力特性以及燃燒穩(wěn)定性．

(4) 二次噴射與噴氣壓力協(xié)同控制作用下，在噴氣壓力為550～700kPa，二次噴射能夠使動力性最大提升10%，燃燒穩(wěn)定性增強8%，排溫降至最低702℃，最佳噴氣壓力提升至650kPa，過大或過低噴氣壓力協(xié)同二次噴射控制均會使發(fā)動機性能惡化．多噴油參數(shù)協(xié)同控制能夠使發(fā)動機動力性相較于單噴氣脈寬控制提升11.3%，燃燒穩(wěn)定性提升23%，排溫降低33℃．證明多噴油參數(shù)協(xié)同控制對提升航空煤油發(fā)動機整體性能有重要作用．

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Effect of the Cooperative Control of Multi-Injection Parameters on the Performance of a Kerosene Engine

Hu Chunming1, 2，Zhang Zhendong1, 2，Liu Na1，Song Xijuan1

(1. Tianjin Internal Combustion Engine Research Institute，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China)

Aviation kerosene engine has poor dynamic characteristics and poor combustion stability under low and medium load conditions，which makes it difficult to meet the takeoff requirements. To address these issues，taking the self-developed low-pressure air-assisted direct-injection aviation kerosene engine and its test system as a platform and adopting the design of experiment method，the main effects and interactions of several injection control parameters，such as jet pulse width，jet pressure，fuel-air interval，and dual injection，were analyzed. According to the order of the main effects and interactions，multiple fuel injection control parameters were collaboratively controlled to test the dynamic and combustion characteristics of the aviation kerosene engine. Results show that，with the increase in jet pulse width，the combustion speed gradually accelerates，the exhaust temperature continuously decreases，and the power and combustion stability gradually increase. The coordinated control of jet pressure and jet pulse width can effectively improve the overall performance of the engine. When the jet pressure is 550 kPa and the jet pulse width is 5ms，the indicated mean effective pressure reaches a maximum of 529kPa and the best combustion quality. With the gradual increase in fuel-air interval，the power and combustion quality of the engine tend to initially increase and subsequently decrease under various jet pressure conditions and the optimal fuel-air interval of 1.5ms. The coordinated control of the fuel-air interval and jet pressure can further improve the overall engine performance under the optimal jet pulse width condition. Under the optimal fuel-air interval and jet pulse width conditions，the cooperative control of dual injection and jet pressure further increases the power of the engine by 11.3% and the combustion stability of the engine by 23% and decreases the exhaust temperature to a minimum of 702 °C，thereby effectively improving the dynamic characteristics and combustion stability of the aviation kerosene engine.

aviation kerosene engine；air-assisted injection；DOE；fuel injection parameters；cooperative control；dynamic and combustion characteristics

TK461

A

0493-2137(2021)09-0962-09

10.11784/tdxbz202006053

2020-06-19；

2020-09-01.

胡春明（1967—??），男，博士，研究員.

胡春明，cmhu@tju.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目(51476112).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51476112).

(責任編輯：許延芳)