電控噴油器參數(shù)對高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動影響的量化分析*

馬修真，田丙奇，范立云，宋恩哲，劉 洋

(哈爾濱工程大學(xué)動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

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2015010

電控噴油器參數(shù)對高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動影響的量化分析*

馬修真，田丙奇，范立云，宋恩哲，劉 洋

(哈爾濱工程大學(xué)動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

為研究電控噴油器參數(shù)對高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響，利用AMESim仿真平臺建立了電控高壓共軌噴油系統(tǒng)數(shù)值仿真模型，并通過在高壓共軌系統(tǒng)試驗(yàn)臺上試驗(yàn)，驗(yàn)證了仿真模型的準(zhǔn)確性。接著在此基礎(chǔ)上對循環(huán)噴油量波動進(jìn)行分析，揭示了噴油器參數(shù)對循環(huán)噴油量波動的影響規(guī)律。最后進(jìn)行了量化分析，得到了噴油器參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比的變化規(guī)律。結(jié)果表明，銜鐵殘余氣隙、電磁閥預(yù)緊力、出油孔直徑、進(jìn)油孔直徑、針閥預(yù)緊力和針閥升程是影響高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量的主要電控噴油器參數(shù)，在不同的軌壓和噴油脈寬下，這些參數(shù)的變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比分別為5.0%～16.8%、7.8%～26.2%、14.1%～22.9%、17.0%～23.3%、7.5%～33.2%和0～21.8%。

高壓共軌系統(tǒng)；電控噴油器；循環(huán)噴油量波動；量化分析

前言

隨著對柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性、動力性和排放性能要求的不斷提高，能夠獨(dú)立控制噴油壓力，靈活控制噴油率，優(yōu)化燃燒，有效降低排放、油耗和噪聲的電控高壓共軌噴油系統(tǒng)成為當(dāng)前柴油機(jī)噴油系統(tǒng)的主要研究對象之一[1-3]。

高壓共軌噴油系統(tǒng)噴油壓力高，實(shí)現(xiàn)對循環(huán)噴油量穩(wěn)定和精確的控制，對高壓共軌系統(tǒng)至關(guān)重要。高壓共軌噴油系統(tǒng)通過時間-壓力控制方式對噴油過程進(jìn)行控制，電控噴油器是系統(tǒng)的核心部件，負(fù)責(zé)控制噴油定時、噴油脈寬和噴射次數(shù)，將共軌管內(nèi)近似恒高壓的燃油按工況需求噴入氣缸。電控噴油器利用電磁閥進(jìn)行電磁轉(zhuǎn)換，產(chǎn)生電磁力，對密封球閥動作和控制腔油壓進(jìn)行控制，實(shí)現(xiàn)對針閥動作的控制，進(jìn)而達(dá)到靈活調(diào)節(jié)噴油過程的目的。由于電控噴油器中集成了涉及電、磁、機(jī)、液多種作用且各精密配合的零部件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，噴油器各部分參數(shù)均會直接或間接地影響系統(tǒng)的循環(huán)噴油量，參數(shù)的變化更會引起循環(huán)噴油量的波動，導(dǎo)致噴油系統(tǒng)及其匹配的柴油機(jī)工作穩(wěn)定性變差[5]。

研究電控噴油器參數(shù)對高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響，對設(shè)計(jì)和優(yōu)化噴油器參數(shù)，提高噴油系統(tǒng)工作一致性和穩(wěn)定性具有重要的意義[6]。本文中通過仿真分析，研究高壓共軌系統(tǒng)電控噴油器銜鐵殘余氣隙、電磁閥預(yù)緊力、回油孔直徑、進(jìn)油孔直徑、針閥升程、針閥預(yù)緊力和針閥配合間隙等參數(shù)對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響，分析各參數(shù)對循環(huán)噴油量的影響規(guī)律，通過對循環(huán)噴油量波動的進(jìn)一步量化分析，確定電控高壓共軌噴油系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的關(guān)鍵影響參數(shù)。

1 模型的建立和驗(yàn)證

高壓共軌系統(tǒng)主要由高壓油泵、共軌管、電控噴油器和電控單元(ECU)等部分組成[7-8]。

利用AMESim仿真平臺建立了電控高壓共軌噴油系統(tǒng)數(shù)值仿真模型，如圖1所示。為確保模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測共軌系統(tǒng)的噴射性能，在共軌噴油系統(tǒng)試驗(yàn)臺(圖2)上進(jìn)行試驗(yàn)，對模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證。

在950r/min凸輪轉(zhuǎn)速，135MPa共軌壓力，2.5ms噴油脈寬工況點(diǎn)測取了試驗(yàn)數(shù)據(jù)并與仿真結(jié)果進(jìn)行了對比。圖3為軌壓對比曲線，壓力波動曲線在相位和幅值上均有較好的一致性，噴油過程中軌壓波動幅值在4MPa左右。圖4為相同控制電流條件下噴油率的試驗(yàn)和仿真對比曲線。由圖可見，噴油率的仿真預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)測量值具有較好的吻合度。由對比結(jié)果可知，利用仿真模型能夠在數(shù)值和時序上準(zhǔn)確地對軌壓和噴油率進(jìn)行預(yù)測，證明了仿真模型的準(zhǔn)確性。

2 循環(huán)噴油量波動分析

本文中所研究的高壓共軌系統(tǒng)電控噴油器結(jié)構(gòu)如圖5所示。主要由進(jìn)回油接口、電磁閥控制部分、控制腔、控制活塞和針閥組件等組成。

根據(jù)電控噴油器的結(jié)構(gòu)原理，選擇銜鐵殘余氣隙、電磁閥預(yù)緊力、回油孔直徑、進(jìn)油孔直徑、針閥預(yù)緊力、針閥升程和針閥配合間隙等噴油器主要參數(shù)，研究了參數(shù)對系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動的影響。參考試驗(yàn)臺裝備的電控噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴油器設(shè)計(jì)過程中的參數(shù)選取原則，確定了各參數(shù)的基準(zhǔn)值和變化范圍，如表1所示。

表1 電控噴油器參數(shù)基準(zhǔn)值及變化范圍

基準(zhǔn)參數(shù)值條件下高壓共軌系統(tǒng)的循環(huán)噴油量如圖6所示。仿真中取參數(shù)分別為最小值和最大值時的循環(huán)噴油量與基準(zhǔn)參數(shù)值下的循環(huán)噴油量偏差的最大值作為循環(huán)噴油量波動量。

在分析參數(shù)變化對循環(huán)噴油量的影響時，僅改變要分析的參數(shù)值，其它參數(shù)均取基準(zhǔn)值。噴油壓力皆指軌壓。

2.1 銜鐵殘余氣隙

銜鐵殘余氣隙是電磁鐵與銜鐵吸合時，兩者之間的最小距離。銜鐵殘余氣隙的變化通過改變電磁力的大小而影響電磁閥的開啟時間，從而改變噴油持續(xù)期，引起噴油量的波動。銜鐵殘余氣隙由80變化到120μm時，引起的循環(huán)噴油量波動如圖7所示。

循環(huán)噴油量波動隨著噴油壓力的升高而增大，最大值為8.3mm3，出現(xiàn)在120MPa，0.4ms工況點(diǎn)。當(dāng)噴油脈寬大于0.8ms時，循環(huán)噴油量波動基本上不受噴油脈寬的影響。

圖8為80MPa噴油壓力，0.8ms噴油脈寬時不同銜鐵殘余氣隙對應(yīng)的電磁力曲線。由圖可見：殘余氣隙越小，電磁力越大，控制閥桿開啟的時間越早，從而噴油時刻提前。而在噴油結(jié)束階段，小銜鐵殘余氣隙對應(yīng)的電磁力大，衰減速度慢，延緩了控制閥桿的落座速度，造成噴油結(jié)束時刻滯后。所以隨著銜鐵殘余氣隙減小，噴油持續(xù)期增長，循環(huán)噴油量增大。而隨著噴油壓力增加，單位時間內(nèi)噴油量增加，因銜鐵殘余氣隙變化而造成的循環(huán)噴油量波動也隨之增加。在小噴油脈寬時，針閥在達(dá)到最大升程前即落座復(fù)位，銜鐵殘余氣隙變化對噴油過程的影響更大，所以此時的循環(huán)噴油量波動更明顯。

2.2 電磁閥預(yù)緊力

電磁閥預(yù)緊力由安裝在電磁閥中的復(fù)位彈簧決定。電磁閥預(yù)緊力的變化直接影響電磁閥的開啟和關(guān)閉時間，改變噴油持續(xù)期，導(dǎo)致循環(huán)噴油量波動，其值由70變化到110N對循環(huán)噴油量的影響如圖9所示。由圖可見：循環(huán)噴油量波動隨噴油壓力的升高而增加，在120MPa、0.4ms工況點(diǎn)處最大，為13.0mm3。小脈寬下，針閥無法達(dá)到最大升程，噴油持續(xù)期受電磁閥預(yù)緊力的影響更明顯，循環(huán)噴油量波動的變化也最為劇烈。

2.3 出油孔直徑

出油孔是控制腔內(nèi)燃油向低壓油路回油的通路，其直徑?jīng)Q定出油孔的流通特性。出油孔直徑的變化通過影響控制腔內(nèi)燃油的回油速度而影響針閥的開啟和閉合，改變噴油持續(xù)期，造成循環(huán)噴油量波動。

出油孔直徑由0.35變化到0.37mm時，引起的循環(huán)噴油量波動如圖10所示。由圖可見：波動隨著噴油壓力的升高而減小，最大值在噴油壓力40MPa，噴油脈寬1.2ms工況點(diǎn)，為14.7mm3；在60，80，100和120MPa噴油壓力條件下，循環(huán)噴油量波動無明顯差別，但在40MPa噴油壓力條件下，循環(huán)噴油量波動顯著，在小噴油脈寬條件下尤其明顯；循環(huán)噴油量波動在小噴油脈寬條件下受噴油脈寬的影響較大，但當(dāng)噴油脈寬大于1.6ms時，循環(huán)噴油量波動基本上不再變化。

圖11為噴油壓力80MPa，噴油脈寬0.8ms下控制腔壓力和針閥升程隨出油孔直徑變化的曲線。由圖可見：隨著出油孔直徑的增加，控制腔內(nèi)壓力下降速率加快，針閥的開啟速度快，開啟時刻提前，從而增加了噴油初期的噴油速率并延長了噴油持續(xù)期，造成循環(huán)噴油量波動；小噴油脈寬條件下循環(huán)噴油量波動更為明顯，是因?yàn)樵趪娪瓦^程中針閥未達(dá)到最大升程即開始復(fù)位落座，噴油初期的噴油速率對循環(huán)噴油量起主要作用；而此時出油孔直徑的變化對針閥升程和噴油初期的噴油率的影響更顯著，因此循環(huán)噴油量波動幅度大；在40MPa噴油壓力下，噴油壓力低，針閥開啟速率慢，出油孔直徑變化對針閥開啟速率和噴油初期噴油率的影響增大，因此循環(huán)噴油量波動更顯著。

2.4 進(jìn)油孔直徑

進(jìn)油孔直徑是燃油由共軌管進(jìn)入控制腔的進(jìn)油通路，決定著進(jìn)油孔的流通特性。進(jìn)油孔直徑的變化會影響控制腔內(nèi)燃油建壓速率，從而會影響針閥的開啟和閉合，改變噴油時間，造成循環(huán)噴油量波動。進(jìn)油孔直徑由0.31變化到0.33mm引起的循環(huán)噴油量波動如圖12所示。由圖可見：在噴油壓力40MPa下，循環(huán)噴油量波動最顯著，當(dāng)噴油脈寬為1.2ms時，波動取得最大值為15mm3；當(dāng)噴油壓力為60～120MPa時，循環(huán)噴油量波動隨軌壓的升高和噴油脈寬的增加無明顯變化。

2.5 針閥預(yù)緊力

針閥預(yù)緊力由噴油器中的針閥復(fù)位彈簧決定，其變化通過改變針閥開啟和復(fù)位的速度，從而改變噴油持續(xù)期，引起循環(huán)噴油量的變化，針閥預(yù)緊力變化引起的循環(huán)噴油量波動如圖13所示。由圖可見：循環(huán)噴油量波動隨噴油壓力的降低而增加，而受噴油脈寬的影響不明顯；噴油壓力40MPa下循環(huán)噴油量波動明顯高于其它噴油壓力下的波動值；波動的最大值出現(xiàn)在噴油壓力40MPa、噴油脈寬1.2ms工況點(diǎn)，為21.6mm3。

圖14為噴油壓力60MPa、噴油脈寬1.2ms工況點(diǎn)不同針閥預(yù)緊力對應(yīng)的針閥升程曲線。由圖可見：隨著針閥預(yù)緊力的增加，針閥開啟速率降低，導(dǎo)致噴油初期噴油率降低，同時針閥關(guān)閉時刻提前，造成噴油持續(xù)期縮短，從而引起循環(huán)噴油量波動；隨著噴油壓力的增加，針閥預(yù)緊力的變化對循環(huán)噴油量的影響相對減小，循環(huán)噴油量波動減??；噴油壓力40MPa下，迫使針閥升起的燃油壓力低，針閥預(yù)緊力變化對針閥開啟和關(guān)閉過程的影響大，因此造成的循環(huán)噴油量波動更顯著。

2.6 針閥升程

針閥向上運(yùn)動的最大位移，即針閥升程決定針閥的運(yùn)動時間和針閥與噴孔之間的節(jié)流特性，其變化所引起的循環(huán)噴油量變化如圖15所示。由圖可見：循環(huán)噴油量波動隨著噴油壓力升高和噴油脈寬增加而增大；在噴油壓力120MPa、噴油脈寬3.6ms工況點(diǎn)處循環(huán)噴油量波動最大，為9.3mm3。

圖16為不同針閥升程條件下針閥升程曲線。由圖可見：隨著針閥升程增加，針閥開啟速率不變，但達(dá)到最大升程的時間滯后，噴油結(jié)束時，針閥復(fù)位落座時間延長，噴油持續(xù)期增長，循環(huán)噴油量增加；同時，隨著針閥升程的增加，針閥和噴孔間的節(jié)流效應(yīng)降低，噴油率增加，也會增加循環(huán)噴油量。因此針閥升程變化引起循環(huán)噴油量波動，隨著噴油壓力的升高和噴油脈寬的增加而增大。

2.7 針閥配合間隙

針閥配合間隙是針閥與針閥體間的間隙，盛油腔內(nèi)燃油經(jīng)由配合間隙的泄漏通過影響盛油腔內(nèi)燃油壓力引起循環(huán)噴油量波動。針閥配合間隙變化對循環(huán)噴油量的影響如17所示。由圖可見：循環(huán)噴油量波動隨著噴油壓力的增加而增大，受噴油脈寬的影響較小，循環(huán)噴油量波動的最大值為4.1mm3，出現(xiàn)在噴油壓力120MPa，噴油脈寬0.4ms工況點(diǎn)。針閥與針閥體配合間隙的燃油泄漏速率與配合間隙兩側(cè)的壓差成正比。因此隨著噴油壓力升高，配合間隙兩側(cè)的燃油壓差增大，針閥配合間隙變化引起的循環(huán)噴油量波動增加。

3 循環(huán)噴油量波動的量化分析

根據(jù)各參數(shù)變化對循環(huán)噴油量波動影響的分析結(jié)果，利用量化分析方法，計(jì)算單一參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動在該工況點(diǎn)總循環(huán)噴油量波動所占的百分比，可得到各參數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)。圖18為不同噴油壓力條件下，噴油器參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動的百分比量化指標(biāo)隨噴油脈寬的變化規(guī)律。

銜鐵殘余氣隙和電磁閥預(yù)緊力均為電磁閥部分參數(shù)，其變化對應(yīng)的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)分別為5.0%～16.8%和7.8%～26.2%；百分比量化指標(biāo)均隨噴油壓力的升高而增大，隨噴油脈寬的增加而減小，在高軌壓小脈寬工況點(diǎn)最顯著。這是由于電磁閥參數(shù)會直接影響噴油時間而造成循環(huán)噴油量波動，在因銜鐵殘余氣隙和電磁閥預(yù)緊力變化而引起噴油脈寬變化時間內(nèi)，循環(huán)噴油量波動隨著噴油壓力的增加而增加。而隨著噴油脈寬的增加，因參數(shù)變化引起的噴油時間變化在總噴油時間內(nèi)所占的比例減小，所以百分比量化指標(biāo)隨著噴油脈寬的增加而減小。

出油孔直徑、進(jìn)油孔直徑和針閥預(yù)緊力變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)分別為14.1%～22.9%、17.0%～23.3%和7.5%～33.2%；百分比量化指標(biāo)均隨著噴油壓力和噴油脈寬的增加而減小，在低壓小脈寬區(qū)域?qū)ρh(huán)噴油量的影響最明顯。這是由于出油孔直徑、進(jìn)油孔直徑和針閥預(yù)緊力均是通過改變噴油器針閥的受力，從而改變噴油時間，造成循環(huán)噴油量波動。所以隨著噴油壓力的升高，燃油對針閥承壓錐面的作用力增加，出油孔直徑、進(jìn)油孔直徑和針閥預(yù)緊力變化而引起的針閥受力變化對噴油時間的影響減小，百分比量化指標(biāo)減少。而隨著噴油脈寬的增加，因上述參數(shù)變化引起的噴油時間變化在總噴油時間內(nèi)所占的比例減少，百分比量化指標(biāo)也減少。

針閥升程變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)為0～21.8%，隨噴油壓力和噴油脈寬的增大均呈增加趨勢，受噴油脈寬的影響更顯著。針閥升程變化通過改變針閥與噴孔間的節(jié)流特性而影響循環(huán)噴油量，因此其變化對循環(huán)噴油量的影響隨噴油壓力和噴油脈寬的增加均呈增加趨勢。

針閥配合間隙變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)變化范圍為3.1%～8.3%。由于配合間隙間的泄漏量主要受壓力的影響，因此其變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)隨噴油壓力的增加而明顯增大，對噴油脈寬變化不敏感。

通過量化分析可知電控噴油器的銜鐵殘余氣隙、電磁閥預(yù)緊力、出油孔直徑、進(jìn)油孔直徑、針閥升程和針閥預(yù)緊力是高壓共軌噴油系統(tǒng)循環(huán)噴油量主要影響參數(shù)。由于這些參數(shù)的變化會使噴油系統(tǒng)循環(huán)噴油量產(chǎn)生明顯的波動，因此是噴油器參數(shù)設(shè)計(jì)和優(yōu)化的主要目標(biāo)。同時在生產(chǎn)加工過程中也須提高對這些參數(shù)的質(zhì)量控制標(biāo)準(zhǔn)，盡量減少因生產(chǎn)加工造成的參數(shù)不一致而引起的循環(huán)噴油量波動。

4 結(jié)論

(1) 建立的高壓共軌噴油系統(tǒng)AMESim數(shù)值仿真模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測系統(tǒng)的噴射特性。

(2) 電控噴油器參數(shù)對循環(huán)噴油量的影響在小噴油脈寬時更為明顯，由于此時噴油器針閥無法達(dá)到最大升程，循環(huán)噴油量波動在噴油器參數(shù)的影響下表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線性，并且波動變化劇烈。

(3) 通過對循環(huán)噴油量波動進(jìn)行量化分析，得到了各參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)。分析得出參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)主要受噴油壓力的影響，僅針閥升程變化對應(yīng)的百分比量化指標(biāo)隨噴油脈寬的增加表現(xiàn)出明顯的上升趨勢。其中銜鐵殘余氣隙、電磁閥預(yù)緊力、出油孔直徑、進(jìn)油孔直徑、針閥預(yù)緊力和針閥升程是對循環(huán)噴油量影響最為顯著的電控噴油器參數(shù)。參數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動百分比量化指標(biāo)分別為5.0%～16.8%、7.8%～26.2%、14.1%～22.9%、17.0%～23.3%、7.5%～33.2%和0～21.8%。

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Quantitative Analysis on the Effects of Parameters of Electronic Injector on theCycle Fuel Injection Quantity Fluctuation of High Pressure Common Rail System

Ma Xiuzhen, Tian Bingqi, Fan Liyun, Song Enzhe & Liu Yang

DepartmentofPowerandEnergyEngineering,HarbinEngineeringUniversity,Harbin150001

For investigate the effects of electronic injector parameters on the cycle fuel injection quantity fluctuation (CFIQF) of high-pressure common rail (HPCR) system, a numerical simulation model for an electronically-controlled HPCR system is created with AMESim platform, and a test on a HPCR system test rig is conducted to verify the correctness of the model built. Then on this basis, the CFIQF is analyzed to reveal the law of the effects of injector parameters on CFIQF. Finally a quantitative analysis is performed to obtain the changing law of the CFIQF percentage with the change of injector parameters. The results show that the residual air-gap of armature, the pre-tightening force of solenoid, the diameter of fuel inlet orifice, the diameter of fuel outlet orifice, and the pre-tightening force and lift of needle valve are the main parameters of injector affecting the cycle fuel injection quantity of HPCR system, the percentage of CFIQF caused by the change of theses parameters are 5.0%-16.8%, 7.8%-26.2%, 14.1%-22.9%, 17.0%-23.3%, 7.5%-33.2% and 0-21.8% respectively.

high-pressure common rail; electronically controlled injector; cycle fuel injection quantity fluctuation; quantitative analysis

*國家自然科學(xué)基金(50909024&51279037)、新世紀(jì)優(yōu)秀人才支持計(jì)劃(NECT-11-0826)和中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金(HEUCF110301)資助。

原稿收到日期為2013年4月8日。