噴油器精密偶件結構參數對噴油及泄漏特性的影響

郭世龍，梅衛(wèi)江，倪向東，王蒙，徐國杰

(1.石河子大學機械電氣工程學院,新疆 石河子 832000;2.農業(yè)部西北農業(yè)裝備重點實驗室，新疆 石河子 832000)

隨著柴油機向節(jié)能、減排的方向發(fā)展，人們對柴油機電控燃油噴射系統提出了更高的使用要求。噴油器作為柴油機電控燃油噴射系統中最精密的部件，其結構參數的微弱變化對噴油器的噴油、霧化等性能都會產生較大影響[1-3]。噴油器的精密偶件主要包括柱塞偶件和針閥偶件，油品雜質引起的刨削及磨損會造成偶件間隙增大，泄漏量增多，進而引起共軌系統效率降低，控制腔內燃油壓力波動增大，導致噴油器噴油異常。當前，針對磨損等原因造成的噴油器精密偶件結構參數變化對噴油器噴油及泄漏特性的影響研究已成為噴油器設計、檢測及性能維護的重要部分。Wickman等在針對燃油系統的泄漏分析中，考慮了穩(wěn)態(tài)、層流、恒溫條件對燃油流動方程的影響，并利用FIS程序對燃油系統的泄漏進行了計算和分析[4]。吳小鵬等通過對泄漏量進行理論分析、模擬計算和試驗驗證，探尋了油壓對噴油器靜態(tài)泄漏量與總泄漏量的影響[5]。張勇等針對噴油器針閥偶件間的泄漏問題，運用流體動力學和摩擦學原理對針閥、針閥體以及兩者之間的油膜情況進行雙向流固耦合模擬計算，對比分析不同工況下燃油溫度、初始載荷對針閥偶件間隙油膜的厚度及泄漏量的影響[6]。李國盛等利用AMESim仿真軟件構建噴油器模型，并利用正交試驗探尋噴油器偶件間隙、控制腔進出油孔直徑等因素對噴油量及靜、動態(tài)泄漏量的整體影響[7]。王尚勇從燃油的黏度-壓力效應、黏度-溫度效應入手分析了燃油的黏度-壓力效應、黏度-溫度效應對噴油器精密偶件泄漏的影響[8]。

當前，針對噴油器精密偶件結構參數的變化對噴油器噴油及泄漏的影響研究主要停留在單因素對單指標的影響上，對于多指標的綜合影響及定量分析較少。本研究利用理論分析、模擬仿真及試驗相結合的方法得到了噴油器在實際工作過程中各精密偶件結構參數由于磨損造成的變化對噴油器噴油及泄漏的影響規(guī)律，并指出了影響噴油及泄漏的顯著因素，獲得了較小泄漏量情況下各結構允許變化的尺寸范圍，為噴油器的設計、維修及故障預判等提供了參考。

1 噴油器結構及工作原理

噴油器主要由噴油嘴、液壓伺服系統(控制活塞、控制量孔等)、電磁閥等組成，其結構見圖1。當噴油器電磁閥未通電時，球閥受到的電磁閥復位彈簧作用力大于受到的液壓力，出油節(jié)流孔處于關閉狀態(tài)。此時，控制腔內的液壓力與盛油槽內的液壓力等于共軌壓力，由于控制柱塞上端面的燃油作用面積大于針閥錐面與針閥下端圓錐面上的垂直投影面積，作用在控制柱塞上端面的液壓力與針閥復位彈簧力使得針閥關閉，噴油器不噴油。當電磁閥通電時，銜鐵在電磁力的作用下上升，球閥在液壓力的作用下打開，控制腔內燃油通過出油節(jié)流孔泄壓，作用在柱塞上端面的液壓力與針閥復位彈簧力的合力小于作用在針閥錐面與下端圓錐面上的合力，針閥開啟，噴油器開始噴油。

圖1 噴油器結構示意

2 噴油器精密偶件磨損與噴油量及泄漏相關關系的理論研究

2.1 噴油器精密偶件磨損對噴油量的影響

高壓共軌燃油噴射系統的實際噴油量取決于噴油壓力和針閥開啟時間。噴油器偶件的磨損將引起針閥升程及柱塞、針閥組件受力的改變，從而影響噴油器偶件的運動形式。針閥升程及偶件運動形式的變化將造成針閥開啟時間發(fā)生變化，影響噴油量。同時，柱塞偶件間隙的變化將影響噴油器壓力室燃油的流動形式，從而引起噴油量的改變。

2.1.1對針閥開啟時間的影響

針閥的開啟時間主要受針閥升程和偶件受力的影響。柱塞、針閥組件在工作過程中主要受到控制腔液壓力(FP1)，分別作用在柱塞偶件、針閥偶件及針閥錐面上的刨削力(F1,F2,F3)[9]，彈簧預緊力(FS)，盛油槽液壓力(Fm)，閥座正壓力(FN)，壓力室液壓力(FP)和針閥座處液壓力(Fn)。其受力見圖2，針閥錐面局部受力及針閥升程變化見圖3和圖4。

噴油器針閥、柱塞組件上升階段運動方程：

(1)

下降階段運動方程：

(2)

其中，

(3)

(4)

式中：β為針閥錐角；x為彈簧壓縮量；C為針閥阻尼系數；m為針閥、柱塞組件質量；d1為柱塞頭部直徑；dn為針閥頭部直徑；A為盛油槽油壓作用面積；dp為針閥密封帶投影面積對應直徑；K為回位彈簧剛度；R為針閥導向直徑；β0，β1為針閥磨損前后倒錐角；ΔH為升程變化量；α1，α2為組件上升、下降階段加速度；t為針閥開啟、關閉時間；P1為控制腔液壓力；P2為盛油槽液壓力；PP為壓力室液壓力；PS為針閥座處液壓力。

圖2 柱塞、針閥組件上下階段受力分析

圖3 針閥錐面局部受力 圖4 針閥升程變化

配合偶件及針閥錐面所受刨削力方程為[10]

Fi=εiCFCaSPiXFCfiYFCVCinFCKFCi。

(5)

式中：aSPi為刨削深度(i=1，對應柱塞偶件；i=2，對應針閥偶件；i=3，對應針閥錐面)；fi為偶件結合面長度；VCi為偶件間相對速度；KFCi為修正系數；εi為階躍系數(εi=1，D1=δi；εi=0，D1≠δi，D1為雜質最小尺寸)；CFC，XFC，YFC，nFC為刨削經驗系數(硬質合金對應系數分別為3 600，0.72，0.8，0；高速鋼對應系數分別為2 160，1.0，1.0，0)。

由針閥錐面局部受力圖及式(1)～式(5)可知，在正壓力與刨削力的合力FV作用下，針閥錐面出現溝痕，接觸面增加，針閥錐角增大，針閥升程增加，彈簧預緊力下降，針閥開啟時間發(fā)生變化[11]。在刨削力的作用下，針閥、柱塞偶件直徑減小，作用在柱塞上端面液壓力下降。在組件上升階段，柱塞上端面所受液壓力減小，彈簧預緊力下降，針閥錐面所受刨削力分力減小，導致合力減小。同時，由于針閥升程增加，針閥上升時間變化不顯著。在組件下降階段，柱塞上端面所受液壓力減小，彈簧預緊力下降，作用在針閥錐面的刨削力分力減小，整體合力減小，針閥下降時間增加，噴油時間延長，噴油量增加。

2.1.2對噴油壓力的影響

對于高壓共軌噴油器而言，噴油壓力跟發(fā)動機轉速無關，噴油器的最小噴油壓力取決于進油節(jié)流孔與回油節(jié)流孔的流量率以及控制柱塞的端面積等因素。同樣由式(1)～式(5)可知，在組件的上升階段，由于柱塞上端面液壓力減小，彈簧預緊力下降，導致組件所受合力減小，噴油器的最小噴油壓力減小，噴油提前。在組件下降階段，由于組件所受合力減小，噴油器最小噴油壓力減小，會出現噴油器針閥關閉延遲，導致噴油量增加，在壓力波動下甚至出現噴油器漏滴現象[11]。

當噴油器噴孔個數與噴孔面積不變時，噴油器噴油量僅與針閥開啟時間和噴油壓力有關，其噴油量公式為

(6)

式中：n為噴油器的噴孔數量；Aμ為噴孔的有效面積；t1為噴油持續(xù)時間；P1為噴油壓力；ρf為燃油密度，ρf=0.84 g/mm3。

由式(6)可知，當噴油器因精密偶件的磨損造成噴油壓力與噴油時間都發(fā)生變化時，對應噴油量也會產生相應的變化。

2.2 噴油器精密偶件磨損對泄漏量的影響

偶件的磨損將導致偶件間隙增加，泄漏量增加。在工作過程中由于偶件間存在相對運動，故偶件間的泄漏屬于壓差流及剪切流的疊加。泄漏方程為[8]

(7)

式中：d為偶件直徑；P為縫隙進出口壓力差；μ為液體動力黏度；δ為同心圓環(huán)的半徑間隙；l為縫隙長度；U為縫隙內外表面相對運動速度。

2.3 噴油器精密偶件間的泄漏與噴油量相關關系的理論分析

共軌管流出的高壓燃油經噴油器內部油道進入盛油槽，燃油Q0的一部分通過針閥錐面進入壓力室，再經噴孔進入燃燒室，另一部分QLeak則經偶件間隙的泄漏流入低壓回路。流量方程為[12]

(8)

式中：VP為針閥座處容積；dVP/dt為針閥座處容積變化率。

由式(7)、式(8)可知，針閥偶件間隙增加造成泄漏量增加，因針閥座處體積及壓力變化較小，泄漏量增加導致流入壓力室的燃油減少，造成噴油量減少。

3 模型建立與試驗驗證

3.1 仿真模型的建立

本研究基于噴油器結構特點及工作原理，利用AMESim軟件構建仿真模型(見圖5)。根據模型及噴油器的實際情況建模時作以下假設：1) 忽略溫度變化對燃油黏度及管路變化對噴油過程的影響；2) 忽略燃油的慣性，其流動考慮成一維非定常流動；3) 偶件間的磨損考慮成均勻周向磨損，因密封錐面的泄漏會直接影響噴油器的正常工作，故忽略密封錐面及球閥泄漏對整體泄漏的影響。

1—回油測量單元；2—共軌管；3—泄油測量單元；4—噴油測量單元；5—噴油嘴；6—針閥偶件；7—柱塞偶件；8—球閥；9—控制模塊；10—電磁閥模塊。 圖5 噴油器仿真模型

3.2 試驗的準備

試驗對象為博世CRIN2/3電磁式噴油器。通過sagon體式顯微鏡、電子百分表、工業(yè)CT等測量儀器及硅膠鑄模法測得的噴油器相關結構參數如表1所示。在CRS-708高壓共軌試驗臺基礎上搭建試驗臺，其結構示意見圖6。

表1 噴油器相關結構參數

1—控制面板；2—監(jiān)控計算機；3—共軌管；4—數據采集系統；5—壓力傳感器；6—油壓限制閥；7—傳感器放大器(1)；8—回油量傳感器；9—電磁式噴油器；10—單次噴油量測量裝置；11—油箱；12—傳感器放大器(2)；13—高壓油泵；14—供油調節(jié)閥；15—聯軸器；16—油泵試驗臺；17—電動機；18—變頻器；19—控制系統。 圖6 電控燃油噴射系統試驗臺結構示意

3.3 試驗方法

3.3.1試驗因素的選擇

根據噴油器偶件磨損對噴油及泄漏影響的理論研究及實際采樣測量發(fā)現，噴油器實際工作過程中柱塞偶件、針閥偶件以及針閥錐面屬于易磨損結構。偶件的磨損導致偶件直徑減小，偶件間隙增加。同時，針閥錐面的磨損造成針閥錐角增大，針閥升程增加，在早期磨損過程中三者呈現一定數量關系。CRIN2/3噴油器柱塞偶件間隙為3.00～6.00 μm，針閥偶件間隙為1.50～4.00 μm，針閥升程公差為±0.03 mm。故可將試驗的因素及水平范圍設為：柱塞偶件間隙3.00～6.00 μm，針閥偶件間隙1.50～4.00 μm，針閥升程0.32～0.38 mm。

3.3.2試驗指標的選擇

噴油器偶件結構參數的變化將引起噴油量與泄漏量的變化，噴油量直接影響柴油機的動力性與經濟性。泄漏量是衡量噴油器密封性能的重要指標，泄漏量過大將進一步影響柴油機高壓化的進程。故本研究以噴油量Q與泄油量QLeak作為試驗指標。

3.3.3試驗模型驗證

試驗臺控制參數設置：軌壓90 MPa，電機轉速500 r/min，油溫28.5 ℃，噴油次數100次，噴油頻率10 Hz，設置噴油脈寬分別為0.2，0.4，0.6，0.8，1.0，1.2，1.4，1.6，1.8，2.0 ms，測取實際單次噴油量與回油量。在相同的控制參數下運行AMESim仿真模型，測取單次噴油量與回油量，通過試驗數據與仿真數據對比(見圖7)可知，試驗數據與仿真數據對比誤差控制在工程誤差范圍內，故該模型可行。

圖7 試驗數據與仿真數據的對比

3.4 仿真試驗

利用Box-Behnken響應曲面設計法探尋噴油器偶件結構參數變化對噴油量及泄漏量的影響。將仿真試驗控制參數與試驗臺控制參數設置相同值，噴油脈寬為1.5 ms，測取100次噴油量與泄漏量作為響應指標。試驗因素及水平見表2，試驗方案及試驗結果見表3。

表2 試驗因素及水平

表3 試驗方案及結果

續(xù)表

3.5 回歸模型建立與檢驗

運用Design-Expert 8.0.6軟件對試驗結果進行多元回歸擬合，構建噴油量、泄漏量與柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙及針閥升程之間的二次多項式回歸模型，回歸方程為

Q=8.97+0.013X1-0.012X2+0.19X3-
0.002 46X1X2-0.001 428X1X3+
0.004 68X2X3+0.005 813X12-
0.001 144X22+0.005 093X32，

(9)

QLeak=0.016+0.014X1+0.006 958X2-
0.000 177 1X3+0.000 048 94X1X2-
0.000 004 115X1X3-0.000 002 625X2X3+
0.004 477X12+0.002 981X22+0.000 022 81X32。

(10)

式中：X1為柱塞偶件間隙；X2為針閥偶件間隙；X3為針閥升程。

試驗結果的方差分析見表4。通過方差分析可知，噴油量和泄漏量的回歸模型擬合度均是極顯著的(P<0.000 1)，且回歸方程失擬不顯著。剔除不顯著回歸項，保留顯著回歸項，在保證回歸模型顯著，失擬項不顯著的情況下，對噴油量和泄漏量指標重新進行擬合，擬合方程如下：

Q=8.97+0.013X1-0.012X2+0.19X3+
0.005 813X12+0.005 093X32，

(11)

QLeak=0.016+0.014X1+0.006 958X2-
0.000 177 1X3+0.004 477X12+0.002 981X22。

(12)

通過對式(11)、式(12)回歸系數的檢驗得出，影響噴油量的主次因素為針閥升程、柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙，影響泄漏量的主次因素為柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙、針閥升程。

表4 回歸模型的方差分析

3.6 試驗因素影響效應分析

噴油量與泄漏量是評價噴油器噴油特性與泄漏特性的重要指標，根據構建的噴油量與泄漏量回歸模型，將其中一個因素置于零水平，繪制的等高線與響應曲面圖見圖8和圖9。

圖8 各因素對噴油量影響的響應曲面

圖9 各因素對泄漏量影響的響應曲面

由圖8a、圖9a可知，當針閥升程位于中心水平(0.35 mm)時，隨著柱塞偶件間隙及針閥偶件間隙的增大，噴油量逐漸增多，泄漏量增加較為顯著。隨著柱塞偶件間隙的增加噴油量增加，隨著針閥偶件間隙的增加噴油量減少，而隨著柱塞及針閥偶件間隙的增加泄漏量都呈現增加趨勢。柱塞偶件間隙增加導致柱塞直徑減小，作用在柱塞上端面的液壓力減小，導致針閥開啟提前，關閉延遲，針閥開啟時間增加，故噴油量增加。由泄漏量方程可知，泄漏量與間隙的三次方成正比，間隙增加必然導致泄漏量增加。

由圖8b、圖9b可知，當針閥偶件間隙處于中心水平(2.75 μm)時，隨著柱塞偶件間隙及針閥升程的增加，噴油量和泄漏量均逐漸增加。相對于柱塞偶件間隙而言，針閥升程對噴油量的影響較為顯著。相對于泄漏量而言，針閥升程增加泄漏量增加，由于針閥升程增加，針閥開啟時間增加，柱塞偶件、針閥偶件各自對應接觸面全部接觸時間減少，即縫隙長度相對減小，由泄漏量公式可知，縫隙長度減小泄漏量增加。由于針閥升程較小，故泄漏量增加較少。

由圖8c、圖9c可知，當柱塞偶件間隙處于中間水平(4.50 μm)時，隨著針閥偶件間隙及針閥升程的增加，噴油量及泄漏量均逐漸增加。由圖8c及針閥錐面處的流量方程可知，針閥偶件間隙的增加會引起噴油量減少，相對于針閥升程而言，針閥升程的增加將直接導致針閥開啟時間增加，噴油時間延長，噴油量增多。同時，針閥升程對噴油量的影響較針閥偶件間隙顯著。由泄漏方程可知，泄漏量與偶件間隙的三次方成正比，故針閥偶件間隙對泄油量的影響比針閥升程顯著。

3.7 參數優(yōu)化

當柱塞偶件間隙為3.00～6.00 μm，針閥偶件間隙為1.50～4.00 μm，針閥升程為0.32～0.38 mm時，采用多重響應法中的主目標函數法對影響因素柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙、針閥升程進行優(yōu)化。降低噴油器的泄漏量可以直接提高噴油效率，則在滿足噴油量波動量小于國標的要求下，以泄漏量為優(yōu)化指標，其目標函數及優(yōu)化條件如下：

(13)

通過Design-Expert 8.0.6統計軟件得到：當柱塞偶件間隙范圍為3.00～3.07 μm，針閥偶件間隙范圍為1.50～1.77 μm，針閥升程范圍為0.32～0.38 mm時，可以達到較小泄漏量，約為0.003 mL。

4 結論

a) 隨著噴油器精密偶件的磨損，針閥升程增加，組件運動形式發(fā)生改變，針閥開啟時間變化，引起噴油量發(fā)生變化；偶件間隙增加導致泄漏量增多，且引起噴油量與泄漏量發(fā)生變化的主要因素為柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙及針閥升程；

b) 噴油量、泄油量隨著各參數的變化呈現差異性變化，其中，針閥升程為影響噴油量變化的最主要因素，柱塞偶件間隙及針閥偶件間隙次之；影響泄漏量的主次因素依次為柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙、針閥升程，任意各因素之間的交互作用對噴油量及泄漏量的影響均不顯著；

c) 通過多目標優(yōu)化法得出：當柱塞偶件間隙范圍為3.00～3.07 μm，針閥偶件間隙范圍為1.50～1.77 μm，針閥升程范圍為0.32～0.38 mm時，噴油量變化率均可以實現小于7%的國標要求，可以達到較小泄漏量，約為0.003 mL。