無靜態(tài)泄漏共軌噴油器性能分析及優(yōu)化

高怡，吳小軍，陳小歡，奚星，孫樹平，顧嬌嬌，李春暉

中國北方發(fā)動機研究所(天津)，天津 300400

0 引言

隨著排放標準的日益嚴格，需要提高燃油系統(tǒng)的供油壓力以優(yōu)化燃燒，改進發(fā)動機的性能與排放。供油壓力提高后，燃油的黏度-壓力效應、黏度-溫度效應凸顯[1]。法國與波蘭等國家的一項長達4 a的合作計劃“NADIAbio”[2-3]對ISO4113號油進行了深入的試驗研究，發(fā)現(xiàn)燃油黏度隨著壓力的升高而升高，溫度越低，黏度隨壓力升高的幅度越大。張朝陽等[4]的研究表明，供油壓力提高對燃油系統(tǒng)的密封性能提出更嚴格的要求。目前國內(nèi)使用的共軌噴油器主要以BOSCH公司、電裝公司的早期產(chǎn)品為主[5-7]。噴油器具有電磁閥頂置、帶控制柱塞等典型結(jié)構(gòu)特點，其中控制柱塞腔與低壓回油油路連通，導致控制腔、針閥腔與柱塞腔之間始終存在靜態(tài)泄漏的隱患，不僅噴油器噴油效率降低[8]，嚴重泄漏時還會影響共軌噴油器正常噴油[9]。本文中全面分析了共軌蓄壓式電控噴油器高壓泄漏的部位及影響因素，進行靜態(tài)和動態(tài)的密封性試驗，分析和驗證有、無靜態(tài)泄漏共軌噴油器的結(jié)構(gòu)與性能，以及改變進、回油量孔直徑和柱塞直徑等對噴油規(guī)律的影響。

1 共軌噴油器結(jié)構(gòu)對比

為適應高噴油壓力(200 MPa)要求，對Marco Ganser共軌噴油器進行設計改進，通過減少作用在電磁控制閥上的液壓力和提高噴油器針閥控制桿系的剛度[10]，以盡可能減少噴油器的靜態(tài)和動態(tài)泄漏。主要優(yōu)化和改進為：設計柱塞腔與針閥腔連通，不再與低壓回油油路連通，使得柱塞腔內(nèi)的燃油壓力由低壓回油壓力變?yōu)楦邏汗┯蛪毫?，消除靜態(tài)泄漏。然而，柱塞腔內(nèi)燃油壓力升高后，柱塞、針閥的受力改變，從而影響共軌噴油器的性能。在無靜態(tài)泄漏共軌噴油器設計過程中，為降低研制成本，結(jié)構(gòu)設計優(yōu)先考慮借用原有結(jié)構(gòu)參數(shù)[11-13]。

本文中應用AMESim軟件，在存在靜態(tài)泄漏隱患的某型號共軌噴油器性能仿真模型基礎上，進行無靜態(tài)泄漏共軌噴油器結(jié)構(gòu)改進和性能仿真分析，為無靜態(tài)泄漏共軌噴油器設計提供參考依據(jù)。

存在靜態(tài)泄漏的原型噴油器結(jié)構(gòu)及改進設計的無靜態(tài)泄漏共軌噴油器結(jié)構(gòu)如圖1所示。

a)有靜態(tài)泄漏 b)無靜態(tài)泄漏 圖1 有、無靜態(tài)泄漏噴油器結(jié)構(gòu)

由圖1可知：存在靜態(tài)泄漏共軌噴油器中，靜態(tài)泄漏主要發(fā)生在控制柱塞偶件與針閥偶件兩處部位，噴油器噴油過程中靜態(tài)泄漏將轉(zhuǎn)換為更復雜的動態(tài)泄漏，由于柱塞腔壓力較低，其對針閥直徑D2部位向下的液力與對控制柱塞直徑D1部位向上的液力可以忽略不計，噴油過程將受控制柱塞直徑D1、針閥直徑D2、針閥密封座面直徑D3及針閥彈簧等參數(shù)匹配的影響；無靜態(tài)泄漏噴油器中，柱塞腔與針閥腔連通，柱塞腔壓力升高，對原結(jié)構(gòu)針閥直徑D2部位向下的液力與對控制柱塞直徑D1部位向上的液力不能忽略，壓力將導致噴油過程中控制柱塞與針閥脫開。因此，針閥與控制柱塞需要設計成一體結(jié)構(gòu)，由于柱塞腔與針閥腔連通，針閥直徑D2不再影響噴油過程。

無靜態(tài)泄漏共軌噴油器噴油過程中，由于壓力室壓力升高，將對針閥與控制柱塞產(chǎn)生向上的液力，向上總液力與向下總液力的作用面積相等，均為控制柱塞直徑D1。由于控制柱塞直徑D1大于針閥直徑D2，因此有靜態(tài)泄漏共軌噴油器總液力向下的作用面積始終要大于向上的作用面積。

2 共軌噴油器性能仿真模型建立與驗證

有靜態(tài)泄漏的某型號共軌噴油器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。由于噴油過程受控制腔、針閥腔及壓力室壓力等因素的影響，進行無靜態(tài)泄漏共軌噴油器性能分析時應優(yōu)先調(diào)整表1中的結(jié)構(gòu)參數(shù)(表中Di為控制腔進油量孔直徑，D0為控制腔回油量孔直徑)。

表1 有靜態(tài)泄漏共軌噴油器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)mm

有靜態(tài)泄漏共軌噴油器的AMESim仿真模型如圖2所示。模型做了如下簡化：模型建立中不考慮針閥與控制柱塞在高壓作用下的微小變形[14]；對于控制信號、電磁閥的模擬不考慮電磁激勵的延遲；對控制閥不考慮運動阻力的影響。以上簡化主要影響噴油開啟延遲，開啟延遲的計算結(jié)果小于試驗測試結(jié)果，但不影響對噴油規(guī)律的分析。

應用德國MOEHWALD公司的HDA共軌噴油器性能測試儀進行噴油器的性能測試。試驗系統(tǒng)如圖3所示，圖中實線為油路，虛線為控制信號反饋。

圖2 有靜態(tài)泄漏共軌噴油器模型 圖3 噴油器試驗系統(tǒng)示意圖

圖4 測試與仿真噴油規(guī)律曲線

表2 計算仿真與試驗結(jié)果對比

圖5 無靜態(tài)泄漏共軌噴油器模型

測試與仿真噴油器噴油規(guī)律曲線對比如圖4所示。由圖4可知兩條曲線基本一致。以測試結(jié)果為基準的仿真與試驗結(jié)果對比如表2所示。測試與仿真結(jié)果的誤差為5%左右，說明仿真與測試吻合度較好，仿真模型可以用于后續(xù)改進設計的無靜態(tài)泄漏共軌噴油器的建模和性能對比分析。

在有靜態(tài)泄漏共軌噴油器模型基礎上，建立了無靜態(tài)泄漏共軌噴油器的AMESim仿真模型，如圖5所示。

3 不同結(jié)構(gòu)噴油器性能仿真分析

3.1 噴油器的噴油規(guī)律對比

在相同結(jié)構(gòu)參數(shù)下，有靜態(tài)泄漏和無靜態(tài)泄漏共軌噴油器的噴油規(guī)律曲線如圖6所示。仿真結(jié)果顯示無靜態(tài)泄漏共軌噴油器噴油初期噴油速率上升快、噴油末期斷油緩慢。這是由于開啟液力作用面積加大(無靜態(tài)泄漏噴油器結(jié)構(gòu)中，針閥腔與柱塞腔的高壓容積約為有靜態(tài)泄漏噴油器的10倍)，使得噴油初期噴油速率迅速升高。無靜態(tài)泄漏噴油器針閥開啟的動力增加，但針閥關閉的阻力也增加，使得無靜態(tài)泄漏噴油器斷油緩慢。噴油器針閥運動速度和升程曲線如圖7所示。

無靜態(tài)泄漏噴油器最大針閥升程有所提高，使得平均噴油速率提高。這是由于隨著針閥升程提高，油嘴座面的節(jié)流作用減小，提高了實際噴油壓力，噴油器工作壓力效率提高。噴油持續(xù)時間相同時，無靜態(tài)泄漏噴油器對應的控制脈寬更小，在消除了靜態(tài)泄漏的基礎上，進一步通過更小的控制脈寬減小控制回油量，使得一次噴油過程的總回油量大幅度減小，進一步提高了無靜態(tài)泄漏共軌噴油器的有效噴油量效率，噴油器回油規(guī)律對比如圖8所示。

圖6 噴油器噴油速率和針閥腔壓力曲線對比 圖7 噴油器針閥運動速度和升程曲線對比

圖8 噴油器回油規(guī)律對比

由圖8可知，有靜態(tài)泄漏結(jié)構(gòu)的噴油器回油速率在針閥關閉階段出現(xiàn)負值，這是由于柱塞直徑D1與針閥直徑D2不同，使得針閥在開啟與關閉時針閥運動對柱塞腔產(chǎn)生“抽油”與“壓油”的作用。噴油結(jié)束后，有靜態(tài)泄漏回油始終存著一定的高壓泄漏流量。

3.2 無靜態(tài)泄漏共軌噴油器性能優(yōu)化

在靜態(tài)泄漏共軌噴油器基礎上進行結(jié)構(gòu)改進后，優(yōu)化后的共軌噴油器無靜態(tài)泄漏，工作壓力效率與有效噴油量效率均有所提高，但最高噴油速率基本為整個噴油持續(xù)期的前中階段，不利于燃燒匹配，需要進行優(yōu)化。

圖9為保持控制腔進、回油量孔流通面積比不變，不同進油量孔孔徑的噴油規(guī)律對比。由圖9可知，隨著量孔孔徑增大，噴油中后期噴油速率增加、最高噴油速率增加且小幅度后移，即斷油速度增加。這是由于量孔孔徑增大，使得控制腔卸壓速度增加，則針閥開啟速度增加，噴油速率增加?？刂崎y關閉后，控制腔壓力恢復速度隨進油量孔孔徑增大而加快，則針閥關閉速度增大，在相同的噴油持續(xù)期約束下，使得最高噴油速率后移。進油量孔直徑對回油性能影響如圖10所示，隨著進、回油量孔孔徑增大，共軌噴油器的控制回油量增加，導致其有效噴油量效率降低。

圖9 進油量孔直徑對噴油性能影響 圖10 進油量孔直徑對回油性能影響

圖11為僅調(diào)整控制柱塞直徑后噴油規(guī)律變化計算結(jié)果。由圖11可知，隨著控制柱塞直徑增大，最大噴油速率減小且小幅度前移。這是由于無靜態(tài)泄漏共軌噴油器少了控制參數(shù)D2后，控制柱塞控制噴油開啟過程中，其受向下的液力隨控制腔壓力減小而減少，而受向上的液力為針閥腔、柱塞腔的壓力，僅有小幅度減小。隨著控制柱塞直徑增大，針閥開啟壓力升高，針閥開啟初期速度增大。然而隨著控制柱塞直徑的增大，針閥向上開啟過程中對控制腔的“壓油”作用增強，使得針閥開啟后期速度減小，最終導致針閥最大升程減小，從而減小最大噴油速率。針閥關閉過程中，針閥向下關閉過程中對控制腔的“抽油”作用隨控制柱塞直徑增大而增強，使得針閥關閉速度減小，即斷油速度減慢。因此，減小控制柱塞直徑有利于增加最大噴油速率及優(yōu)化噴油規(guī)律，但同樣也會增加共軌噴油器的控制回油量，降低噴油器有效噴油量效率，見圖12。

圖11 控制柱塞直徑對噴油性能影響 圖12 控制柱塞直徑對回油性能影響

圖13為通過增大回油量孔直徑、減小進油量孔直徑，減小控制柱塞直徑與針閥密封座面直徑的噴油規(guī)律對比。由圖13可知，綜合優(yōu)化后的最大噴油速率提高了18%，且噴油時間后移了0.15 ms。這是由于噴油開啟階段，減小進、回油量孔流通面積比，有利于提高控制腔卸壓速度，減小控制柱塞直徑有利于降低“壓油”作用，從而提高針閥開啟速度。噴油關閉階段，針閥密封座面直徑減小，有利于減小油嘴壓力室向上的液力，從而減小針閥關閉的阻力，同時控制柱塞的“抽油”作用減小，也能進一步提高針閥的關閉速度。因此，通過減小控制柱塞直徑、針閥密封座面直徑，增大回油量孔直徑及減小進油量孔直徑，可以同時提高針閥的開啟與關閉速度，從而提高最高噴油速率，還能優(yōu)化噴油規(guī)律。優(yōu)化前后的回油規(guī)律如圖14所示。由圖14可知，噴油器的控制回油量基本不變，但由于噴油量提高，有效噴油量效率也得到提高。

圖13 綜合優(yōu)化前后噴油規(guī)律對比 圖14 綜合優(yōu)化前后回油規(guī)律對比

4 結(jié)論

本文中對比分析了有、無靜態(tài)泄漏共軌噴油器的結(jié)構(gòu)與性能。在相同的結(jié)構(gòu)參數(shù)下，無靜態(tài)泄漏共軌噴油器平均噴油速率更高，但最高噴油速率基本處于噴油過程的前中間階段，需要優(yōu)化。

通過增大回油量孔直徑及減小進油量孔直徑，可以提高控制腔的卸壓速度，降低針閥開啟阻力；減小控制柱塞直徑，可以減小控制柱塞的“壓油”作用，進一步降低針閥開啟的阻力，從而提高針閥開啟速度，提高針閥升程，提高噴油速率。

通過減小針閥密封座面直徑，可以減小針閥關閉的阻力，同時由于控制柱塞的“抽油”作用減小，進一步提高針閥的關閉速度，從而提高斷油速度，使得最高噴油速率后移。