甲醇噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)液力響應(yīng)的正交試驗(yàn)研究

張步勇， 朱建軍， 劉 鵬， 王柯瑩， 楊 濤， 陳 琛， 柴 帥

(太原理工大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院， 山西 太原 030024)

引言

我國(guó)的能源結(jié)構(gòu)是“缺油少氣、相對(duì)富煤”。 在2018 年原油的對(duì)外依存度達(dá)到了 70%，其中40%以上的煤炭資源是高硫煤，這些高硫劣質(zhì)煤雖然不適合作為工業(yè)或發(fā)電的燃料，但是能夠用來(lái)生產(chǎn)汽車用甲醇燃料。目前我國(guó)大約有75%甲醇是通過(guò)煤來(lái)制取的，也可以通過(guò)煤層氣和焦?fàn)t氣等原料來(lái)制取甲醇。結(jié)合我國(guó)甲醇汽車發(fā)展現(xiàn)狀和能源結(jié)構(gòu)來(lái)看， 推動(dòng)甲醇汽車的發(fā)展，不僅有利于充分發(fā)揮我國(guó)煤炭資源優(yōu)勢(shì)，促進(jìn)傳統(tǒng)工業(yè)轉(zhuǎn)型升級(jí)，而且有利于推動(dòng)綠色循環(huán)發(fā)展，實(shí)現(xiàn)能源多元化，保障國(guó)家能源安全[1]。徐銘辰等[2]指出甲醇汽車的排放性能和經(jīng)濟(jì)性能良好；同時(shí)甲醇燃料及甲醇汽車規(guī)模應(yīng)用對(duì)于緩解油氣需求壓力，在交通領(lǐng)域節(jié)能減排、發(fā)展中國(guó)特色新能源汽車產(chǎn)業(yè)具有重要意義。VANCOILLIE J等[3]研究發(fā)現(xiàn)甲醇相比于汽油可以使熱效率提高10%，同時(shí)減少NOx和CO2的排放。馮麗艷等[4]利用正交試驗(yàn)在兼顧發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性的同時(shí)對(duì)噴油器的噴孔直徑、噴孔數(shù)目等參數(shù)與發(fā)動(dòng)機(jī)的油耗率和NOx排放量進(jìn)行最優(yōu)匹配?？惦p琦等[5]利用了一種新型噴射伺服控制系統(tǒng)，使得高壓共軌噴射系統(tǒng)在短時(shí)間內(nèi)動(dòng)作快速穩(wěn)定。PAYRI R等[6]采用實(shí)驗(yàn)和計(jì)算相結(jié)合的方法，研究了生物柴油的物理特性對(duì)噴射過(guò)程的影響，結(jié)果表明生物柴油與標(biāo)準(zhǔn)柴油在一些關(guān)鍵參數(shù)上存在著重要差異，生物柴油會(huì)影響噴油器的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。裴自立等[7]通過(guò)比較柴油與甲醇的物化性質(zhì)，指出純甲醇燃料噴射系統(tǒng)的開發(fā)是甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)能夠應(yīng)用于工程實(shí)際的關(guān)鍵技術(shù)難題。

本研究運(yùn)用AVL Hydsim仿真軟件建立甲醇噴油器模型，并用此甲醇噴油器噴射柴油燃料對(duì)仿真模型進(jìn)行標(biāo)定，然后將共軌噴油器的噴射燃料換成甲醇燃料進(jìn)行仿真計(jì)算，分析了甲醇噴油器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其液力響應(yīng)的影響，并運(yùn)用正交試驗(yàn)對(duì)其中關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選，對(duì)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)燃料噴射系統(tǒng)的開發(fā)具有重要意義。

1 計(jì)算模型的建立

1.1 共軌噴油器的結(jié)構(gòu)及其工作原理

甲醇噴油器作為甲醇供油系統(tǒng)的關(guān)鍵核心部件，工作原理如圖1所示，由頂部的電磁閥、中部的控制柱塞以及下部的噴油嘴和針閥組成。

其工作原理是當(dāng)噴油器靜止不噴時(shí)，控制腔燃油壓力與針閥頭部蓄壓腔的燃油壓力均等于軌壓，而向下壓力的承壓有效面積大于向上壓力的承壓有效面積，同時(shí)柱塞彈簧通過(guò)柱塞對(duì)針閥向下施加彈簧力，因此針閥所受到的合力方向向下，噴油器的噴孔關(guān)閉；當(dāng)需要噴油器工作時(shí)，電磁閥通電使得常閉型單向球閥由于電磁銜鐵被吸起而得以打開，控制腔中的高壓燃油經(jīng)控制腔卸油孔流出使得控制腔壓力迅速降低，而蓄壓腔中的壓力仍維持在軌壓，使得針閥能夠克服柱塞彈簧通過(guò)柱塞對(duì)針閥向下施加的彈簧力而向上運(yùn)動(dòng)，

圖1 甲醇噴油器工作簡(jiǎn)圖Fig.1 Working diagram of methanol injector

噴油器的噴孔打開，噴油器開始噴油；當(dāng)噴油器需要停止噴油時(shí)，電磁閥斷電，電磁銜鐵在電磁閥回位彈簧作用下使得單向球閥關(guān)閉，控制腔再次充滿高壓油直至恢復(fù)至軌壓，針閥所受到的合力再次恢復(fù)為方向向下的力，噴油器的噴孔關(guān)閉，噴油器停止噴油。

電控噴油器的噴油起始點(diǎn)是通過(guò)控制噴油器頂部的電磁閥的通電時(shí)刻來(lái)控制，共軌噴油器在軌壓一定時(shí)，共軌噴油器電磁閥的加電時(shí)間的長(zhǎng)短決定了噴油量的多少，針閥的運(yùn)動(dòng)情況決定了噴油器的動(dòng)態(tài)響特性。

1.2 噴油器數(shù)學(xué)模型

1) 針閥模型[8]

針閥是噴油器最重要的運(yùn)動(dòng)部件，是液壓力驅(qū)動(dòng)機(jī)械部件運(yùn)動(dòng)的機(jī)構(gòu)，該噴油器的針閥與柱塞之間沒有彈簧連接，彈簧安裝在柱塞上，且柱塞與針閥四周充滿高壓燃料，因此可以將柱塞和針閥看做一個(gè)整體，其運(yùn)動(dòng)方程如下所示：

(1)

式中，m—— 針閥和柱塞的運(yùn)動(dòng)質(zhì)量

fc—— 柱塞橫截面積

fn—— 針閥橫截面積

Cn—— 柱塞阻尼系數(shù)

Kn—— 彈簧剛度

y0—— 柱塞彈簧預(yù)壓縮量

yn—— 針閥升程

pc—— 控制腔壓力

pn—— 蓄壓腔壓力

2) 控制腔模型

此噴油器只有柱塞偶件，因此在柱塞處存在柱塞偶件泄漏，但柱塞偶件上部為控制腔壓力，下部充滿高壓燃料，因此泄漏量可以忽略不計(jì)。

(2)

式中，Qcr→c—— 共軌管至控制腔的流量

Vc—— 控制腔集中容積

E—— 甲醇的彈性模量

Qcr→0—— 控制腔至回油道的流量

1.3 建立仿真模型

根據(jù)圖1介紹的電控噴油器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和工作原理，在AVL Hydsim軟件中對(duì)其建立仿真模型并進(jìn)行仿真模擬，共軌噴油器的AVL Hydsim模型如圖2所示。

圖2 共軌噴油器的仿真模型Fig.2 Simulation model of common rail injector

噴油器針閥響應(yīng)的四動(dòng)態(tài)指標(biāo)[9-10]如圖3所示，圖中，T1為開啟延時(shí)，即電磁閥開始打開到針閥開始打開所需要的時(shí)間；T2為開啟時(shí)間，即針閥開始打開到上升至最大升程所需的時(shí)間；T3為關(guān)閉延時(shí)，即電磁閥開始關(guān)閉到針閥開始關(guān)閉所需的時(shí)間；T4為關(guān)閉時(shí)間，即針閥開始關(guān)閉至完全落座所需的時(shí)間。

圖3 針閥響應(yīng)動(dòng)態(tài)指標(biāo)Fig.3 Definition of needle valve response time

1.4 仿真模型驗(yàn)證

張志穎等[11]發(fā)現(xiàn)甲醇對(duì)一些金屬的腐蝕性和一些橡膠的溶脹性，導(dǎo)致噴油器不能在現(xiàn)有高壓共軌試驗(yàn)臺(tái)架上對(duì)噴射甲醇燃料噴油器進(jìn)行標(biāo)定，且市面上也沒有專門開發(fā)適合甲醇噴油器的高壓共軌試驗(yàn)臺(tái)。因此先用柴油在高壓共軌試驗(yàn)臺(tái)(EFS-2)標(biāo)定噴油器，再用甲醇進(jìn)行仿真計(jì)算。

在高壓共軌試驗(yàn)臺(tái)(EFS-2)上，使用本研究共軌噴油器在60, 80, 100, 120 MPa 4個(gè)軌壓下依次設(shè)置0.5～2.0 ms控制脈寬W并記錄下柴油燃料的噴油量。

為了驗(yàn)證仿真模型的精確性與正確性，將試驗(yàn)所得的單次柴油燃料噴油量與仿真計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行比較。

圖4為60, 80, 100, 120 MPa時(shí)，柴油燃料在不同控制脈寬下噴油量V的仿真計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比，柴油燃料噴油量仿真值與實(shí)驗(yàn)值的最大誤差為4.1%，表明本研究搭建的仿真模型正確、有效，能夠相對(duì)準(zhǔn)確地描述共軌噴油器實(shí)際工作過(guò)程中的噴油量。存在的部分偏差主要是與模型的簡(jiǎn)化與忽略燃油在噴油器中溫度的變化有直接關(guān)系。

圖4 柴油噴油量仿真與試驗(yàn)對(duì)比Fig.4 Comparison of fuel injection volume between diesel simulation and test

2 噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)液力響應(yīng)的影響

甲醇燃料與柴油燃料在流體黏度、彈性模量和密度等物理性質(zhì)方面有較大差別，使噴射甲醇燃料時(shí)噴油器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)液力響應(yīng)的影響有別于噴射柴油燃料。根據(jù)式(1)和式(2)可知，噴油器控制腔壓力、柱塞彈簧預(yù)緊力、蓄壓腔內(nèi)針閥承壓環(huán)帶受力共同決定噴油器液力響應(yīng)， 其中控制腔壓力受到控制腔進(jìn)卸油孔孔徑?jīng)Q定。因此選擇進(jìn)油孔孔徑、卸油孔孔徑、柱塞彈簧預(yù)緊力、柱塞直徑和針閥直徑5個(gè)參數(shù)對(duì)噴油器液力響應(yīng)的影響。

為了研究噴油器單一結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)液力響應(yīng)的影響分析，以下仿真均是基于軌壓100 MPa、控制脈寬1.5 ms 進(jìn)行的。

2.1 控制腔進(jìn)卸油孔孔徑

根據(jù)式(2)可以得出，甲醇噴油器控制腔內(nèi)壓力變化的快慢主要由進(jìn)油孔和卸油孔孔徑大小決定，直接影響到針閥的響應(yīng)速度。當(dāng)控制腔卸油速度高于進(jìn)油速度時(shí)，控制腔才能保證正常卸壓，針閥才能正常升起，噴油器才能正常進(jìn)行噴油動(dòng)作，這便要求進(jìn)油孔孔徑要小于卸油孔孔徑。

由圖5可知，進(jìn)油孔孔徑對(duì)針閥的開啟時(shí)間與關(guān)閉時(shí)間都有較大影響，隨著進(jìn)油孔孔徑增大，針閥的開啟速度和關(guān)閉速度均有所提高，但進(jìn)油孔孔徑過(guò)大接近卸油孔孔徑時(shí)，針閥還沒完全開啟便關(guān)閉，即噴油器不能正常工作，這是由于控制腔單位時(shí)間內(nèi)進(jìn)油量接近卸油量，控制腔壓力變化速率較小，使得作用于柱塞上的液壓力變化緩慢，從而使針閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)變差。

圖5 進(jìn)油孔孔徑對(duì)針閥升程的影響Fig.5 Influence of diameter of inlet hole on lift of needle valve

由圖6可知，卸油控孔孔徑對(duì)針閥的開啟時(shí)間有較大影響，對(duì)針閥關(guān)閉時(shí)間基本沒影響。隨著卸油孔孔徑增大，針閥的開啟速度顯著提高，但卸油孔孔徑過(guò)小接近進(jìn)油孔孔徑時(shí)，針閥還沒完全開啟便關(guān)閉，即噴油器不能正常工作，這是由于過(guò)小的卸油量導(dǎo)致控制腔壓力變化速度緩慢，從而使得針閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)變差。

圖6 卸油孔徑對(duì)針閥升程的影響Fig.6 Influence of oil discharge aperture on lift of needle valve

2.2 柱塞彈簧預(yù)緊力

噴油器柱塞彈簧是為了保證共軌壓力建立起來(lái)前，針閥能夠克服蓄壓腔對(duì)針閥液壓力而保持關(guān)閉狀態(tài)；保證控制腔壓力下降到背壓之前，針閥能夠迅速升起，噴油器球閥關(guān)閉后針閥能夠迅速落座。

由圖7可知，取不同柱塞彈簧預(yù)緊力，隨著彈簧預(yù)緊力的增大，針閥的開啟時(shí)間變長(zhǎng)，針閥的關(guān)閉時(shí)間縮短，使得針閥升程呈現(xiàn)先急后緩的趨勢(shì)。

2.3 柱塞直徑的影響

柱塞直徑直接影響了控制腔油壓對(duì)噴油器針閥向下的力。

由圖8可知，取不同柱塞直徑，柱塞的直徑越小，針閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能越差，尤其是對(duì)針閥關(guān)閉時(shí)間影響尤為明顯；隨著柱塞直徑減小，控制腔中的燃油壓力需要降低到更低才能使得針閥上升，從而導(dǎo)致針閥開啟時(shí)間變長(zhǎng)，但會(huì)使控制腔中更小的壓降對(duì)針閥產(chǎn)生更大的液壓力，使針閥關(guān)閉時(shí)間有所減少。

圖8 柱塞直徑對(duì)針閥升程的影響Fig.8 Influence of diameter of plunger on lift of needle valve

2.4 針閥直徑的影響

針閥直徑?jīng)Q定了針閥座面處燃油作用在針閥上的液壓力，從而影響針閥的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。

由圖9可知，取不同針閥直徑，針閥直徑過(guò)大時(shí)，會(huì)使針閥座面處產(chǎn)生過(guò)小的燃油液壓力，無(wú)法克服柱塞彈簧的預(yù)緊力使針不能正常開啟，噴油器不能正常工作。但針閥直徑的增大會(huì)使針閥的關(guān)閉時(shí)間縮短，但不利于針閥的開啟動(dòng)態(tài)響應(yīng)，其主要原因是，針閥直徑變大導(dǎo)致燃油作用在針閥錐面處液壓力變小，加快了針閥的落座，阻礙了針閥的開啟。

圖9 針閥直徑對(duì)針閥升程的影響Fig.9 Influence of diameter of needle valve on lift of needle valve

3 關(guān)鍵參數(shù)正交試驗(yàn)方案及結(jié)果

根據(jù)上述分析，進(jìn)油孔孔徑、卸油孔孔徑、柱塞彈簧預(yù)緊力、柱塞直徑和針閥直徑5個(gè)參數(shù)對(duì)噴油器液力響應(yīng)有著直接的影響，然而根據(jù)圖6可以明顯得出卸油孔徑對(duì)針閥關(guān)閉時(shí)間幾乎沒有影響。因此， 進(jìn)油孔孔徑Din、柱塞直徑Dc、針閥直徑Dn、柱塞彈簧預(yù)緊力F是直接影響噴油器液力響應(yīng)的4個(gè)關(guān)鍵因素。根據(jù)上述噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)液力響應(yīng)的影響分析結(jié)論設(shè)計(jì)出試驗(yàn)因素水平表，各因素水平取值見表1。

表1 各因素和水平取值Tab.1 Values of each and planes

通過(guò)SPSS軟件自動(dòng)生成帶空列的L16(45)正交試驗(yàn)表進(jìn)行試驗(yàn)，A，B，C，D的物理意義分別是進(jìn)油孔孔徑Din、柱塞直徑Dc、針閥直徑Dn、柱塞彈簧預(yù)緊力F，正交試驗(yàn)結(jié)果見表2。

表2 正交表試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Orthogonal array results

3.1 數(shù)據(jù)分析

根據(jù)表2正交試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算出A，B，C，D 4個(gè)因素和空列的極差，見表3。

表3 各因素極差結(jié)果Tab.3 Range results of various factors

從圖10可以看出，針閥開啟延時(shí)與進(jìn)油孔孔徑和針閥直徑呈高度線性正相關(guān)，說(shuō)明進(jìn)油孔孔徑和針閥直徑對(duì)針閥開啟延時(shí)影響較大；隨著柱塞直徑的增大，針閥開啟延時(shí)縮短，但柱塞直徑大于4.4 mm時(shí)，針閥開啟延時(shí)降低幅度不并不明顯。

圖10 各因素水平的變化對(duì)T1的影響

從圖11可以看出，隨著進(jìn)油孔孔徑的增大，針閥開啟時(shí)間不斷增加，且隨著進(jìn)油孔孔徑的增大上升幅度越明顯。

圖11 各因素水平對(duì)T2的影響Fig.11 Influence to T2 by factors’ variety

從圖12可以看出，針閥關(guān)閉延時(shí)受進(jìn)油孔孔徑影響極為明顯，隨著進(jìn)油孔孔徑的增大，針閥關(guān)閉延時(shí)逐漸縮短；柱塞直徑和針閥直徑對(duì)針閥關(guān)閉延時(shí)影響幾乎可以忽略不計(jì)。

圖12 各因素水平對(duì)T3的影響Fig.12 Influence to T3 by factors’ variety

從圖13可以看出，隨著進(jìn)油孔孔徑和針閥直徑的增加，針閥關(guān)閉時(shí)間縮短，但當(dāng)進(jìn)油孔孔徑小于0.19 mm時(shí)，針閥關(guān)閉時(shí)間縮短幅度大大增加；針閥關(guān)閉時(shí)間隨著柱塞直徑增大呈先降低后增加趨勢(shì)， 拐點(diǎn)出現(xiàn)在柱塞直徑為4.2 mm處。

圖13 各因素水平對(duì)T4的影響Fig.13 Influence to T4 by factors’ variety

綜上所述，利用正交試驗(yàn)的方法可以分析出甲醇噴油器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴油器液力響應(yīng)的影響程度，并且可以根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果優(yōu)選出較好的試驗(yàn)方案。對(duì)于甲醇噴油器而言，需要進(jìn)行多次噴射，便需要噴油器噴射后針閥迅速落座，以免對(duì)下次噴射造成影響，因此優(yōu)選方案為A3B2C4D4，優(yōu)化后還需考慮噴油器的噴油速率vs是否受到影響。

圖14 優(yōu)化前后液力響應(yīng)對(duì)比曲線Fig.14 Comparison curve of hydraulic response before and after optimization

優(yōu)選前后針閥升程與噴油速率的對(duì)比如圖14與表4所示，優(yōu)選后針閥開啟時(shí)間相比于優(yōu)選前縮短了4.8%，關(guān)閉時(shí)間相比于優(yōu)選前縮短了7.6%；與此同時(shí)，最大噴油速率有一定的提升，即相比于優(yōu)選前最大噴油速率提升了1.6%，能夠達(dá)到噴油器開啟迅速、斷油徹底的目標(biāo)。優(yōu)選后的甲醇噴油器不僅提高了針閥的動(dòng)態(tài)液力響應(yīng)性，還在一定程度上提高了最大噴油速率，使得噴油器能夠進(jìn)行實(shí)時(shí)靈活地控制以達(dá)到理想噴油狀態(tài)，滿足甲醇噴油器多次噴射的要求。

表4 優(yōu)選前后對(duì)比Tab.4 Optimization before and after optimization

4 結(jié)論

甲醇噴油器的液力響應(yīng)受噴油器的多個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)共同影響，其中進(jìn)油孔孔徑、柱塞直徑、針閥直徑和彈簧預(yù)緊力對(duì)噴油器的液力響應(yīng)影響程度較大，其中進(jìn)油孔孔徑對(duì)噴油器的液力響應(yīng)尤為顯著。

運(yùn)用正交試驗(yàn)可以明確噴油器各個(gè)參數(shù)對(duì)液力響應(yīng)各個(gè)階段的影響程度，然后根據(jù)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)影響性能指標(biāo)的程度大小順序，得到優(yōu)選方案。優(yōu)選后的噴油器相比于優(yōu)選前在最大噴油速率提升了1.6%的基礎(chǔ)上，針閥開啟時(shí)間與關(guān)閉時(shí)間各自縮短了4.8%和7.6%，表明噴油器在針閥的液力響應(yīng)方面有著明顯提高，能滿足甲醇噴油器多次噴射的要求，對(duì)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)燃料噴射系統(tǒng)的開發(fā)具有重要意義。