GDI 噴油器結構參數(shù)對液力響應特性的影響

梁遲遲，張振東

（200093 上海市 上海理工大學 機械工程學院）

0 引言

GDI（Gasoline direct-injection）噴油器是缸內直噴汽油機燃油噴射系統(tǒng)的關鍵執(zhí)行零部件，其主要作用是精確控制噴油量、改善缸內混合氣質量以及提高燃油噴霧特性與燃燒效率。噴油速率是衡量噴油器噴油特性的關鍵參數(shù)之一，噴油速率是否理想直接關系到噴油器的性能，進而影響發(fā)動機動力輸出的平穩(wěn)性、燃油的消耗量以及汽車尾氣的排放。

近年來相關學科理論高速發(fā)展，為GDI 噴油器的綜合特性分析提供了強有力的技術支撐。為了改善GDI 噴油器的噴油特性，國內外相關學者進行了一系列研究。楊洪敏等[1]通過數(shù)值模擬方法，研究了無量綱參數(shù)對于噴油器噴油一致性的影響，得出噴油器結構參數(shù)對從發(fā)出噴油信號到針閥開啟階段所需時間以及結束噴油到針閥落座階段的時間影響較大；鄒開鳳等[2]利用正交試驗研究控制A、B 量孔尺寸及共軌腔壓力對噴油器液力響應的影響，得出尺寸相對差值與噴油器開啟響應呈正相關，又運用極差分析方法得出共軌腔壓力在影響噴油器性能的因素中重要程度最高；王勝利等[3]利用Monte Carlo 方法研究了銜鐵參數(shù)、進出油量孔流量、針閥參數(shù)等參數(shù)對于噴油器噴油特性的敏感性，得出以上參數(shù)在小油量工作條件下對于噴油器的敏感性要強于大油量工作條件；王凌云等[4]通過對噴油器的噴油嘴、液力伺服機構、電磁執(zhí)行機構3 個功能部件進行機理分析，得出控制腔容積、節(jié)流孔板流量比以及進油孔流量是影響液力過程的主要因素。增大控制腔容積可有效提升噴油壓力的平穩(wěn)性，從而提高噴油一致性，減小節(jié)流孔流量比和增大進油孔流量能夠有效降低針閥落座時刻，提高噴油器的響應特性。

上述研究為深入理解GDI 噴油器的工作機理提供了理論依據(jù)。由于GDI 噴油器工作涉及到電、磁、熱、機和液多物理場之間的耦合作用，本文結合現(xiàn)有相關研究成果，依次從GDI 噴油器機液子系統(tǒng)模型、構建仿真模型及驗證、噴油特性影響因素分析、多因素交互作用響應曲面分析進行了系統(tǒng)研究，旨在為GDI 噴油器的優(yōu)化提供參考。

1 GDI 噴油器的結構及其工作原理

GDI 噴油器本質上是一種高精度電磁閥[5]，主要是由電磁閥組件包括電磁線圈、鐵芯、軛鐵環(huán)、軛鐵、彈簧；柱塞組件包括導向環(huán)、閥桿、閥座、緩沖彈簧、針閥組件等部分組成，其結構模型如圖1 所示。其工作過程是多物理場耦合的過程，此過程涉及電、磁、熱、機、液等多個學科領域。

圖1 GDI 噴油器結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of GDI injector structure

發(fā)動機ECU向噴油器電磁閥發(fā)出控制信號后，電磁線圈電流迅速升高，銜鐵組件在電磁力的作用下克服外部阻力向鐵芯方向運動。當電磁吸力大于緩沖彈簧預緊力時，吸引鋼球離開閥座，燃油在壓力作用下形成噴霧從閥座上的噴孔噴出；當噴油結束時，電磁閥停止工作，電磁驅動力因斷電而立刻消失，線圈中的電流迅速衰減，電磁吸力也迅速減??；當電磁吸力不足以克服緩沖彈簧預緊力時，銜鐵組件開始回位，向閥座方向運動，鋼球落座，停止噴油，至此噴油結束。

2 機械液力子系統(tǒng)模型

GDI 噴油器具有非均質、非定常、強湍流和氣液兩相流的復雜的工作過程，涉及到機械運動及液壓流場，對GDI 噴油器工作過程影響很大，因此有必要對機械液壓系統(tǒng)子模型進行分析。這里將其劃分為電磁閥控制模塊[6]、柱塞偶件模塊、針閥偶件模塊。

2.1 電磁閥控制模塊

電壓平衡方程：

式中：i（t）——線圈電流隨時間變化的函數(shù)。

電磁力方程：

式中：Fm——電磁力；N——電磁線圈匝數(shù)；i——線圈單匝電流；We——電磁力做功；δ——工作氣隙；l——銜鐵位移；C1、C2——與磁場相關常數(shù)。

2.2 柱塞偶件模塊

柱塞腔內連續(xù)方程：

式中：Pc——控制腔中的壓力；Qin、Qout——控制腔進出口流量；l——柱塞位移；A——燃油流通面積；E——燃油體積彈性模量；Vc——柱塞控制腔容積；α——階躍系數(shù)；Sin、Sout——控制腔進出口面積；K1、K2——流量系數(shù)；Pr——燃油壓力；Pb——背壓。

2.3 針閥偶件模塊

針閥運動方程：

式中：m——針閥塊質量；K——回位彈簧剛度；K1——鐵芯彈性系數(shù)；K2——閥座特性系數(shù)；C1——鐵芯阻尼系數(shù)；C2——閥座阻尼系數(shù)；x——針閥升程。

3 AMEsim 仿真模型的建立及驗證

3.1 GDI 噴油器AMESim 仿真模型與仿真參數(shù)

由于GDI 噴油器的工作過程是屬于多物理場相互配合的過程，為了合理、準確、系統(tǒng)地研究GDI 噴油器噴油特性的影響規(guī)律，就必須充分考慮噴油器電、磁、熱、機和液多物理場之間的耦合作用，按照實際參數(shù)建立GDI 噴油器的仿真模型。AMESim 仿真軟件采用模塊化的圖形建模方式，能夠構建GDI 噴油器復雜物理場耦合系統(tǒng)模型，由此能夠利用仿真計算的結果全面分析噴油器的噴油特性[8]。

GDI 噴油器AMESim 機械液壓系統(tǒng)動力學仿真模型如圖2 所示，主要包括電磁閥組件、柱塞偶件和針閥偶件3 個部分。噴油器結構參數(shù)如表1 所示。

圖2 機械液壓系統(tǒng)動力學AMEsim 仿真模型Fig.2 AMESim simulation model of mechanical hydraulic system dynamics

表1 GDI 噴油器結構參數(shù)Tab.1 Structural parameters of GDI injector

3.2 噴油器模型分析及驗證

噴油速率是表征噴油器噴油特性性能好壞的關鍵參數(shù)之一。噴油速率能夠間接影響發(fā)動機動力性、NVH 特性以及排放特性。為了驗證該模型的準確性，給出在主噴射階段下的理想噴油速率曲線以及仿真噴油速率曲線兩者的對比，如圖3 所示。從圖3 可以看出，仿真與試驗總體變化趨勢相同，誤差在可控范圍內。圖3 給出只考慮主噴射階段的理想噴油速率曲線圖，可以看出，在初期噴油速率較慢，主噴開始后噴油速率上升迅速，結束后停油快速，符合先緩后急趨勢[9]。

圖3 理想噴油速率與仿真噴油速率對比曲線Fig.3 Comparison curve between ideal fuel injection rate and simulated fuel injection rate

4 仿真結果與分析

4.1 燃油溫度對噴油特性的影響

GDI 噴油器的燃油溫度是影響噴油器噴油特性的一個重要參數(shù)[10]，分析燃油壓力為20 MPa 時，當燃油溫度分別為40，50，60，70 ℃時GDI 噴油器噴油速率以及針閥升程的變化規(guī)律。

GDI 噴油器在不同燃油溫度下的噴油速率曲線如圖4 所示，可以看出，不同燃油溫度對應的噴油速率曲線變化趨勢非常相似，并且不同燃油溫度僅僅對噴油器初期噴油率有輕微影響，而對主噴射結束后噴油階段的變化不十分明顯。在噴油初期，隨著燃油溫度的提高，噴油器開啟噴油時間延遲，有效噴油時間縮短。這主要是因為噴油器囊腔中的燃油溫度上升，燃油密度和黏度降低，噴孔內空穴現(xiàn)象加劇，線性流量范圍減小，從而影響噴油速率。

圖4 不同燃油溫度下噴油速率曲線Fig.4 Injection rate curve at different fuel temperature

圖5 為不同燃油溫度下針閥升程曲線，可以看出，針閥升程變化規(guī)律在不同燃油溫度下變化不大。隨著燃油溫度升高，GDI 噴油器開啟時間有輕微延遲，燃油溫度對針閥關閉延遲時間影響較小。

圖5 不同燃油溫度下針閥升程曲線Fig.5 Needle valve lift curve at different fuel temperature

4.2 燃油壓力對噴油特性的影響

GDI 噴油器的燃油壓力也是影響噴油器噴油特性的重要參數(shù)之一，分析燃油溫度為60 ℃，燃油壓力在10，15，20 MPa 時，GDI 噴油器噴油速率和針閥升程的變化規(guī)律。

圖6 為GDI 噴油器在不同燃油壓力下噴油速率曲線。燃油壓力的變化能夠導致噴油速率曲線發(fā)生較大變化，主要影響初期噴油時刻以及主噴結束時刻，這樣會影響噴油持續(xù)期，最終導致噴油量的變化。由圖6 可以看出，在不同燃油壓力條件下，隨著燃油壓力的升高，GDI 噴油器的噴油速率有著非常明顯的增幅，高油壓對應高瞬時噴油率，噴油率曲線在高壓下波動范圍更大。同時，在主噴油期初噴階段燃油壓力的提高會加快噴油率的上升，延緩噴油器主噴油時刻。這是由于高壓噴油燃油初始速度高，在相同時間內能夠噴入更多燃油，瞬時流量迅速增大，引起燃油壓力升高更快。在主噴結束后，高壓能夠實現(xiàn)快速停止噴油，有效降低燃油的多余供給。

圖6 不同燃油壓力下噴油速率曲線Fig.6 Injection rate curves under different fuel pressure

圖7 為不同燃油壓力下針閥升程曲線，可以看出，燃油壓力的變化能夠影響針閥開啟以及針閥落座時刻，使針閥升程曲線產生一定的平移，高壓使得針閥關閉時刻提前，減少了針閥整個落座時間，提高了噴油器的響應特性。這是由于燃油壓力的升高，導致噴油器腔體內液壓力增大，即銜鐵組件所受合力增大。當電控單元發(fā)出噴油信號時，意味著電磁線圈需要產生更大的電磁吸力帶動銜鐵組件上移，吸引鋼球離開閥座，以便開啟針閥，實現(xiàn)噴油，所以就導致主噴時刻以及針閥開啟時刻延遲。反之在結束噴油信號發(fā)出后，電磁吸力不足以帶動銜鐵組件移動，銜鐵組件迅速下移，針閥落座時刻提前，迅速停止噴油。

圖7 不同燃油壓力下針閥升程曲線Fig.7 Needle valve lift curve under different fuel pressure

4.3 噴孔直徑對噴油特性的影響

噴孔直徑是噴油器的一個重要參數(shù)，此參數(shù)的變化直接影響GDI 噴油器的噴油流通面積[11]。分析噴孔數(shù)量為6 個，燃油溫度為60 ℃，燃油壓力20 MPa 時，噴孔直徑分別為0.10，0.13，0.16 mm時GDI 噴油器噴油速率的變化規(guī)律。

圖8 為不同噴孔直徑下的噴油速率曲線?？梢钥闯鰢娍字睆綄τ趪娪推鞒跗趪娪碗A段影響很小。在主噴射階段，隨著噴孔直徑的增大，噴油速率有較大的增幅，主噴射階段噴油速率增加，噴油量隨之增大，噴油率曲線范圍無明顯波動，噴油器的噴油特性也會有明顯提高。完成噴油后，停止噴油響應更快。這是因為噴孔直徑的增大會降低噴孔的節(jié)流作用，噴油速率會加快，同時在噴油量一定時，主噴油階段持續(xù)時間會縮短。

圖8 不同噴孔直徑條件下的噴油速率曲線Fig.8 Injection rate curves under different orifice diameters

圖9 為不同噴孔直徑的針閥升程曲線，可以看出針閥開啟時刻和初期位移基本一致，噴孔直徑對于針閥升程的開啟時刻是幾乎沒有變化的，主要影響針閥的關閉時刻，即隨著直徑的增大針閥落座時刻提前。這是由于噴孔直徑的增加會降低噴嘴端最大壓力，針閥承壓面上形成燃油壓力差，針閥落座速度提高，從而有效提升噴油器動態(tài)響應。

圖9 不同噴孔直徑條件下的針閥升程曲線Fig.9 Needle valve lift curve under different orifice diameters

4.4 噴孔個數(shù)對噴油特性的影響

在燃油溫度60 ℃，燃油壓力20 MPa 的條件下，選取噴孔個數(shù)為6，8，10，分析GDI 噴油器的噴油速率及針閥升程變化規(guī)律。

圖10 為不同噴孔個數(shù)噴油速率曲線，可以看出，噴孔個數(shù)主要對主噴油階段以及針閥關閉階段有影響，噴孔個數(shù)越多主噴油階段噴油速率越高，結束噴油響應越快，噴油速率波動無明顯變化。這是由于噴孔個數(shù)的增加增大了噴嘴總的流通面積，最大噴嘴端壓力降低，同時在系統(tǒng)噴油量一定時，噴油持續(xù)期相應要縮短，但是噴孔個數(shù)的增多是有限制的，隨著噴孔個數(shù)的增加，噴油速率增加幅度越來越小。

圖10 不同噴孔個數(shù)條件下的噴油速率曲線Fig.10 Injection rate curve under different number of injection holes

圖11 為不同噴孔個數(shù)針閥升程曲線，可以看出，隨著噴孔個數(shù)的增多，針閥關閉曲線向左平移，下降斜率不變，關閉速度基本一致。

圖11 不同噴孔個數(shù)條件下的針閥升程曲線Fig.11 Needle valve lift curve with different number of holes

5 試驗研究方法及結果

5.1 試驗方法及考查指標

噴油器噴孔結構參數(shù)（噴孔個數(shù)、孔徑）對液力響應有顯著的影響，但其加工制造又十分困難，不可能加工出所有試驗尺寸的噴嘴偶件。本文采用響應曲面設計方法（RSM），它是一種分析多因素之間交互作用的有效方法[12-13]。響應面模型公式如式（7），試驗考查的指標為噴油器的最大噴油量。

式中：Q——噴油器最大噴油量；β0——常數(shù)；βi——單因子影響系數(shù)；X1，X2，X3——單因子燃油壓力、噴孔直徑、噴孔個數(shù)的影響；βii——單因子二次影響系數(shù)；βij——單因子交互作用影響系數(shù)；XiXi——單因子二次作用影響；XiXj——單因子交互作用影響；ε——觀測誤差。

5.2 試驗因素和水平的選擇

由于GDI 噴油器結構復雜，其工作性能取決于各結構參數(shù)及各參數(shù)間耦合作用，若對所有結構參數(shù)進行逐個優(yōu)化設計，則計算量大且設計周期長。在電控噴油器結構參數(shù)合理選值范圍內，以噴油器最大噴油量為評價指標，試驗因素水平如表2 所示。

表2 試驗因素及水平Tab.2 Test factors and levels

表3 為GDI 噴油器最大噴油量響應面模型各因子顯著性分析。利用Box-Behnken 響應曲面設計法需試驗17 次，查F 分布表可知，F(xiàn)0.05（9，3）=8.81，而且P 值小于0.05，因此響應面模型中單因子項X1、X2、X3及單因子交互作用項X1X2、X1X3、X2X3在95%置信水平下為模型顯著項。F0.01（9，3）=27.35，模型的總F 值為1 836.75＞27.35，模型的總P 值小于0.000 1，再次驗證了該RSM 模型的合理性。

表3 RSM 模型顯著性分析Tab.3 Significance analysis of RSM model

5.3 交互影響分析

在對GDI 噴油器進行液力響應特性分析時不能僅考慮單一因子影響，還要考慮單因子間的交互作用對其影響，除去影響因子比重較小的燃油溫度參數(shù)，分析燃油壓力、噴孔直徑及個數(shù)在交互作用下對噴油速率的影響，利用Design—Expert 軟件繪制出上述參數(shù)交互作用響應曲面圖，分析燃油壓力與噴孔直徑、噴孔個數(shù)與燃油壓力、噴孔直徑與噴孔個數(shù)之間的交互作用。

圖12 為噴油器噴孔直徑與燃油壓力對最大噴油量的交互作用響應曲面。當噴孔個數(shù)位于中心水平時（噴孔個數(shù)為8），燃油壓力與噴孔直徑的變化都會對最大噴油量產生影響。

圖12 燃油壓力與噴孔直徑交互作用響應曲面Fig.12 Response surface of interaction between fuel pressure and orifice diameter

可以看出，隨著燃油壓力以及孔徑的增大，噴油器最大噴油量是逐漸增大的，這主要是因為燃油壓力的變化對初始噴射速率影響較大，高壓產生高噴射速率，大噴孔能夠有效降低節(jié)流作用。而且，燃油壓力與噴孔直徑的變化都能影響針閥開閉時刻，高壓和大噴孔能夠減少針閥落座時間，提高噴油器的響應特性。此外，燃油壓力與噴孔直徑的交互作用對最大噴油量影響較為敏感。

圖13 為噴油器噴孔個數(shù)與燃油壓力對最大噴油量的交互作用響應曲面。如圖13 所示，噴孔直徑處于中心位置時(噴孔直徑為0.13 mm），隨著噴孔個數(shù)與噴油壓力的增大，最大噴油量也逐漸增多，這是因為噴孔個數(shù)的增加能夠增大噴嘴的流通面積，使噴嘴腔燃油壓力降低，腔內壓差增大，噴油速率上升，燃油壓力對最大噴油量的影響比噴孔個數(shù)對最大噴油量產生的影響更為顯著。

圖13 噴孔個數(shù)與燃油壓力交互作用響應曲面Fig.13 Response surface of interaction between orifice number and fuel pressure

圖14 為噴油器噴孔直徑與噴孔個數(shù)對最大噴油量的交互作用響應曲面。如圖所示，燃油壓力位于中心位置時（燃油壓力為15 MPa），噴孔直徑變化能夠改變噴入燃油的流通面積，噴孔直徑與燃油流通面積呈現(xiàn)正相關，開啟時液壓力減少導致針閥開啟響應減慢。針閥開啟后噴油速率提高，噴油率峰值增加；關閉時噴嘴腔體壓降降低導致關閉響應加快。與噴孔個數(shù)對最大噴油量的影響相比，噴孔直徑參數(shù)影響更顯著。

圖14 噴孔直徑與噴孔個數(shù)交互作用響應曲面Fig.14 Response surface of interaction between orifice diameter and orifice number

6 結論

（1）根據(jù)GDI 噴油器的組成及工作原理，建立了AMEsim 機液系統(tǒng)模型，可有效分析預測噴油器的液力響應特性。

（2）單因子影響分析：重點分析了燃油溫度、燃油壓力、噴孔直徑及噴孔個數(shù)對GDI 噴油器噴油特性的影響，結果表明：燃油壓力、噴孔直徑和個數(shù)對GDI 噴油器噴油速率影響很大，同時噴孔直徑與噴孔個數(shù)對針閥關閉時刻影響較大，而燃油壓力對針閥開啟和落座時刻均有影響。

（3）單因子間交互作用分析：選取燃油壓力、噴孔直徑及噴孔個數(shù)為因素，以GDI 噴油器最大噴油量為響應變量，建立3 水平3 因素設計表，得到了最大噴油量的響應面模型。響應面模型顯著性分析表明：考慮各單因子交互作用建立的最大噴油量響應面模型預測一致性較好，噴孔直徑與燃油壓力、噴孔直徑與噴孔個數(shù)、噴孔個數(shù)與燃油壓力間交互作用對最大噴油量影響顯著。