范立云，田丙奇，馬修真，劉宏彬

(1.哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001;2.哈爾濱東安實(shí)業(yè)發(fā)展有限公司，黑龍江 哈爾濱 150066)

電控單體泵是一種可應(yīng)用于船用柴油機(jī)上并能夠滿足船舶排放法規(guī)和改善船用柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的先進(jìn)燃油噴射系統(tǒng)［1-5］.其循環(huán)噴油量的波動(dòng)不僅影響電控單體泵和船用柴油機(jī)工作性能的一致性和穩(wěn)定性，甚至?xí)绊懭加拖到y(tǒng)的質(zhì)量合格率［6-8］.因此，本文在AMESim環(huán)境下建立仿真模型，研究電控單體泵在全工況平面內(nèi)循環(huán)噴油量波動(dòng)特性，對(duì)其循環(huán)噴油量的波動(dòng)進(jìn)行量化分析，得出各特性參數(shù)對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響，從而得到影響循環(huán)噴油量穩(wěn)定性的關(guān)鍵特性參數(shù)，并針對(duì)關(guān)鍵特性參數(shù)提出優(yōu)化和改進(jìn)方案.

1 電控單體泵的結(jié)構(gòu)及原理

本文應(yīng)用的電控單體泵的結(jié)構(gòu)如圖1所示，該電控單體泵噴油系統(tǒng)的柱塞直徑為11 mm，柱塞升程為13.5 mm，最大循環(huán)噴油量為240 mm3，最大噴射壓力為150 MPa.主要包括電磁閥控制部分和柱塞加壓部分：電磁閥控制部分包括電磁鐵、銜鐵、控制閥桿、銜鐵復(fù)位彈簧、出油堵頭等零部件;柱塞加壓部分包括柱塞、柱塞套和柱塞彈簧.電控單體泵通過(guò)電磁閥控制噴油，通電時(shí)，電磁鐵吸合銜鐵，拉動(dòng)控制閥桿，關(guān)閉密封錐面，切斷燃油回路，從而在泵腔內(nèi)建立起燃油噴射所需的高壓.該方式實(shí)現(xiàn)了對(duì)燃油噴射過(guò)程的數(shù)字控制，改變了傳統(tǒng)噴油泵復(fù)雜的機(jī)械控制方式.對(duì)噴油量和噴油定時(shí)的控制通過(guò)調(diào)節(jié)控制閥桿的閉合時(shí)間和閉合時(shí)刻來(lái)實(shí)現(xiàn).

圖1 電控單體泵結(jié)構(gòu)原理Fig.1 Schematic of EUP

2 電控單體泵噴油系統(tǒng)仿真模型

電控單體泵噴油系統(tǒng)是集電場(chǎng)、磁場(chǎng)、機(jī)械運(yùn)動(dòng)和流場(chǎng)于一體多物理場(chǎng)耦合作用的復(fù)雜系統(tǒng)，單純的實(shí)驗(yàn)研究難以實(shí)現(xiàn)對(duì)燃油噴射系統(tǒng)性能的深入分析，需采用數(shù)值仿真的方法，以實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步的深入理論研究，揭示循環(huán)噴油量波動(dòng)的本質(zhì)規(guī)律.

文中應(yīng)用的電控單體泵噴油系統(tǒng)仿真模型如圖2所示，該模型可全面準(zhǔn)確地仿真系統(tǒng)中電磁力、機(jī)械運(yùn)動(dòng)和液壓流場(chǎng)等多物理場(chǎng)的耦合作用關(guān)系，因此能夠更準(zhǔn)確、深入地分析系統(tǒng)關(guān)鍵特性參數(shù)對(duì)循環(huán)噴油量穩(wěn)定性的影響規(guī)律和成因機(jī)理.在文獻(xiàn)［9-10］中，該模型的準(zhǔn)確性得到了驗(yàn)證，泵端壓力和嘴端壓力都能得到很好的預(yù)測(cè).圖3給出了泵端壓力和嘴端壓力在試驗(yàn)臺(tái)上的測(cè)量值與仿真計(jì)算值的對(duì)比曲線，由圖中可知嘴端壓力的偏差比泵端壓力的偏差稍大，但最大偏差僅為7%，能夠滿足對(duì)電控單體泵噴油系統(tǒng)進(jìn)行仿真分析的要求.

圖2 電控單體泵仿真模型Fig.2 AMESim simulation model of EUP

圖3 測(cè)量與仿真對(duì)比曲線Fig.3 Measurement and simulation contrast curves

3 循環(huán)噴油量的關(guān)鍵影響參數(shù)分析

循環(huán)噴油量是燃油噴射系統(tǒng)最重要的噴射特性參數(shù)之一，其波動(dòng)現(xiàn)象直接影響匹配發(fā)動(dòng)機(jī)工作的穩(wěn)定性和一致性.循環(huán)噴油量會(huì)受電磁、機(jī)械、液力和低壓系統(tǒng)等參數(shù)的影響，并隨著這些參數(shù)的變化而產(chǎn)生波動(dòng)現(xiàn)象.導(dǎo)致循環(huán)噴油量變化或不一致的原因主要有以下2個(gè)方面：

1)燃油系統(tǒng)各零部件在生產(chǎn)過(guò)程中因制造精度所造成的差別;

2)使用期間內(nèi)因零部件參數(shù)變化所造成的循環(huán)噴油量波動(dòng).

對(duì)電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)循環(huán)噴油量有影響的零部件有：低壓供油部分，包括輸油泵、燃油濾清器和回油閥，特性參數(shù)為低壓供油壓力;柱塞加壓部分，包括凸輪、柱塞和柱塞套，特性參數(shù)為凸輪型線速率和柱塞配合間隙;電磁閥控制部分，包括電磁鐵、銜鐵、控制閥桿，特性參數(shù)為控制閥桿升程、銜鐵殘余氣隙和控制閥桿配合間隙;噴油器部分特性參數(shù)為噴油器開啟壓力、噴油器針閥升程和噴油器流量系數(shù).各特性參數(shù)的基準(zhǔn)值及相對(duì)變化值如表1所示.(表中單位°CA表示凸輪軸轉(zhuǎn)角.)

表1 特性參數(shù)基準(zhǔn)值及相對(duì)變化值Table 1 Reference value and variations of characteristic parameters

圖4 全工況平面示意圖Fig.4 Schematic of overall operating conditions

根據(jù)燃油系統(tǒng)匹配柴油機(jī)的工作特點(diǎn)，全工況平面內(nèi)可以離散為圖4所示的6條特性線所構(gòu)成的平面，即低速、中速和高速負(fù)荷特性線1、2、3以及小噴油脈寬、中等噴油脈寬和大噴油脈寬的速度特性線4、5、6.通過(guò)對(duì)6條特性線上循環(huán)噴油量波動(dòng)規(guī)律進(jìn)行量化分析研究，得出電控單體泵全工況平面循環(huán)噴油量波動(dòng)的關(guān)鍵影響參數(shù)，可為實(shí)現(xiàn)電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)全工況平面循環(huán)噴油量的穩(wěn)定設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo).

3.1 低壓供油部分特性參數(shù)的影響

低壓供油壓力決定燃油系統(tǒng)的吸油充分程度，進(jìn)而決定循環(huán)噴油量的穩(wěn)定性.燃油系統(tǒng)吸油的充分程度取決于有效吸油時(shí)間和低壓供油壓力.吸油時(shí)間的長(zhǎng)短由凸輪轉(zhuǎn)速所決定，因此由低壓供油壓力的變化所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動(dòng)主要受凸輪轉(zhuǎn)速的影響，當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速升高時(shí)，燃油系統(tǒng)的有效吸油時(shí)間縮短，供油壓力變化對(duì)燃油系統(tǒng)吸油充分程度的影響更加明顯.

圖5 低壓供油壓力變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.5 Influence of fuel supply pressure on CFIQ

圖5(a)、(b)為全工況平面內(nèi)由低壓供油壓力變化(0.2～0.4 MPa)所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)的變化情況.如圖所示，在凸輪轉(zhuǎn)速為500 r/min時(shí)，由于燃油系統(tǒng)有足夠的有效吸油時(shí)間，吸油充分，故循環(huán)噴油量波動(dòng)為0 mm3;凸輪轉(zhuǎn)速為900 r/min和1 300 r/min，噴油脈寬小于12°CA時(shí)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴油脈寬增加而線性增大.可見，當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速一定時(shí)，有效吸油時(shí)間即確定下來(lái)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴油量的增加被線性放大.但當(dāng)噴油脈寬大于12°CA時(shí)，由于柱塞對(duì)燃油的壓縮作用增大，能夠消除因吸油不充分所造成的影響，故循環(huán)噴油量波動(dòng)不再隨噴油脈寬變化而變化.

在相同脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高，有效吸油時(shí)間縮短，低壓供油壓力對(duì)燃油系統(tǒng)的吸油充分程度影響更加明顯，因此循環(huán)噴油量波動(dòng)會(huì)增大.在大噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨轉(zhuǎn)速的升高變化率更大，波動(dòng)最大值為6 mm3出現(xiàn)在高速大噴油脈寬工況點(diǎn).

3.2 柱塞加壓部分特性參數(shù)的影響

柱塞加壓部分引起循環(huán)噴油量波動(dòng)的特性參數(shù)包括凸輪型線速率(由于凸輪軸支撐剛度的變化所引起的)和柱塞配合間隙(本文不考慮柱塞直徑的變化).

凸輪型線速率直接決定柱塞的供油速率，其變化對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響取決于凸輪型線在噴油過(guò)程中的有效作用時(shí)間.如圖6為在全工況平面內(nèi)由凸輪型線速率變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)情況.

圖6 凸輪型線速率變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.6 Influence of cam profile velocity on CFIQ

當(dāng)轉(zhuǎn)速一定時(shí)，凸輪型線的有效作用時(shí)間隨著噴油脈寬的增大而增加，故循環(huán)噴油量呈現(xiàn)隨噴油脈寬增加而遞增的趨勢(shì).低轉(zhuǎn)速時(shí)，相同噴油脈寬下凸輪型線的有效作用時(shí)間較高轉(zhuǎn)速時(shí)長(zhǎng)，其對(duì)循環(huán)噴油量的影響也更為顯著，所以在500 r/min時(shí)，曲線斜率最大，循環(huán)噴油量波動(dòng)從7.33 mm3增加到 28.78 mm3.

噴油脈寬一定時(shí)，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高，凸輪型線的有效作用時(shí)間縮短，因此在不同噴油脈寬下循環(huán)噴油量波動(dòng)均隨著轉(zhuǎn)速的升高而呈現(xiàn)下降趨勢(shì).大噴油脈寬下，凸輪型線的有效作用時(shí)間相對(duì)較長(zhǎng)，循環(huán)噴油量波動(dòng)的變化率更大，噴油脈寬為14°CA時(shí)，隨轉(zhuǎn)速?gòu)?00 r/min升高到1 300 r/min，其值從 28.78 mm3降至 13.63 mm3.

全工況平面內(nèi)由柱塞配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)情況如圖7所示.柱塞配合間隙反映了柱塞腔內(nèi)燃油在供油過(guò)程中的泄漏程度，其對(duì)循環(huán)噴油量的影響主要取決于柱塞供油過(guò)程中燃油泄漏的絕對(duì)時(shí)間，因此在低轉(zhuǎn)速大脈寬工況點(diǎn)，柱塞配合間隙對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響達(dá)到最大值.但是，由于柱塞與柱塞套為電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)中一對(duì)精密配合的偶件，兩者間的配合間隙為微米級(jí)別，且變化非常小，在柱塞的供油過(guò)程中，通過(guò)配合間隙而泄漏的燃油量很少，因此柱塞配合間隙在全工況平面內(nèi)所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)較小，最大值僅為 1.07 mm3.

圖7 柱塞配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.7 Influence of plunger matching clearance on CFIQ

3.3 電磁閥部分特性參數(shù)分析

電磁閥部分是電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)的核心部分，其承擔(dān)著精確控制燃油噴射時(shí)刻和噴油量的重要任務(wù).電磁閥控制部分同時(shí)存在著機(jī)械、液力和電磁力的復(fù)雜作用，其中控制閥桿的運(yùn)動(dòng)特性和密封特性影響著燃油系統(tǒng)壓力的建立過(guò)程，該部分影響循環(huán)噴油量的特性參數(shù)主要有控制閥桿升程、銜鐵殘余氣隙和控制閥桿配合間隙.

控制閥桿升程決定了控制閥桿在關(guān)閉過(guò)程中的運(yùn)動(dòng)時(shí)間，銜鐵殘余氣隙決定了作用在控制閥桿上電磁力的大小，這兩個(gè)特性參數(shù)共同確定了控制閥桿的關(guān)閉時(shí)間，影響著柱塞建壓過(guò)程中經(jīng)由密封錐面的高壓燃油泄漏量，進(jìn)而影響循環(huán)噴油量的變化，造成循環(huán)噴油量波動(dòng).

如圖8為在全工況平面內(nèi)由控制閥桿升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)情況.由于控制閥桿的關(guān)閉時(shí)間很短(＜0.7 ms)，因此其對(duì)循環(huán)噴油量的影響有限，在全工況平面內(nèi)，循環(huán)噴油量波動(dòng)最大值為3.78 mm3，且在整個(gè)工況平面內(nèi)，波動(dòng)變化不大，主要受噴油脈寬影響，僅在高速小噴油脈寬的工況點(diǎn)受凸輪轉(zhuǎn)速的影響較為明顯.

如圖9所示，銜鐵殘余氣隙變化所引起的高壓燃油在密封錐面的泄漏量是時(shí)間和壓力的函數(shù)，在全工況平面內(nèi)所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動(dòng)比較小，最大值為2.23 mm3.在相同的噴油脈寬下，燃油的泄漏量主要受燃油壓力的影響，高凸輪轉(zhuǎn)速下，燃油壓力較高，燃油的泄漏量相對(duì)較大，循環(huán)噴油量波動(dòng)高于低轉(zhuǎn)速工況.而在中等轉(zhuǎn)速(800～1 000 r/min)的范圍內(nèi)，循環(huán)噴油量波動(dòng)分別在小噴油脈寬(小于4°CA)和大噴油脈寬(大于12°CA)時(shí)，隨噴油脈寬的增大而表現(xiàn)出較大的變化率，循環(huán)噴油量波動(dòng)在大噴油脈寬時(shí)較大，最大值為2.23 mm3，這是由燃油泄漏時(shí)間和高壓燃油壓力綜合作用的結(jié)果.

圖8 控制閥桿升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.8 Influence of control valve lift on CFIQ

圖9 銜鐵殘余氣隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.9 Influence of anchor residual clearance on CFIQ

控制閥桿配合間隙主要影響高壓燃油在控制閥桿處的泄漏程度，由于控制閥桿與泵體為電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)中另一對(duì)精密配合的偶件，配合間隙的也級(jí)為μm級(jí)，因此在全工況平面內(nèi)其對(duì)循環(huán)噴油量的影響非常小.如圖10所示，波動(dòng)最大值僅為0.91 mm3，波動(dòng)變化主要受噴油脈寬的影響，隨噴油量的增大而被放大，在低速大噴油脈寬的條件下，燃油泄漏時(shí)間最長(zhǎng)，循環(huán)噴油量波動(dòng)最大.

圖10 控制閥桿配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.10 Influence of control valve matching clearance on CFIQ

3.4 噴油器部分特性參數(shù)分析

噴油器是電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)的終端部件，承擔(dān)著將高壓燃油以理想的霧狀噴注形式噴入燃燒室內(nèi)的功能，其特性參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒排放的穩(wěn)定性有重要影響.噴油器部分的特性參數(shù)主要有噴油器開啟壓力、噴油器針閥升程和噴油器流量系數(shù).

噴油器開啟壓力決定噴油器噴油的延遲期，進(jìn)而影響有效噴油時(shí)間，引起循環(huán)噴油量波動(dòng).如圖11為全工況平面內(nèi)噴油器開啟壓力變化所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動(dòng)情況.

在相同轉(zhuǎn)速下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴油脈寬的增加而減少;在相同的噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨凸輪轉(zhuǎn)速的增加而呈減少趨勢(shì).這是因?yàn)橄嗤D(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加，噴油延遲期在有效噴油時(shí)間內(nèi)所占的比例減少;而相同脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的上升，雖然有效噴油時(shí)間有一定的減少，但是由于噴油壓力提高，高壓油管和噴嘴腔內(nèi)的壓力建立速度加快，使得噴油延遲期的縮短更為明顯，所以使得噴油延遲期在有效噴油時(shí)間內(nèi)所占的比例減少，循環(huán)噴油量波動(dòng)呈下降趨勢(shì).所以噴油器開啟壓力的變化，在低凸輪轉(zhuǎn)速小噴油脈寬條件下，引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)最明顯，最大值為10.65 mm3.

噴油器針閥升程決定噴油器針閥在開啟和關(guān)閉過(guò)程中的運(yùn)動(dòng)時(shí)間，從而影響有效噴油時(shí)間，造成循環(huán)噴油量波動(dòng).如圖12為全工況平面內(nèi)噴油器針閥升程變化所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動(dòng)情況.

圖11 噴油器開啟壓力變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.11 Influence of injector open pressure on CFIQ

圖12 噴油器針閥升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.12 Influence of injector needle lift on CFIQ

在全工況平面內(nèi)，由噴油器針閥升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)較小，最大為2.95 mm3，出現(xiàn)在低速最大供油脈寬工況點(diǎn).相同凸輪轉(zhuǎn)速下，循環(huán)噴油量波動(dòng)主要表現(xiàn)為隨噴油脈寬增加而上升的趨勢(shì).在中高轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，由于噴嘴腔內(nèi)燃油壓力較高，針閥升程變化對(duì)其動(dòng)作速度影響不大，故循環(huán)噴油量波動(dòng)不明顯.而低轉(zhuǎn)速下，噴嘴腔內(nèi)燃油壓力建立速度較慢，針閥升程的變化對(duì)其動(dòng)作速度影響較大，隨著噴油脈的增加，循環(huán)噴油量波動(dòng)被近似線性放大，最大值出現(xiàn)在最大供油脈寬時(shí)刻，為2.95 mm3.在大噴油脈寬下，由于高轉(zhuǎn)速下噴嘴腔內(nèi)壓力較大，壓力建立時(shí)間較短，針閥關(guān)閉速度較快，對(duì)有效噴油時(shí)間的影響減小，所以循環(huán)噴油量波動(dòng)隨轉(zhuǎn)速的增加而下降，循環(huán)噴油量波動(dòng)從2.95 mm3降至 1.54 mm3.在中等噴油脈寬下，循環(huán)噴油量的波動(dòng)隨凸輪轉(zhuǎn)速增加的變化趨勢(shì)不明顯，波動(dòng)幅值在0.68 mm3以內(nèi).在小噴油脈寬條件下，當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速低于1 100 r/min時(shí)，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的增加，噴嘴腔壓力提高，有效噴油時(shí)間的減小幅度較針閥關(guān)閉時(shí)間的減小幅度小，所以循環(huán)噴油量波動(dòng)隨著凸輪轉(zhuǎn)速的增加而增大;當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速高于1 100 r/min時(shí)，有效噴油時(shí)間的減小幅度較針閥關(guān)閉時(shí)間的減小幅度大，故循環(huán)噴油量波動(dòng)隨著轉(zhuǎn)速的繼續(xù)增加而下降.

噴油器流量系數(shù)是噴孔通流特性的表征.圖13為噴油器流量系數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)情況.相同凸輪轉(zhuǎn)速下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨著噴油脈寬的增加而增大，而在相同噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨著凸輪轉(zhuǎn)速增加而減少.

圖13 噴油器流量系數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)Fig.13 Influence of injector flow coefficient on CFIQ

如圖13(a)，在低轉(zhuǎn)速大噴油脈寬工況點(diǎn)，循環(huán)噴油量波動(dòng)達(dá)到最大值，為25.92 mm3.如圖13(b)，在相同噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨轉(zhuǎn)速增加而減小，但變化率較小.在小噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨凸輪轉(zhuǎn)速的增加反而呈現(xiàn)微弱的上升趨勢(shì).這是由于隨著轉(zhuǎn)速升高，噴油壓力上升，造成噴油器噴孔兩端壓力差增大，增加了單位時(shí)間內(nèi)的噴油量，抵消了因有效噴油時(shí)間縮短而造成的循環(huán)噴油量下降，從而使循環(huán)噴油量波動(dòng)的下降速度變緩，甚至引起微弱上升.

4 全工況平面內(nèi)循環(huán)噴油量波動(dòng)的量化分析

在全工況平面內(nèi)對(duì)電控單體泵噴油系統(tǒng)各特性參數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)進(jìn)行量化分析，得出了各特性參數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)在波動(dòng)總量中所占的百分比，如圖14、15所示.圖14為在全工況平面內(nèi)負(fù)荷特性線1、2、3上不同特性參數(shù)變化所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比隨噴油脈寬的變化規(guī)律，圖15為在全工況平面內(nèi)速度特性線4、5、6上不同特性參數(shù)變化所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比隨凸輪轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律.

圖14 負(fù)荷特性線1、2、3上不同特性參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比Fig.14 Fluctuation percentage of CFIQ caused by characteristic parameters on 1，2，3 load characteristic curves

圖14、15中各數(shù)字序號(hào)所代表的系統(tǒng)特性參數(shù)如下：1為噴油器流量系數(shù)，2為噴油器針閥升程，3為噴化油器開啟壓力，4為控制閥桿配合間隙，5為銜鐵殘余氣隙，6為控制閥桿升程，7為柱塞配合間隙，8為凸輪型線速率，9為低壓供油壓力.

在全工況平面內(nèi)由低壓供油壓力變化所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比范圍在0～20.2%之間，在高速小噴油脈寬工況點(diǎn)附近循環(huán)噴油量波動(dòng)的百分比最大.500 r/min凸輪轉(zhuǎn)速時(shí)波動(dòng)百分比為0，說(shuō)明凸輪轉(zhuǎn)速較低時(shí)，系統(tǒng)吸油充分，低壓供油壓力的變化不會(huì)引起循環(huán)噴油量波動(dòng).在中、高凸輪轉(zhuǎn)速波動(dòng)百分比隨著噴油脈寬的增加而逐漸減小;在不同噴油脈寬下隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高而增大.這是因?yàn)槲统浞殖潭入S凸輪轉(zhuǎn)速升高而惡化，低壓供油壓力對(duì)噴油量波動(dòng)的影響更明顯，而波動(dòng)百分比隨噴油脈寬增加而減小是因?yàn)橥馆喰途€速率和噴油器流量系數(shù)變化所引起的波動(dòng)百分比隨噴油脈寬的增大而以更大的幅度增大，弱化了低壓供油壓力的影響.

圖15 速度特性線4、5、6上不同特性參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比Fig.15 Fluctuation percentage of CFIQ caused by characteristic parameters on 4，5，6 speed characteristic curve

凸輪型線速率變化所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比在全工況平面內(nèi)均較為顯著，其范圍為20.6%～42.0%.在不同凸輪轉(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加而增大;在不同噴油脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高而減小.因在低速大噴油脈寬工況點(diǎn)，凸輪型線在噴油過(guò)程中的有效作用更長(zhǎng)，故此時(shí)循環(huán)噴油量波動(dòng)的百分比最大.

在全工況平面內(nèi)，控制閥桿升程變化所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比范圍為4.0% ～16.5%，相同轉(zhuǎn)速下隨噴油脈寬的增大而減小，相同噴油脈寬下隨凸輪轉(zhuǎn)速的增加而波動(dòng)增加，在高速小噴油脈寬工況點(diǎn)控制閥桿在關(guān)閉過(guò)程中的運(yùn)動(dòng)時(shí)間對(duì)對(duì)噴油過(guò)程影響最大，波動(dòng)百分比達(dá)到最大值.

在全工況平面內(nèi)，噴油器開啟壓力變化所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比范圍為3.7% ～49.8%.在不同凸輪轉(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加以較大的變化速率減小;在不同噴油脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高，其變化不明顯.波動(dòng)百分比受噴油脈寬的影響顯著，因?yàn)樵谛娪兔}寬工況點(diǎn)噴油延遲期在有效噴油時(shí)間內(nèi)所占比例較大，且此時(shí)噴油量較小，噴油器流量系數(shù)變化對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)貢獻(xiàn)較小，所以此時(shí)由噴油器開啟壓力變化所引起的波動(dòng)百分比最為明顯，反之，在大噴油脈寬工況點(diǎn)波動(dòng)百分比則降至很小.

在全工況平面內(nèi)，噴油器針閥升程變化所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比范圍為0～16.5%，僅在中等轉(zhuǎn)速時(shí)隨噴油脈寬的變化有明顯的波動(dòng)，并且在小噴油脈寬工況點(diǎn)附近取得最大值，在其他工況點(diǎn)波動(dòng)很小.

噴油器流量系數(shù)變化在全工況平面內(nèi)為所引起循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比范圍為2.6% ～40.5%，在不同凸輪轉(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加以較大的變化速率增大;在不同噴油脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高而無(wú)明顯變化.噴油器流量系數(shù)直接表征了噴孔的流通能力，因此其變化所引起的噴油量波動(dòng)主要受噴油量的影響且與其成正比關(guān)系，隨循環(huán)噴油量增大而被線性放大.所以，波動(dòng)的百分比僅在小噴油脈寬工況點(diǎn)小，在其他工況點(diǎn)均較大，在大噴油脈寬工況點(diǎn)達(dá)到最大.

全工況平面內(nèi)，銜鐵殘余氣隙、柱塞配合間隙、及控制閥桿配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)百分比均較小，波動(dòng)百分比范圍分別為0.1% ～6.6%、0 ～1.6%和 0.1% ～1.3%.

可見，控制噴油器特性參數(shù)和柱塞特性參數(shù)穩(wěn)定性對(duì)減小循環(huán)噴油量波動(dòng)，提高電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)的性能穩(wěn)定性和一致性是非常重要的.噴油器流量系數(shù)可以通過(guò)提高噴孔的加工精度來(lái)提高噴油器流量系數(shù)的穩(wěn)定性，從而避免引起較大的循環(huán)噴油量波動(dòng).柱塞加壓部分的凸輪型線速率是該部分對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)影響最顯著的關(guān)鍵參數(shù)，可以通過(guò)加強(qiáng)凸輪軸支承剛度和提高連軸器精度的方式來(lái)減小其對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響.電磁閥部分的特性參數(shù)主要影響控制系統(tǒng)的有效供油脈寬，通過(guò)引入控制系統(tǒng)的反饋控制功能可以降低閥芯特性參數(shù)對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響.低壓供油部分的特性參數(shù)主要為低壓供油壓力，其對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響可以通過(guò)優(yōu)化輸油泵供油壓力的穩(wěn)定性、提高濾清器清潔度和回油閥性能的穩(wěn)定性等來(lái)減小.

5 結(jié)論

1)利用AMESim仿真模型得到了電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)全工況平面內(nèi)各特性參數(shù)對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響規(guī)律.

2)通過(guò)量化分析，揭示了全工況平面內(nèi)負(fù)荷特性和速度特性下各特性參數(shù)對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)影響的百分比量化指標(biāo)的變化規(guī)律.

3)得到了對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)影響最大的5個(gè)關(guān)鍵特性參數(shù)，分別為低壓供油壓力、凸輪型線速率、控制閥桿升程、噴油器開啟壓力和噴油器流量系數(shù).

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