王昊, 趙冬昶， 郭千里

(中國汽車技術(shù)研究中心數(shù)據(jù)資源中心， 天津 300300)

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高壓共軌噴油器壓力波動與針閥響應(yīng)解耦分析

王昊, 趙冬昶， 郭千里

(中國汽車技術(shù)研究中心數(shù)據(jù)資源中心， 天津 300300)

多次噴射過程中，不同噴射之間的相互影響導(dǎo)致循環(huán)噴油量的控制難度增大。建立了高壓共軌系統(tǒng)的AMESim仿真模型，通過數(shù)值仿真和試驗測試相結(jié)合的方法，揭示了噴油器內(nèi)部壓力波動和針閥開啟階段動作響應(yīng)的強耦合作用是導(dǎo)致主噴油量隨噴射間隔波動的根本原因，當(dāng)主噴油量基準(zhǔn)值為60.0 mm3時，其波動量最大可達(dá)3.6 mm3。建立了共軌系統(tǒng)的無阻尼LC液力系統(tǒng)模型，通過對模型的分析，針對強耦合作用提出了減小噴油器內(nèi)部油道長徑比和盛油槽容積的解耦方法。對解耦方法的仿真試驗驗證表明，采用解耦方法后壓力波動和針閥響應(yīng)的耦合程度降低53%。

高壓共軌； 噴油器； 針閥響應(yīng)； 壓力波動； 耦合

高壓共軌噴油系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)對柴油機噴油定時、噴油脈寬、噴油率和噴射次數(shù)的柔性控制，被認(rèn)為是最先進(jìn)的燃油噴射技術(shù)，也是當(dāng)前提高柴油機經(jīng)濟(jì)性、優(yōu)化燃燒、減少有害排放的主要手段之一。高壓共軌噴油系統(tǒng)對循環(huán)噴油量的靈活、精確控制是其改善柴油機性能的關(guān)鍵，尤其對多次噴射過程中系統(tǒng)的穩(wěn)定工作有著決定性的影響[1-4]。

高壓共軌系統(tǒng)是電-磁-機-液相互耦合的復(fù)雜系統(tǒng)，不同構(gòu)件在噴油器工作時會產(chǎn)生相互作用[5-6]。蘇海峰等研究表明，噴油器噴油時會在內(nèi)部形成水擊壓力波動，造成針閥運動特性和噴射壓力的不穩(wěn)定，尤其是進(jìn)行多次噴射時，不同噴射之間的間隔較小，噴油器動作頻率較快，會出現(xiàn)實際噴油量與理論控制噴油量不符的現(xiàn)象，這會惡化柴油機的工作狀態(tài)，使其經(jīng)濟(jì)性和排放特性都受到影響[7-10]。

為了研究共軌噴油器進(jìn)行多次噴射時不同噴射之間的相互影響，本研究利用AMESim液壓仿真平臺建立了電控高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)的仿真模型，研究了針閥響應(yīng)和盛油槽壓力波動之間的耦合作用，揭示了主噴油量隨噴射間隔波動的根本原因；同時，將電傳輸理論應(yīng)用于該問題的剖析過程，更加清晰地揭示影響耦合作用的關(guān)鍵參數(shù)，并找到有效的解耦方法，為噴油器多次噴射時實現(xiàn)油量穩(wěn)定控制的目標(biāo)提供了理論依據(jù)。

1 仿真模型的建立

圖1示出了在AMESim液力仿真平臺上建立的高壓共軌系統(tǒng)的仿真模型，包括高壓供油泵、共軌管和電控噴油器等。表1示出了模型中輸入的部分主要參數(shù)。

圖1 高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)AMESim仿真模型

噴油器前油管直徑/mm3噴油器前油管長度/m0．3控制閥最大升程/mm0．08控制腔進(jìn)油孔直徑/mm0．27控制腔出油孔直徑/mm0．24針閥最大升程/mm0．35針閥彈簧預(yù)緊力/N30噴孔直徑/mm0．15噴孔流量系數(shù)0．8

電控噴油器的原理示意見圖2。高壓燃油進(jìn)入噴油器后，一部分燃油通過控制腔進(jìn)油孔進(jìn)入控制腔，一部分燃油進(jìn)入盛油槽?？刂魄粌?nèi)燃油通過控制活塞作用于針閥，將針閥壓緊于噴油嘴。當(dāng)電磁閥通電，控制腔泄油孔開啟時，控制腔內(nèi)燃油泄放到低壓油路，控制腔壓力降低，盛油槽高壓燃油將針閥抬起，形成噴油。電磁閥斷電后，控制腔泄油孔關(guān)閉，控制腔進(jìn)油建壓，將針閥壓回噴油嘴，噴油結(jié)束。

圖2 高壓共軌電控噴油器原理示意

為了驗證仿真模型的準(zhǔn)確性，選取轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，軌壓為120 MPa時的工況點，將仿真計算結(jié)果和試驗測量結(jié)果進(jìn)行對比。圖3示出了通過共軌壓力傳感器測得的軌壓曲線與仿真值對比。從中可以看出，仿真計算的共軌壓力能夠在多循環(huán)運行時保持壓力平穩(wěn)，并與試驗測量的軌壓曲線有很好的一致性。圖4示出了通過示波器采集的噴油速率與仿真值對比曲線。

圖3 軌壓對比曲線

圖4 噴油速率對比曲線

從圖4可以看出，仿真計算和試驗測量的結(jié)果有較高的吻合度。因此，本研究所建立的AMESim模型可以準(zhǔn)確地對柴油機高壓共軌系統(tǒng)進(jìn)行仿真模擬，能夠滿足對系統(tǒng)噴油特性進(jìn)行計算分析的要求。

2 預(yù)噴射對主噴射循環(huán)噴油量的影響

通過調(diào)節(jié)噴油脈寬，分別將預(yù)噴射和主噴射的基準(zhǔn)循環(huán)噴油量標(biāo)定為6.2 mm3和60.0 mm3。圖5示出了不同噴射間隔的預(yù)-主噴射仿真試驗獲得的主噴油量變化曲線，其中噴射間隔從2°變化到32°。由圖可知，不同噴射間隔時，相同預(yù)噴射對主噴射循環(huán)噴油量的影響是不同的，主噴油量隨著噴射間隔的變化呈現(xiàn)出類余弦曲線的波動規(guī)律，最小油量為58.3 mm3，最大油量為61.9 mm3，波動幅值為3.6 mm3。

本研究進(jìn)行了不同噴射間隔條件下的預(yù)-主噴射仿真試驗研究，圖6示出了噴射間隔為4°，18°和32°時的盛油槽壓力和針閥升程曲線。由圖可知，預(yù)噴射激起了盛油槽內(nèi)部劇烈的壓力波動，盡管相同的預(yù)噴射引起的壓力波動是相同的，但是由于不同噴射間隔的主噴射針閥抬起和落座的時刻不同，導(dǎo)致了主噴油量的差別。由此可以看出，針閥動作過程中引起的噴油器內(nèi)部壓力波動與針閥響應(yīng)產(chǎn)生的耦合作用影響了主噴油量的大小。

圖5 主噴油量隨噴射間隔的變化

圖6 不同噴射間隔時盛油槽壓力和針閥升程曲線

3 針閥響應(yīng)與壓力波動耦合作用

燃油噴射量可由液體流量計算方程計算得出[11-13]：

(1)

式中：Q為所求流量；t為通流時間；A為流通截面面積；ρ為流體密度；p1，p2分別為流體進(jìn)口和出口壓力。由積分計算的性質(zhì)可知，在燃油密度ρ和流量系數(shù)CA相同時，循環(huán)噴油量Q的大小取決于流體進(jìn)出口壓差和流通面積A的乘積在流通時間t內(nèi)的積分值大小。在燃油噴射系統(tǒng)中，p1為燃油噴射之前的盛油槽壓力，p2為氣缸內(nèi)壓力，由于p2?p1，故p1-p2≈p1。因此，循環(huán)噴油量的大小與噴油脈寬內(nèi)盛油槽壓力p1的積分值相關(guān)[13]。由此可見，能夠影響循環(huán)噴油量大小的因素主要有三方面：1)針閥開啟階段，針閥的開啟速度能夠影響噴油開始期燃油的流通面積和流通時間的長短；2)針閥維持階段，盛油槽的壓力波動會使其在流通時間內(nèi)的積分值不同，進(jìn)而影響噴油量；3)針閥落座階段，針閥的落座速度能夠影響噴油結(jié)束期燃油的流通面積和流通時間的長短。

3.1 針閥開啟階段

圖7示出了噴射間隔為9°和11°時的盛油槽壓力與針閥動作響應(yīng)。按照仿真試驗采用的2 000 r/min的曲軸轉(zhuǎn)速計算，噴射間隔相差2°，針閥動作時刻應(yīng)相差約0.167 ms，而圖7中兩條曲線針閥的開啟時刻僅相差0.115 ms，這是由于噴射間隔為9°時針閥開啟時刻位于盛油槽壓力波谷，壓力絕對值較低(約為113 MPa)，控制腔需要更長的泄油時間達(dá)到更低的壓力，盛油槽內(nèi)的燃油才能克服控制腔燃油壓力和彈簧預(yù)緊力將針閥抬起，針閥開啟時刻延后，燃油流通時間縮短。相反，噴射間隔為11°時，針閥開啟時刻位于盛油槽壓力靠近波峰的位置(約為122 MPa)，針閥開啟時刻相對提前，燃油流通時間增加。

噴射間隔為9°時，主噴射針閥在盛油槽壓力處于波谷時抬起，之后的盛油槽壓力上升速度明顯下降，經(jīng)過較長時間才到達(dá)新的波峰(見圖中橢圓虛線區(qū)域)。相比之下，噴射間隔為11°時，主噴射針閥在盛油槽壓力接近波峰時開啟，之后的壓力曲線依然按照之前的變化規(guī)律迅速上升達(dá)到波峰。

出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因是：預(yù)噴射針閥抬起激起的壓力波會在盛油槽和控制腔之間傳遞和反射，盛油槽壓力出現(xiàn)波谷時壓力波正在向控制腔傳遞，此時若主噴射針閥抬起，盛油槽的部分燃油會通過噴油孔進(jìn)入氣缸，又由于此刻的壓力波正由盛油槽向上方的控制腔傳遞，不利于進(jìn)油油路向盛油槽的燃油“補給”，盛油槽內(nèi)的燃油會出現(xiàn)“空虛”，使其壓力不能很快上升回到波峰位置，針閥的上升速度也出現(xiàn)明顯下降，達(dá)到最大升程的時刻相應(yīng)延后，相當(dāng)于其流通面積在一段時間內(nèi)相對減??；相反，如果主噴射針閥在盛油槽壓力波峰附近開啟，此時的壓力波正由控制腔反射回來向盛油槽傳遞，利于燃油的“補給”，壓力波也會按照之前的波動規(guī)律由波峰經(jīng)歷波谷后又很快回到波峰位置，針閥也以較快的速度上升，更早地達(dá)到最大升程，相當(dāng)于其流通面積在一段時間內(nèi)相對增大。兩條曲線針閥達(dá)到最大升程的時刻僅相差0.095 ms。

圖7 噴射間隔為9°和11°時的盛油槽壓力針閥響應(yīng)

3.2 針閥最大升程維持階段

針閥在最大升程維持階段燃油流通面積是一定的，噴油量大小與對應(yīng)時間下的盛油槽壓力直接相關(guān)。由圖8可以看出，兩噴射間隔對應(yīng)的壓力波動曲線在主噴射針閥開啟并穩(wěn)定后一直在目標(biāo)軌壓附近小幅均勻波動，由積分的等效性可得：兩條壓力曲線均與目標(biāo)軌壓相對橫坐標(biāo)的積分值近似等。因此，在不考慮流通時間(針閥響應(yīng)速度不同導(dǎo)致的達(dá)到最大升程和開始落座時刻的差別分別在針閥開啟階段和落座階段計算，此處不考慮)不同的情況下，不同噴射間隔時，在針閥最大升程維持階段的燃油流量是基本相同的，該階段并不影響主噴射循環(huán)噴油量的大小。

3.3 針閥落座階段

由圖7可知，噴射間隔為9°時的針閥下降時刻位于盛油槽壓力波峰靠下的位置(約為123 MPa)，而噴射間隔為11°時的針閥下降時刻則剛好位于盛油槽壓力波峰位置(約為125 MPa)，兩條曲線針閥下降時刻相差0.164 ms，與2°的噴射間隔相位差折合時間僅相差0.003 ms。其原因是：1)針閥下降時刻盛油槽壓力波動經(jīng)過衰減幅值較小，兩曲線波峰和波谷的最大壓力差也僅為7 MPa左右；2)控制腔進(jìn)油過程只開啟進(jìn)油孔而出油孔關(guān)閉，建壓過程比針閥開啟時的泄壓過程更加迅速，能夠在較短時間內(nèi)在控制腔建立高壓，使盛油槽的壓力差影響過程較為短暫。

同樣由圖7還可知，兩條曲線針閥最終落座時刻相差了0.169 ms，雖然比開始下降時刻又有了 0.005 ms的延遲，但是由于盛油槽壓力波形變化趨勢一致，影響非常小。針閥落座之后，壓力波的傳遞空間從敞開空間變?yōu)榱朔忾]空間，壓力波與反射面發(fā)生碰撞后瞬間反向，并與原波形產(chǎn)生疊加，使壓力波在圖中矩形虛線區(qū)域有小幅值上升。

綜上所述，預(yù)噴射引起的壓力波動主要通過影響主噴射針閥開啟階段進(jìn)而影響其循環(huán)噴油量，因此，主噴油量的大小就取決于其出現(xiàn)在盛油槽壓力波的位置，即直接由噴射間隔的大小決定。通過對比可發(fā)現(xiàn)，圖7中主噴油量隨噴射間隔變化的曲線規(guī)律與圖8中單獨進(jìn)行預(yù)噴射時盛油槽內(nèi)的壓力波動曲線變化規(guī)律一致，這也從側(cè)面證明了上述結(jié)論。

圖8 單獨進(jìn)行預(yù)噴射時盛油槽內(nèi)壓力波動曲線

雖然主噴射結(jié)束后盛油槽的壓力波動已經(jīng)衰減到幅值較小的程度，但是由圖7可以看出，兩條壓力波曲線依然有一定差別，通過前面的分析可知，如果在主噴射之后進(jìn)行后噴射，后噴油量必然不同。同時，如果預(yù)、主噴射之間的噴射間隔不同，后噴射進(jìn)行時的盛油槽壓力也會不同，若主、后噴射之間的噴射間隔也不相同，那么后噴射油量的變化規(guī)律將更加復(fù)雜。

由此也可以看出，共軌噴油器在進(jìn)行噴油時，其針閥響應(yīng)和內(nèi)部壓力波動是相互耦合影響的，預(yù)噴射針閥動作引起的盛油槽壓力波動會影響主噴射針閥響應(yīng)，反過來主噴射針閥的動作也會改變盛油槽壓力的波動規(guī)律，進(jìn)而對后續(xù)噴射產(chǎn)生更加復(fù)雜的影響。

4 針閥響應(yīng)與壓力波動解耦分析

由于液壓容腔具有與電容相似的容性作用，液壓管路具有與電感相似的延遲、阻流和振蕩的感性作用，因此不考慮管路阻尼和節(jié)流作用，對高壓油路內(nèi)的一維非定常流動進(jìn)行分析時，可將系統(tǒng)視為由電容和電感組成的電路系統(tǒng)，從而采用電傳輸理論對噴油器工作過程中的多種物理量進(jìn)行描述，更加清晰地揭示針閥響應(yīng)與壓力波動之間的耦合影響[14-15]。

圖9示出了共軌系統(tǒng)的LC無阻尼液力系統(tǒng)模型。其中p1和C1分別為共軌管壓力和液容，p2為噴油器入口壓力，C2為高壓油管和噴油器入口容腔液容，p3為盛油槽壓力，C3為噴油器內(nèi)部油道和盛油槽液容，L12和M12分別為高壓油管液感和質(zhì)量流率，L23和M23分別為內(nèi)油道液感和質(zhì)量流率。

圖9 共軌系統(tǒng)的LC無阻尼液力系統(tǒng)模型

由第3章的分析可知，若能夠減小盛油槽壓力p3的波動，就能使主噴油量的波動幅值相應(yīng)降低，達(dá)到對針閥響應(yīng)和壓力波動解耦的目的。由圖9可以看出，L23和C3與p3直接關(guān)聯(lián)，通過調(diào)整噴油器本身結(jié)構(gòu)改變L23和C3的取值，能夠影響盛油槽壓力p3的波動。又由式(2)和式(3)可知，能夠影響L23和C3的噴油器物理參數(shù)是內(nèi)部油道的長徑比和盛油槽容積。

L=l/A。

(2)

C=V/a2。

(3)

式中：l和A分別為噴油器內(nèi)部油道長度和橫截面積；V為噴油器內(nèi)部油道和盛油槽容積；a為當(dāng)?shù)芈曀佟?/p>

4.1 噴油器內(nèi)部油道長徑比的影響

由圖10可以看出，當(dāng)減小噴油器內(nèi)部油道長度，并且增加其直徑時，主噴油量隨噴射間隔的波動幅值明顯減小，并且衰減速度加快。當(dāng)油道長度由10 cm變?yōu)? cm，直徑由2 mm變?yōu)? mm時，主噴油量的波動幅值由3.6 mm3減小到了1.8 mm3，下降幅度高達(dá)50%。

因此，能夠通過減小噴油器內(nèi)部油道長徑比的方法降低針閥響應(yīng)和壓力波動之間的耦合程度。該方法可通過去掉噴油器針閥上方控制活塞的方式實現(xiàn)，使控制腔直接作用于針閥上端面，減小噴油器入口到盛油槽的距離。

圖10 噴油器內(nèi)部油道長徑比對主噴油量的影響

4.2 盛油槽容積的影響

在減小內(nèi)部油道長徑比的基礎(chǔ)上，再將盛油槽容積減小至0.02 cm3。由圖11可知，主噴油量的波動幅值減小到1.7 mm3，相比盛油槽容積為0.05 cm3時減小了0.1 mm3，針閥響應(yīng)和壓力波動的耦合程度進(jìn)一步降低。因此，通過減小盛油槽容積的方法也能對針閥響應(yīng)和壓力波動之間的耦合影響進(jìn)行解耦，但是效果不顯著。

圖11 改變盛油槽容積對主噴油量的影響

5 結(jié)論

a) 預(yù)-主噴射時主噴油量會隨著噴射間隔的變化產(chǎn)生類余弦曲線波動，當(dāng)主噴射基準(zhǔn)油量為60.0 mm3時，波動幅值可達(dá)3.6 mm3;

b) 預(yù)噴射引起的盛油槽內(nèi)的壓力波動是影響主噴油量大小的根本原因，該壓力波會與針閥響應(yīng)產(chǎn)生耦合作用，改變針閥開啟階段的動作規(guī)律，進(jìn)而影響主噴射循環(huán)噴油量的大小;

c) 通過減小噴油器內(nèi)部油道長徑比和盛油槽容積的方法均能對針閥響應(yīng)和壓力波動的耦合影響進(jìn)行解耦，且減小長徑比的方法效果非常顯著。

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2015-05-11；

2015-10-09

王昊(1988—)，男，碩士，主要研究方向為柴油機電控噴油技術(shù)；wanghao@catarc.ac.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.007

TK421.44

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1001-2222(2016)01-0037-05