仇滔， 劉天翔， 安曉東， 雷艷， 代賀飛

(1.北京工業(yè)大學(xué) 環(huán)境與能源工程學(xué)院， 北京 100124； 2.北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100081；3. 北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081)

高壓共軌噴油器針閥開啟與關(guān)閉過程規(guī)律研究

仇滔1,2， 劉天翔1， 安曉東3， 雷艷1， 代賀飛1

(1.北京工業(yè)大學(xué) 環(huán)境與能源工程學(xué)院， 北京 100124； 2.北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100081；3. 北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081)

高壓共軌噴油器的針閥運(yùn)動規(guī)律直接決定了噴油規(guī)律和霧化效果，決定針閥運(yùn)動規(guī)律的因素對改進(jìn)噴油器結(jié)構(gòu)以及提升霧化效果有著重要意義。自行搭建了高壓共軌噴油器仿真模型；該計(jì)算模型對噴油器的控制油路中進(jìn)出油節(jié)流孔和球閥區(qū)域處，有空化和無空化兩個(gè)階段的流量系數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；結(jié)合噴油器的理論分析與試驗(yàn)驗(yàn)證，研究了噴油器針閥的運(yùn)動規(guī)律。結(jié)果表明：針閥開啟過程分為2個(gè)階段，第1階段開啟緩慢，第2階段開啟迅速，針閥關(guān)閉過程只有1個(gè)階段；導(dǎo)致針閥開啟過程出現(xiàn)2個(gè)階段是由于噴油器控制室內(nèi)泄油過程的節(jié)流位置由球閥開啟處轉(zhuǎn)到了回油節(jié)流孔；針閥關(guān)閉過程為1個(gè)階段是由于球閥與閥座形成的間隙對控制室內(nèi)回油過程起主要節(jié)流作用；軌壓主要對針閥開啟第2階段有影響，而對針閥開啟第1階段與關(guān)閉階段影響很??；隨著軌壓的升高，針閥開啟第2階段開啟速度加快，當(dāng)軌壓達(dá)到一定值時(shí)，針閥開啟第2階段不再變化。

動力機(jī)械工程； 柴油機(jī)； 噴油器； 針閥升程； 液力過程

0 引言

噴油器是高壓共軌系統(tǒng)中連接供油系統(tǒng)與燃燒系統(tǒng)的關(guān)鍵部件，噴油器的針閥升程是柴油機(jī)工作指標(biāo)的重要參數(shù)之一。針閥升程決定噴油器噴射霧化效果，精確控制噴油器針閥升程，有助于提高柴油機(jī)的燃燒效率，降低油耗，減少尾氣排放[1-2]。

高壓共軌噴油器針閥運(yùn)動是由噴油器內(nèi)液力控制來驅(qū)動的，針閥升程控制噴油規(guī)律以實(shí)現(xiàn)更快、更精確地噴射，所以研究針閥升程的影響因素具有重要意義。Payri等[3]通過研究不同針閥升程對燃油霧化效果的影響，發(fā)現(xiàn)針閥升程對噴孔上游壓力與霧化效果有很大的影響；陳威等[4]通過三維動態(tài)模擬研究針閥升程對噴孔的質(zhì)量流量以及空化影響；解方喜等[5]通過數(shù)值模擬研究針閥運(yùn)動過程及控制室、蓄壓腔內(nèi)壓力變化對噴射霧化的影響?？梢娧芯繃娪推麽橀y升程的重要性，可以提高霧化效果，降低油耗，減少污染。

上述研究都是利用數(shù)值模擬研究針閥開啟對噴射霧化的影響，但是針閥開啟與關(guān)閉(簡稱啟閉)過程的控制因素以及針閥啟閉規(guī)律并非簡單地由于壓力差而造成的。針閥運(yùn)動過程是個(gè)非常復(fù)雜的過程，Lino等[6]、蘇海峰等[7]幾乎認(rèn)為針閥運(yùn)動是受噴油器內(nèi)液力與針閥彈簧共同作用的。因此有必要更清晰地研究噴油器針閥運(yùn)動過程以及針閥升程規(guī)律。本文以德國博世公司生產(chǎn)的高壓共軌噴油器為對象，在高壓共軌試驗(yàn)臺架上通過位移傳感器測得噴油器針閥升程規(guī)律，著重對比軌壓壓力pr分別在60 MPa、100 MPa和140 MPa 3個(gè)工況針閥升程的試驗(yàn)結(jié)果，分析針閥升程的規(guī)律以及影響針閥啟閉的因素。

1 針閥開啟液力分析

高壓共軌噴油器主要由電磁閥控制部分、球閥、控制活塞、閥桿以及針閥組成，如圖1所示。

圖1 高壓共軌噴油器Fig.1 Schematic diagram of solenoid injector

根據(jù)噴油器針閥閥體的受力分析可知，針閥的運(yùn)動方程表示為

(1)

式中：m為閥桿和針閥總質(zhì)量；pcc為控制室內(nèi)壓力；k為針閥彈簧彈性系數(shù)；y是針閥升程；y0為針閥彈簧初始位移；G為針閥重力；f為針閥的摩擦系數(shù)；ANe為針閥在蓄壓腔內(nèi)有效承壓面積，AN為針閥在控制室內(nèi)有效承壓面積，而且ANe

由針閥運(yùn)動方程可知，控制室內(nèi)壓力pcc變化決定著針閥的運(yùn)動，所以噴油器是通過調(diào)整控制室內(nèi)壓力變化實(shí)現(xiàn)對針閥的運(yùn)動控制。

高壓共軌噴油器控制室工作原理如圖2所示。圖2(a)為球閥關(guān)閉狀態(tài)，其控制室內(nèi)壓力pcc等于軌壓pr，即pr=pcc=pa，pa為出油節(jié)流孔處壓力。圖2(b)為球閥開啟狀態(tài)，當(dāng)球閥向上開啟時(shí)，球閥與閥座之間間隙c-c的橫截面積Ac-c增大。此時(shí)，球閥與閥座之間間隙c-c的橫截面積Ac-c小于回油節(jié)流孔a-a橫截面積Aa-a，即Ac-cpcc>pa>pc，pc為出油間隙處壓力。

圖2 高壓共軌噴油器控制室結(jié)構(gòu)原理圖Fig.2 Structure diagram of control chamber

控制室內(nèi)的壓力pcc變化由控制室內(nèi)的燃油體積流量q決定，其表達(dá)式為

(2)

式中：Cd是流量系數(shù)；ρ是燃油密度；pre為回油管內(nèi)壓力；Δp為回油管內(nèi)壓力與控制室內(nèi)壓力之間的差。

由于控制室內(nèi)的壓力pcc等于軌壓pr，遠(yuǎn)大于回油管內(nèi)壓力pre，控制室內(nèi)與回油管形成的巨大壓力差，在很小的間隙c-c處會使流體產(chǎn)生空化現(xiàn)象，空化對流體流量與流動特性有很大的影響。通過作者之前的研究中發(fā)現(xiàn)，較大的壓力差使流體通過較小的截面時(shí)有空化現(xiàn)象的產(chǎn)生[8]。研究結(jié)果表明，在沒有空化產(chǎn)生時(shí)流量系數(shù)Cd是常數(shù)，其大小由流通截面的結(jié)構(gòu)與面積決定；如果空化發(fā)生，其流量系數(shù)是隨著入口壓力的增加而減小的。因此(2)式中的流量系數(shù)Cd并不是常數(shù)，而是隨著控制室內(nèi)壓力變化與流體流動特性而變化的。

空化的產(chǎn)生會對燃油流量系數(shù)產(chǎn)生的影響，應(yīng)研究控制室內(nèi)的流動狀態(tài)。因此，通過流量系數(shù)公式、連續(xù)性方程以及伯努利方程，流量系數(shù)Cd表達(dá)式為

(3)

式中：Cc是間隙c-c出口的收縮系數(shù)；pi是入口壓力；pb是出口壓力，即背壓；pv是流體的飽和蒸汽壓。

將(3)式帶入到(2)式，得

(4)

在球閥打開過程中，Ac-c逐漸增大，當(dāng)Ac-c小于Aa-a時(shí)，控制室的體積流率q取決于于Ac-c，當(dāng)Ac-c大于Aa-a時(shí)，則控制室的體積流率q取決Aa-a，所以噴油器控制室內(nèi)的質(zhì)量守恒方程為

(5)

式中：Ap是頂桿的上端面積；Az-z為進(jìn)油節(jié)流孔z-z的橫截面積；Cdz為進(jìn)油節(jié)流孔z-z的流量系數(shù)；Cdc為間隙c-c的流量系數(shù)；Cda為回油節(jié)流孔a-a的流量系數(shù)；Vcc0是控制室初始體積；β為燃油體積彈性模量。

由上述理論分析可知：控制室內(nèi)壓力pcc變化是由于控制室內(nèi)燃油流量的變化導(dǎo)致，而控制室內(nèi)燃油流量由流經(jīng)控制室內(nèi)的體積流量q決定；控制室的體積流量q取決于回油油路最低有效流動截面，即間隙c-c的橫截面積Ac-c與回油節(jié)流孔a-a橫截面積Aa-a. 在球閥打開過程中，Ac-c逐漸增大，當(dāng)Ac-c小于Aa-a時(shí)，控制室的體積流量q取決于Ac-c；當(dāng)Ac-c等于或者大于Aa-a時(shí)，控制室的體積流量q取決于Aa-a.

2 試驗(yàn)裝置

如圖3所示，為高壓共軌噴油器針閥升程試驗(yàn)測試裝置流程圖。壓力傳感器測量噴油器入口壓力，電流位移傳感器測量針閥升程位移。高壓油泵以不同的轉(zhuǎn)速運(yùn)行以提供不同的軌壓。試驗(yàn)裝置如表1所示。

圖3 試驗(yàn)裝置流程示意圖Fig.3 Schematic diagram of CR test apparatus

在試驗(yàn)過程中，高壓油泵保持一個(gè)恒定的轉(zhuǎn)速，通過調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)以維持穩(wěn)定的壓力。調(diào)節(jié)油泵轉(zhuǎn)速以保持不同軌壓壓力，軌壓壓力pr在60 MPa、100 MPa和140 MPa進(jìn)行試驗(yàn)以測試噴油器工作過程中針閥升程。在試驗(yàn)過程中，燃油溫度維持一個(gè)恒定的溫度(25 ℃)。對于每一個(gè)穩(wěn)定的試驗(yàn)條件，高壓油泵需要持續(xù)運(yùn)行3分鐘，噴油器針閥升程測試3次并采用平均值。

表1 試驗(yàn)裝置

3 模型建立及驗(yàn)證

根據(jù)針閥液力過程分析的公式和測得的高壓噴油器特性數(shù)據(jù)在Matlab/Simulink中建立高壓共軌噴油器的仿真模型，模型主要參數(shù)如表2所示。

表2 模型主要參數(shù)

4 結(jié)果與分析

4.1 針閥運(yùn)動的規(guī)律

如圖4所示，噴油器針閥升程曲線有5個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，依次命名為A、B、C、D和E，其中A點(diǎn)對應(yīng)針閥開啟時(shí)刻，B點(diǎn)為針閥開啟過程中的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，將針閥開啟過程分為2個(gè)階段，C點(diǎn)對應(yīng)針閥開啟到最大時(shí)刻，D點(diǎn)對應(yīng)針閥開始關(guān)閉時(shí)刻，E點(diǎn)對應(yīng)針閥完全關(guān)閉時(shí)刻，噴油器停止噴射燃油。

圖4 在不同壓力下試驗(yàn)針閥升程曲線圖Fig.4 Experimental needle lifts at different rail pressures

因此，針閥升程曲線可分為4段，即AB、BC、CD與DE段。AC段是針閥開啟過程，開啟時(shí)間大約為1 ms，其中：AB段為針閥開啟初始階段，BC段為針閥快速開啟階段，AB段與BC段的斜率不相同；CD段是針閥持續(xù)開啟階段，即升程開啟到最大值；DE段是針閥關(guān)閉階段。

在pr為140 MPa工況下，噴油器針閥升程試驗(yàn)結(jié)果表明：針閥開啟過程分為2個(gè)階段，針閥開啟初始段曲線的斜率較小，快速開啟段曲線的斜率較大；針閥關(guān)閉段只有1個(gè)階段。

圖4為在pr為60 MPa、100 MPa和140 MPa 3個(gè)工況下的試驗(yàn)針閥升程曲線圖。從圖4中可以看出：不同工況下，針閥的開啟過程都為2個(gè)階段，而關(guān)閉過程只有1個(gè)階段。同時(shí)，隨著軌壓壓力的升高，只有B點(diǎn)與C點(diǎn)位置變化，A點(diǎn)、D點(diǎn)與E點(diǎn)基本保持不變。

圖5為不同工況下針閥開啟過程兩個(gè)階段AB、BC段與關(guān)閉階段DE段曲線的斜率，其中AB與DE段曲線的斜率隨軌壓壓力增大幾乎保持不變，而BC段曲線的斜率隨軌壓壓力增大而增大。

圖5 不同工況針閥升程各段斜率圖Fig.5 Slopes of the needle lifts at different rail pressures

因此，軌壓壓力的變化影響針閥快速開啟段(BC段)，隨著軌壓壓力升高，BC段曲線斜率逐漸增大，即BC段開啟時(shí)間逐漸減小；而軌壓壓力的變化不影響針閥開啟初始段(AB段)以及針閥關(guān)閉段(DE段)。

4.2 導(dǎo)致針閥開啟過程兩段原因分析

由第1節(jié)針閥開啟液力的理論分析可知，針閥打開過程是因?yàn)榭刂剖覂?nèi)的壓力降低，而控制室內(nèi)壓力的降低是由回油節(jié)流孔橫截面積和球閥開啟的面積共同決定的。

在噴油器針閥開啟整個(gè)過程，Aa-a和Az-z保持不變，但Ac-c是隨著球閥開啟在變化，如圖2(b)所示。由(5)式可知，控制室回油有效流通橫截面積由Ac-c和Aa-a共同決定。在0 ms到0.5 ms的針閥開啟初始階段，控制室回油有效流通橫截面積由Ac-c決定，Ac-c是隨球閥的開啟而增加；當(dāng)球閥開啟到一定時(shí)刻(B點(diǎn)時(shí)刻)，Ac-c等于Aa-a，則B點(diǎn)時(shí)刻以后控制室回油的有效流通面積由Aa-a決定。

如圖6所示，在pr為140 MPa狀態(tài)高壓共軌噴油器仿真模型計(jì)算得到的回油質(zhì)量流量與有效流通截面積圖可以看出：針閥在開啟過程中，回油有效流通面積曲線在0 ms到0.5 ms時(shí)刻(B點(diǎn)時(shí)刻)，有效流通面積與Ac-c相等，在0.5 ms到1 ms時(shí)刻，有效面積等于Aa-a. 同時(shí)回油的質(zhì)量流量曲線在0.5 ms時(shí)刻(B點(diǎn)時(shí)刻)出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)，而流量變化是由有效流通橫截面積決定的，因此仿真數(shù)據(jù)很好地驗(yàn)證了上述理論分析。

圖6 pr為140 MPa工況仿真質(zhì)量流量與有效流通橫截面積Fig.6 Effective sectional areas and mass flow rate (pr=140 MPa)

因此，針閥開啟過程兩個(gè)階段是由回油節(jié)流孔有效流通橫截面積決定的：針閥開啟初始段的回油節(jié)流孔有效流通橫截面積為Ac-c；針閥快速開啟段的回油節(jié)流孔有效流通橫截面積為Aa-a.

4.3 導(dǎo)致針閥關(guān)閉過程一段原因分析

針閥升程曲線圖4中，DE段是針閥關(guān)閉過程，其過程只有1個(gè)階段，斜率保持不變。

由第1節(jié)針閥開啟液力的理論分析可知，針閥關(guān)閉是因?yàn)榭刂剖覂?nèi)壓力升高，針閥所受到壓力差逐漸減小為0，針閥彈簧作用針閥使其落座；控制室內(nèi)壓力升高主要由Ac-c決定(即Ac-c小于Az-z)，其控制室內(nèi)的質(zhì)量守恒方程為

(6)

由(6)式可知，在針閥關(guān)閉過程中當(dāng)Ac-c小于Az-z時(shí)，球閥與閥座間隙c-c的流通能力在針閥關(guān)閉過程中起主要作用，控制室內(nèi)壓力pcc逐漸變大，針閥蓄壓腔壓力作用力與控制室內(nèi)壓力作用力相互作用；隨著控制室內(nèi)壓力pcc逐漸增加，又由(1)式可知，當(dāng)針閥上下無壓力差作用時(shí)，針閥關(guān)閉過程主要受針閥彈簧力以及重力；由于針閥彈簧力與重力保持不變，針閥落座。

如圖6所示，在pr為140 MPa狀態(tài)高壓共軌噴油器仿真模型計(jì)算得到的回油質(zhì)量流量與有效截面積圖中看出，關(guān)閉過程的質(zhì)量流量曲線沒有明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)；而圖6中流量曲線與有效面積曲線可以看出：當(dāng)有效面積為Ac-c時(shí)，流量開始下下降，當(dāng)有效面積變?yōu)?時(shí)，流量也變?yōu)?.

因此，球閥與閥座間隙c-c的流通能力在針閥關(guān)閉過程中起主要作用，所以針閥關(guān)閉段只有1個(gè)階段。

5 結(jié)論

本文通過高壓共軌試驗(yàn)研究了噴油器針閥升程規(guī)律，得出以下結(jié)論：

1) 噴油器針閥在開啟過程中分為2個(gè)階段；針閥快速開啟段比針閥開啟初始段曲線斜率大，即針閥快速開啟段開啟速度大于針閥開啟初始段開啟速度。

2) 軌壓對噴油器針閥開啟初始段和關(guān)閉段幾乎無影響，但對針閥快速開啟段有明顯影響，隨著軌壓的增大，針閥快速開啟段時(shí)間減少。

3) 針閥開啟過程中出現(xiàn)兩段開啟階段主要是由回油過程中的橫截面積Ac-c和Aa-a決定的，即回油的有效流通面積。針閥剛開啟時(shí)，燃油流通的有效面積為Ac-c；隨著球閥開啟，其燃油流通有效橫截面積變?yōu)锳a-a. 針閥關(guān)閉段只有1個(gè)階段，主要由Ac-c決定。

4)通過對針閥升程的研究，發(fā)現(xiàn)噴油器針閥升程不是簡單的機(jī)械運(yùn)動，而針閥運(yùn)動主要由噴油器內(nèi)部燃油流動決定，其升程規(guī)律由噴油器內(nèi)部壓力變化決定。

References)

[1] 楊永平. 發(fā)動機(jī)臺架實(shí)驗(yàn)中噴油器針閥升程的調(diào)節(jié)方法及應(yīng)用[J]. 小型內(nèi)燃機(jī)與摩托車, 2006, 35(3):8-10.

YANG Yong-ping. Method and application of adjusting the needle valve lift in engine performance test[J]. Small Internal Combustion Engine and Motorcycle, 2006, 35(3):8-10.(in Chinese)

[2] 夏尚飛, 王會明, 侯加林. 噴油器針閥升程自動測試系統(tǒng)的研究[J]. 拖拉機(jī)與農(nóng)用運(yùn)輸車, 2007, 34(5):73-75, 77.

XIA Shang-fei, WANG Hui-ming, HOU Jia-lin. Research onautomatic testing system of injector nozzle body[J]. Tractor & Farm Transporter, 2007, 34(5):73-75, 77.(in Chinese)

[3] Payri R, Gimeno J, Viera J P, et al. Needle lift profile influence on the vapor phase penetration for a prototype diesel direct acting piezoelectric injector[J]. Fuel, 2013, 113(2):257-265.

[4] 陳威, 袁留杰, 胡以懷. 傘噴噴嘴針閥升程對燃油流動及空化的影響[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程, 2016, 37(4):206-213.

CHEN Wei, YUAN Liu-jie, HU Yi-huai. Investigation of influence of needle lift on internal flow and cavitation phenomenon in a conical-spray nozzle[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2016, 37(4):206-213.(in Chinese)

[5] 解方喜, 姚卓彤, 胡雪松, 等. 針閥運(yùn)動和油壓波動對燃油噴霧特性的影響[J]. 吉林大學(xué)學(xué)報(bào):工學(xué)版, 2013, 43(4):897-902.

XIE Fang-xi, YAO Zhuo-tong,HU Xue-song, et al. Influence of dynamic change of needle and hydraulic pressure in diesel injection nozzle on fule spray characteristic[J]. Journal of Jilin University:Engineering and Technology Edition, 2013, 43(4):897-902.(in Chinese)

[6] Lino P, Maione G, Saponaro F, et al. Evolutionary optimization of model parameters for electro-injectors in common rail diesel engines[J]. Journal of Dynamic Systems Measurement and Control, 2016, 138(4):041001-1-041001-8.

[7] 蘇海峰, 張幽彤, 王尚勇, 等. 高壓共軌噴油器噴射特性試驗(yàn)與仿真[J]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2011, 42(1):22-26, 30.

SU Hai-feng, ZHANG You-tong, WANG Shang-yong, et al. Numerical-experimental investigation of injection characteristics of high pressure common rail injector[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2011, 42(1):22-26, 30.(in Chinese)

[8] Qiu T, Song X, Lei Y, et al. Influence of inlet pressure on cavitation flow in diesel nozzle[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 109:364-372.

ResearchonMovementCharacteristicsofNeedleValveinCommonRailInjectorforDieselEngine

QIU Tao1,2， LIU Tian-xiang1， AN Xiao-dong3， LEI Yan1， DAI He-fei1
(1.College of Environmental and Energy Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China; 2.Beijing Electric Vehicle Collaborative Innovation Center, Beijing 100081, China; 3.School of Mechanical Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

The movement of needle valve in the common rail injector determines the injection and atomization effect directly. The movement rule of needle valve in the common rail injector is important to improve the structure of injector and the atomization effect. A high-pressure common rail injector simulation system was built, and a calculation model was established for optimizing the flow coefficients in two stages of cavitation and non-cavitation at the oil inlet and outlet holes of high pressure common rail injector and in the ball valve area. The movement characteristics of needle valve in the common rail injector are studied through theoretical analysis and experiments. The results show that the opening process of needle valve can be divided into two stages: slow opening stage and fast opening stage. Two opening stages of needle valve are due to the transfer of the throttled position. However, the needle valve is mainly influenced by the throttled position, so the closure of the needle valve is a single-stage. Rail pressure has an effect on the second fast opening stage, but not on the slow opening stage or the closing process. The opening process speeds up with the rise of the rail pressure. When the rail pressure reaches to a certain value, the fast opening stage of needle valve remains unchanged.

power machinery engineering; diesel engine; common rail injector; needle lift; hydraulic process

2017-03-23

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(91641106)； 北京市自然科學(xué)基金項(xiàng)目(3172007)

仇滔(1976—), 男, 副教授。 E-mail: qiutao@bjut.edu.cn

TK 421+.42

A

1000-1093(2017)10-2069-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.025