朱 瑞，汪 洋，耿鶴鳴，董翔宇，王明博，甄旭東

(1.天津大學 內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072；2.天津職業(yè)技術(shù)師范大學 汽車與交通學院，天津 300222)

0 概述

高壓共軌噴油系統(tǒng)可實現(xiàn)高壓噴射且能夠?qū)崿F(xiàn)噴油策略的靈活控制[1],可以改善柴油機的動力性和排放特性,被認為是最具發(fā)展前途的噴射系統(tǒng)之一[2-3]。高壓共軌噴油器作為噴射系統(tǒng)的最終執(zhí)行元件，其性能的優(yōu)劣直接影響柴油機混合氣的形成，進而影響內(nèi)燃機的燃燒和排放性能[4]。電磁閥式高壓共軌噴油器通過控制高速電磁閥的啟閉實現(xiàn)噴射定時和噴射量的控制，其噴射特性由噴油器機械結(jié)構(gòu)和液力特性決定[5-6]。為了研究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴油器特性的影響，國內(nèi)外學者進行了大量工作。文獻[7]中對噴油器無量綱結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了研究，研究結(jié)果的無量綱化具有較強普適性；文獻[8]中研究了不同針閥升程和結(jié)構(gòu)參數(shù)下噴嘴內(nèi)空化流動情況；文獻[9]中將噴油過程劃分為5個階段，研究不同控制參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對不同噴油階段的影響。

共軌噴油器每次噴射動作將一定量的燃油噴入氣缸，同時也會有部分燃油流回油箱，回油造成了 能量損耗[10]，降低燃油系統(tǒng)經(jīng)濟性；同時來自高壓油路的回油溫度較高，會使低壓油路溫度升高，不利于電磁閥的冷卻。本文中通過改進控制柱塞結(jié)構(gòu)，提出一種低回油量高壓共軌噴油器方案，目的是減小每次噴射過程中的回油量且不影響噴油器的動態(tài)響應。通過一維仿真工具AMESim進行仿真優(yōu)化，分析了該方案對減小回油量的作用,證明所提出的方案可行有效，對低回油高壓共軌噴油器的設(shè)計有一定指導意義。

1 低回油量高壓共軌噴油器方案

1.1 高壓共軌噴油器工作原理

高壓燃油從高壓油管進入噴油器，一部分作用在針閥處的承壓槽，另一部分進入控制腔。電磁閥通電后，吸引銜鐵克服電磁閥彈簧力抬起，控制腔通過回油通道與油箱相通，壓力減小。承壓槽處高壓燃油向上的作用力大于控制腔向下的作用力和針閥彈簧力，使針閥抬起，噴油開始；電磁閥斷電后，銜鐵在電磁閥彈簧的作用下回位，球閥關(guān)閉，控制室重新建立起高油壓，控制室向下的力大于針閥所受向上的合力，從而使針閥落座，噴油結(jié)束[11]。忽略高壓燃油的泄漏，回油量即電磁閥抬起時從控制室經(jīng)過回油節(jié)流孔回到油箱的燃油。

1.2 低回油高壓共軌噴油器方案的提出

圖1(a)是低回油高壓共軌噴油器剖面圖，圖1(b)是原高壓共軌噴油器剖面圖。低回油方案與原機相比，除控制柱塞形狀不同外，其余結(jié)構(gòu)和參數(shù)保持一致。針閥下端結(jié)構(gòu)如圖1(c)所示。針閥最大升程時，控制柱塞上端的密封環(huán)將控制腔分成與回油節(jié)流孔相連的內(nèi)腔V1和與進油節(jié)流孔相連的外腔V2，密封環(huán)直徑為D3。引流節(jié)流孔O3和圖中黃色圓圈處的節(jié)流環(huán)帶聯(lián)通V1和V2。隨著針閥抬起，節(jié)流環(huán)帶流通面積減小，當針閥達到最大升程時，節(jié)流環(huán)帶被密封環(huán)密封，內(nèi)腔V1與外腔V2僅由引流節(jié)流孔O3聯(lián)通。引流節(jié)流孔O3直徑小于進油節(jié)流孔，內(nèi)腔V1通過回油節(jié)流孔與低壓油路聯(lián)通，引流節(jié)流孔O3的節(jié)流作用限制進入內(nèi)腔V1的燃油流量，內(nèi)腔V1內(nèi)壓力減小，達到減小回油量的目的。

圖1 兩種噴油器結(jié)構(gòu)圖

2 模型建立及驗證

2.1 數(shù)學模型建立

噴油器作為液力系統(tǒng)，采用一維仿真工具AMESim進行建模。建模過程中將噴油器簡化為管道、容積腔和閥3種結(jié)構(gòu)，分別對應3種數(shù)學模型[12]。

噴油器實際連續(xù)工作時，共軌管中壓力會發(fā)生波動。本文中只仿真單次噴射過程，共軌管中的壓力波動忽略不計[13]。根據(jù)流量守恒方程建立管道的數(shù)學模型如式(1)所示：

(1)

式中，Qgi為進入管道的流量；Qgo為流出管道的流量；Vg為管道容積；E為燃油的彈性模量；pg為管道內(nèi)燃油壓力;t為時間。

控制室和承壓槽處的形狀對噴油器動作的影響可以忽略，容積是主要影響因素，只考慮容積對噴油的影響[14]，可將其表達成容積腔模型。根據(jù)流量守恒方程建立數(shù)學模型如式(2)所示：

(2)

式中，Qi為第i個容積腔內(nèi)的流量變化量;Vi為第i個容積腔的體積；pi為第i個容積腔內(nèi)的壓力。

控制桿和針閥可視為整體，根據(jù)牛頓第二定律建立數(shù)學模型:

(3)

式中，x為針閥位移；m為控制桿和針閥的總質(zhì)量；Fc為承壓槽處的力；Fy為壓力室的力；Fz為針閥座面處的力；Fk為控制腔對控制桿的力；k為針閥彈簧的剛度;x0為針閥彈簧預緊量。

基于以上數(shù)學物理模型，在AMESim中搭建高壓共軌噴油器模型。

2.2 模型驗證

采用EFS高壓共軌試驗臺對普通高壓共軌噴油器進行試驗。共軌壓力分別設(shè)置為100 MPa、120 MPa和140 MPa，信號脈寬分別設(shè)置為1.0 ms、1.5 ms、2.0 ms和2.5 ms。試驗用噴油器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。用AMESim仿真工具搭建試驗所用普通高壓共軌噴油器模型，將仿真所得噴油量與試驗數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果見圖2，各工況下仿真與試驗的誤差均在8 %以內(nèi)。對140 MPa共軌壓力、1.5 ms脈寬條件下試驗所得噴油速率進行濾波和歸零處理，與同工況下仿真所得噴油速率的對比見圖3，結(jié)果表明仿真可以反映實際噴油規(guī)律，證明所搭建的普通高壓共軌噴油器模型有一定可靠性。

表1 試驗用噴油器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 噴油量試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比

圖3 噴油速率試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比

2.3 低回油高壓共軌噴油器模型

上文中驗證了普通高壓共軌噴油器模型的可靠性，用相同方法建立低回油高壓共軌噴油器模型如圖4所示，結(jié)合圖1(a)進行說明。

圖4 低回油高壓共軌噴油器仿真模型

當針閥開度最大時，控制柱塞上方的密封環(huán)將控制室分為與回油節(jié)流孔相連的內(nèi)腔V1和與進油節(jié)流孔相連的外腔V2兩部分。內(nèi)腔V1內(nèi)的燃油壓力作用于內(nèi)部圓面積，外腔V2內(nèi)燃油壓力作用于外部圓環(huán)面積。因此將兩部分的壓力作用面積圓整為圓面積，再用兩個柱塞模塊分別表示?？刂茥U所受向下的壓力是兩部分壓力的和，將兩部分壓力疊加后輸入控制桿和針閥組件。內(nèi)腔V1和外腔V2由引流節(jié)流孔O3和密封環(huán)上端的流通面積聯(lián)通。密封環(huán)上端流通面積隨著針閥上升而減小，因此將此流通面積視為可變流量通道，由針閥位移控制其開度。

3 低回油方案結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

所提出的低回油方案改變了控制柱塞形狀,密封環(huán)直徑D3和引流節(jié)流孔O3直徑是兩個重要的結(jié)構(gòu)參數(shù)。通過仿真手段對兩個重要參數(shù)進行優(yōu)化，使新方案能同時滿足快速響應和低回油量的要求。

3.1 噴油器響應性評價指標

響應性是評價噴油器性能的重要指標，對評價噴油器響應性好壞的指標進行說明。圖5為噴油器響應指標。圖中t0為控制信號開始時刻；t1為針閥完全抬起時刻；t2為控制信號結(jié)束時刻；t3為針閥落座時刻；T1表示針閥開啟響應，即控制信號始點到針閥完全抬起的時間；T2表示針閥關(guān)閉響應，即控制信號終點到針閥完全落座的時間[15-16]。

圖5 噴油器響應性示意

3.2 單次噴射回油量

高壓共軌噴油器的回油分為兩部分：一是偶件間隙(控制柱塞和針閥)燃油泄漏，二是電磁閥打開時由控制腔通過回油節(jié)流孔的回油。此處把噴油器視為理想的，即不存在偶件間隙泄漏。則回油量可用公式(4)表示：

(4)

式中，kv為回油節(jié)流孔流量系數(shù)；A為回油節(jié)流孔流通面積；p為與回油節(jié)流孔聯(lián)通腔室的壓力；p0為低壓液壓油壓力;ρ為燃油密度。

低回油方案中當針閥最大升程時，內(nèi)腔V1與回油孔聯(lián)通。通過設(shè)計引流節(jié)流孔O3減小內(nèi)腔V1內(nèi)的壓力，從而達到減小回油量的目的。

3.3 控制柱塞密封環(huán)直徑優(yōu)化

固定引流節(jié)流孔O3直徑DO3，對密封環(huán)直徑D3進行單參數(shù)優(yōu)化。DO3為0.15 mm時，密封環(huán)直徑D3分別取1.8 mm、2.1 mm、2.4 mm、2.7 mm、3.0 mm、3.3 mm和3.6 mm，共軌壓力為180 MPa，控制信號脈寬為1.5 ms。不同密封環(huán)直徑時針閥升程隨時間變化圖如圖6所示，圖7為圖6方框部分的局部放大圖。可以看出，密封環(huán)直徑D3對針閥開啟響應影響很小，可忽略不計，而對針閥關(guān)閉響應有顯著影響。針閥關(guān)閉響應時間隨D3減小而減小,分析其原因為：(1)隨著D3減小，內(nèi)腔V1容積減小，電磁閥關(guān)閉后，內(nèi)腔V1壓力上升更快，能更快達到使針閥下行力的閾值。(2)針閥穩(wěn)定在最大升程時，V1、V2可視為體積不變的容積腔，進油節(jié)流孔O1、回油節(jié)流孔O2和引流節(jié)流孔O3直徑不變，且引流節(jié)流孔O3直徑最小而回油節(jié)流孔O2直徑最大。高壓燃油始終由進油節(jié)流孔O1進入外腔V2，經(jīng)過引流節(jié)流孔O3進入內(nèi)腔V1。因此針閥穩(wěn)定在最大升程時，內(nèi)腔V1的壓力p1和外腔V2的壓力p2均與D3無關(guān)，且p1始終小于p2。隨著D3減小，內(nèi)腔V1壓力作用面積減小，外腔V2壓力作用面積增大，因此控制腔對針閥向下的力增大，電磁閥落座后控制腔對針閥向下的力能更快達到使針閥下行的閾值，針閥關(guān)閉延時減小，因此在所選范圍內(nèi)，減小D3有利于提高針閥關(guān)閉響應。

圖7 不同D3下針閥升程隨時間變化的局部放大圖(DO3=0.15 mm)

D3的值也不能過小。圖8為引流節(jié)流孔直徑DO3為0.15 mm，密封環(huán)直徑D3分別取1.8 mm、1.6 mm、1.4 mm和1.2 mm，控制脈寬1.5 ms時針閥升程隨時間變化曲線，可見針閥均發(fā)生了跳動。圖9為圖8方框內(nèi)曲線的局部放大圖。D3為1.8 mm和1.6 mm時針閥僅在恰好完全抬起后發(fā)生一次跳動，之后針閥能繼續(xù)穩(wěn)定在最大位移處。當D3繼續(xù)減小，D3=1.4 mm時針閥發(fā)生連續(xù)跳動并持續(xù)到針閥關(guān)閉時刻。D3進一步減小為1.2 mm時跳動加劇，這是因為隨著D3減小，p2作用面積增大，使得針閥向下的力增大。D3為1.8 mm和1.6 mm時，針閥剛抬起時由于控制腔體積突然減小，其壓力突然增大，該瞬間針閥所受向下的力大于針閥所受向上的合力和針閥彈簧力，使針閥向下運動，當控制腔內(nèi)壓力穩(wěn)定后針閥所受的向上的合力依然大于控制腔對針閥向下的合力，針閥又向上運動到最大升程，因此針閥出現(xiàn)一次跳動后又能繼續(xù)穩(wěn)定在最大升程。當D3進一步減小，控制腔對針閥向下的力繼續(xù)增大，針閥達到最大升程時控制腔對針閥向下的力大于針閥所受向上的合力，因此針閥達到最大升程時開始向下跳動。針閥下行后控制腔容積突然增大使控制腔內(nèi)壓力突然減小，此時控制腔對針閥向下的力又小于針閥所受向上的合力，針閥再次上行，達到最大升程后又下行，如此循環(huán)往復，針閥連續(xù)跳動直到控制信號結(jié)束。針閥連續(xù)跳動會造成噴油速率脈動。圖10為D3為1.2 mm時的噴油速率脈動。

圖8 D3較小時針閥升程圖(DO3=0.15 mm)

圖9 D3較小時針閥跳動情況的局部放大圖(DO3=0.15 mm)

圖10 D3=1.2 mm時噴油速率脈動

圖11為共軌壓力180 MPa，控制信號脈寬1.5 ms，引流節(jié)流孔DO3為0.15 mm情況下不同D3直徑對回油量的影響。隨著D3減小，回油量先略有減小，這是由于D3減小，針閥關(guān)閉響應更快速。D3為1.5 mm時回油量突然增大，且隨D3繼續(xù)減小，回油量增大更加明顯。D3減小到1.5 mm時針閥開始發(fā)生連續(xù)跳動，密封環(huán)上方節(jié)流面積無法保持持續(xù)封閉，外腔V2中的燃油會通過節(jié)流環(huán)帶進入內(nèi)腔V1，使控制腔V1內(nèi)壓力上升，回油量增大,跳動越劇烈，回油量越大。綜上所述，D3不能過小，應在針閥不發(fā)生連續(xù)跳動前提下盡量小。

圖11 不同D3下回油量對比

3.4 引流節(jié)流孔O3優(yōu)化

針閥最大開度時，內(nèi)腔V1和外腔V2僅由引流節(jié)流孔O3相連通。引流節(jié)流孔O3的作用是減小內(nèi)腔V1內(nèi)壓力從而減小回油量。若針閥跳動則無法完全體現(xiàn)引流節(jié)流孔O3的作用,因此應在針閥穩(wěn)定在最大開度且不發(fā)生跳動的工況下對引流節(jié)流孔O3直徑進行優(yōu)化。在密封環(huán)直徑D3為2.1 mm情況下，改變引流節(jié)流孔O3直徑進行優(yōu)化。表2為共軌壓力180 MPa，控制脈寬為1.5 ms，節(jié)流孔O3直徑分別為0.05 mm、0.10 mm、0.15 mm、0.20 mm和0.25 mm時低回油方案及原噴油器的回油量對比?？梢钥闯龅突赜头桨傅幕赜土棵黠@小于原噴油器回油量。隨著O3直徑減小，回油量也減小,這是因為引流節(jié)流孔O3直徑減小，內(nèi)腔V1內(nèi)壓力降低，因此回油量減小。

表2 不同O3直徑回油量對比

圖12為共軌壓力180 MPa，控制脈寬1.5 ms，密封環(huán)直徑2.1 mm，節(jié)流孔O3直徑分別為0.05 mm、0.10 mm、0.15 mm、0.20 mm和0.25 mm時針閥位移隨時間的變化。隨著引流節(jié)流孔O3直徑減小，針閥關(guān)閉延時明顯增加。電磁閥落座關(guān)閉回油節(jié)流孔后，高壓燃油通過引流節(jié)流孔O3進入控制腔V1，V1中建立一定壓力后作用在控制柱塞上產(chǎn)生向下的力使針閥落座。O3直徑越小，則控制腔V1中油壓建立時間越長，從而使針閥關(guān)閉延時增長。綜合考慮噴油器低回油量和快速響應性，O3直徑應在合理范圍內(nèi)取值。

圖12 不同O3直徑下針閥升程隨時間變化圖

4 低回油方案可行性驗證

根據(jù)優(yōu)化結(jié)果，選擇密封環(huán)直徑D3為1.6 mm，引流節(jié)流孔O3直徑為0.18 mm，在共軌壓力分別為60 MPa、100 MPa、140 MPa、180 MPa、220 MPa，脈寬1.5 ms工況下進行仿真，并與同工況下原型機特性進行對比，驗證方案可行性。低回油方案與原型機除控制柱塞形狀外其余參數(shù)均保持相同。圖13對比了兩種噴油器的噴油量和回油量。在不同共軌壓力下兩種噴油器噴油量幾乎相同，低回油噴油器的回油量均遠小于原型機。低回油方案回油量相對于原型機的減少量在60 MPa、100 MPa、140 MPa、180 MPa、220 MPa共軌壓力下分別為31.27 %、36.47 %、39.53 %、40.43 %、41.49 %。共軌壓力越大，回油量減小越明顯，最高可達41.49 %，所提出的方案能顯著減小回油量，提高高壓燃油利用率。

圖13 不同共軌壓力下油量

圖14對比了不同共軌壓力下低回油方案和原型機響應性。由圖可知不同共軌壓力下低回油和原型機開啟響應與關(guān)閉響應相差不大。低回油開啟時間與原型機相比有所延遲，共軌壓力越高，延遲量越小，比如共軌壓力在60 MPa時差距為0.008 ms，共軌壓力220 MPa時差距為0，可忽略不計。同時，在所選工況下低回油關(guān)閉響應性均優(yōu)于原型機。綜上所述，所提出的方案在高共軌壓力下可以不影響噴油器響應性，顯著降低回油量。

圖14 不同共軌壓力下響應性對比

5 結(jié)論

(1)提出了一種低回油的高壓共軌電控噴油器設(shè)計方案：在控制活塞的頂端增加一個直徑為D3的密封環(huán)帶，將控制腔分為內(nèi)腔V1與外腔V2,并增加溝通內(nèi)外腔的引流節(jié)流孔O3。仿真結(jié)果證實低回油方案可以有效降低噴油器徹底打開狀態(tài)的回油量。

(2)密封環(huán)直徑D3對噴油器開啟延遲影響可以忽略，主要影響關(guān)閉延遲：隨著D3的減小，針閥關(guān)閉延遲時間縮短。存在極限D(zhuǎn)3，當小于該值時，在噴射過程中出現(xiàn)針閥軸向連續(xù)跳動，導致噴油速率脈動和回油量增加。

(3)隨著節(jié)流孔直徑的減小，回油量減小，但關(guān)閉延遲時間增長。

(4)仿真計算表明：在60 MPa～220 MPa共軌壓力下，新方案可以在不損失噴油器開啟和關(guān)閉響應延遲的前提下，較原型機減小41 %以上的回油量。