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(dòng)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(yàn)測(cè)試相結(jié)合的方法，揭示了噴油器內(nèi)部壓力波動(dòng)和針閥開啟階段動(dòng)作響應(yīng)的強(qiáng)耦合作用是導(dǎo)致主噴油量隨噴射間隔波動(dòng)的根本原因，當(dāng)主噴油量基準(zhǔn)值為60.0 mm3時(shí)，其波動(dòng)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(duì)模型的分析，針對(duì)強(qiáng)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(duì)解耦方法的仿真試驗(yàn)驗(yàn)證表明，采用解耦方法后壓力波動(dòng)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(dòng)； 耦合

高壓共軌噴油系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)柴油機(jī)噴油定時(shí)、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(jī)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(duì)循環(huán)噴油量的靈活、精確控制是其改善柴油機(jī)性能的關(guān)鍵，尤其對(duì)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(jī)-液相互耦合的復(fù)雜系統(tǒng)，不同構(gòu)件在噴油器工作時(shí)會(huì)產(chǎn)生相互作用[5-6]。蘇海峰等研究表明，噴油器噴油時(shí)會(huì)在內(nèi)部形成水擊壓力波動(dòng)，造成針閥運(yùn)動(dòng)特性和噴射壓力的不穩(wěn)定，尤其是進(jìn)行多次噴射時(shí)，不同噴射之間的間隔較小，噴油器動(dòng)作頻率較快，會(huì)出現(xiàn)實(shí)際噴油量與理論控制噴油量不符的現(xiàn)象，這會(huì)惡化柴油機(jī)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(shí)不同噴射之間的相互影響，本研究利用AMESim液壓仿真平臺(tái)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(dòng)之間的耦合作用，揭示了主噴油量隨噴射間隔波動(dòng)的根本原因；同時(shí)，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(shí)實(shí)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(tái)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(shí)，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(yàn)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(shí)的工況點(diǎn)，將仿真計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖3示出了通過共軌壓力傳感器測(cè)得的軌壓曲線與仿真值對(duì)比。從中可以看出，仿真計(jì)算的共軌壓力能夠在多循環(huán)運(yùn)行時(shí)保持壓力平穩(wěn)，并與試驗(yàn)測(cè)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(duì)比曲線。

圖3 軌壓對(duì)比曲線

圖4 噴油速率對(duì)比曲線

從圖4可以看出，仿真計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)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(duì)柴油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)進(jìn)行仿真模擬，能夠滿足對(duì)系統(tǒng)噴油特性進(jìn)行計(jì)算分析的要求。

2 預(yù)噴射對(duì)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(yàn)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(shí)，相同預(yù)噴射對(duì)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(dòng)規(guī)律，最小油量為58.3 mm3，最大油量為61.9 mm3，波動(dòng)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(yàn)研究，圖6示出了噴射間隔為4°，18°和32°時(shí)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(dòng)，盡管相同的預(yù)噴射引起的壓力波動(dòng)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(shí)刻不同，導(dǎo)致了主噴油量的差別。由此可以看出，針閥動(dòng)作過程中引起的噴油器內(nèi)部壓力波動(dòng)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(shí)盛油槽壓力和針閥升程曲線

3 針閥響應(yīng)與壓力波動(dòng)耦合作用

燃油噴射量可由液體流量計(jì)算方程計(jì)算得出[11-13]：

(1)

式中：Q為所求流量；t為通流時(shí)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(jì)算的性質(zhì)可知，在燃油密度ρ和流量系數(shù)CA相同時(shí)，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(shí)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(shí)間的長短；2)針閥維持階段，盛油槽的壓力波動(dòng)會(huì)使其在流通時(shí)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(shí)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(shí)的盛油槽壓力與針閥動(dòng)作響應(yīng)。按照仿真試驗(yàn)采用的2 000 r/min的曲軸轉(zhuǎn)速計(jì)算，噴射間隔相差2°，針閥動(dòng)作時(shí)刻應(yīng)相差約0.167 ms，而圖7中兩條曲線針閥的開啟時(shí)刻僅相差0.115 ms，這是由于噴射間隔為9°時(shí)針閥開啟時(shí)刻位于盛油槽壓力波谷，壓力絕對(duì)值較低(約為113 MPa)，控制腔需要更長的泄油時(shí)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(shí)刻延后，燃油流通時(shí)間縮短。相反，噴射間隔為11°時(shí)，針閥開啟時(shí)刻位于盛油槽壓力靠近波峰的位置(約為122 MPa)，針閥開啟時(shí)刻相對(duì)提前，燃油流通時(shí)間增加。

噴射間隔為9°時(shí)，主噴射針閥在盛油槽壓力處于波谷時(shí)抬起，之后的盛油槽壓力上升速度明顯下降，經(jīng)過較長時(shí)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(shí)，主噴射針閥在盛油槽壓力接近波峰時(shí)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(huì)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(shí)壓力波正在向控制腔傳遞，此時(shí)若主噴射針閥抬起，盛油槽的部分燃油會(huì)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(bǔ)給”，盛油槽內(nèi)的燃油會(huì)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(shí)刻相應(yīng)延后，相當(dāng)于其流通面積在一段時(shí)間內(nèi)相對(duì)減??；相反，如果主噴射針閥在盛油槽壓力波峰附近開啟，此時(shí)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(bǔ)給”，壓力波也會(huì)按照之前的波動(dòng)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(shí)間內(nèi)相對(duì)增大。兩條曲線針閥達(dá)到最大升程的時(shí)刻僅相差0.095 ms。

圖7 噴射間隔為9°和11°時(shí)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(duì)應(yīng)時(shí)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(duì)應(yīng)的壓力波動(dòng)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(dòng)，由積分的等效性可得：兩條壓力曲線均與目標(biāo)軌壓相對(duì)橫坐標(biāo)的積分值近似等。因此，在不考慮流通時(shí)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(shí)刻的差別分別在針閥開啟階段和落座階段計(jì)算，此處不考慮)不同的情況下，不同噴射間隔時(shí)，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(shí)的針閥下降時(shí)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(shí)的針閥下降時(shí)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(shí)刻相差0.164 ms，與2°的噴射間隔相位差折合時(shí)間僅相差0.003 ms。其原因是：1)針閥下降時(shí)刻盛油槽壓力波動(dòng)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(shí)的泄壓過程更加迅速，能夠在較短時(shí)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(shí)刻相差了0.169 ms，雖然比開始下降時(shí)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(shì)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(dòng)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(duì)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(dú)進(jìn)行預(yù)噴射時(shí)盛油槽內(nèi)的壓力波動(dòng)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(dú)進(jìn)行預(yù)噴射時(shí)盛油槽內(nèi)壓力波動(dòng)曲線

雖然主噴射結(jié)束后盛油槽的壓力波動(dòng)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(shí)，如果預(yù)、主噴射之間的噴射間隔不同，后噴射進(jìn)行時(shí)的盛油槽壓力也會(huì)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(shí)，其針閥響應(yīng)和內(nèi)部壓力波動(dòng)是相互耦合影響的，預(yù)噴射針閥動(dòng)作引起的盛油槽壓力波動(dòng)會(huì)影響主噴射針閥響應(yīng)，反過來主噴射針閥的動(dòng)作也會(huì)改變盛油槽壓力的波動(dòng)規(guī)律，進(jìn)而對(duì)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(dòng)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(duì)高壓油路內(nèi)的一維非定常流動(dòng)進(jìn)行分析時(shí)，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(duì)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(dòng)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(dòng)，就能使主噴油量的波動(dòng)幅值相應(yīng)降低，達(dá)到對(duì)針閥響應(yīng)和壓力波動(dòng)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(dòng)。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(shí)，主噴油量隨噴射間隔的波動(dòng)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(shí)，主噴油量的波動(dòng)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(dòng)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(shí)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(duì)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(dòng)幅值減小到1.7 mm3，相比盛油槽容積為0.05 cm3時(shí)減小了0.1 mm3，針閥響應(yīng)和壓力波動(dòng)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(duì)針閥響應(yīng)和壓力波動(dòng)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(duì)主噴油量的影響

5 結(jié)論

a) 預(yù)-主噴射時(shí)主噴油量會(huì)隨著噴射間隔的變化產(chǎn)生類余弦曲線波動(dòng)，當(dāng)主噴射基準(zhǔn)油量為60.0 mm3時(shí)，波動(dòng)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(dòng)是影響主噴油量大小的根本原因，該壓力波會(huì)與針閥響應(yīng)產(chǎn)生耦合作用，改變針閥開啟階段的動(dòng)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(duì)針閥響應(yīng)和壓力波動(dòng)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。

[1] 馬修真，田丙奇，范立云，等.電控噴油器參數(shù)對(duì)高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)影響的量化分析[J].汽車工程，2015，37(1):55-61.

[2] 張曉力，王尚勇，張幽彤，等.柴油機(jī)電控共軌噴有系統(tǒng)發(fā)展現(xiàn)狀[J].內(nèi)燃機(jī)，2002(2)：3-5.

[3] 何忠波，薛光明，李冬偉，等.高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)電控噴油器建模與試驗(yàn)[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2014，45(9)：19，37-43.

[4] 劉紅彬，駱清國，司東亞，等.高壓共軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴油規(guī)律影響的研究[J].汽車工程，2014，36(1)：28-31，47.

[5] 陳海龍，歐陽光耀，黃康.增壓式高壓共軌柴油機(jī)燃燒排放特性研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2012，33(6)：39-44.

[6] 劉振明，邵利民，歐陽光耀，等.基于近似模型的共軌柴油機(jī)噴射系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程，2011，32(6):63-67,73.

[7] 蘇海峰，張幽彤，郝剛，等.高壓共軌多次噴射油量波動(dòng)現(xiàn)象分析[J].北京理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2011,31(7)：795-798.

[8] 蘇海峰，李鵬志，郝剛，等.噴油脈寬對(duì)高壓共軌多次噴射油量波動(dòng)的影響規(guī)律[J].車用發(fā)動(dòng)機(jī)，2011(6)：38-41.

[9] 蘇海峰，張幽彤，羅旭，等.高壓共軌系統(tǒng)水擊壓力波動(dòng)現(xiàn)象試驗(yàn)[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2011，29(2)，163-168.

[10] 丁曉亮，張幽彤，熊慶輝.壓電式高壓共軌噴油系統(tǒng)噴油量波動(dòng)特性試驗(yàn)[J]．農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2010，41(7)：11-14．

[11] 鄭金保，繆雪龍，洪建海，等.共軌系統(tǒng)電磁噴油器盛油槽壓力測(cè)量與分析[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2012，30(1):86-90.

[12] Andrea E Catania，Alessandro Ferrari，et al.Experimental Investigation of Dynamics Effects on Multiple-Injection Common Rail System Performance[J].Engineering for Gas Turbines and Power，2008，130,032806.

[13] Andrea E Catania，Alessandro Ferrari，Ezio Spessa.Numerical-Experimental Study and Solutions to Reduce the Dwell-Time Threshold for Fusion-Free Consecutive Injections in a Multijet Solenoid-Type CR System[J].Engineering for Gas Turbines and Power，2009，131,022804.

[14] 楊洪敏，蘇萬華，汪洋,等.高壓共軌式噴油器的無量綱幾何參數(shù)對(duì)噴油規(guī)律和噴油特性一致性影響的研究[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2000，18(3):244-249.

2015-05-11；

2015-10-09

王昊(1988—)，男，碩士，主要研究方向?yàn)椴裼蜋C(jī)電控噴油技術(shù)；wanghao@catarc.ac.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.007

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1001-2222(2016)01-0037-05