楊昆,周磊,趙建華,聶濤,黃林

(1.海軍工程大學(xué) 動(dòng)力工程學(xué)院,湖北 武漢 430033;2.海軍工程大學(xué) 艦船綜合試驗(yàn)訓(xùn)練基地,湖北 武漢 430033)

高壓共軌系統(tǒng)能夠基于對共軌壓力的閉環(huán)控制,實(shí)現(xiàn)供油和噴油過程的相對獨(dú)立[1-3],已成為柴油機(jī)節(jié)能減排發(fā)展的前沿技術(shù),更柔性可控的噴油規(guī)律則是高壓共軌系統(tǒng)優(yōu)化過程中的發(fā)展方向[4-5]。然而,常規(guī)的共軌系統(tǒng)要求保持油壓不變,噴油規(guī)律呈矩形,無法實(shí)現(xiàn)噴油規(guī)律的靈活改變?；诖?海軍工程大學(xué)設(shè)計(jì)了增壓裝置[6],并將其加裝在常規(guī)高壓共軌系統(tǒng)的共軌管和噴油器之間,構(gòu)成超高壓共軌系統(tǒng),該系統(tǒng)采用雙電磁閥控制,分別用于控制增壓裝置和噴油器,通過調(diào)整增壓裝置和噴油器電磁閥的相對控制信號時(shí)序,能夠?qū)崿F(xiàn)柔性可控的噴油規(guī)律[7]。

眾所周知,想要提升柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性且降低排放,就必須要改善燃燒過程,而燃燒過程與共軌噴射系統(tǒng)的噴油特性直接相關(guān)[8-9],國內(nèi)外學(xué)者圍繞共軌系統(tǒng)的噴油特性進(jìn)行了相關(guān)研究,Dong等[10]對不同噴油壓力和噴嘴結(jié)構(gòu)下的高壓氣體噴射過程進(jìn)行了試驗(yàn)研究,并且利用紋影成像方法研究了氣體射流的宏觀結(jié)構(gòu)。結(jié)果表明:提高噴油壓力并不能明顯提高噴嘴的穿透力,同時(shí),孔徑的增大不能直接改善引氣效果,也不能提高燃?xì)馍淞鞯钠骄?dāng)量比;Yu等[11]利用試驗(yàn)和數(shù)值仿真相結(jié)合的方法,介紹了在高噴油壓力和背壓條件下,不同噴孔在噴嘴內(nèi)部流動(dòng)和噴霧特性上的差異,結(jié)果表明:相比于圓形噴孔,橢圓形噴孔具有更大的噴霧錐角和更短的噴霧貫穿距。范立云等[12]以電控單體泵為研究對象,分析了系統(tǒng)噴射特性隨結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律,結(jié)果表明:對噴油壓力、循環(huán)噴油量以及噴油持續(xù)期影響最為明顯的結(jié)構(gòu)參數(shù)分別為凸輪速度、噴油器流量以及柱塞直徑。但上述研究都集中在噴油器控制和結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴油特性的影響方面,超高壓共軌系統(tǒng)能夠同時(shí)調(diào)整增壓裝置和噴油器控制參數(shù),二者的控制參數(shù)如何影響共軌系統(tǒng)的噴油特性還未系統(tǒng)解析和探明,故開展噴油與增壓脈寬對超高壓共軌系統(tǒng)噴油特性的影響研究,對實(shí)現(xiàn)燃油噴射的精確控制以及柴油機(jī)性能的整體提升具有重要意義。

基于此,本文為探明噴油與增壓脈寬對超高壓共軌系統(tǒng)噴油特性的影響規(guī)律和成因機(jī)理,在介紹系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)上,建立了超高壓共軌系統(tǒng)的仿真模型,并利用性能試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性,分析了在不同共軌壓力下,噴油與增壓脈寬對超高壓共軌系統(tǒng)噴油特性的影響。

1 超高壓共軌系統(tǒng)模型建立及驗(yàn)證

1.1 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)超高壓共軌系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)和工作原理[7]可知,建立其數(shù)學(xué)模型時(shí),主要分為增壓裝置和噴油器兩大部件。

1.1.1 增壓裝置

根據(jù)增壓裝置的工作原理,可將其分為液壓腔和運(yùn)動(dòng)件兩部分。

1) 液壓腔

增壓裝置的液壓腔主要包括控制室和增壓室,基于流體的可壓縮性方程、伯努利方程以及泄漏方程[13],對于控制室,其燃油連續(xù)性方程可表示為

(1)

式中:Vcon為控制室容積;pc為控制室壓力;Q1為基壓室至控制室的油量;Q2為控制室至電磁閥室的油量;Q3為控制室泄油量;Scon為控制室截面積;hp為升程。

同理,對于增壓室,其燃油連續(xù)性方程表示為

(2)

式中:Vzy是增壓室容積;pz是增壓壓力;Q4為基壓室到增壓室的油量;Q5是增壓室泄油量;Q6為增壓室到噴油器的油量;Az是增壓活塞小端面積;h為增壓活塞行程。

2) 運(yùn)動(dòng)件

增壓裝置的運(yùn)動(dòng)件主要是指增壓活塞,其運(yùn)動(dòng)方程可表示為

(3)

式中:pr為基壓室壓力;Ar為增壓活塞大端面積;Ac為控制室活塞受力面積;ζ為增壓活塞阻力系數(shù);m為增壓活塞質(zhì)量;k為復(fù)位彈簧剛度;y0為復(fù)位彈簧預(yù)壓縮量。

1.1.2 噴油器

噴油器數(shù)學(xué)模型也可分為液壓腔和運(yùn)動(dòng)件兩大類,需要建立的方程主要包括控制室、壓力室內(nèi)燃油連續(xù)性方程,針閥運(yùn)動(dòng)方程等,由于其數(shù)學(xué)模型的建立過程與增壓裝置相似,故此處不再詳細(xì)說明。

1.2 仿真模型

基于增壓裝置和噴油器的數(shù)學(xué)模型,建立的超高壓共軌系統(tǒng)仿真模型如圖1所示。

1.驅(qū)動(dòng)電路 2.驅(qū)動(dòng)信號 3.電磁閥電磁部分 4.電磁閥復(fù)位彈簧 5.銜鐵及閥芯質(zhì)量 6.閥芯泄漏 7.閥芯左端活塞 8.閥芯帶環(huán)槽活塞 9.閥芯右側(cè)錐頭 10.出油孔 11.流量傳感器 12.基壓室 13.單向閥 14.控制室 15.增壓室 16.增壓活塞大端上部 17.增壓活塞大端泄漏 18.增壓活塞質(zhì)量 19.增壓活塞大端下部 20.增壓活塞小端泄漏 21.帶復(fù)位彈簧活塞 22.油箱 23.高壓源 24.電磁閥球閥 25.控制活塞上端 26.控制活塞泄漏 27.復(fù)位彈簧 28.針閥活塞泄漏 29.針閥活塞上端 30.控制活塞及針閥質(zhì)量 31.針閥錐頭 32.電磁閥腔 33.出油孔 34.噴油器控制室 35.進(jìn)油孔 36.壓力室

模型主要由增壓裝置模型和噴油器模型兩大部分組成。其中,模塊23為高壓源,用于替代高壓油泵和共軌管,為系統(tǒng)提供穩(wěn)定的共軌壓力;模塊8,9分別為閥芯帶環(huán)槽活塞和閥芯右側(cè)錐頭,這是兩位三通滑閥式電磁閥的重要部件;模塊12,14以及15分別為增壓裝置的基壓室、控制室以及增壓室;模塊28～31構(gòu)成了噴油器針閥組件;模塊34和36則分別為噴油器的控制室和壓力室。模型中增壓裝置和噴油器的主要仿真參數(shù)分別如表1～2所示。

表1 增壓裝置參數(shù)

表2 噴油器參數(shù)

1.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性,利用超高壓共軌系統(tǒng)性能試驗(yàn)臺架,進(jìn)行了噴油速率的測試,試驗(yàn)臺架原理圖如圖2所示。

圖2 超高壓共軌系統(tǒng)性能試驗(yàn)臺架原理圖

試驗(yàn)臺架主要由超高壓共軌系統(tǒng)、電控單元、噴油規(guī)律測試儀以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成,利用噴油規(guī)律測試儀可以測量出噴油速率,通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)能夠?qū)崟r(shí)采集噴油速率的測量結(jié)果。試驗(yàn)過程中,工況設(shè)置為:高壓油泵轉(zhuǎn)速750 r/min,共軌管壓力100 MPa,增壓裝置電磁閥控制信號范圍為1.6～3 ms,噴油器電磁閥控制信號范圍為1～2 ms。仿真工況與試驗(yàn)工況保持一致。

噴油速率的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖3所示,由圖可知,噴油速率的試驗(yàn)值和仿真值基本吻合,均呈現(xiàn)出靴型噴油速率曲線形態(tài),證明了仿真模型的準(zhǔn)確性。試驗(yàn)所得噴油速率達(dá)到峰值的時(shí)間大于仿真值是由試驗(yàn)中電磁閥控制電流達(dá)到峰值的時(shí)間大于仿真值造成,此外,仿真得出噴油速率峰值稍大于實(shí)測值的原因是仿真得出的噴油壓力大于實(shí)測值。

圖3 噴油速率仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比圖

2 仿真結(jié)果與分析

2.1 噴油脈寬對系統(tǒng)噴油特性的影響

2.1.1 噴油脈寬對噴油規(guī)律的影響

當(dāng)增壓脈寬為1 ms(增壓裝置電磁閥控制信號范圍為1.5～2.5 ms),控制時(shí)差(增壓裝置電磁閥控制信號開始時(shí)刻與噴油器電磁閥控制信號開始時(shí)刻之差,下同)為0.5 ms時(shí)(即噴油器電磁閥控制信號開始時(shí)刻為1 ms),在不同共軌壓力下,噴油脈寬對噴油規(guī)律的影響如圖4所示。由圖可知,在3個(gè)不同的軌壓下,隨著噴油脈寬的增加,噴油速率曲線形態(tài)均近似于靴形(即有一個(gè)明顯的拐點(diǎn)),且大噴油速率范圍占整個(gè)噴油過程的比例逐漸增大。這是由于噴油在增壓之前開始,即在噴油的過程中會(huì)由于增壓裝置的增壓作用使得增壓室壓力升高,壓力隨即通過高壓油管傳遞到噴油器的壓力室中,使得噴油壓力在某一時(shí)刻上升速度突然增大,進(jìn)而造成噴油速率上升速度突然增大,故其曲線形態(tài)會(huì)出現(xiàn)一個(gè)明顯的拐點(diǎn),近似于靴形,且噴油脈寬越長,保持大噴油速率的時(shí)間越長。值得注意的是,噴油脈寬為0.6 ms時(shí),沒有出現(xiàn)靴形噴油速率曲線形態(tài),且其最大噴油速率明顯偏低,這是由于在增壓壓力傳遞到噴油器壓力室之前,噴油過程已經(jīng)結(jié)束了。同時(shí)由圖可以看出,當(dāng)噴油脈寬大于1 ms后,噴油速率已經(jīng)達(dá)到最大值,且基本保持穩(wěn)定,這是針閥升程已經(jīng)達(dá)到最大造成的。且隨著共軌壓力的升高,最大噴油速率逐漸升高,共軌壓力每升高10 MPa,最大噴油速率升高0.45 L/min左右。

圖4 噴油脈寬對噴油規(guī)律的影響

2.1.2 噴油脈寬對噴油壓力的影響

在不同共軌壓力下,噴油脈寬對噴油壓力的影響如圖5所示,由圖可知,當(dāng)噴油脈寬在0.4～1 ms時(shí),隨著噴油脈寬增加,噴油壓力逐漸升高,且共軌壓力越高,噴油壓力升高速率越大,這是由共軌壓力的升高使得針閥上升速度加快導(dǎo)致。當(dāng)噴油脈寬大于1 ms后,噴油壓力基本保持在穩(wěn)定值,這是因?yàn)獒橀y升程已經(jīng)達(dá)到最大。

圖5 噴油脈寬對噴油壓力的影響

2.1.3 噴油脈寬對噴油開啟和關(guān)閉延遲的影響

在不同共軌壓力下,噴油脈寬對噴油開啟延遲和噴油關(guān)閉延遲的影響如圖6所示。由圖可知,隨著噴油脈寬的增加,噴油開啟延遲保持不變,噴油關(guān)閉延遲在噴油脈寬較小時(shí)(0.6～1 ms),增加幅度明顯,而在噴油脈寬較大時(shí)(1～1.4 ms),基本保持不變,即存在一個(gè)明顯的拐點(diǎn)。

圖6 噴油脈寬對噴油開啟延遲和關(guān)閉延遲的影響

為解釋上述現(xiàn)象出現(xiàn)的原因,分析了共軌壓力為100 MPa時(shí),不同噴油脈寬下的針閥升程曲線(見圖7)。從圖中可以看出,隨著噴油脈寬的增加,針閥的上升速度不變,因此噴油開啟延遲不變。當(dāng)噴油脈寬較小時(shí)(0.6～1 ms),由于針閥沒有達(dá)到最大升程,噴油脈寬的增加使得針閥運(yùn)動(dòng)距離增加,其落座過程的運(yùn)動(dòng)時(shí)間也相應(yīng)增加,故噴油關(guān)閉延遲的增加幅度明顯,當(dāng)噴油脈寬較大時(shí)(1～1.4 ms),針閥已經(jīng)達(dá)到最大升程,且針閥下降速度基本相同,因此使得噴油關(guān)閉延遲基本保持不變。值得注意的是,在噴油脈寬為0.8 ms時(shí),針閥在下降過程有一段突然回升再繼續(xù)下降的過程,這是由于在針閥下降過程中,增壓壓力剛好傳遞到噴油器的壓力室所引起的。

圖7 不同噴油脈寬下的針閥升程(共軌壓力為100 MPa)

2.1.4 噴油脈寬對噴油量的影響

在不同共軌壓力下,噴油脈寬對噴油量的影響如圖8所示,由圖可知,隨著噴油脈寬的增加,噴油量逐漸增大,且增大幅度明顯。在共軌壓力分別為80,90以及100 MPa時(shí),噴油脈寬每增加0.2 ms,噴油量增大幅度分別為78.9%,63.3%以及69.6%,這是由噴油脈寬的增加使得噴油持續(xù)期增加導(dǎo)致,從噴油速率曲線的包絡(luò)線面積也能夠看出這種變化趨勢。同時(shí)由圖可以看出,當(dāng)噴油脈寬較小時(shí)(0.6～1 ms),噴油量隨噴油脈寬變化的線性度較差,而在噴油脈寬較大時(shí)(1～1.4 ms),噴油量與噴油脈寬基本上呈線性關(guān)系,即存在一個(gè)拐點(diǎn)。

圖8 噴油脈寬對噴油量的影響

2.2 增壓脈寬對系統(tǒng)噴油特性的影響

2.2.1 小噴油脈寬條件

當(dāng)噴油脈寬為0.8 ms(噴油器電磁閥控制信號范圍為1～1.8 ms),控制時(shí)差為0.5 ms時(shí)(即增壓裝置電磁閥控制信號開始時(shí)刻為1.5 ms),在不同共軌壓力下,增壓脈寬對噴油規(guī)律的影響如圖9所示。

圖9 增壓脈寬對噴油規(guī)律的影響

由圖可知,隨著增壓脈寬的增加,噴油速率曲線形態(tài)近似于靴形,且保持不變。

為解釋上述現(xiàn)象出現(xiàn)的原因,以共軌壓力為100 MPa為例,分析了不同增壓脈寬下的噴油器壓力室壓力曲線(見圖10)。由圖可知,當(dāng)噴油脈寬較小(0.8 ms)時(shí),在不同的增壓脈寬下,整個(gè)噴油過程(從開始噴油到噴油結(jié)束)均被包含在壓力室壓力從共軌壓力上升到最大增壓壓力的時(shí)間段內(nèi),這段時(shí)間壓力室壓力曲線的上升趨勢保持不變,因此,噴油過程僅僅取決于噴油控制參數(shù),即當(dāng)噴油時(shí)刻、噴油脈寬等不變時(shí),噴油速率曲線形態(tài)保持不變,曲線形態(tài)近似于靴形則是由噴油的過程中增壓裝置的增壓作用使得噴油壓力升高造成。

圖10 不同增壓脈寬下的噴油器壓力室壓力

2.2.2 大噴油脈寬條件

當(dāng)噴油脈寬為2 ms(噴油器電磁閥控制信號范圍為1～3 ms),控制時(shí)差為0.5 ms時(shí)(即增壓裝置電磁閥控制信號開始時(shí)刻為1.5 ms),在不同共軌壓力下,增壓脈寬對噴油規(guī)律的影響如圖11所示。由圖可知,隨著增壓脈寬的增大,噴油速率曲線形態(tài)在達(dá)到最大噴油速率前保持不變,而在達(dá)到最大噴油速率之后,噴油速率維持在最大值的時(shí)間延長,且基本保持穩(wěn)定,并出現(xiàn)了類似于“倒靴形”的曲線形態(tài)。為解釋上述現(xiàn)象出現(xiàn)的原因,以共軌壓力為100 MPa為例,分析了不同增壓脈寬下噴油器壓力室壓力曲線(見圖12)。

圖11 增壓脈寬對噴油規(guī)律的影響

圖12 不同增壓脈寬下的噴油器壓力室壓力

由圖可知,當(dāng)噴油脈寬較大(2 ms)時(shí),在不同的增壓脈寬下,噴油過程(從開始噴油到噴油結(jié)束)均包含了壓力室壓力從共軌壓力開始上升到恢復(fù)至共軌壓力的整個(gè)過程,噴油過程的前期,壓力室壓力曲線的上升趨勢保持不變,因此,噴油速率曲線形態(tài)保持不變。當(dāng)達(dá)到最大噴油速率之后,增壓脈寬的增大,使得壓力室壓力維持在最大值的時(shí)間延長且基本保持穩(wěn)定,從而造成噴油速率維持在最大值的時(shí)間延長且基本保持穩(wěn)定。噴油速率出現(xiàn)了類似于“倒靴形”的曲線形態(tài)則是由于在噴油還沒有結(jié)束時(shí),增壓裝置電磁閥控制信號的關(guān)閉使得增壓壓力迅速下降,并傳遞到噴油器壓力室中,造成壓力室壓力迅速下降。這種情況的發(fā)生,會(huì)極大地影響缸內(nèi)油氣混合,造成霧化不良和燃燒過程的惡化,因此應(yīng)避免這種情況的發(fā)生,這就要求噴油過程應(yīng)當(dāng)在增壓壓力開始下降前完成。

3 結(jié) 論

1) 隨著噴油脈寬的增加,噴油速率曲線形態(tài)均近似于靴形(即有一個(gè)明顯的拐點(diǎn)),且大噴油速率范圍占整個(gè)噴油過程的比例逐漸增大。

2) 隨著噴油脈寬的增加,噴油開啟延遲保持不變,噴油關(guān)閉延遲在噴油脈寬較小時(shí)(0.6～1 ms),增加幅度明顯,而在噴油脈寬較大時(shí)(1～1.4 ms),基本保持不變,即存在一個(gè)明顯的拐點(diǎn)。

3) 在小噴油脈寬條件下,隨著增壓脈寬的增加,噴油速率曲線形態(tài)近似于靴形,且保持不變。

4) 在大噴油脈寬條件下,隨著增壓脈寬的增加,噴油速率可能會(huì)出現(xiàn)類似于“倒靴形”的曲線形態(tài),這是由于在噴油還沒有結(jié)束時(shí),增壓裝置電磁閥控制信號的關(guān)閉使得增壓壓力迅速下降所導(dǎo)致,為避免這種情況的發(fā)生,噴油過程應(yīng)當(dāng)在增壓壓力開始下降前完成。