柴油機電控噴油器的試驗研究與優(yōu)化

柴油機電控噴油器的試驗研究與優(yōu)化

高壓共軌系統(tǒng)的優(yōu)勢噴油系統(tǒng)是實現(xiàn)低排放和低噪聲目標的關(guān)鍵。面對嚴格的法規(guī),柴油機噴油系統(tǒng)應(yīng)滿足以下要求:1)高壓噴射及噴射壓力靈活可控;2)噴射定時可柔性調(diào)節(jié);3)可控噴油率(如預(yù)噴射和可變噴油規(guī)律形狀)。與其它噴射系統(tǒng)相比,高壓共軌噴油系統(tǒng)自身所具有的優(yōu)勢,使其能夠完全滿足以上要求。這些優(yōu)勢包括:1)在高壓共軌系統(tǒng)中,壓力形成與油量計量在時間、位置和功能方面是分開的,高壓共軌系統(tǒng)在寬廣的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均能實現(xiàn)高壓噴射;2)噴射定時由執(zhí)行器(電磁鐵)的開啟決定,可完全柔性地控制;3)通過執(zhí)行器的多次動作,可實現(xiàn)預(yù)噴射或多次噴射;4)通過對高壓共軌噴油器內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)的調(diào)整,可形成所需的噴油規(guī)律形狀。目前,德國Bosch、日本Denso、英國Lucas等公司已相繼開發(fā)成功高壓共軌系統(tǒng),并應(yīng)用于批量生產(chǎn)的柴油機上,而國內(nèi)單位開發(fā)高壓共軌系統(tǒng)時間還不長。作者曾對高壓共軌噴油器液壓系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)對噴油特性的影響進行了研究。本文從電磁鐵響應(yīng)特性和高壓共軌噴油器液力過程入手,綜合分析了作者開發(fā)的高壓共軌電控噴油器(FIRCRI)設(shè)計參數(shù)對性能的影響。1液壓基本單元圖1是FIRCRI高壓共軌噴油器的部分剖面圖。其工作原理是電磁鐵未通電時,與電磁鐵銜鐵相連的平衡控制閥處于關(guān)閉狀態(tài),高壓共軌壓力通過進油節(jié)流孔作用在液壓活塞頂面,由于液壓活塞頂面面積大于噴油嘴承壓面積,加上噴嘴彈簧的作用力,使得噴嘴針閥不能抬起。當(dāng)電磁鐵通電后,在電磁力的作用下銜鐵帶動平衡閥迅速開啟,將控制室與回油口連通,而高壓油管與控制室之間通過節(jié)流孔相連,使控制室內(nèi)的壓力下降,針閥打開噴油。電磁鐵斷電后,在彈簧力的作用下,平衡閥關(guān)閉,作用于液壓活塞頂面的壓力增大,噴嘴針閥落座,停止噴油。顯然,高壓共軌噴油器的性能不但受電磁鐵和控制閥的影響,也受與控制室相關(guān)的諸參數(shù)的影響。2菲爾斯-奔馳試驗系統(tǒng)2.1試驗設(shè)施和一般配置圖2所示為FIRCRI噴油器試驗系統(tǒng)示意圖。表1為主要試驗裝置說明。2.2a/d板和傳統(tǒng)i/o板FIRCRI噴油器試驗系統(tǒng)采用基于微機的測控系統(tǒng),其中包括A/D板和定時I/O板。A/D板用于采集銜鐵升程、電磁鐵線圈電流、共軌油壓和噴油規(guī)律。定時I/O板用于產(chǎn)生驅(qū)動噴油器電磁鐵、比例電磁鐵和調(diào)壓閥的控制脈沖。2.3調(diào)節(jié)系統(tǒng)的控制試驗中的主要被控制量是噴油量和共軌油壓。共軌油壓的調(diào)節(jié)分為粗調(diào)和精調(diào)。通過微機改變比例電磁鐵控制脈沖(PWM)的占寬比,從而控制高壓油泵的供油量,進行油壓的粗調(diào)。精調(diào)是微機根據(jù)共軌油壓的反饋,改變調(diào)壓閥控制脈沖(PWM)的占寬比,從而控制調(diào)壓閥閥芯上的電磁力而實現(xiàn)的。噴油量由共軌油壓和噴油器電磁鐵控制脈沖的寬度共同確定。3響應(yīng)時間的確定表征高壓共軌噴油器動態(tài)特性的主要參數(shù)是響應(yīng)時間,其中包括電磁鐵響應(yīng)時間和噴油器液力響應(yīng)時間。電磁鐵的響應(yīng)時間又分為電響應(yīng)時間和機械響應(yīng)時間。在下面的討論中各種響應(yīng)時間分別表示為:To1——電磁鐵電開啟響應(yīng)時間,即從電磁鐵通電到銜鐵開始運動所用的時間;To2——電磁鐵機械開啟響應(yīng)時間,即從銜鐵開始運動到電磁鐵完全打開所用的時間;To3——噴油器液力開啟響應(yīng)時間,即從銜鐵開始運動到噴嘴針閥開始運動所用的時間;Tc1——電磁鐵電關(guān)閉響應(yīng)時間,即從電磁鐵斷電到銜鐵開始回落所用的時間;Tc2——電磁鐵機械關(guān)閉響應(yīng)時間,即從銜鐵開始回落到電磁鐵完全關(guān)閉所用的時間;Tc3——噴油器液力關(guān)閉響應(yīng)時間,即從銜鐵開始回落到噴嘴針閥開始回落所用的時間。3.1電磁鐵反應(yīng)性能分析3.1.1電磁鐵感官銜接電磁鐵線圈電路方程如下:式中:u為電磁鐵驅(qū)動電壓;i為線圈電流;r為線圈內(nèi)阻;Ψ為磁鏈?？紤]到線圈電感,上式可變?yōu)?式中:L為電感。磁路方程如下:式中:I為電流;N為線圈匝數(shù);Φ為磁通;Gδ為氣息磁導(dǎo);Gm為鐵磁導(dǎo)。電磁力方程為:式中:Fm為電磁力;μ0為空氣磁導(dǎo)率;S為導(dǎo)磁面積。電磁鐵銜鐵運動方程為:m·a=Fm+Fh-Fs-Ff(5)式中:Fs為銜鐵彈簧力;Ff為銜鐵及控制閥運動阻力;Fh為控制閥所受液壓力,開啟時液壓力有助于開啟,關(guān)閉時液壓力阻礙關(guān)閉;m為銜鐵及與其相連的控制閥質(zhì)量;a為銜鐵的運動加速度,開啟時a>0,關(guān)閉時a<0。根據(jù)以上基本方程,可從試驗角度分析降低電磁鐵響應(yīng)時間的主要措施。3.1.2磁極電流反應(yīng)性能的研究3.1.2.有縮口、無縮口電磁鐵圖3為兩種采用E型結(jié)構(gòu)的電磁閥示意圖。E型電磁鐵結(jié)構(gòu)緊湊,運動件的質(zhì)量相對較小,吸力相對較大,通過參數(shù)優(yōu)化,能夠較好地滿足高壓共軌噴油器的需要,是國外高壓共軌噴油器電磁鐵普遍采用的結(jié)構(gòu)。這兩種電磁鐵結(jié)構(gòu)不同點在于圖3b所示的電磁鐵底部有縮口,設(shè)計縮口的目的是為了降低銜鐵質(zhì)量。經(jīng)試驗對比,無縮口電磁鐵的響應(yīng)時間和吸力均優(yōu)于有縮口電磁鐵。這主要是由于在縮口處發(fā)生了磁路的短路。圖4為在圖3a結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上對采用不同d2、d3兩個參數(shù)所得的試驗結(jié)果。綜合比較來看,采用第1組即較大d2、較小d3的電磁鐵性能較好。主要是由于在保證磁流通面積情況下,d2較大的電磁鐵鐵芯與側(cè)壁之間漏磁較少,通過銜鐵的有效磁通較大,根據(jù)式(4)可知其電磁力較大;d3較小的銜鐵運動慣性質(zhì)量較小,根據(jù)式(5)可知其運動加速度較大,機械響應(yīng)時間To2縮短。3.1.2.影響機械響應(yīng)時間圖5為開啟響應(yīng)時間和關(guān)閉響應(yīng)時間隨彈簧力的變化。銜鐵彈簧力主要影響機械響應(yīng)時間。根據(jù)電磁鐵銜鐵運動方程,電磁力一定時,減小彈簧力則開啟響應(yīng)時間減少,關(guān)閉響應(yīng)時間加長,反之亦然。顯然,在保證可靠密封的前提下,彈簧力應(yīng)選擇在圖中的曲線交點。3.1.2.高壓驅(qū)動開啟響應(yīng)時間圖6為驅(qū)動電壓對電磁鐵響應(yīng)時間的影響。從圖中可以看出,采用110V高壓驅(qū)動時,關(guān)閉響應(yīng)時間與采用24V驅(qū)動時差別不大,開啟響應(yīng)時間較短。3.1.3結(jié)果分析圖7所示為經(jīng)過對電磁鐵結(jié)構(gòu)參數(shù)、線圈參數(shù)及控制參數(shù)進行匹配優(yōu)化后所得的結(jié)果。在帶有銜鐵升程傳感器這一慣性質(zhì)量的條件下,總開啟響應(yīng)時間To1+To2為0.35ms,總關(guān)閉響應(yīng)時間Tc1+Tc2為0.30ms。3.2高壓共軌油壓過程以上所討論的電磁鐵的高速響應(yīng)特性是在未加共軌油壓的情況下測得的,這只是高壓共軌噴油器實現(xiàn)良好動態(tài)性能的基礎(chǔ),而噴油器最終性能的好壞還取決于共軌油壓作用下的液力過程。3.2.1液壓基本情況控制室液壓方程為式中:pc為控制室壓力;pr為共軌壓力;p0為環(huán)境背壓;Vc為控制室容積;E為體積彈性模量;Qin為控制室進油孔流量;Qout為控制室出油孔流量;Q1為液壓活塞配合間隙泄漏流量;Ap為液壓活塞頂面面積;Ain為控制室進油孔面積;Aout為控制室出油孔面積;hp為液壓活塞升程;C1、C2為流量系數(shù);ρ為液體密度。液壓活塞力平衡方程為mp·a=pcAp-prAn-Ff(9)式中:mp為液壓活塞質(zhì)量;a為液壓活塞運動加速度;Ff為液壓活塞運動阻力;An為針閥受壓面積。根據(jù)以上方程可得出對噴油器液力過程影響敏感的4個無量綱結(jié)構(gòu)參數(shù)是:1)A1——液壓活塞上部控制室進油孔面積與出油孔面積之比;2)A2——液壓活塞受壓面積與噴嘴針閥受壓面積之比;3)A3——控制室進油孔面積與液壓活塞受壓面積之比;4)A4——控制室出油孔面積與噴嘴針閥受壓面積之比。文獻中已對這4個參數(shù)對高壓共軌噴油器動態(tài)性能的影響進行了計算機模擬計算分析,本文著重從試驗的角度討論它們對高壓共軌噴油器液力動態(tài)性能的影響。3.2.2噴油規(guī)律對比為了從試驗的角度研究結(jié)構(gòu)參數(shù)對液力過程的影響,分別采用了2組不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的噴油器進行了對比試驗。這2組噴油器的結(jié)構(gòu)參數(shù)關(guān)系如下:(A1)1=0.23,(A1)2=0.59;(A2)1=(A2)2;(A3)1/(A3)2=0.74;(A4)1/(A4)2=1.89。圖8所示為在共軌油壓60MPa、控制脈寬為1.1ms時,兩組噴油器噴油規(guī)律的對比。可以看出,兩組噴油器的液力開啟響應(yīng)時間To3基本相同,而第1組(A1=0.23)噴油器的噴油規(guī)律形狀接近于梯形,第2組(A1=0.59)接近于三角形(噴油規(guī)律先緩后急)。與第2組相比,第1組噴油器的A1、A3較小,A4較大,即第1組噴油器的控制室進油孔較小,出油孔較大。根據(jù)式(6)、(7)、(8)以及文獻的模擬計算,兩組噴油器的控制室達到進出油流量平衡時,控制室壓力不同,液壓活塞的加速度和升程不同,因此導(dǎo)致最終的噴油規(guī)律形狀不同。考慮到第1組噴油器的控制室容積Vc較大,兩組噴油器的液力開啟響應(yīng)時間To3基本相同。圖9所示為將第2組噴油器的控制室進油孔面積減小40%后的噴油規(guī)律?？梢钥闯?出油孔關(guān)閉后,由于控制室壓力建立很慢,針閥無法正常落座,噴油持續(xù)期已超出采樣的時間窗。3.2.3靜平衡結(jié)構(gòu)閥根據(jù)文獻,對于一定的噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù),在不考慮控制閥所受液壓力Fh的情況下,共軌油壓對噴油器響應(yīng)時間的影響可以忽略不計。但實際上,如圖10a所示的控制閥為球閥的結(jié)構(gòu),由共軌油壓產(chǎn)生的液壓力Fh對其噴油器液力過程有較大的影響。為了盡可能消除共軌油壓對液力過程的影響,作者引入了平衡閥結(jié)構(gòu)。平衡閥是指油壓對閥產(chǎn)生的液壓力的軸向合力為0,由于在閥運動過程中會產(chǎn)生液動力,因此又分為靜平衡和動平衡結(jié)構(gòu)。圖10b所示即為一種靜平衡結(jié)構(gòu)。動平衡結(jié)構(gòu)閥可參見文獻。本研究設(shè)計了一種靜平衡結(jié)構(gòu)控制閥,取得了滿意的效果。圖11所示為噴油量—脈寬特性曲線,球閥在控制脈沖很小時,噴油量仍然很大?？刂泼}寬為0.5ms時,在100MPa共軌油壓下,平衡閥噴油器噴油量為50mm3,而球閥噴油器在30MPa共軌油壓下噴油量為135mm3。說明球閥噴油器受共軌油壓影響,液力關(guān)閉響應(yīng)時間Tc3很長。圖12為平衡閥和球閥的噴油規(guī)律對比。雖然共軌油壓僅為30MPa,但球閥噴油持續(xù)時間仍遠大于平衡閥100MPa時的噴油持續(xù)時間。在開啟時,控制室壓力為共軌油壓(如圖10a所示),油壓作用在球閥上的面積為控制室出油孔面積,液壓力推動球閥開啟。關(guān)閉時,雖然控制室油壓低于共軌油壓,但是,由于此時油壓作用在球閥的整個投影面積上,液壓力仍較大,阻礙球閥關(guān)閉。共軌油壓越高,閥關(guān)閉時控制室油壓越高,阻礙球閥關(guān)閉的液壓力越大,導(dǎo)致液力關(guān)閉響應(yīng)時間Tc3越長。若不采用平衡閥,為了減少液壓力對球閥的影響,只有減小控制室出油孔面積,減小球閥直徑。但減小出油孔面積破壞了控制室各參數(shù)之間的匹配關(guān)系,球閥直徑則受加工條件的限制不可能過小。圖13為采用平衡閥的噴油器在控制脈寬為1.3ms時,噴油量隨共軌油壓的變化情況。3.2.4高壓共軌噴射電磁鐵響應(yīng)特性高壓共軌噴油器依靠電磁鐵的兩次開啟可實現(xiàn)預(yù)噴射。對預(yù)噴射控制的3個基本量是:預(yù)噴射定時、預(yù)噴射量和預(yù)噴射與主噴射間隔。較小的預(yù)噴射量(2mm3～3mm3)對高壓共軌噴油器電磁鐵響應(yīng)特性提出了較高的要求。預(yù)噴射與主噴射間隔時間的最小值也與電磁鐵響應(yīng)特性有較大的關(guān)系。FIRCRI噴油器的高速響應(yīng)特性保證了它有較小的預(yù)噴射量,預(yù)噴射與主噴射間隔時間可靈活調(diào)節(jié)。圖14所示為FIRCRI噴油器在60MPa時的預(yù)噴射控制脈沖和噴油規(guī)律。4高壓共軌噴油器特性(1)高壓共軌噴油器電磁鐵響應(yīng)特性對結(jié)構(gòu)參數(shù)、彈簧力及線圈參