高压共轨喷油器结构参数对喷油量特性影响的研究

1、高压共轨喷油器结构参数对喷油量特性影响的研究张建新1施光林1胡林峰2(1 . 上海交通大学机械与动力工程学院 ,上海 ;2 . 无锡油泵油嘴研究所 ,江苏 无锡)摘要通过对高压共轨喷油器的建模 、计算和试验 ,研究了进 、出油节流孔孔径 、孔径比 ,控制活塞直径 ,针阀密封座面直径 ,调压弹簧预紧力和油嘴喷孔直径等参数对喷油量特性的影响 ,并分析了产生影响的原因 。关键词高压共轨喷油器喷油量特性模拟计算生影响的原因 ,研究结果为开发新型的喷油器提供了依据 。1概述为满足日益提高的性能与排放要求 ,柴油机电控化已成为必然趋势 。而柴油机电控的核心便 是电控燃油喷射系统 。电控高压共轨系统因其具

2、有高平均有效喷射压力 、自由的喷油定时控制 、喷 油压力与转速无关以及能实现预喷 、后喷 ,甚至更 多次的喷射等特点 ,从 20 世纪末投入实际应用以 来得到了广泛的认同和推广 。目前 ,德国 bo sch 、日本 denso 以及 delp hi 、siemens 等公司都已相继 推出各自的高压共轨系统 。与传统的泵 - 管 - 嘴系统相比 ,高压共轨系 统中燃油的计量和喷射定时两项关键功能已由高 压供油泵转移到电控喷油器上 。共轨喷油器的结 构 、工作过程的复杂程度已非传统喷油器可比 ,对 它的一些关键结构参数的选定 ,将影响到喷油器 乃至整个系统的工作特性 。在目前的高压共轨系统中 ,应

3、用最广的喷油器是电磁铁控制的高压共轨喷油器 ,典型代表是 bo sch 和 denso 公司的产品 。两个公司的喷油器 虽然在具体结构形式上有所不同 ,但工作的原理 和关键 结 构 参 数 的 作 用 是 一 样 的 。本 文 拟 用avl 的 hydsim 软件 , 以日本 denso 公司的喷油 器为原型进行模拟计算并作试验研究 ,探求喷油 器进出油节流孔孔径 ,孔径比 ,控制活塞直径 ,针 阀密封座面直径 ,调压弹簧预紧力和油嘴喷孔直 径等参数对喷油量特性的影响 ,并着重分析了产2 计算模型的建立2 . 1喷油器结构及工作过程共轨喷油器的结构如图 1 所示 ,它由上部的 电 磁控制阀 、

4、中部的控制活塞和下部的喷油嘴偶图 1 喷油器结构件组成 。当电磁铁通电时 ,控制阀在电磁力作用下克服弹簧力而开启 ,出油节流孔打开 。由于油 液流动 ,通过进油节流孔后的压力损失致使控制 室压力下降 ,此时作用在针阀承压环带上的压力 没有变 。当针阀上受到的液压力大于控制活塞所受液压力与调压弹簧力之和时 ,针阀开启 ,喷油器 开始喷油 。当电磁铁断电时 ,控制阀在弹簧力作 用下落座 ,出油节流孔被关闭 。此时 ,共轨中的高 压燃油通过进油节流孔继续进入控制室 ,控制室 压力升高等于进油压力 ,而由于控制活塞的面积大于油嘴针阀承压面积 ,则在控制活塞上端的液 压力和调压弹簧力的共同作用下 ,油嘴

5、针阀关闭 , 喷油器进而断油 。可见 ,共轨喷油器是通过控制电磁铁的通电 时刻来控制喷油始点 ;在相同结构参数下 ,电磁铁通电时间的长短 (对应控制脉宽的大小) 决定了喷 油量的大小 。而油嘴针阀的运动速度以及由此造 成的喷油器的响应 、喷油规律等 ,又与由结构参数 决定的喷油器液力特性相关 。因此 ,通过计算机 仿真来研究喷油器的结构参数对喷油量特性的影响就有着特别重要的意义 。2 . 2 计算模型avl 的 hydsim 软件是一个液力模拟计算软 件 ,尤其适合于柴油机燃油系统的模拟计算 。在建 模时 ,首先要将对象按要求分解成管道 、容积 、节流孔 、活塞 、阀 、弹簧 、电磁铁等基本元

6、件 ,再加上针 阀 、油嘴等专用元件以及有关边界 ,按相互之间的 关系 ,通过液力 、机械及特殊方式联结 ,形成模型 。 然后须对各元件及边界进行参数设置 。本研究所涉 及的高压共轨喷油器的 hydsim 模型如图 2 所示 。在模拟计算中 ,作如下假设 :1) 在喷油过程中 ,燃油的温度保持不变 ;2) 不考虑各部件的弹性变形 ;3) 假设喷油器在工作过程中共轨压力 、汽缸 压力为恒定值 ;4) 仅考虑控制活塞偶件 、控制阀偶件及油嘴 偶件的泄漏 。模拟计算的基本方程可用粘性流体一维不稳 定流动方程来表示 。图 2 高压共轨喷油器模拟计算模型燃油压缩性方程 : d p = - e d v ;

7、vcdd2 pp22流量方程 : q = cd a=;4d2 x受力平衡方程 : m = f2 , d2 t式中 :为燃油密度 , u 为燃油流速 , p 为压力 ,为燃油动力粘度 , f1 为作用在受控流体上的流动 阻力的合力 , e 为燃油体积弹性模量 , v 为受控 流体 体 积 , q 为 流 量 , p 为 压 差 , cd 为 流 量 系 数 , a 为通流截面面积 , d 为孔径 , f2 为作用在运 动件上的合力 ,m 为运动件质量 。模型中各元件的计算方程由上述基本方程根 据各自具体情况推导建立 ,这里不再赘述 。2 . 3 计算与试验结果对比图 3 是 共 轨 压 力 80

8、 m pa 、100 m pa 及 120m pa 下 ,喷油量特性计算与试验结果的比较 。由 图示曲线可见 ,计算结果与试验结果一致性较好 ,模型能较真实地反映实际喷油器的特性 。连续性方程 : 9+ 9 + 9 u = 0 ;9 t9 x9 x2动量方程 : 9 u + 9 u + 19 p = -f1 + 4 9u ;9 t9 x 9 x9 x 23喷油器主要参数 :1 . 进油节流孔直径 0 . 2 mm ;2 . 出油节流孔直径 0 . 3 mm3 . 油嘴喷孔 6 0 . 21 mm ,针阀密封座面直径 2 . 0 mm ;4 . 控制活塞直径 5 . 0 mm ;5 . 调压弹簧

9、预紧力 56 . 5 n图 3计算结果与试验结果的比较图 4 喷油器结构参数对喷油量特性的影响曲线则出现近似线性上升的形态 。当孔径绝对值超过一定数值 ,喷油特性曲线开始出现前后分化 ,前部 的喷油量随着脉宽的增加上升迅速 ,后部的则明 显变缓 ,到一定脉宽后甚至小于小孔径时的喷油 量 。3 结构参数对喷油量特性的影响分析3 . 1进 、出油节流孔孔径的影响图 4 (a) 是在共轨压力 100 m pa 时 ,在一定的 流量系数下 ,不同出油节流孔与进油节流孔孔径之比 (以下简称孔径比) 下 ,喷油器的喷油量特性 曲线比较 。由图可见 ,孔径比对喷油量特性的影响较为明显 ,在相同的控制脉宽下

10、,喷油量随着孔 径比的增大而增大 。当孔径比较小时 ,在曲线前半部分 ,喷油量随控制脉宽的增大上升较缓 ,这对 小油量控制比较有利 。但过小时 ,在合理可行的控制脉宽范围内 ,喷油器工作能力将难于满足要 求 。随着孔径比的增大 ,喷油量特性曲线前部的斜率不断变大 ,当孔径比达到一定值时 ,在特性曲 线中间将出现一比较明显的转折点 ,在此点前后曲线斜率差别较大 。当孔径比过大时 ,在曲线前 部对应的工作范围内 ,喷油量随控制脉宽的变大而迅速增加 ,这容易造成喷油量的散差较大 ,小油 量控制困难 ;而后部对应的工作范围内 ,喷油量随控制脉宽变大增加缓慢 。与前面相比 ,增加同样 喷油量脉宽须增加更

11、多 。下面通过研究喷油器油嘴针阀的运动规律 ,可以分析和找出产生上述现 象的原因 。图 5 是在共轨压力 100 m pa 时 ,三种不同孔 径比下的油嘴针阀升程曲线 。从图示曲线可看出 ,在一定的压差和时间内 ,在针阀未完全开启阶 段 ,密封座面处的节流是影响喷油量的主要因素 。当孔径比较小时 ,在一定控制脉宽范围内 ,由于针 阀在液力作用下上升速度慢 ,开启量随控制脉宽的变大增加缓慢 ,因而喷油量增加缓慢 ;当孔径比 较大时 ,针阀上升速度快 ,相同控制脉宽下的开启量大 ,从而喷油量也大 。对应针阀升程曲线和喷 油量特性曲线可以看出 ,在较大孔径比下 ,喷油量特性曲线上的转折点正好在针阀完

12、全开启的控制 脉宽点左右 ,而在小孔径比下没有这样的点 ,足以说明在计算脉宽范围内 ,针阀都没有完全开启 。 除了孔径比变化对喷油量特性有很大的影响外 ,在孔径比不变的情况下 ,计算结果显示 ,孔径 绝对值的变化同样对喷油特性曲线的形态会产生较大的影响 ,如图 4 ( b) 所示 。当孔径绝对值较小 时 ,特性曲线呈现出前部小油量区域较平坦 ,后部图 5 不同节流孔径比下的针阀升程3 . 2 控制室容积的影响在高压共轨系统的工作压力范围内 ,燃油的 可压缩性已不能忽略 ,控制活塞上部的控制室容积的大小 ,将影响到控制活塞及与之相连的油嘴 针阀的运动速度 ,从而影响针阀开启的有效时间 , 最终影

13、响喷油量 。计算结果表明 ,控制室容积的 变化对喷油特性曲线的形态影响不大 ,如图 4 ( c) 所示 。表 1 给出了在共轨压力 100 m pa ,控制脉宽 1 . 5 ms 时控制室容积对喷油持续期 、喷油量的 影响 。在其它参数一定的条件下 ,喷油量随着控 制室容积的增大而减小 。图 6 为对应表中序号为1 、3 、5 的三种控制室容积喷油规律曲线 。从图中 可以看出 ,控制室容积主要影响喷油始点 ,而断油时刻基本相同 ,因而随着控制室容积的增大 ,喷油 始点推迟将导致喷油持续期缩短 ,最终使喷油量 降低 。当控制室容积过大时 ,喷油器响应速度降 低 ,将会影响预喷射的控制 。表 1

14、控制室容积对喷油特性的影响项目123456控制室容积/ mm3喷油持续期/ ms单次喷油量/ mm349 . 92 . 0257 . 81 . 9967 . 61 . 9575 . 51 . 9283 . 31 . 8991 . 21 . 86116 . 3 113 . 8 111 . 0 108 . 5 106 . 0 103 . 1同 ,但针阀运动速度在活塞直径大时要小 ,最终导致喷油量的差异 。在控制脉宽较小时 ,控制活塞 直径大的喷油器针阀甚至不能完全打开 ,造成喷 油量差异加大 。3 . 4调压弹簧预紧力的影响在共轨喷油器中 ,虽然作用于针阀上的液压 力远大于调压弹簧的作用力 ,但调

15、压弹簧预紧力 的变化依然对喷油器的特性产生较为明显的影 响 。图 4 (f ) 是在共轨压力 100 m pa ,不同调压弹 簧预紧力下的喷油量特性曲线 。从图示曲线可知 ,当预紧力在合理的范围内变化时 ,预紧力对特 性曲线形态影响不大 ,但对喷油量有一定的影响 。 在相同的控制脉宽下 ,喷油量随预紧力的增大而 减小 。图 8 所示的喷油规律显示 ,随着预紧力的 增大 ,喷油器喷油始点推迟而停油点提前 ,从而造成喷油量减少 。图 6 不同控制室容积下的喷油规律曲线3 . 3 控制活塞直径的影响控制活 塞 直 径 对 喷 油 量 特 性 的 影 响 见 图 4 ( d) 。从图中可以看出 ,随着

16、活塞直径的减小 ,喷 油特性曲线的变化趋势与 3 . 1 中孔径比增大时相 类似 。控制活塞之所以对喷油特性产生如此明显的影响 , 一个原因是在相同的进 、出油节流孔径 下 ,因小直径活塞相同的位移所需排出油量较少 , 从而运动速度较快 ,针阀开启快 ,喷油量大 。另一 原因是计算时假设针阀关闭时承压环带面积没 变 ,因而活塞直径变小时 ,作用在活塞 - 顶杆 - 针阀上的压力差变小了 ,这也增加了针阀的开启速 度 。由于针阀的开启速度除了受调压弹簧力影响 外 ,主要是由控制活塞上部与针阀承压环带上的 液压力差决定的 ,因此 ,在喷油器设计时 ,活塞面积与针阀承压面积须一起考虑 。图 4 (

17、e) 是在活 塞面积与针阀承压面积比不变的条件下 ,控制活 塞直径变化时的喷油特性曲线 。结果显示 ,在大 控制脉宽时 , 油量趋于一致 , 而在较小控制脉宽 下 ,油量差异较大 。从图 7 所示的针阀升程曲线(共轨压力 100 m pa ,控制脉宽 2 . 0 ms 和 1 . 3 ms)可以看到 ,在上述面积比一样时 ,喷油开始时刻相图 8 不同弹簧预紧力下的喷油规律3 . 5油嘴参数的影响在油嘴结构参数中 ,喷孔孔径与喷孔数对喷 油量有最直接的影响 。同时 ,对某一系列油嘴来 说 ,密封座面直径的变化会造成针阀承压面积的 变化 ,因此 ,根据 3 . 3 的分析可知 ,当控制活塞直径 (

18、即面积) 不变时 ,针阀承压面积的变化同样会 对喷油量产生影响 。图 4 ( g) 为不同针阀密封座面直径下的喷油 量特性曲线 。座面直径的影响与调压弹簧预紧力 的影响相类似 ,其机理也一样 。图 4 ( h) 是流量系数相同时不同喷孔直径下 的喷油量特性曲线 。从图上可以看出 ,在小控制 脉宽时 ,喷油量特性曲线是重合的 ;随着控制脉宽 的增大 ,喷油量差异逐渐加大 。这主要是由于在 控制脉宽较小时 ,针阀开启量小 ,这时座面处的通流截面小于各喷孔通流面积之和 ,座面处节流是 影响喷油量的主要因素 ,因此在其它参数都一致(下转第 38 页)图 7 相同面积比不同活塞直径下的针阀升程曲线每根电

19、极丝最多能加工 1 300 多个 0185 mm长 、0130 mm 大小的喷孔 ,电极丝对工件的相对 损耗率为 1811 % 。由于 hp1 - edm 机床加工油嘴喷孔 ,是靠中孔座面定位 ,中孔座面精加工必须放在电火花打 喷孔工序前进行 ,但目前国内油泵油嘴厂使用的 中孔座面磨床磨座面都是靠加工好的喷孔进水冷 却 。所以 ,使用 hp1 - edm 机床加工喷孔时 ,必 须重新考虑针阀体工艺路线 。图 12 电压 - 时间正常波形加工需要 37 s ,非正常情况却要 120 s 。由此可见 , u 轴值不能 设 置 太 大 , 否 则 就 会 出现上面提到的短路问题 。由表 7 可知 , u 轴值 设为 0 时 , 喷 孔 直 径 比 电 极 丝 直 径 大 01025 01027 mm ,所以对于表 1 的 u 轴值设置 ,一般基 值不超过 20m ,步进最终值不超过 10 m 。参考文献12 colsposal u x co mpany.posal u x co mpany.hp1 - edm inst ructio n manualhp1 - edm drawing and p roto23 赵万生 1 电火花加工技术(上接第 5 页)的情况下 ,喷油量也都一样 ; 当控制脉宽加大 ,针阀开启加大 ,座面处的通流截面大于各喷孔通