超高壓共軌系統(tǒng)性能試驗(yàn)研究

楊昆, 周磊, 王剛, 聶濤, 吳昕

(海軍工程大學(xué) 動(dòng)力工程學(xué)院, 湖北 武漢 430033)

柴油機(jī)作為動(dòng)力機(jī)械的心臟，在各個(gè)領(lǐng)域都有著廣泛的應(yīng)用，世界各國(guó)對(duì)柴油機(jī)高效率低排放的要求也變得愈發(fā)迫切[1-3]。為滿足未來(lái)能源的需求和日益嚴(yán)格的排放法規(guī)要求，開(kāi)發(fā)新的柴油機(jī)技術(shù)勢(shì)在必行，例如新燃燒控制策略、超高壓力噴射、代用燃料以及后處理裝置等[4-6]。其中，超高壓力噴射能夠細(xì)化噴油液滴直徑，改善霧化和可燃混合氣形成效果，進(jìn)而減短著火延遲期和預(yù)混燃燒比例，有效緩解NOx和PM排放之間的矛盾[7-8]。

為實(shí)現(xiàn)超高壓噴射(即噴油壓力達(dá)到 200 MPa以上的噴射[9])，國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者主要采取2種方法。一是通過(guò)高壓油泵直接產(chǎn)生超高壓燃油，并輸送給噴油器，以滿足超高壓噴射。Lucas公司[10]研制的泵噴嘴，采用頂置式大基圓凸輪驅(qū)動(dòng)，利用內(nèi)柱塞的液力作用可獲得高達(dá)200 MPa的噴射壓力。Keiya等[11]設(shè)計(jì)了一套手動(dòng)操控的高壓發(fā)生系統(tǒng)，該系統(tǒng)通過(guò)手動(dòng)的螺旋桿壓縮燃油而獲得超高噴油壓力(接近300 MPa)。二是在噴油器中集成液壓增強(qiáng)部件，以滿足超高壓噴射[12]。BOSCH公司[13]研發(fā)了第4代高壓燃油共軌裝置，該裝置獨(dú)有的壓力放大模塊使得燃油噴射壓力達(dá)到220 MPa左右。但方法一對(duì)高壓油泵的泵油能力和系統(tǒng)中各個(gè)部件的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與工作可靠性有極高的要求；而方法二則需要對(duì)噴油器進(jìn)行重新改進(jìn)設(shè)計(jì)，增加了噴油器的復(fù)雜性。

噴油壓力提高后，意味著噴油速率的增大，即著火延遲期內(nèi)噴入的燃油數(shù)目增多，使得燃燒初始階段的放熱率迅速升高，造成NOx排放量和燃燒噪音加大[14-15]。這就需要通過(guò)對(duì)噴油速率的有效控制來(lái)調(diào)整預(yù)混燃燒的油量，形成更為優(yōu)質(zhì)的可燃混合氣時(shí)間和空間分布。與此同時(shí)，為實(shí)現(xiàn)全工況范圍內(nèi)的優(yōu)化，噴油速率也不是固定不變的，而是隨著柴油機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的變化相應(yīng)調(diào)整成最佳的曲線形狀[16]。因此，人們?cè)趯?duì)噴油壓力要求不斷提高的同時(shí)，對(duì)理想噴油速率的不懈追求也一直沒(méi)有間斷過(guò)。

基于此，為克服高壓源設(shè)計(jì)和噴油器內(nèi)零部件難于集成的困難，實(shí)現(xiàn)超高壓力噴射和可控噴油速率噴射，本文提出了立足國(guó)內(nèi)基礎(chǔ)材料及加工制造工藝水平的超高壓共軌系統(tǒng)，介紹了系統(tǒng)的工作原理，搭建了超高壓共軌系統(tǒng)性能測(cè)試臺(tái)架，定量分析了增壓裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)增壓峰值的影響，并在選取了最合適參數(shù)組合的基礎(chǔ)上，開(kāi)展了壓力特性和噴油速率控制特性試驗(yàn)，以驗(yàn)證該系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)超高壓力和可調(diào)噴油速率噴射的潛力，并為下一步配機(jī)試驗(yàn)的開(kāi)展和配超高壓共軌系統(tǒng)柴油機(jī)整體性能的全面提升奠定了基礎(chǔ)。

1 超高壓共軌系統(tǒng)工作原理

圖1為超高壓共軌系統(tǒng)總體結(jié)構(gòu)。相比于常規(guī)高壓共軌系統(tǒng)，該系統(tǒng)的主要特點(diǎn)是在共軌管和噴油器之間加裝了自行設(shè)計(jì)的增壓裝置。該系統(tǒng)采用雙電磁閥控制，一個(gè)用于控制增壓裝置，另一個(gè)用于控制噴油器。

圖1 超高壓共軌系統(tǒng)總體結(jié)構(gòu)

增壓裝置的結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要由入口接頭、活塞體、增壓活塞、節(jié)流壓板、芯軸以及調(diào)整墊圈等零部件組成。增壓裝置的具體工作原理為：在部分負(fù)荷工況下，共軌管內(nèi)燃油經(jīng)過(guò)單向閥與增壓室進(jìn)油通道，向噴油器提供低壓燃油；在高負(fù)荷工況下，增壓裝置電磁閥開(kāi)啟，控制室內(nèi)燃油從控制室出油口泄出，壓力降低，使得增壓活塞兩側(cè)受力失衡，并向增壓室方向移動(dòng)，此時(shí)單向閥自動(dòng)關(guān)閉，增壓室內(nèi)油壓急速上升，向噴油器提供超高壓燃油。當(dāng)電磁閥關(guān)閉后，基于共軌管燃油的補(bǔ)充，促使控制室內(nèi)油壓得到回升，隨同復(fù)位彈簧一起使增壓活塞得以復(fù)位，并等待下一次的動(dòng)作[17]。

根據(jù)上述增壓裝置的工作原理可知，該裝置是參考“液力放大”的思路實(shí)現(xiàn)增壓的，故共軌管內(nèi)壓力(軌壓)和裝置內(nèi)增壓活塞面積比(以下簡(jiǎn)稱增壓比)的大小是決定增壓效果的主要因素。進(jìn)油節(jié)流孔直徑作為燃油進(jìn)入控制室的通道，會(huì)直接影響控制室的進(jìn)油速率和泄壓過(guò)程，進(jìn)而影響增壓壓力。電磁閥彈簧剛度和預(yù)緊力的增加，會(huì)減緩控制室出油孔的泄油速度，進(jìn)而對(duì)增壓壓力產(chǎn)生影響。因此，在開(kāi)展試驗(yàn)的過(guò)程中，主要研究軌壓、增壓比、進(jìn)油節(jié)流孔直徑、電磁閥彈簧剛度以及預(yù)緊力等參數(shù)對(duì)增壓效果的影響，以期選取出合適的參數(shù)組合。

圖2 增壓裝置結(jié)構(gòu)

2 試驗(yàn)系統(tǒng)

為開(kāi)展超高壓共軌系統(tǒng)性能試驗(yàn)研究，搭建了超高壓共軌系統(tǒng)性能測(cè)試臺(tái)架，其原理示意和實(shí)物圖如圖3所示。該臺(tái)架主要包括燃油噴射系統(tǒng)、控制系統(tǒng)以及測(cè)量系統(tǒng)等。

圖3 超高壓共軌系統(tǒng)性能測(cè)試臺(tái)架

燃油噴射系統(tǒng)主要包含高壓油泵、共軌管、增壓裝置以及噴油器等部件。其中，高壓油泵提供燃油給共軌管，而后燃油通過(guò)增壓裝置的加壓作用，基于噴油器噴出。增壓裝置與噴油器的工況狀態(tài)分別利用各自的電磁閥控制。這里需要指出的是，為提高系統(tǒng)的可靠性，在共軌管設(shè)計(jì)試制之初，提出了在充分保證軌壓穩(wěn)定性指標(biāo)的同時(shí)，還應(yīng)可兼顧軌壓跟隨性指標(biāo)，故系統(tǒng)共軌管容積相比原有容積進(jìn)行了適當(dāng)加大；為了防止增壓裝置增壓后的燃油壓力過(guò)高，造成增壓裝置與噴油器二者之間高壓油管的較大形變，試驗(yàn)中直接將增壓裝置出口與噴油器入口相連，取消了二者之間起連接作用的高壓油管。

控制系統(tǒng)主要由電控單元、USB-CAN適配器、BDM調(diào)試器以及PC機(jī)等構(gòu)成。其中，PC機(jī)作為上位機(jī)，利用USB-CAN適配器與電控單元通信，實(shí)現(xiàn)對(duì)電控單元狀態(tài)變量的監(jiān)測(cè)和控制參數(shù)的標(biāo)定。電控單元的作用則是提供增壓裝置和噴油器電磁閥的驅(qū)動(dòng)電流，以保證增壓和噴油控制信號(hào)時(shí)序的靈活可調(diào)，實(shí)現(xiàn)可控噴油速率。其監(jiān)控軟件界面如圖4所示，通過(guò)它能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)系統(tǒng)的實(shí)時(shí)監(jiān)控。

圖4 電控單元監(jiān)控軟件界面

測(cè)量系統(tǒng)主要包含壓電傳感器、電荷放大器、噴油規(guī)律測(cè)試儀以及數(shù)據(jù)采集儀等?；趬弘妭鞲衅骱团涮椎碾姾煞糯笃鳒y(cè)量增壓壓力，利用噴油規(guī)律測(cè)試儀測(cè)量噴油速率，最后通過(guò)數(shù)據(jù)采集儀實(shí)時(shí)觀測(cè)收集增壓壓力和噴油速率的測(cè)試結(jié)果。值得注意的是，為獲取準(zhǔn)確的增壓壓力值，需要對(duì)壓電傳感器進(jìn)行標(biāo)定。根據(jù)標(biāo)定數(shù)據(jù)，得出的壓力與輸出電壓的關(guān)系為：

(1)

式中：P為壓力，MPa；V為傳感器測(cè)量輸出電壓，mV；K1為電荷放大器放大倍數(shù)；K2為傳感器靈敏度；b為傳感器截距。本文中K1=1 mV/pC,K2=55.4 pC/MPa,b=-37.9 pC。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 增壓裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)選取分析

根據(jù)試驗(yàn)需求，設(shè)計(jì)了平面閥、球閥以及錐閥3種不同結(jié)構(gòu)的增壓裝置。但考慮到錐閥同軸度要求太高，在試驗(yàn)過(guò)程中難以滿足自動(dòng)對(duì)中性能和動(dòng)態(tài)密封要求，因此錐閥方案最終未被采用。平面閥和球閥每種結(jié)構(gòu)按照不同增壓比(3,4,5,6)和不同進(jìn)油節(jié)流孔直徑(0.2 mm,0.25 mm)研制，共計(jì)16種不同規(guī)格。為選取出最合適的增壓裝置參數(shù)組合，以便進(jìn)行下一步系統(tǒng)增壓壓力潛力挖掘，對(duì)這16種不同規(guī)格的增壓裝置進(jìn)行了初步的增壓壓力測(cè)試。試驗(yàn)基準(zhǔn)工況設(shè)置為：共軌壓力為20 MPa，電磁閥彈簧剛度為50 N/mm，預(yù)壓縮量均為1.1 mm，增壓裝置電磁閥控制信號(hào)范圍為1～2 ms，噴油器電磁閥控制信號(hào)范圍為1.5～2.5 ms(即先增壓再噴油)。試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示，對(duì)應(yīng)的增壓裝置電磁閥驅(qū)動(dòng)電流和增壓壓力實(shí)測(cè)信號(hào)如圖6所示(以增壓比為3、進(jìn)油節(jié)流孔0.2 mm的平面閥為例)。

圖5 增壓峰值隨不同增壓比的變化曲線

圖6 增壓裝置電磁閥驅(qū)動(dòng)電流和增壓壓力實(shí)測(cè)信號(hào)

由圖5可知，平面閥在進(jìn)油節(jié)流孔0.2 mm時(shí)，增壓比為6的增壓峰值較高，進(jìn)油節(jié)流孔0.25 mm時(shí)，增壓比為4的增壓峰值較高。球閥在進(jìn)油節(jié)流孔0.2 mm時(shí)，增壓比為6的增壓峰值較高，進(jìn)油節(jié)流孔0.25 mm時(shí)，增壓比為3和6的增壓峰值均較高。即平面閥在增壓比為4時(shí)增壓壓力峰值較高，球閥在增壓比為6時(shí)的增壓壓力峰值較高。同時(shí)，無(wú)論是球閥還是平面閥，在相同增壓比下，進(jìn)油節(jié)流孔為0.25 mm時(shí)的增壓峰值普遍高于0.2 mm時(shí)的增壓峰值。從整體上看，增壓峰值相對(duì)較高的增壓裝置參數(shù)組合如表1所示。

表1 增壓裝置參數(shù)組合

接著，為獲取增壓峰值隨不同彈簧剛度和彈簧預(yù)緊力的變化規(guī)律。對(duì)上述3種不同規(guī)格的增壓裝置進(jìn)行進(jìn)一步的增壓壓力測(cè)試試驗(yàn)，以尋找滿足試驗(yàn)需求的組合。以1號(hào)組合為例，按照26,50,95,155.5 N/mm 4種不同彈簧剛度進(jìn)行增壓壓力試驗(yàn)，得出不同彈簧剛度下增壓峰值變化曲線如圖7所示。

圖7 不同彈簧剛度下增壓峰值變化曲線

由圖7可以看出，隨著彈簧剛度的增大，增壓峰值逐步上升。當(dāng)彈簧剛度為155.5 N/mm時(shí)，由于彈簧預(yù)緊力過(guò)大，電磁閥不能正常開(kāi)啟。這是因?yàn)閺椈蓜偠鹊倪x擇決定了系統(tǒng)軌壓增加的極限，在相同壓縮量的情況下，彈簧剛度越大，可承受的軌腔基壓越高，也就意味著增壓裝置可在更高的基壓下實(shí)現(xiàn)增壓。但彈簧剛度過(guò)大會(huì)導(dǎo)致增壓裝置電磁閥的電磁力不足而無(wú)法打開(kāi)，即增壓裝置控制室出油通道不能打開(kāi)，使增壓裝置無(wú)法實(shí)現(xiàn)增壓，具體選擇時(shí)應(yīng)折中考慮?；诖?，選擇彈簧剛度95 N/mm進(jìn)行下一步試驗(yàn)。

最后，在彈簧剛度95 N/mm的基礎(chǔ)下，依托之前選擇的增壓峰值效果較好的1～3號(hào)增壓裝置(見(jiàn)表1)，增加不同厚度的墊片，進(jìn)一步挖掘系統(tǒng)增壓潛力。

1) 1號(hào)增壓裝置

在加0.4 mm墊片的情況下，試驗(yàn)過(guò)程中超高壓共軌系統(tǒng)隨軌壓變化的增壓峰值曲線如圖8所示。

圖8 隨軌壓變化的增壓峰值曲線

由圖8可以看出，軌壓在90～100 MPa范圍內(nèi)，隨著軌壓的上升，增壓壓力逐步上升。當(dāng)軌壓超過(guò)100 MPa時(shí)，打破電磁閥銜鐵預(yù)定平衡受力狀態(tài)，使電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)變慢，進(jìn)而導(dǎo)致增壓壓力下降。軌壓100 MPa時(shí)，增壓峰值最高，達(dá)到247 MPa，軌壓超過(guò)100 MPa時(shí)，增壓峰值開(kāi)始下降，降為213 MPa。

在加0.5 mm墊片的情況下，試驗(yàn)過(guò)程中超高壓共軌系統(tǒng)隨軌壓變化的增壓峰值曲線如圖9所示。

圖9 隨軌壓變化的增壓峰值曲線

由圖9可以看出，軌壓在103～130 MPa范圍內(nèi)，隨著軌壓的上升，增壓峰值從248 MPa逐步下降到197 MPa。

2) 2號(hào)增壓裝置

在加0.4 mm墊片的情況下，試驗(yàn)過(guò)程中超高壓共軌系統(tǒng)隨軌壓變化的增壓峰值曲線如圖10所示。

圖10 隨軌壓變化的增壓峰值變化曲線

由圖10可以看出，軌壓在90～120 MPa范圍內(nèi)，隨著軌壓的上升，增壓壓力逐步上升。軌壓為120 MPa時(shí)，增壓峰值最高，達(dá)到232 MPa。當(dāng)軌壓超過(guò)120 MPa時(shí)，增壓峰值開(kāi)始下降。

3) 3號(hào)增壓裝置

在加0.4 mm墊片的情況下，試驗(yàn)過(guò)程中超高壓共軌系統(tǒng)隨軌壓變化的增壓峰值曲線如圖11所示。

圖11 隨軌壓變化的增壓峰值變化曲線

由圖11可以看出，軌壓在115～130 MPa范圍內(nèi)，隨著軌壓的上升，增壓峰值逐步上升。當(dāng)軌壓超過(guò)130 MPa時(shí)，增壓峰值開(kāi)始下降。軌壓130 MPa時(shí)，增壓峰值最高，達(dá)到263 MPa。

綜上所述，3號(hào)增壓裝置驅(qū)動(dòng)后所獲得的增壓壓力峰值最高。試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步表明了增壓裝置進(jìn)油節(jié)流孔直徑為0.25 mm時(shí)的增壓壓力峰值大于進(jìn)油節(jié)流孔直徑為0.2 mm時(shí)的增壓壓力峰值，球閥結(jié)構(gòu)增壓裝置的增壓壓力峰值大于平面閥結(jié)構(gòu)的增壓壓力峰值。將增壓裝置其加裝到超高壓共軌系統(tǒng)性能測(cè)試臺(tái)架上，即可進(jìn)行壓力特性和噴油速率控制特性試驗(yàn)。

3.2 壓力特性分析

利用超高壓共軌系統(tǒng)性能測(cè)試臺(tái)架，對(duì)超高壓共軌系統(tǒng)進(jìn)行了壓力特性分析。試驗(yàn)工況設(shè)置如下：增壓比為3，軌壓為100 MPa，增壓裝置電磁閥啟閉時(shí)間為1.5～2.5 ms。圖12為得出的增壓裝置增壓壓力曲線。

圖12 增壓裝置增壓壓力曲線

由圖12可以看出，在增壓裝置電磁閥整個(gè)啟閉過(guò)程中，增壓壓力先上升后下降。究其原因，是因?yàn)樵鰤貉b置電磁閥開(kāi)啟后，控制室內(nèi)燃油從出油孔泄出，壓力下降，增壓活塞兩側(cè)受力失衡，隨即向增壓室方向移動(dòng)，壓縮增壓室內(nèi)部燃油，造成其壓力上升。當(dāng)電磁閥關(guān)閉后，控制室獲得了共軌管內(nèi)燃油的補(bǔ)充，壓力回升，與此同時(shí)，在復(fù)位彈簧的彈力作用下，增壓活塞向控制室方向移動(dòng)，容積加大，故增壓室壓力又隨之下降。同時(shí)可以看出，通過(guò)開(kāi)啟增壓裝置電磁閥，增壓后壓力從基壓的100 MPa上升到了240 MPa左右，實(shí)現(xiàn)了超高的壓力噴射。增壓壓力并沒(méi)有按照增壓比例理論設(shè)計(jì)值增加到300 MPa，這是由于在增壓過(guò)程中增壓階梯柱塞偶件環(huán)形間隙的燃油泄漏及實(shí)際響應(yīng)滯后等導(dǎo)致的。

3.3 噴油速率控制特性分析

利用超高壓共軌系統(tǒng)性能測(cè)試臺(tái)架，對(duì)超高壓共軌系統(tǒng)進(jìn)行了噴油速率控制特性分析，以驗(yàn)證其能夠?qū)崿F(xiàn)可控噴油速率噴射的效果。試驗(yàn)工況設(shè)置如下：增壓比為3，共軌壓力為100 MPa，增壓脈寬(增壓裝置電磁閥控制信號(hào)作用時(shí)間)為2.5 ms，噴油器電磁閥控制信號(hào)范圍為1.5～2.5 ms。圖13為得出的噴油速率控制特性曲線。

圖13 噴油速率控制特性曲線

由圖13可以看出，當(dāng)控制時(shí)序(增壓裝置電磁閥控制信號(hào)開(kāi)始時(shí)刻與噴油器電磁閥控制信號(hào)開(kāi)始時(shí)刻之差)為0.5 ms，即增壓時(shí)刻相對(duì)噴油時(shí)刻提前0.5 ms時(shí)，增壓先于噴油，此時(shí)噴油速率形態(tài)近似于矩形；當(dāng)控制時(shí)序?yàn)? ms，即增壓時(shí)刻與噴油時(shí)刻同步時(shí)，噴油速率形態(tài)近似于斜坡形；當(dāng)控制時(shí)序?yàn)?0.5 ms，即增壓時(shí)刻相對(duì)噴油時(shí)刻滯后0.5 ms時(shí)，噴油先于增壓，噴油速率形態(tài)近似于靴形。綜上所述，隨著增壓時(shí)刻的滯后，噴油規(guī)速率形態(tài)由矩形過(guò)渡到斜坡形再到靴形，實(shí)現(xiàn)了靈活可控的噴油速率。

4 結(jié) 論

1) 通過(guò)選型、安裝以及調(diào)試控制系統(tǒng)和測(cè)量系統(tǒng)等，自行設(shè)計(jì)了超高壓共軌系統(tǒng)性能測(cè)試臺(tái)架，實(shí)現(xiàn)了對(duì)噴油與增壓控制信號(hào)的調(diào)節(jié)，滿足了超高壓共軌系統(tǒng)性能試驗(yàn)的需求。

2) 超高壓共軌系統(tǒng)能夠根據(jù)柴油機(jī)工況的變化，通過(guò)改變?cè)鰤貉b置和噴油器各自電磁閥的控制信號(hào)時(shí)序，將燃油壓力放大至超高壓水平，并且實(shí)現(xiàn)矩形、斜坡形以及靴形等不同形式的噴油速率曲線形態(tài)。

3) 在相同的增壓比條件下，隨著進(jìn)油節(jié)流孔直徑的增加，增壓峰值逐漸增大。同時(shí)，隨著增壓比的增大，增壓峰值呈現(xiàn)非線性的增加趨勢(shì)。

4) 在相同彈簧預(yù)緊力的情況下，彈簧剛度越大，可承受的軌腔基壓越高，也就意味著增壓裝置可在更高的基壓下實(shí)現(xiàn)增壓。但彈簧剛度過(guò)大會(huì)導(dǎo)致增壓裝置電磁閥電磁力不足無(wú)法打開(kāi)，具體選擇時(shí)應(yīng)當(dāng)折中考慮。