郭世龍，梅衛(wèi)江，倪向東，王蒙，徐國杰

(1.石河子大學(xué)機(jī)械電氣工程學(xué)院，新疆 石河子 832000； 2.石河子大學(xué)農(nóng)業(yè)部西北農(nóng)業(yè)裝備重點實驗室，新疆 石河子 832000)

柴油機(jī)作為汽車工業(yè)的重要動力源，其燃料的燃燒質(zhì)量決定了汽車的動力性、經(jīng)濟(jì)性及排放性[1-2]。燃料的燃燒離不開噴油器良好的噴油特性，而噴油特性與噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)的匹配有關(guān)[3-4]。

電控噴油器是柴油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)中最關(guān)鍵、最復(fù)雜以及設(shè)計和加工精度要求最高的部件。因其各結(jié)構(gòu)所處的工作環(huán)境(高溫、高壓)及結(jié)構(gòu)間相互作用的形式不同，部分結(jié)構(gòu)參數(shù)極易發(fā)生改變，形成易損結(jié)構(gòu)[5]。結(jié)構(gòu)參數(shù)的微小變化對精確控制噴油、保證噴油的一致性具有重要影響[6]。噴油一致主要涉及循環(huán)噴油量一致和響應(yīng)時間一致[7]，其變化將引起燃油噴入缸內(nèi)的精確曲軸轉(zhuǎn)角、噴油量及噴油持續(xù)期發(fā)生改變，導(dǎo)致混合氣形成和噴油規(guī)律發(fā)生變化，造成噴油系統(tǒng)及其匹配的柴油機(jī)工作穩(wěn)定性變差[8-9]。當(dāng)前，噴油器制造及維修企業(yè)主要通過增設(shè)、調(diào)整墊片保正噴油的一致[10]，但該方法受一些條件限制。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對影響噴油一致性的因素已開展了大量研究。段煉等[7]采用一維數(shù)值計算等方法，探究了銜鐵最大升程、進(jìn)油節(jié)流孔孔徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴油一致性的影響。范立云等[11]結(jié)合預(yù)噴射對循環(huán)噴油量的影響研究，提出預(yù)噴射引起的壓力波及其反射波在盛油槽中形成疊加波的波動，引起主噴油量發(fā)生改變。Henein等[12]利用流率測試試驗臺對噴油系統(tǒng)主噴、預(yù)主噴等特性進(jìn)行研究，得出不同噴射模式下的燃油壓力波動對噴油特性的影響。Kilic等[13]提出增大噴油器針閥升程可提高多孔噴嘴循環(huán)噴油量的一致性。Mulemane等[14]發(fā)現(xiàn)噴油器多次噴射引起的水擊效應(yīng)將引起后續(xù)噴射的噴油量發(fā)生變化。當(dāng)前針對噴油器噴油一致性的研究主要集中在：1)定性分析噴油器多次噴射引起的壓力波動對循環(huán)噴油量波動的影響，探究系統(tǒng)控制參數(shù)的變化對循環(huán)噴油量波動的影響規(guī)律；2)針對噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對噴油一致性的影響，進(jìn)行單指標(biāo)的優(yōu)化分析與研究。以上研究對探究噴油一致性問題具有重要借鑒意義，但循環(huán)噴油量與響應(yīng)時間的共同變化才是引起該問題的關(guān)鍵，從這兩個指標(biāo)出發(fā)，開展試驗研究才能解決噴油不一致問題。噴油器在工作中易損結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變是引起噴油一致性發(fā)生變化的主因，且各結(jié)構(gòu)相互影響，部分結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化具有相關(guān)性，各結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化引起噴油一致性指標(biāo)改變的疊加效應(yīng)不可忽視。其次，調(diào)整墊片法只能解決部分結(jié)構(gòu)參數(shù)變化帶來的問題，而通過優(yōu)化、拓寬噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)變化區(qū)間，有利于延長零件的使用壽命，提高零件的互換性，更具理論研究及工程應(yīng)用價值。

本研究通過理論分析、模擬仿真與試驗相結(jié)合的方法，結(jié)合噴油器工作原理和實體結(jié)構(gòu)構(gòu)建AMESim仿真模型?；谄湟毫皺C(jī)械過程分析，得出引起噴油一致性發(fā)生變化的易損結(jié)構(gòu)。利用Box-Behnken響應(yīng)曲面法開展針閥偶件間隙、柱塞偶件間隙、針閥升程、銜鐵升程的變化對噴油一致性指標(biāo)影響的試驗研究，分析各結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對噴油一致性的影響規(guī)律，揭示影響噴油一致性各結(jié)構(gòu)間相互作用下的主要影響因子，采用多目標(biāo)優(yōu)化法，獲得滿足噴油一致性試驗因素的最佳參數(shù)組合。本研究對噴油器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計、匹配及標(biāo)定等工作具有重要指導(dǎo)作用，對提高噴油系統(tǒng)工作的一致性具有重要意義[15]。

1 噴油器組成及工作原理

電控噴油器主要由電磁鐵組件、銜鐵組件、閥組件、噴油器體及噴油嘴組件組成[16](見圖1)。當(dāng)電磁鐵組件不通電時，閥芯彈簧通過銜鐵將球閥壓在出油節(jié)流孔上，控制腔內(nèi)燃油不泄壓，控制腔與盛油槽內(nèi)油壓等于軌壓。由于控制柱塞上端面面積大于盛油槽及針閥錐面對應(yīng)承壓面積，此時作用在柱塞偶件上端面液壓力與針閥復(fù)位彈簧力之和大于針閥偶件下端面及針閥錐面液壓力，針閥關(guān)閉，噴油器不噴油。當(dāng)電磁鐵組件通電時，在電磁力作用下，銜鐵上升。球閥受液壓力作用開啟，控制腔內(nèi)燃油進(jìn)行泄壓。此時作用在柱塞偶件上端面液壓力與針閥復(fù)位彈簧力之和小于針閥偶件錐面及針閥下端圓錐面液壓力，針閥開啟，噴油器噴油。

圖1 噴油器結(jié)構(gòu)

2 噴油器液力及機(jī)械運(yùn)動過程分析

2.1 控制腔流量連續(xù)方程

高壓燃油經(jīng)進(jìn)油節(jié)流孔進(jìn)入控制腔，電磁閥通電，球閥開啟，控制腔內(nèi)高壓燃油經(jīng)出油節(jié)流孔泄壓。

2.1.1控制腔燃油連續(xù)性方程

控制腔流入燃油量Q1，一部分經(jīng)出油節(jié)流孔動態(tài)泄漏燃油Q2，另一部分經(jīng)柱塞偶件間隙泄漏燃油Q3。流量方程[4]為

Q1=Q2+Q3,

(1)

(2)

式中：μ1為進(jìn)油節(jié)流孔流量系數(shù)；P0，P1為共軌管、控制腔油壓；ε1為階躍函數(shù)，P0≥P1時ε1=1，P0

2.1.2球閥運(yùn)動及液力過程分析

球閥在閥芯及銜鐵彈簧預(yù)緊力FS0和控制腔液壓力FP1的作用下，電磁閥通電，球閥開啟。閥座在球閥沖擊產(chǎn)生的摩擦力ff0及穴蝕的影響下接觸面出現(xiàn)損壞[17]，球閥與銜鐵升程一致，其受力及升程變化見圖2和圖3。

圖2 球閥上升、下降階段受力示意

圖3 球閥升程變化

球閥上升及下降階段受力方程如下：

m0a01=FP1+FV-FS0,

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：u為摩擦系數(shù)；FN0為正壓力；R為球閥半徑；a0i為球閥加速度(i=1，i=2分別指代上升、下降階段加速度)；Δx0為彈簧預(yù)壓縮量；m0為球閥質(zhì)量；β為球閥錐角(β0、β1為其前后磨損錐角)；t0為球閥開啟、關(guān)閉時間；ΔH為球閥升程變化量；A0為電磁鐵工作氣隙對應(yīng)面積；μ0為空氣磁導(dǎo)率；δ0為工作氣隙長度；N為線圈匝數(shù)；I為線圈電流；K0為儲備常數(shù)。

聯(lián)合式(3)至式(6)得，球閥開啟、關(guān)閉時間與其升程開方成正比，與所受合力開方成反比。噴油器響應(yīng)時間由針閥開啟時間、針閥開啟延遲時間、針閥關(guān)閉時間、針閥關(guān)閉延遲時間組成[3]。球閥座磨損，球閥下沉，升程增加。球閥開啟時，電磁力及液壓力不變，閥芯彈簧預(yù)緊力減小，所受合力改變，響應(yīng)時間改變。球閥關(guān)閉時，彈簧預(yù)緊力減小，其關(guān)閉及關(guān)閉延遲時間發(fā)生改變。球閥開啟、關(guān)閉時間影響控制腔泄壓時間，導(dǎo)致針閥開啟、關(guān)閉時間及開啟、關(guān)閉延遲時間發(fā)生改變，造成響應(yīng)時間和噴油量發(fā)生變化。

出油節(jié)流孔為銳邊孔，球閥開啟，流出燃油Q2[18]：

(7)

式中：μ2，A2分別為出油節(jié)流孔流量系數(shù)及面積；ΔP1為出油節(jié)流孔進(jìn)出口壓差。

2.1.3柱塞偶件泄漏

柱塞頂部及針閥下端均加工有環(huán)槽，故不考慮針閥偏心的影響。偶件間因存在壓差和相對運(yùn)動，縫隙泄漏同時存在壓差流和剪切流。泄漏量[19]為

(8)

式中：ΔP2為縫隙進(jìn)出口壓差；d1為柱塞直徑；δ1、l1為柱塞與導(dǎo)向孔縫隙寬度和長度；VC1為縫隙內(nèi)外表面相對運(yùn)動速度；μ3為偶件間流量系數(shù)；“+”、“-”代表偶件上升、下降階段。

由式(8)可知，柱塞偶件泄漏將導(dǎo)致控制腔內(nèi)油壓迅速下降，柱塞上端面受力改變，偶件運(yùn)動時間發(fā)生變化。

2.2 盛油槽流量連續(xù)方程

由共軌管流入盛油槽的燃油Q11，一部分通過針閥偶件間隙和針閥錐面與閥座錐面間泄漏(Q12，Q13)，另一部分經(jīng)針閥座處流出(Q14)。流量方程[4]為

(9)

式中：Vn為盛油槽容積，dVn/dt為盛油槽容積變化率。

針閥偶件間隙和針閥錐面及其閥座錐面間泄漏形式為壓差流與剪切流的疊加，流量方程[19]為

(10)

式中：ΔPi+1為間隙進(jìn)出口壓差；li+1為間隙長度；di+1為密封端直徑；δi+1為同心圓環(huán)間隙；VCi+1為間隙內(nèi)外表面相對運(yùn)動速度；μi+3為流量系數(shù)(i=1為針閥偶件，i=2為針閥錐面與針閥座錐面)。

由式(10)知，針閥與其導(dǎo)向孔間隙的變化將引起燃油泄漏量發(fā)生改變。

2.3 針閥座至壓力室的流量連續(xù)性方程

針閥打開，盛油槽內(nèi)燃油通過針閥錐面與閥座間隙進(jìn)入壓力室。流量方程[4]為

(11)

式中：VS為針閥座處容積；PS為針閥座處油壓；dVS/dt為針閥座處容積變化率。

2.4 壓力室燃油連續(xù)性方程

由針閥座流入壓力室的燃油經(jīng)噴孔進(jìn)行噴射，流量方程[4]為

(12)

式中：Qy0為壓力室流入噴孔燃油；PP為壓力室油壓；VP為壓力室容積；dVP/dt為壓力室容積變化率。

聯(lián)合式(9)至式(12)得：

(13)

由式(13)可知，流入盛油槽燃油量不變，針閥偶件間隙增加，燃油泄漏增多，進(jìn)入壓力室燃油減少，則進(jìn)入噴孔燃油減少，噴油量減少。

2.5 針閥及柱塞組件運(yùn)動方程

針閥及柱塞組件的運(yùn)動規(guī)律影響著噴油器噴油規(guī)律[4]。噴油器運(yùn)行時，在燃油中雜質(zhì)粒子的刨削作用下，柱塞及針閥偶件軸向間隙接合面和針閥及其閥座接觸面出現(xiàn)犁溝[5]。針閥、柱塞組件主要受力為壓力室液壓力FP、針閥座處液壓力Fn、針閥承壓錐面液壓力Fm、閥座正壓力FN、柱塞及針閥偶件受刨削力F1和F2、回位彈簧力FS、針閥密封錐面與閥座間刨削力F3，其受力及升程變化見圖4和圖5。

圖4 針閥、柱塞組件上升、下降階段受力分析

圖5 針閥升程變化

針閥、柱塞組件上升階段運(yùn)動方程為

(14)

針閥、柱塞組件下降階段運(yùn)動方程為

(15)

(16)

(17)

式中：η為針閥錐角；Δx1為針閥彈簧預(yù)壓縮量；C為阻尼系數(shù)；m1為組件質(zhì)量；dn為針閥錐面直徑；A3為針閥錐面承壓面積；dp為針閥密封帶投影面積對應(yīng)直徑；K為針閥彈簧剛度；R1為針閥導(dǎo)向直徑；η0為針閥磨損前倒錐角；η1為針閥磨損后虛擬倒錐角；Δh為針閥升程；a1a為組件加速度(a10，a12為上升、下降階段加速度)；t為針閥開啟、關(guān)閉時間；f0為針閥錐面初始接觸面長度；P2為盛油槽燃油壓力。

接觸面所受刨削力方程為[20]

(18)

式中：αSPi為刨削深度(i=1為柱塞偶件，i=2為針閥偶件，i=3為針閥錐面)；fi為接觸面長度；KFCi為修正系數(shù)；VCi為接觸面間相對速度；ε2i為階躍系數(shù)(ε2i=1，D1=δi；ε2i=0，D1≠δi，D1為雜質(zhì)最小直徑)；CFC、XFC、YFC、nFC為刨削經(jīng)驗系數(shù)。

由式(14)至式(18)得，在刨削力的影響下，柱塞、針閥偶件接合處直徑減小，作用在柱塞上端面及針閥承壓錐面的液壓力降低。針閥及其閥座錐面磨損，密封錐面下沉，密封帶寬度增加，針閥升程增加，彈簧預(yù)緊力減小[5,21]，組件在上升和下降階段受力均改變，針閥開啟及關(guān)閉延遲時間發(fā)生改變，噴油器響應(yīng)時間和噴油持續(xù)時間均改變，噴油量改變。

綜上可知，噴油器由于磨損等因素的影響，易損結(jié)構(gòu)主要包括針閥及柱塞偶件、球閥座、針閥錐面及其對應(yīng)閥座。同時閥芯彈簧及針閥復(fù)位彈簧預(yù)緊力也會發(fā)生改變，且各參數(shù)間的變化存在相關(guān)性。

3 模型建立與試驗驗證

3.1 仿真模型的建立

試驗基于博世CRIN系列噴油器工作原理及結(jié)構(gòu)，利用AMESim軟件構(gòu)建仿真模型。模型遵循以下假設(shè)：1)忽略高壓油管變截面和油溫變化對噴油過程的影響；2)各容積腔內(nèi)的燃油在進(jìn)行壓縮和膨脹時，狀態(tài)變化能夠瞬間實現(xiàn)平衡；3)將進(jìn)入各節(jié)流孔的燃油流動狀態(tài)考慮成定常流動，各節(jié)流孔處的流量系數(shù)取經(jīng)驗值[22]；4)柱塞偶件、針閥偶件、球閥及其結(jié)合面等的磨損考慮成均勻磨損。構(gòu)建的仿真模型見圖6[23]。

圖6 高壓共軌噴油系統(tǒng)仿真模型

3.2 試驗準(zhǔn)備

試驗對象為博世CRIN系列電磁式噴油器。試驗利用sagon體式顯微鏡、數(shù)顯千分表等測量設(shè)備，利用X射線相襯成像技術(shù)[24]和硅膠鑄模法測量CRIN系列噴油器中某一款的結(jié)構(gòu)參數(shù)(見表1)。在CRS-708高壓共軌試驗臺上搭建試驗平臺(見圖7)[23]。

表1 噴油器相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)

1—控制面板；2—控制系統(tǒng)；3—變頻器；4—電動機(jī)；5—油泵試驗臺；6—油泵聯(lián)軸器；7—供油調(diào)節(jié)閥；8—高壓油泵；9—量油單元；10—出油量傳感器；11—油箱；12—消霧器；13—噴油器；14—回油量傳感器；15—傳感器放大器；116—油壓限制閥；17—壓力傳感器；18—共軌管；19—數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)；20—傳感器放大器2；21—監(jiān)控計算機(jī)。圖7 電控燃油噴射系統(tǒng)試驗臺

3.3 試驗方法

3.3.1試驗因素的選擇

通過上述液力過程及機(jī)械運(yùn)動過程分析發(fā)現(xiàn)：噴油器針閥及柱塞偶件磨損，偶件間隙增加。針閥錐面及閥座錐面磨損，其升程和密封帶寬度增大、彈簧預(yù)緊力減小，各結(jié)構(gòu)參數(shù)具有一定相關(guān)性。球閥及閥座磨損，閥座錐角減小，銜鐵升程增大，彈簧預(yù)緊力減小，各結(jié)構(gòu)參數(shù)變化值仍具相關(guān)性?；谏鲜鼋Y(jié)構(gòu)參數(shù)間的相關(guān)性，將柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙、銜鐵升程、針閥升程作為試驗因子。CRIN系列噴油器各結(jié)構(gòu)參數(shù)間存在一定差異，現(xiàn)測得某一類型噴油器柱塞及針閥偶件間隙分別為4.32 μm，2.68 μm，銜鐵升程為0.048 mm，針閥升程為0.35 mm。由相關(guān)資料可知，該系列噴油器柱塞偶件間隙為3.00～6.00 μm，針閥偶件間隙約為2.50 μm。針閥升程公差為±0.01 mm，銜鐵升程公差為±0.005 mm[12]。結(jié)合該系列噴油器尺寸公差及其他類型噴油器相應(yīng)結(jié)構(gòu)參數(shù)大小，將試驗因素優(yōu)化水平范圍設(shè)置為柱塞偶件間隙3.00～6.00 μm，針閥偶件間隙1.50～4.00 μm，銜鐵升程0.045～0.055 mm，針閥升程0.32～0.38 mm。

3.3.2試驗指標(biāo)的選擇

基于國標(biāo)GB/T 5772—2010，將噴油量變化率、噴油器響應(yīng)時間變化率作為影響噴油一致性試驗研究的指標(biāo)。計算方程如下：

(19)

(20)

式中：Qr為標(biāo)定工況測定噴油量；Qm為柴油機(jī)標(biāo)定工況及中心點試驗條件對應(yīng)平均循環(huán)噴油量；ti1,ti2為測定針閥開啟、關(guān)閉時刻；ti01，ti02為標(biāo)定工況及中心點試驗條件所對應(yīng)的針閥平均開啟、關(guān)閉時刻。

3.4 模型試驗驗證

為驗證所構(gòu)建數(shù)值模型的合理性，試驗臺控制參數(shù)設(shè)置如下：噴油脈寬1.5 ms、電機(jī)轉(zhuǎn)速650 r/min、油溫28.5 ℃、噴油次數(shù)100次、噴油頻率10 Hz，軌壓為90 MPa和100 MPa。以上試驗只考慮主噴，試驗測量對應(yīng)的噴油速率[13]。在同樣控制參數(shù)下運(yùn)行AMESim仿真模型，軌壓為90 MPa和100 MPa對應(yīng)的噴油速率仿真值與試驗值對比見圖8。通過試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的對比可知，二者具有較高的一致性，證明構(gòu)建的高壓共軌噴油系統(tǒng)數(shù)值仿真模型能準(zhǔn)確預(yù)測系統(tǒng)的噴油特性。

圖8 噴油速率仿真值與測量值對比

4 仿真研究

4.1 仿真試驗

利用Box-Behnken設(shè)計方法探究噴油器易損結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對噴油一致性指標(biāo)的影響。在軌壓90 MPa、噴油脈寬2.0 ms、噴油次數(shù)100次、噴油頻率10 Hz條件下，進(jìn)行仿真試驗。將柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙、銜鐵升程、針閥升程分別以X1，X2，X3，X4記作編碼值，每個因素以-1，0，1表示其低、中、高水平進(jìn)行編碼。試驗因素及水平見表2，仿真試驗方案及結(jié)果見表3。

表2 試驗因素及水平

表3 仿真試驗方案及結(jié)果

在運(yùn)行仿真模型時，將與易損結(jié)構(gòu)同時變化的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行賦值，各組仿真試驗對應(yīng)的單次噴油量與噴油起始時間見圖9和圖10，序號為0的試驗代表試驗因素在中間水平組合下，模型運(yùn)行測得的仿真數(shù)據(jù)。

圖9 各試驗對應(yīng)單次噴油量

圖10 各試驗對應(yīng)噴油起始時間

4.2 仿真結(jié)果及分析

利用Design-Expert 8.0.6對仿真結(jié)果數(shù)據(jù)進(jìn)行二次回歸分析，并進(jìn)行回歸擬合，得到試驗因子與試驗指標(biāo)間的二次多項式回歸模型?；貧w方程如下：

δQ=2.11+0.13X1+0.055X2+0.087X3+
1.31X4+0.043X1X2-0.005 325X1X3+
0.011X1X4-0.03X2X3+0.04X2X4-
0.003 9X3X4+0.14X12+0.14X22+
0.16X32-0.77X42，

(21)

δt=2.25+0.35X1+0.31X2+0.35X3+
0.39X4+0.14X1X2-0.083X1X3-
0.041X1X4-0.16X2X3-0.055X2X4+
0.051X3X4+2.58X12+2.30X22+
2.32X32+2.49X42。

(22)

對仿真結(jié)果進(jìn)行方差分析，結(jié)果見表4。通過分析可知，噴油量變化率與響應(yīng)時間變化率的回歸模型均為P<0.000 1，表明回歸模型極其顯著(P<0.001)。對噴油量變化率回歸方程而言，其回歸項X1X2，X1X3，X1X4，X2X3，X2X4，X3X4的P值均大于0.05，影響均不顯著，其他各項的影響均顯著或極顯著。對其進(jìn)行失擬性檢驗，失擬項P=0.092 1，表明不存在其他影響該指標(biāo)的主要因素。對響應(yīng)時間變化率回歸方程而言，回歸項X1X2，X1X3，X1X4，X2X3，X2X4，X3X4的P值均大于0.05，影響均不顯著，其他各項的影響均顯著或極顯著。對其進(jìn)行失擬性檢驗，失擬項P=0.058 8，表明不存在其他影響該指標(biāo)的主要因素。剔除不顯著回歸項，保留顯著回歸項，在保證擬合方程的回歸擬合度及失擬情況較為合適的情況下重新擬合方程：

表4 仿真結(jié)果及回歸方程方差分析

注：P<0.01(極顯著)，P<0.05(顯著)。

δQ=2.11+0.13X1+0.055X2+0.087X3+
1.31X4+0.14X12+0.14X22+
0.16X32-0.77X42,

(23)

δt=2.25+0.35X1+0.31X2+0.35X3+
0.39X4+2.58X12+2.30X22+
2.32X32+2.49X42。

(24)

經(jīng)過對上述各式回歸項系數(shù)的檢驗可知，對噴油量變化率影響顯著的主、次因素依次為針閥升程、柱塞偶件間隙、銜鐵升程、針閥偶件間隙。對響應(yīng)時間變化率影響顯著的主、次因素依次為針閥升程、銜鐵升程、柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙。

4.3 試驗因素影響效應(yīng)分析

利用軟件Design-Expert 8.0.6對數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，結(jié)合試驗因素對試驗指標(biāo)的回歸模型，繪出試驗因子對指標(biāo)的響應(yīng)曲面及等高線圖(見圖11和圖12)。

圖11 各因素對噴油量變化率的影響

圖12 各因素對噴油器響應(yīng)時間變化率的影響

由圖11a和圖12a可知，當(dāng)銜鐵升程和針閥升程分別處于中間水平0.05 mm和0.35 mm時，隨著柱塞偶件間隙及針閥偶件間隙的增加，噴油量變化率及響應(yīng)時間變化率先減小后增大。柱塞偶件間隙增大，柱塞直徑減小，作用在柱塞上端面的液壓力減小，組件向下作用力減小，針閥開啟時間及開啟延遲時間減小，關(guān)閉時間和關(guān)閉延遲時間增加，噴油持續(xù)時間增加，噴油量增多，噴油量變化率增加。針閥偶件間隙增大，針閥直徑減小，盛油槽處承壓錐面減小，組件向上作用力減小，針閥開啟時間及開啟延遲時間增加，針閥關(guān)閉時間及關(guān)閉延遲時間減小，噴油持續(xù)時間減小，噴油量減小。當(dāng)偶件間隙變化較小時，由于燃油的極化效應(yīng)而產(chǎn)生堵塞現(xiàn)象，偶件結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對燃油泄漏及組件受力的影響較小，噴油量減少量較少，相對中心試驗條件，噴油量變化率較大。而噴油器響應(yīng)時間在這兩個因素的共同作用下，先減小后增大。

由圖11b和圖12b可知，當(dāng)針閥偶件間隙和針閥升程分別處于中間水平2.75 μm和0.35 mm時，隨著柱塞偶件間隙及銜鐵升程的增加，噴油量變化率逐漸增大，響應(yīng)時間變化率先減小后增大。銜鐵升程變化引起控制腔內(nèi)燃油泄壓時間發(fā)生改變，導(dǎo)致針閥開啟、關(guān)閉響應(yīng)時間發(fā)生變化。球閥下沉，銜鐵升程增加，彈簧預(yù)緊力下降。由球閥受力可知，球閥上升時，球閥開啟延遲時間減小，則針閥開啟延遲時間減小，開啟時間增加；球閥下降時，球閥關(guān)閉延遲時間增加，針閥關(guān)閉延遲時間增加，關(guān)閉時間增加。整體噴油時間增多，噴油量增多，相對中心試驗條件，變化率增大。因柱塞偶件間隙和銜鐵升程對噴油器響應(yīng)時間的影響不同，在兩者的共同影響下，響應(yīng)時間變化率先減小后增大。

由圖11c和圖12c可知，當(dāng)針閥偶件間隙和銜鐵升程分別處于中間水平2.75 μm，0.05 mm時，隨著柱塞偶件間隙和針閥升程的增加，噴油量變化率逐漸增加并趨于平穩(wěn)，響應(yīng)時間變化率先減小后增加。針閥錐面磨損，針閥下沉，針閥升程增加，影響組件受力變化的因素主要為針閥復(fù)位彈簧力。復(fù)位彈簧力下降，組件向下受力減小，針閥開啟延遲時間減小，關(guān)閉延遲時間增加，噴油時間延長，噴油量增加，其變化率增加。針閥升程過大時，受控制信號的影響，噴油持續(xù)時間基本不變，噴油量變化率趨于穩(wěn)定。因柱塞偶件間隙、針閥升程對針閥開啟及關(guān)閉延遲時間的影響不同，在兩者的共同影響下，響應(yīng)時間變化率先減小后增加。

由圖11d和圖12d可知，當(dāng)柱塞偶件間隙和針閥升程分別處于中間水平4.50 μm，0.35 mm時，隨著針閥偶件間隙和銜鐵升程的增加，噴油量變化率及響應(yīng)時間變化率均先減小后增大。針閥偶件間隙增加，燃油泄漏量增加，進(jìn)入壓力室燃油減少，噴油量減少，噴油量變化率增大。偶件間隙較小時，由于燃油的極化效應(yīng)，泄漏不明顯，噴油量變化較小。針閥偶件間隙增加，其偶件結(jié)合處直徑減小，承壓錐面減小，組件向上受力減小，針閥開啟時間、開啟延遲時間增加，針閥關(guān)閉時間、關(guān)閉延遲時間減小。因銜鐵升程與針閥偶件間隙對針閥開啟延遲時間、關(guān)閉延遲時間及噴油量的影響不同，在兩者共同的影響下，噴油一致性指標(biāo)均先減小后增大。

由圖11e和圖12e可知，當(dāng)柱塞偶件間隙和銜鐵升程分別處于中間水平4.50 μm，0.05 mm時，隨著針閥偶件間隙及針閥升程的增加，噴油量變化率及響應(yīng)時間變化率先減小后增大，且噴油量變化率油趨于平穩(wěn)。針閥偶件間隙增加，燃油泄漏量增加，噴油量減小，噴油量變化率增加。偶件間隙較小時，受燃油極化效應(yīng)和針閥錐面受力的影響，燃油不泄漏，噴油量較多，變化率較大。隨著燃油泄漏增多，噴油開始減小，噴油量變化率下降。針閥升程增加，噴油量增多，因升程增加有限，其變化率趨于穩(wěn)定。其響應(yīng)時間變化率則在兩因素的共同作用下先減小后增大。

由圖11f和圖12f可知，當(dāng)柱塞偶件及針閥偶件間隙分別處于中間水平4.50 μm，2.75 μm時，隨著銜鐵升程和針閥升程的增加，噴油量變化率逐漸增大，且趨于平穩(wěn)，響應(yīng)時間變化率先減小后增加。

4.4 仿真試驗參數(shù)優(yōu)化

當(dāng)柱塞偶件間隙為3.00～6.00 μm，針閥偶件間隙為1.50～4.00 μm，銜鐵升程為0.045～0.055 mm，針閥升程為0.32～0.38 mm時，采用多目標(biāo)優(yōu)化方法尋求滿足使用條件的參數(shù)范圍。目標(biāo)函數(shù)和約束條件為

(25)

運(yùn)用數(shù)據(jù)處理軟件Design-Expert 8.0.6對仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行優(yōu)化求解，得出柱塞偶件間隙為4.38 μm、針閥偶件間隙為2.66 μm、銜鐵升程為0.05 mm、針閥升程為0.34 mm時，噴油量變化率、響應(yīng)時間變化率分別為1.70%和2.27%，噴油一致性達(dá)到最佳水平。當(dāng)柱塞偶件間隙為3.05～5.93 μm、針閥偶件間隙為1.50～3.95 μm、銜鐵升程為0.045～0.053 mm、針閥升程為0.33～0.38 mm時該系列噴油器的噴油量變化率、響應(yīng)時間變化率分別能夠達(dá)到7%和5%的國家標(biāo)準(zhǔn)及工程要求。同時，結(jié)合易損結(jié)構(gòu)相關(guān)性的受力計算可得：對應(yīng)柱塞偶件、針閥偶件最大磨損量分別為2.88 μm，2.45 μm，球閥座允許磨損角為4.3°。

5 結(jié)論

a) 基于噴油器液力及機(jī)械運(yùn)動過程理論分析得出，噴油器在運(yùn)行過程中易損結(jié)構(gòu)主要包括柱塞偶件、針閥偶件、球閥、控制閥座、針閥錐面及其閥座；基于易損結(jié)構(gòu)參數(shù)變化的相關(guān)性得出，引起噴油一致性發(fā)生改變的代表性因素為柱塞偶件間隙、針閥偶件間隙、銜鐵升程、針閥升程；

b) 采用Box-Behnken響應(yīng)曲面設(shè)計法，建立噴油一致性指標(biāo)與因素間的回歸模型，得出響應(yīng)因素對響應(yīng)指標(biāo)的影響規(guī)律；經(jīng)參數(shù)優(yōu)化得出當(dāng)柱塞偶件間隙為4.38 μm、針閥偶件間隙為2.66 μm、銜鐵升程為0.05 mm、針閥升程為0.34 mm時，噴油量變化率、響應(yīng)時間變化率分別為1.70%和2.27%，噴油一致性達(dá)到最佳；

c) 當(dāng)柱塞偶件間隙為3.05～5.93 μm、針閥偶件間隙為1.50～3.95 μm、銜鐵升程為0.045～0.053 mm、針閥升程為0.33～0.38 mm時，即柱塞偶件、針閥偶件最大磨損量不超過2.88 μm，2.45 μm，球閥座磨損角應(yīng)小于4.3°，該參數(shù)優(yōu)化范圍內(nèi)任意參數(shù)組合都能使CRIN系列所有類型噴油器滿足噴油一致性的使用要求。