共軌噴油器驅動電路的試驗研究*

李 克，牟連嵩，張宏超，崔國旭

(中國汽車技術研究中心，天津 300300)

前言

高壓共軌燃油系統的最大特點是可在不同軌壓下實現燃油噴射速率的靈活控制和多次噴射。利用超高噴射壓力和多次噴射技術，NOx與PM排放和燃燒噪聲都能得到抑制［1-3］。在有小油量預噴射和后噴射的情況下，噴射系統的穩定性和可重復性是影響燃燒過程和排放結果的關鍵因素［4-5］。它在很大程度上都依賴于共軌燃油噴射系統自身的性能，同時要兼顧它和控制系統的合理匹配，這正是當前我國自主開發共軌燃油噴射系統所要突破的關鍵技術瓶頸。

共軌電磁式噴油器的共同特點是噴油器體上都有控制腔和盛油槽，它們分別位于針閥座的上、下方，盛油槽在針閥座下方，針閥的運動主要是通過控制腔和盛油槽由銜鐵的開合間接控制，而銜鐵的開合則依賴于噴油器電磁閥電流激勵的直接作用［6-8］。文獻［8］和文獻［9］中的研究表明，噴油器中運動件的動態響應對噴油的特性有顯著影響，尤其是銜鐵在吸合和回位終了時刻總產生一定的慣性沖擊。它是銜鐵動能和彈簧彈性勢能不斷轉換和衰減的過程，此過程中部分能量轉化為高壓燃油的動能和勢能，主要表現為控制腔和盛油槽內的油壓波動，這對噴油器的瞬態響應、穩定性和可重復性具有嚴重的影響。

針對以上問題，本文中通過調整電磁噴油器驅動過程中不同階段的電磁力，試驗研究銜鐵不同動態響應條件下共軌式燃油噴射系統的瞬態響應、最小油量控制和多次噴射等特性，從而找出最優的驅動電路參數，同時也為電磁噴油器硬件驅動電路探索其標定方法。

1 驅動電路介紹和理論分析

本文中所用的噴油器驅動電路是采用3階段電流控制來實現對銜鐵的動態管理，如圖1所示。

這3個階段分別涉及Dp(開啟速率)、Ih(保持電流)和Dc(關閉速率)這3個特征參數。其中Dp主要由電路中的Vh(升壓電壓)和c噴油器自身的特性決定，也和M1(高壓驅動功率管)與M2(低壓驅動功率管)的開關狀態有關，它們分別由高壓驅動信號a和低壓驅動信號b控制。在第1階段中，M1和M2同時打開，Vh作為噴油器驅動電源，D1(整流二極管)這時用于隔離Vh和Vl;其中Ih主要由電路中的低壓驅動信號b的保持脈沖占寬比控制;在第2階段中，M1關閉和M2打開，Vl作為噴油器驅動電源;其中Dc主要由D2(反向抑制二極管)的抑制電壓決定，D2用來控制電磁線圈電流回落的速率;在第3階段中，M1關閉和M2打開。

在第1階段，根據基爾霍夫電壓定律分析可得到開啟電流速率的數學方程為

式中:R為回路電阻;L為回路電感;i(t)為某一時刻噴油器電磁線圈內的電流值，其指數項與RL電路的自由響應方程的指數項相同，為負指數函數，它將隨著時間而漸趨于零，時間常數為L/R，這時回路達到最大電流Vh/R。從式(1)和式(2)中也可看出，Vh越大，Dp就越大。

在第3 階段M1 關斷后，D1、D2、R、L 和Vl形成放電回路，此時噴油器電磁線圈內的電流響應方程為

其中第2階段中的保持電流Ih成為本階段的初始電流，同時圖1中e點感生電動勢和Dc的關系為

由于反向抑制二極管D2的存在，當εe不超過D2所抑制的電壓Vd2時，相當于式(3)中R趨于無窮大，Dc也很大，電流快速回落，εe上升很快。當εe超過Vd2時，D2導通，R趨于無窮小，Dc不變，電流等速回落。從式(4)中可看出，εe-Vl的差值和Dc成正比關系，即Vd2直接決定著Dc的大小。

第2階段的主要目的是保持銜鐵的吸合狀態，它通過低壓驅動信號b的保持脈沖占寬比不斷在階段1(以Vl為電源)和階段3兩個狀態下切換工作，維持穩定的保持電流Ih，但Ih的大小會對銜鐵回落時的動態響應產生影響。

各階段的電流變化直接影響著噴油器銜鐵的動態響應特性，從而影響著燃油噴射的穩定性和可重復性，即噴油器的瞬態響應、最小油量控制和多次噴射特性。

2 試驗測試設備和設計

試驗所用燃油噴射系統為博世共軌系統，采用CP3.3型高壓油泵和CRIN2型噴油器。所用的主要測試設備有法國EFS公司的EFS8246型燃油噴射規律儀、橫河的96033型電流鉗和泰安的共軌油泵試驗臺。其具體的技術參數見表1。

表1 試驗測試臺架技術參數

基于對燃燒過程優化和排放控制的考慮，要求共軌燃油噴射系統在快速響應的同時可實現小油量噴射和多次噴射，并具有較高的精度和較好的重復性，這要求驅動電路和噴油器的特性得到良好的匹配。為此，通過特定的試驗對驅動電路的特性和燃油噴射的特性進行了研究，具體的試驗條件和測試指標見表2。其中Dp和Dc分別由升壓電壓和抑制電壓決定，特定的電壓對應著特定的電流速率。試驗油泵轉速為定值750r/min，油溫為40℃，循環變動的累積次數為100。

表2 試驗條件及測試指標

3 試驗結果和分析

當Ih=8.7A，Dc=597A/ms(抑制電壓為90V)時，不同噴射油量下軌壓對噴油器響應特性的影響如圖2所示。

從圖2中可看出，多數情況隨軌壓的升高噴油器開啟和關閉響應變快，噴射油量大小對其影響不大。只有在2.5mg噴射油量時，隨著軌壓升高，噴油器關閉響應變慢，這是由于針閥沒有完全打開。當噴油關閉時，針閥處于運動中，軌壓高則動能大，落座的時間增加。而大油量時由于針閥完全打開，針閥的動能快速轉化為彈簧的勢能和油壓波動，噴油關閉時動能為零，所以關閉響應時間較小油量時整體較低。圖3示出升壓電壓對噴油器開啟響應的影響，隨著升壓電壓的升高，噴油器開啟速率加快，開啟時間變短;但關閉時間基本保持不變，其對關閉響應不產生作用。

升壓電壓對油量循環變動的影響如圖4所示。從圖4可看出，隨升壓電壓的升高，噴射油量的循環變動變小，當升壓電壓達到一定程度，噴射油量的循環變動保持在一定范圍。但在較低升壓電壓(40V)時，軌壓的大小對噴射油量的循環變動影響較大，隨軌壓升高噴射油量的循環變動變小。由此可見，提高噴油器的開啟響應速率可在一定程度上控制噴射油量的循環變動。

當Vh=50V、Ih=8.7A時，抑制電壓對噴油器響應特性的影響如圖5所示。從圖5可看出，抑制電壓對噴油器的開啟響應幾乎沒有影響，對于關閉響應隨著抑制電壓的升高關閉響應加快。這和噴油器關閉時電磁線圈的電流回落速率有關，電流回落速率越快，電磁關閉越早，針閥響應就越快。抑制電壓對油量循環變動的影響如圖6所示。由圖可見，隨著抑制電壓的升高，噴射油量的循環變動變小，尤其小油量表現的更為突出。這表明電磁閥關閉響應越快，小噴射油量的穩定性就越好。

當Vh=50V、抑制電壓為90V時，保持電流對噴油器響應特性的影響如圖7所示。

保持電流對噴油器的開啟響應也都沒有影響，對于關閉響應隨著保持電流的增大響應變快，這主要由于保持電流的增大意味著電磁線圈的儲能增大，關斷后抑制電壓的保持時間增加，電流回落速率變快。保持電流對油量循環變動的影響如圖8所示。

隨著保持電流的增加，在大噴射油量時對循環變動變化不大，在小噴射油量時，則循環變動變小，并且趨于穩定。由此可見，適當地提高保持電流也可以提高小油量的噴射穩定性。

當主噴射油量為50mg、預噴射油量為2.5mg，升壓電壓Vh=50V、Ih=9.7A、抑制電壓為120V時，預主噴間隔對主噴循環變動的影響如圖9所示。

預主噴間隔(0.2～1.4ms)在較低軌壓下對主噴的循環變動影響不大，但隨著軌壓的升高，主噴的循環變動伴隨預主噴間隔的增加不斷震蕩，沒有一定的規律，這可能和高壓油管的波動有關，但其間一些間隔下可以控制主噴的循環變動在理想的水平。主后噴間隔對后噴循環變動的影響也是研究的一個重點，但受限于EFS8246的測試性能，對于較小的后噴射該設備計算處理精度不夠，分辨不出來，但從噴油速率曲線上可以明顯觀測到后噴射的存在，如圖10所示。

所以這里以總噴油量的循環變動來評估主后噴間隔。主后噴間隔對總油量循環變動的影響如圖11所示。

總體上看，隨著主后噴間隔的增加，總噴射循環變動是變小的，但間隔為0.5ms點除外。因為在間隔為0.5ms時，主噴和后噴完全合為一次噴射，噴射油量變大，如圖12所示，所以循環變動要低。另外，在間隔為0.9ms以上時隨軌壓的升高總噴射油量循環變動增大。

4 結論

(1)通過以上開發和試驗研究可知，為了最大程度提升共軌燃油噴射系統的性能，采用靈活的共軌噴油器驅動技術，并對電路驅動參數進行合理標定是必然的途徑。

(2)提高升壓電壓可明顯改進噴油器開啟響應，提高保持電流和關閉抑制電壓明顯改進關閉響應，而軌壓的升高有利于加快開啟響應，但一定程度減緩了關閉速率;適當提高升壓電壓、保持電流和關閉抑制電壓可降低燃油噴射的循環變動，其中保持電流和關閉抑制電壓對控制小油量的循環變動有明顯效果。

(3)軌壓過高不利于獲得理想的多次噴射一致性和穩定性，在高軌壓下通過合理選定預主噴間隔可以有效控制預噴對主噴的干擾。主后噴間隔直接影響總噴射油量的穩定性和一致性。

［1］Guerrassi N，Dupraz P.A Common Rail Injection System for High Speed Direct Injection Diesel Engines［C］.SAE Paper 980803.

［2］Helmantel A，Somhorst J，Denbratt I.Visualization of the Effects of Post Injecion and Swirl on the Combustion Process of a Passenger Car Common Rail DI Diesel Engine［J］.ICES 2003-622 ASME，2003.

［3］Liu Yi，Reitz Rolf D.Optimizing HSDI Diesel Combustion and E-missions Using Multiple Injection Strategies［C］.SAE Paper 2005-01-0212.

［4］Renner G，Koyannagi K，Maly R R.Effect of Common Rail Injector Design in the Emission Characteristics of Passenger Car DI Engines［C］.Proceedings of The Fourth International Symposium COMODIA 98，1998:477-482.

［5］Ficarella A，Laforgia D，Landriscina V.Evaluation of Instability Phenomena in a Common Rail Injection System for High Speed Diesel Engines［C］.SAE Paper 1999-01-0192.

［6］Leonhard R，Warga J.2000 bar Diesel Common Rail by Bosch for Passenger Cars［J］.MTZ，2008，69(10):26-31.

［7］Sch?ppe D，Zülch S，Hardy M，et al.Delphi Common Rail System with Direct Acting Injector［J］.MTZ，2008，69(10):32-38.

［8］Bianchi G M，Falfari S，Pelloni P.Numerical Analysis of High-Pressure Fast-Response Common Rail Injector Dynamics［C］.SAE Paper 2002-01-0213.

［9］Bianchi G M，Pelloni P.Optimization of the Solenoid Valve Behavior in Common-Rail Injection Systems［C］.SAE Paper 2000-01-2042.