采用伸長結構的直噴汽油機噴油器的開發

【日】 森谷昌輝 宮下純一 豬又茂 町田啓介

設計開發

采用伸長結構的直噴汽油機噴油器的開發

【日】 森谷昌輝 宮下純一 豬又茂 町田啓介

對于汽車發動機降低排放和燃油耗的要求越來越高。在直噴汽油機方面必須解決一些技術課題，如縮短噴油器響應時期，提高燃油壓力的耐受度和可變度，以實現最佳的燃油霧化及多次噴射。介紹了在噴嘴針閥的驅動部采用的伸長(拔長)結構的直噴汽油機用噴油器。它裝備了新型電磁閥，并將轉子與針閥設定為分體結構，同時利用轉子的慣性提升針閥，能夠適應噴油壓力范圍在 3.5～20MPa，體積比傳統噴油器縮小15%，質量減輕37%。

燃油噴射 直噴汽油機噴油器 電磁閥 針閥

0 前言

近年來，全社會對環保予以高度關注，與此同時原油價格上漲，汽車行業要求降低排放、降低燃油耗的呼聲也越來越高。在車用汽油機方面，為了提高發動機熱效率及提高起動時的排放特性，由傳統的面向進油孔內噴射方式改為向缸內直接噴射的方式。

即便是直噴汽油機，為了進一步實現低排放和低燃油耗，也在不斷開展各種嘗試。要實現低排放，必須實現燃油的顆粒化，并進行多次噴射。燃油的顆粒化在冷機起動時獲得難以附著在燃燒室壁面的油霧(燃油霧化)，使之變成容易氣化的噴霧。而多次噴射是為了實現燃油顆粒化及減少未燃碳氫化合物(HC)的排放。此外，通過減少附著于燃燒室壁面未燃的燃油和剩余的燃油噴射量來減少燃油耗和降低HC。將提高燃燒性能設定為目標，調整適應寬程的噴射量。作為直噴汽油機的寬量程噴射量、減少油霧的附著和多次噴射等需求，直噴汽油機用噴油器將快速響應、噴油壓力高壓化和燃油顆粒化列為技術研究課題(圖1)。

本文介紹為實現上述開發目標，在噴嘴針閥驅動部采用的伸長(拔長)結構。

圖1 車用發動機需求和噴油器技術課題間的關系

1 針閥對高響應化的適應

圖2示出了本次開發的噴油器的噴嘴針閥周邊結構與零件名稱，圖3示出了針閥的開啟動作。

圖2 噴嘴針閥的結構

針閥開啟動作的各步驟如下：

(1) 在驅動信號被輸入前的狀態(即針閥關閉狀態)，轉子(或銜鐵)利用調節用閥彈簧向下推壓，轉子(即控制閥)利用下鎖擋停止在規定的位置。

(2) 如果向電磁閥通電，驅動信號輸入到繞組，則磁力回路產生磁通，定子與轉子間產生電磁力，由于該電磁力，轉子向開啟方向提升。

(3) 利用電磁力向上提升的轉子，首先與上鎖擋碰撞，通過瞬時沖擊力與上鎖擋的閥桿接合，使下鎖擋與球閥(4個零件組合而成噴嘴針閥)向閥開啟側提升。

(4) 由于轉子與上鎖擋之間產生的沖擊力促使被推壓的噴油嘴針閥與轉子一起向針閥開啟方向移動，噴油嘴針閥開啟，即針閥上升，燃油噴孔打開，之

圖3 針閥的開啟動作

后燃油開始噴射。

(5) 轉子與引導套筒碰撞，由于電磁力形成靜止狀態。但轉子可以在閥桿的下鎖擋與上鎖擋之間移動，轉子脫離上鎖擋并向上方做慣性運動(即上沖運動)。

(6) 由于主彈簧向閉閥方向推壓，上鎖擋立刻與轉子再次接觸。

由于針閥的動作利用電磁力，要實現針閥動作的高響應化，有必要提高電磁力。

電磁力F能夠用式(1)來描述，為提高電磁力，可以通過增加磁通密度B或擴大磁力吸引截面積S

(1)

式(1)中，μ0是間隙部的導磁率。

磁通密度B起因于使用的磁性材料磁化，即磁感-磁力(B-H)特性，成為基礎的磁場H用式(2)表示：

(2)

式(2)中，n是繞組匝數，I是驅動電流，L是磁路長度。

綜上所述，要使噴油嘴針閥的動作高響應化，可以擴大磁力吸引截面積，或提高磁性材料的B-H特性，增加繞組匝數，并且增加驅動電流，縮短磁路長度。

由于考慮到發動機的配裝性和噴油器體積的制約，磁力吸引截面積及繞組匝數受到制約，而另外由于發動機電子控制單元(ECU)耗電量的制約致使電流也受到制約。此外，作為調高磁性材料的B-H特性的方法，雖然也可以選定含稀有金屬的的磁性材料，不過由于成本高及考慮到耐蝕性等問題，采用了與常規噴油器產品及港口噴射用噴射器相同的磁性材料。因此，本次開發的噴油器為實現噴油嘴針閥的高響應化，開展了縮短磁路長度(短回路化)的研究。

從發動機配裝性考慮，受到噴油器外徑尺寸的制約，研究短回路化時，運用電磁場仿真軟件進行了解析(圖4)。

圖4 電磁(場)分析

關于磁路的形狀，在決定繞組外徑尺寸時要考慮到噴油器的外徑尺寸。根據主彈簧布置尺寸來決定繞組內徑尺寸。此外，根據ECU的耗電量要求大致設定繞組的電阻值，從而確定繞組線徑。

因此，將繞組線的層疊數作為參數，利用閥開啟時的伸長結構的吸引力，以及為保持閥開啟狀態必要的吸引力(電磁力)和吸引力的上升速度，對判斷材料進行了電磁場仿真分析(圖5)。

圖5 繞組疊層數變動示意圖

圖6示出了分析結果。由仿真結果可知，如果減少繞組線的層疊數，則繞組線的占有面積減少，由于電磁吸引的截面積增加，電磁力隨之增加。相反，如果增加繞組線的層疊數，則電磁力減少，不能得到閥驅動時所需要的電磁力，繞組線的層疊數有臨界值。

圖6 磁力

此外可知，如果減少繞組線的層疊數，則繞組線的占有面積減少。同時，由于磁路長度增加，電磁力的上升速度延遲。

根據上述分析，如果繞組線為8層卷繞，對于必須的電磁力沒有余量，綜合平衡電磁力上升的速度和繞組線層疊數之后，繞組線的層疊數采用了6層卷繞。

伸長結構中，由于設定最佳的電磁力，從閥門閉閥狀態到閥開啟狀態所需要的時間縮短，進而能夠實現高響應化。與常規的噴油器相比較，本次開發的噴油器的閥開啟時，使噴油嘴針閥的動作響應時間縮短了62%(圖7)。

圖7 噴嘴針閥動作

此外，作為表示寬程噴射量的指標，有動態流量比(DFR),能夠用式(3)描述：

(3)

式(3)中，DFR是用對應的最小燃油噴射壓力的最小噴油量(Qmin)除以用對應的最大燃油噴射壓力的最大噴油流量(Qmax)的值。相比傳統型噴油器的DFR,本次開發的噴油器的DFR由于噴油嘴針閥的高響應化，最小噴射流量減少，DFR提高約1.5倍。由于適應可變燃油壓力，DFR提高約2.4倍，合計能提高約3.6倍。

2 適應高噴油壓力

為了適應比傳統噴油器更高的噴油壓力，本次開發的噴油器采用將沖擊力應用與閥開啟力的伸長結構。轉子的沖擊力可由轉子升程(行程)決定，轉子升程是使噴嘴針閥動作的重要的參數。圖8示出了轉子周邊的結構圖。

圖8 轉子結構圖

利用沖擊力克服高燃油壓力，以提升噴油嘴針閥，有必要提高碰撞前的轉子速度。一旦加大轉子升程，則碰撞前的轉子速度加快，沖擊力也變大，所以就算在高燃油壓力下，也能夠提升噴油嘴針閥。但是，如果加大轉子升程，則隨著沖擊力變大，需要解決碰撞時的噪聲增大，以及碰撞部的耐久性問題。

因此，由于實體發動機工作環境的影響導致的沖擊力的偏差，要求能夠在設定燃油壓力(目標水平)以上動作，同時不產生過大的沖擊力，使轉子升程(即閥升程)最佳化。圖9表示轉子升程與動作極限燃油壓力的關系，以及在開發的噴油器中采用的轉子升程。

圖9 轉子升程和可操作的燃油壓力的關系

3 顆粒化(燃油霧化)

通過加大燃油噴孔部的上、下位的壓力差，可促進燃油顆粒化。要加大上、下位燃油壓力差，可提高燃油噴孔上位側，即噴孔上方壓力或者降低燃油噴孔出口側壓力，因為任何噴油器的噴油孔出口側壓力是缸內壓力，在此采用了提高噴油孔上位側即噴孔上方壓力的方法。圖10表示閥座周邊結構圖。

圖10 閥座的結構

要提高噴孔上方壓力，必須要減少閥座部的燃油壓力損失，加大閥升程，進而擴大閥座部開口面積(即球閥的閥開啟截面積)，以及加大閥座本身直徑的方法。

不過，在加大閥升程情況下，導致噴油嘴針閥的響應性和碰撞部位耐久性惡化，碰撞噪聲增大等，所以不能過分地加大閥的升程。此外，由于閥座直徑加大，承受壓力面積增大，進而閥開啟時要有更大的驅動能量，本次開發的噴油器采用了伸長結構解決了上述問題。

使用激光衍射法測了油霧粒徑，結果表明加大閥座直徑，開發噴油器提高了噴油孔上方燃油壓力，相比傳統型噴油器即便在相同的施加燃油壓力條件(10MPa)下，由于噴油孔上、下位壓力差加大而促進了油霧顆粒化，使油霧粒徑縮小25%。

本次開發的噴油器因為適應燃油壓力高達 20MPa，相比傳統型噴油器，油霧粒徑能夠縮小43%(圖11)。

圖11 油霧粒徑的比較

4 噴油器結構

圖12示出了傳統型噴油器與新開發的噴油器的結構圖，表1列出噴油器主要技術規格。

傳統型噴油器的轉子與噴油嘴針閥整體結構，新開發的噴油器的轉子與針閥采用分體式結構。并且借助轉子的慣性力以提升噴油嘴針閥的伸長結構。因此，本次開發的噴油器與傳統型噴油器相比，體積縮小15%，質量減輕了37%。

圖12 噴油器及針閥的結構

噴油器類型常規噴油器新開發的噴油器外徑/mm24.621長度/mm102.589.1質量/g124.278.0升壓起動線圈電壓/V15040噴油壓力/MPa10(恒定)3.5～20動態流量比DFR12.946.8

5 結語

在直噴汽油機用噴油器的開發中，已取得了以下的結論。

(1) 考慮了伸長結構的磁路設計(短回路化)，使閥開啟時間縮短了62%左右。另外，從燃油噴射量看，如換算為DFR值，開發的噴油器比傳統型噴油器DFR值提高3.6倍，能夠實現寬量程噴射。

(2) 由于將伸長結構的轉子升程設定為最佳值，相比傳統型噴油器，新開發噴油器能夠適應高燃油壓力，適應于可變燃油壓力成為可能了。

(3) 相比傳統型噴油器，由于擴大閥座直徑，能夠使油霧粒徑減小43%，實現燃油顆粒化。

(4) 由于噴油器的噴油嘴針閥使用伸長結構，相比傳統型噴油器體積縮小15%,質量減輕了37%。

2016-03-21)