高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)交互作用分析*

白 云，蘭 奇，沙浩男，范立云，馬修真

（1.哈爾濱工程大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001； 2.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七〇三研究所，哈爾濱 150078）

前言

隨著柴油機(jī)強(qiáng)制性排放法規(guī)的日漸嚴(yán)苛，提高柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性和改善排放的要求日益迫切，低能耗和低污染已然成為當(dāng)前和未來(lái)柴油機(jī)發(fā)展的必然趨勢(shì)［1-2］。燃油系統(tǒng)作為改善柴油機(jī)排放水平、提高經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性的核心系統(tǒng)，其循環(huán)噴油量穩(wěn)定性直接影響到燃燒產(chǎn)物和油耗［3］。高壓共軌系統(tǒng)通過(guò)共軌管壓力的閉環(huán)控制，可以實(shí)現(xiàn)噴油壓力和轉(zhuǎn)速的獨(dú)立控制，供油過(guò)程與燃油噴射過(guò)程相互獨(dú)立，最終實(shí)現(xiàn)柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性和排放性的綜合優(yōu)化控制，是現(xiàn)代柴油機(jī)節(jié)能減排發(fā)展的前沿技術(shù)［4-5］。然而，由于高壓共軌系統(tǒng)動(dòng)態(tài)噴射過(guò)程中涉及電場(chǎng)能、磁場(chǎng)能、機(jī)械能、液壓能多能量場(chǎng)間的相互耦合，導(dǎo)致多能域參數(shù)間交互作用對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響規(guī)律和產(chǎn)生機(jī)理尚不清楚。因此，本文中建立了系統(tǒng)鍵合圖數(shù)值模型，并通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，通過(guò)對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)響應(yīng)面模型進(jìn)行分析，得出了對(duì)其影響顯著的交互作用參數(shù)，并詳細(xì)分析了各交互作用參數(shù)對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響規(guī)律，為高壓共軌系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和循環(huán)噴油量穩(wěn)定性控制提供了理論支撐。

1 系統(tǒng)組成和工作原理

高壓共軌系統(tǒng)由4部分組成：低壓供油部分，包括油箱、低壓油泵等；高壓噴油部分，包括高壓油泵、共軌管、電控噴油器；回油油路；電控部分，包括電子控制單元（electrical control unit，ECU）和各種傳感器，如圖1所示。

圖1 高壓共軌系統(tǒng)示意圖

高壓共軌系統(tǒng)工作過(guò)程主要分為供油過(guò)程和噴油過(guò)程。供油過(guò)程中高壓油泵柱塞下行而吸入低壓燃油，柱塞隨凸輪軸轉(zhuǎn)動(dòng)上行，柱塞腔內(nèi)低壓燃油被壓縮而壓力升高并供入共軌管。共軌管內(nèi)的高壓燃油由高壓油管分配到各缸噴油器內(nèi)。如圖2所示，噴油器電磁閥通電后，控制閥在電磁力作用下克服控制閥復(fù)位彈簧力而開(kāi)啟，出油節(jié)流孔與回油油路連通，控制腔內(nèi)高壓燃油泄流至油箱，壓力迅速下降，作用在針閥上方液壓力減小，而噴嘴內(nèi)燃油仍保持高壓，針閥在高壓燃油液壓力作用下克服針閥彈簧預(yù)緊力而向上運(yùn)動(dòng)，噴孔打開(kāi)，開(kāi)始噴油；噴油器電磁閥斷電，電磁力消失，控制閥在復(fù)位彈簧力作用下向下運(yùn)動(dòng)而關(guān)閉出油節(jié)流孔，控制腔停止泄壓，由進(jìn)油節(jié)流孔進(jìn)入控制腔的高壓燃油使腔內(nèi)壓力急劇升高，在針閥上端燃油液壓力與針閥復(fù)位彈簧力的合力大于針閥承壓錐面所受的液壓力時(shí)，針閥落座而關(guān)閉噴孔，完成一個(gè)噴油工作過(guò)程。

圖2 電控噴油器示意圖

2 鍵合圖數(shù)值模型及驗(yàn)證

系統(tǒng)鍵合圖由功率鍵和基本鍵合圖元構(gòu)成，通過(guò)基本鍵合圖元間功率鍵的連接可描述系統(tǒng)能量的儲(chǔ)存、耗散、轉(zhuǎn)化和分配［6］。基本鍵合圖元主要包括阻性元 R、容性元 C、感性元 I、勢(shì)源 Se、流源 Sf、變換器TF、回轉(zhuǎn)器GY、0結(jié)點(diǎn)和1結(jié)點(diǎn)。由高壓共軌系統(tǒng)工作原理可知，共軌管的存在使供油過(guò)程和噴油過(guò)程分離，高壓油泵僅向共軌管內(nèi)提供高壓燃油，而ECU驅(qū)動(dòng)高速電磁閥控制噴油器向氣缸內(nèi)噴入高壓燃油，兩者相對(duì)獨(dú)立，因此，本文中根據(jù)高壓共軌系統(tǒng)各部件間機(jī)、電、磁、液變量間多能域因果關(guān)系，應(yīng)用0結(jié)點(diǎn)和1結(jié)點(diǎn)將各基本鍵合圖元連接在一起，建立了共軌管-高壓油管-電控噴油器的鍵合圖模型，如圖3所示。

圖3 系統(tǒng)鍵合圖模型

根據(jù)系統(tǒng)鍵合圖模型和各鍵合圖元間因果關(guān)系及功率流方向可得到如下?tīng)顟B(tài)方程組：

式中：pi和 Ci（i＝1，…，9，11，64，65）分別為燃油壓力和液容；C10和 C12為彈簧柔度；Rj（j＝17，18，19，21，…，24，68，69）為液阻；R28和 R30為黏性摩擦因數(shù)；Iu和 qu（u＝13，14，66，67）分別為液感和燃油流量；I15和 I16為運(yùn)動(dòng)件質(zhì)量；Cdv（v＝1，…，5）為流量系數(shù)；Aw（w＝1，…，6）為受力面積；fn（n＝15，…，19）為流通面積；v1和v2為運(yùn)動(dòng)件速度；F10和F12為彈簧力；ρ為燃油密度；pr為軌壓；pc為缸壓；pl為低壓腔燃油壓力；Fs為電磁力。

通過(guò)求解上述狀態(tài)方程組即可得出不同工況下高壓共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量特性，為驗(yàn)證所建立的鍵合圖數(shù)值模型，在如圖4所示的高壓共軌系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行了噴油規(guī)律測(cè)試。

圖4 高壓共軌系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)

試驗(yàn)中在同一工況下均取100次噴射時(shí)循環(huán)噴油量結(jié)果的平均值作為最終結(jié)果，以保證測(cè)量精度。由表1可知，所建立的系統(tǒng)鍵合圖數(shù)值模型循環(huán)噴油量計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果吻合度較高，最大相對(duì)誤差為5.05%，證明了所建立的數(shù)值模型具有較高的準(zhǔn)確度。

3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與油量波動(dòng)響應(yīng)面模型

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

節(jié)流孔影響燃油壓力波傳播特性，從而對(duì)循環(huán)噴油量產(chǎn)生影響；而控制閥和針閥為噴油器主要運(yùn)動(dòng)件，其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的改變同樣會(huì)引起循環(huán)噴油量波動(dòng)。因此，本文中選取如表2所示的3個(gè)節(jié)流孔直徑和4個(gè)運(yùn)動(dòng)件特性參數(shù)為試驗(yàn)設(shè)計(jì)因子，而以系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)為響應(yīng)變量。

由于所選取的設(shè)計(jì)因子量綱和取值范圍均不同，其中控制閥升程、控制閥復(fù)位彈簧預(yù)緊力和針閥復(fù)位彈簧預(yù)緊力的取值范圍相比于其他設(shè)計(jì)因子的取值范圍差別較大。因此，為避免不同量綱及取值范圍對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響，對(duì)所選取的設(shè)計(jì)因子按式（21）作線(xiàn)性變換，即因子水平的編碼，以期對(duì)設(shè)計(jì)因子無(wú)量綱化，并使所有設(shè)計(jì)因子的取值范圍都轉(zhuǎn)化為中心在原點(diǎn)的n維立方體內(nèi)［7］。

表1 循環(huán)噴油量計(jì)算值與測(cè)量結(jié)果對(duì)比

表2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)因子及其水平

式中：xi為設(shè)計(jì)因子編碼值；Xi為設(shè)計(jì)因子水平；X0i＝（X1i＋X2i）／2為設(shè)計(jì)因子 Xi在水平（X1i，X2i）的中心，稱(chēng)為零水平；Δi＝（X2i-X1i）／2為設(shè)計(jì)因子 Xi的變化半徑；X1i與X2i分別為設(shè)計(jì)因子X(jué)i的下水平與上水平，i＝1，2，…，n，n為設(shè)計(jì)因子個(gè)數(shù)。通過(guò)編碼式變換后，X1i對(duì)應(yīng)的編碼值為-1，X2i對(duì)應(yīng)的編碼值為1，因此，設(shè)計(jì)因子被轉(zhuǎn)化為［-1，1］上的無(wú)量綱因子。

3.2 油量波動(dòng)響應(yīng)面模型

響應(yīng)面（response surface method，RSM）是一種分析多變量對(duì)一個(gè)或多個(gè)響應(yīng)之間影響關(guān)系的有效方法［8］。利用試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法制定系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)試驗(yàn)研究方案編碼后的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)矩陣，并在設(shè)計(jì)空間內(nèi)進(jìn)行試驗(yàn)，可得到如式（22）形式的RSM模型，其能準(zhǔn)確地表征設(shè)計(jì)因子與循環(huán)噴油量波動(dòng)間的關(guān)系。

式中：ΔQ為循環(huán)噴油量波動(dòng)響應(yīng)值；Xy為設(shè)計(jì)因子獨(dú)立作用影響；Xy2為設(shè)計(jì)因子二次作用影響；XyXz為設(shè)計(jì)因子交互作用影響；β0為常數(shù)；βy為線(xiàn)性系數(shù)；βyy為二次系數(shù)；βyz是交互作用系數(shù)。

殘差正態(tài)概率圖顯示的是RSM模型標(biāo)準(zhǔn)化殘差二次對(duì)數(shù)分布情況，可以用其找出預(yù)測(cè)異常值點(diǎn)并評(píng)價(jià)殘差標(biāo)準(zhǔn)化后的正態(tài)性情況。如果標(biāo)準(zhǔn)化殘差隨機(jī)并服從正態(tài)分布，且所有預(yù)測(cè)值點(diǎn)均處在標(biāo)準(zhǔn)偏差-4～4之間的回歸線(xiàn)上，則表明RSM模型預(yù)測(cè)的系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)與試驗(yàn)值一致性較好；如果預(yù)測(cè)值點(diǎn)偏離回歸線(xiàn)明顯，則說(shuō)明所建立的RSM模型預(yù)測(cè)效果不佳，需要剔除異常值點(diǎn)或重新進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)［9］。圖5為RSM模型標(biāo)準(zhǔn)化殘差正態(tài)分布，由圖可知，循環(huán)噴油量波動(dòng)預(yù)測(cè)結(jié)果的標(biāo)準(zhǔn)化殘差隨機(jī)且靠近回歸線(xiàn)正態(tài)分布，因此，所建立的RSM模型無(wú)異常預(yù)測(cè)值點(diǎn)，模型預(yù)測(cè)效果顯著。

圖5 RSM模型標(biāo)準(zhǔn)化殘差正態(tài)分布

試驗(yàn)值與預(yù)測(cè)結(jié)果在回歸線(xiàn)上距離總和最小，即均方根誤差最小。因此，RSM模型的預(yù)測(cè)值點(diǎn)越聚集在回歸線(xiàn)附近，其相關(guān)系數(shù)越接近1，均方根誤差越小［10］。圖6為循環(huán)噴油量波動(dòng)預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值關(guān)系。由圖可知，循環(huán)噴油量波動(dòng)試驗(yàn)值與預(yù)測(cè)結(jié)果相關(guān)性較好，且不存在預(yù)測(cè)異常值。

圖6 循環(huán)噴油量波動(dòng)預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值關(guān)系

以上分析表明：考慮影響循環(huán)噴油量波動(dòng)的各影響因素交互作用所得到的RSM模型預(yù)測(cè)一致性較好，可用其進(jìn)行影響因素的交互作用分析。

4 交互作用影響分析

表3為RSM模型因子項(xiàng)系數(shù)及相應(yīng)的p值。由表可知，二次因子項(xiàng)和X5X6對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)有顯著影響（p＜0.05）［11］。因此，進(jìn)油節(jié)流孔直徑與噴孔直徑、進(jìn)油節(jié)流孔直徑與針閥升程、噴孔直徑與控制閥復(fù)位彈簧預(yù)緊力、噴孔直徑與針閥升程、控制閥復(fù)位彈簧預(yù)緊力與針閥升程間交互作用對(duì)系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)有顯著影響。本節(jié)中將建立上述顯著交互作用參數(shù)與循環(huán)噴油量波動(dòng)RSM，并重點(diǎn)分析其交互作用影響規(guī)律和波動(dòng)機(jī)理。在對(duì)兩不同影響因素交互作用研究時(shí)，其他影響因素均保持在零水平值。

圖7為噴孔直徑與進(jìn)油節(jié)流孔直徑間交互作用對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響。由圖可知，當(dāng)噴孔直徑低于零水平時(shí)，不同進(jìn)油節(jié)流孔直徑下的噴油量均小于基準(zhǔn)噴油量，此時(shí)，隨著進(jìn)油節(jié)流孔直徑的增大，針閥達(dá)到最大升程完全開(kāi)啟噴孔時(shí)刻滯后，落座完全關(guān)閉噴孔時(shí)間提前，噴油量減小，因此，噴孔直徑由零水平變化到下水平時(shí)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨進(jìn)油節(jié)流孔直徑的增大而增加；噴孔直徑高于零水平后，不同進(jìn)油節(jié)流孔直徑下的噴油量均大于基準(zhǔn)噴油量，因此，隨著噴孔直徑由零水平變化到上水平，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨進(jìn)油節(jié)流孔直徑的增大而減小；而噴孔直徑在零水平附近變化時(shí)，進(jìn)油節(jié)流孔直徑引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)較小，進(jìn)油節(jié)流孔直徑與噴孔直徑的交互作用較弱。

表3 RSM模型各因子項(xiàng)系數(shù)及p值

圖7 噴孔直徑與進(jìn)油節(jié)流孔直徑間交互作用影響

噴孔對(duì)流經(jīng)其而噴入氣缸的高壓燃油起限制和節(jié)流作用，其直徑大小直接影響噴出燃油的流通面積。隨著噴孔直徑增大，針閥開(kāi)啟后燃油流通面積增加，盛油槽內(nèi)燃油壓力降增大，而控制腔內(nèi)燃油壓力受?chē)娍字睆接绊戄^小，針閥向上所受燃油液壓力減小，達(dá)到最大升程所需時(shí)間延長(zhǎng)，針閥關(guān)閉過(guò)程中由于盛油槽壓力減小，針閥完全關(guān)閉噴孔時(shí)刻提前，但由于噴孔直徑的增大，針閥開(kāi)啟后噴油速率提高，噴油率最大值增加，噴孔直徑對(duì)噴油率大小的影響要強(qiáng)于對(duì)噴油持續(xù)期的影響。因此，如圖所示，當(dāng)噴孔直徑從下水平增大到零水平時(shí)，噴油量自較小值增加至基準(zhǔn)值，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴孔直徑的增大而減小；而在噴孔直徑從零水平增大至上水平過(guò)程中，噴油量逐漸大于基準(zhǔn)值，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴孔直徑的增大而增大。因此，進(jìn)油節(jié)流孔直徑在不同水平時(shí)，隨噴孔直徑增大循環(huán)噴油量波動(dòng)先減小后增加。

圖8為針閥升程與進(jìn)油節(jié)流孔直徑間交互作用對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響。如圖所示，當(dāng)針閥升程低于零水平時(shí)，進(jìn)油節(jié)流孔直徑變化影響針閥響應(yīng)，隨著進(jìn)油節(jié)流孔直徑增大，控制腔單位時(shí)間內(nèi)進(jìn)油速率及進(jìn)油量均升高，泄壓過(guò)程中腔內(nèi)燃油壓力下降減緩，導(dǎo)致相同噴油脈寬下針閥有效工作時(shí)間縮短，噴油持續(xù)期縮短，噴油量減小，而此時(shí)噴油量均小于基準(zhǔn)噴油量，因此，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨進(jìn)油節(jié)流孔直徑增大而增加。當(dāng)針閥升程達(dá)到上水平后，進(jìn)油節(jié)流孔直徑增大會(huì)引起針閥開(kāi)啟響應(yīng)降低而關(guān)閉響應(yīng)加快，而此時(shí)噴油量均大于基準(zhǔn)噴油量，因此，如圖所示，當(dāng)針閥升程在上水平時(shí)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨進(jìn)油節(jié)流孔直徑增大而減小。而針閥升程在零水平附近變化時(shí)，進(jìn)油節(jié)流孔直徑引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)較小，進(jìn)油節(jié)流孔直徑與針閥升程間交互作用較弱。

圖8 針閥升程與進(jìn)油節(jié)流孔直徑間交互作用影響

針閥升程決定了針閥在開(kāi)啟和關(guān)閉噴孔過(guò)程中的最大運(yùn)動(dòng)距離，其變化影響針閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。隨著針閥升程增大，針閥開(kāi)啟噴孔時(shí)刻不變，但其達(dá)到最大升程時(shí)刻滯后，由于運(yùn)動(dòng)距離增加噴孔完全關(guān)閉時(shí)刻滯后，針閥整個(gè)落座時(shí)間延長(zhǎng)。因此，如圖所示，當(dāng)針閥升程從下水平增大到零水平時(shí)，噴油量自較小值增加至基準(zhǔn)值，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨針閥升程的增大而減小；而在針閥升程從零水平增大至上水平過(guò)程中，噴油量自基準(zhǔn)值逐漸增加，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨針閥升程的增大而增大。因此，不同進(jìn)油節(jié)流孔直徑下，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨針閥升程增大先減小后增加。

控制閥彈簧預(yù)緊力影響控制閥開(kāi)啟和關(guān)閉動(dòng)態(tài)響應(yīng)，進(jìn)而對(duì)針閥運(yùn)動(dòng)狀態(tài)產(chǎn)生影響。圖9為控制閥彈簧預(yù)緊力與噴孔直徑間交互作用對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響。如圖所示，當(dāng)噴孔直徑低于零水平時(shí)，不同控制閥彈簧預(yù)緊力下的噴油量均小于基準(zhǔn)噴油量，而隨著控制閥彈簧預(yù)緊力增大，控制閥開(kāi)啟時(shí)刻滯后，而其落座完全關(guān)閉出油節(jié)流孔時(shí)刻提前，控制腔內(nèi)高壓燃油經(jīng)出油節(jié)流孔泄流時(shí)間縮短，噴油量減小，因此，隨著噴孔直徑由零水平變化到下水平，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨控制閥彈簧預(yù)緊力的增大而增加；當(dāng)噴孔直徑高于零水平后，不同控制閥彈簧預(yù)緊力下的噴油量均大于基準(zhǔn)噴油量，此時(shí)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨控制閥彈簧預(yù)緊力的增大而減小；而噴孔直徑在零水平附近變化時(shí)，控制閥彈簧預(yù)緊力引起的循環(huán)噴油量波動(dòng)較小，表明控制閥彈簧預(yù)緊力與噴孔直徑的交互作用較弱。

圖9 控制閥彈簧預(yù)緊力與噴孔直徑間交互作用影響

噴孔直徑變化直接影響由噴油器噴入氣缸內(nèi)燃油的流通面積大小，隨噴孔直徑增大，針閥開(kāi)啟響應(yīng)減慢，關(guān)閉響應(yīng)加快，噴油持續(xù)期減小，噴油量增加。在控制閥彈簧預(yù)緊力一定時(shí)，當(dāng)噴孔直徑從下水平增大到零水平，噴油量自較小值增加至基準(zhǔn)值，此時(shí)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴孔直徑的增大而減小；而在噴孔直徑從零水平增大至上水平過(guò)程中，噴油量由基準(zhǔn)值增加到較大值，此時(shí)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴孔直徑的增大而增加。因此，控制閥彈簧預(yù)緊力在不同水平時(shí)，隨噴孔直徑增大循環(huán)噴油量波動(dòng)先減小后增加。

針閥與針閥座間燃油流通面積在針閥開(kāi)啟初期和臨近關(guān)閉時(shí)對(duì)由盛油槽流入針閥腔的燃油起主要節(jié)流作用，而針閥升程變化會(huì)引起針閥與針閥座間流通面積的改變。針閥升程與噴孔直徑間交互作用對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響如圖10所示。由于在噴孔直徑或針閥升程較小時(shí)，噴孔或針閥與針閥座間流通面積較小，其為燃油噴射時(shí)的主要節(jié)流位置，為引起循環(huán)噴油量波動(dòng)的主要影響因素，此時(shí)噴油量小于基準(zhǔn)噴油量，因此，如圖所示，當(dāng)針閥升程或噴孔直徑在下水平時(shí)，循環(huán)噴油量波動(dòng)隨噴孔直徑或針閥升程的增大而減小。而當(dāng)噴孔直徑或針閥升程在上水平時(shí)，噴油量均大于基準(zhǔn)噴油量，隨著針閥升程或噴孔直徑的增大循環(huán)噴油量波動(dòng)明顯增加，表明針閥升程與噴孔直徑間交互作用對(duì)循環(huán)噴油量影響顯著。此外，由圖可知，循環(huán)噴油量波動(dòng)對(duì)針閥升程與噴孔直徑間交互作用較為敏感，在特定針閥升程或噴孔直徑下，噴孔直徑或針閥升程變化范圍較小，即兩者稍有變化均會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)。

圖10 針閥升程與噴孔直徑間交互作用影響

針閥升程與控制閥彈簧預(yù)緊力間交互作用對(duì)循環(huán)噴油量波動(dòng)的影響如圖11所示。由圖可見(jiàn)，在控制閥彈簧預(yù)緊力一定時(shí)，噴油量在針閥升程較小時(shí)小于基準(zhǔn)噴油量，而隨著針閥升程增大，其開(kāi)啟響應(yīng)和關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間均延長(zhǎng)，噴油持續(xù)期增加，導(dǎo)致噴油量增加，因而，不同控制閥彈簧預(yù)緊力下循環(huán)噴油量波動(dòng)均隨針閥升程增大先減小后增加。當(dāng)針閥升程在下水平時(shí)，針閥運(yùn)動(dòng)距離縮短，噴孔完全關(guān)閉時(shí)間減少，噴油量小于基準(zhǔn)噴油量，控制閥彈簧預(yù)緊力越大，針閥從開(kāi)啟到落座關(guān)閉噴孔的工作時(shí)間縮短，噴油持續(xù)期越小，導(dǎo)致噴油量減小，因此循環(huán)噴油量波動(dòng)隨控制閥彈簧預(yù)緊力增大而增加；而當(dāng)針閥升程在上水平時(shí)，噴油量始終大于基準(zhǔn)噴油量，雖然噴油量隨控制閥彈簧預(yù)緊力增大而減小，但針閥升程對(duì)噴油量影響更加明顯，因此隨著控制閥彈簧預(yù)緊力增大循環(huán)噴油量波動(dòng)反而減小。此外，當(dāng)針閥升程在零水平時(shí)，控制閥彈簧預(yù)緊力與針閥升程間交互作用對(duì)噴油量波動(dòng)影響最小，噴油量波動(dòng)不隨控制閥彈簧預(yù)緊力增大而顯著增加，表明此時(shí)針閥升程是導(dǎo)致循環(huán)噴油量波動(dòng)的主要因素。

圖11 針閥升程與控制閥彈簧預(yù)緊力間交互作用影響

5 結(jié)論

（1）根據(jù)高壓共軌系統(tǒng)組成及工作原理，建立了共軌管-高壓油管-電控噴油器的鍵合圖模型，通過(guò)該鍵合圖模型各鍵合圖元因果關(guān)系及功率流向得到了狀態(tài)方程組，從而得出了系統(tǒng)鍵合圖數(shù)值模型。在不同軌壓和控制脈寬下循環(huán)噴油量計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果表明：所建立的鍵合圖數(shù)值模型具有較高的準(zhǔn)確度。

（2）選取3個(gè)節(jié)流孔直徑和4個(gè)運(yùn)動(dòng)件特性參數(shù)為設(shè)計(jì)因子，以系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)為響應(yīng)變量，利用試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法制定循環(huán)噴油量波動(dòng)試驗(yàn)研究方案，得到了循環(huán)噴油量波動(dòng)的響應(yīng)面模型。響應(yīng)面模型標(biāo)準(zhǔn)化殘差正態(tài)分布及循環(huán)噴油量波動(dòng)預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值關(guān)系分析表明：考慮各影響因素交互作用而得到的循環(huán)噴油量波動(dòng)響應(yīng)面模型預(yù)測(cè)一致性較好，可用于對(duì)系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)影響因素的交互作用分析。

（3）影響因素交互作用分析表明：進(jìn)油節(jié)流孔直徑與噴孔直徑、進(jìn)油節(jié)流孔直徑與針閥升程、噴孔直徑與控制閥復(fù)位彈簧預(yù)緊力、噴孔直徑與針閥升程、控制閥復(fù)位彈簧預(yù)緊力與針閥升程間交互作用對(duì)系統(tǒng)循環(huán)噴油量波動(dòng)有顯著影響。