范立云，田丙奇，馬修真，劉宏彬

(1.哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001;2.哈爾濱東安實(shí)業(yè)發(fā)展有限公司，黑龍江 哈爾濱 150066)

電控單體泵是一種可應(yīng)用于船用柴油機(jī)上并能夠滿足船舶排放法規(guī)和改善船用柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的先進(jìn)燃油噴射系統(tǒng)［1-5］.其循環(huán)噴油量的波動不僅影響電控單體泵和船用柴油機(jī)工作性能的一致性和穩(wěn)定性，甚至?xí)绊懭加拖到y(tǒng)的質(zhì)量合格率［6-8］.因此，本文在AMESim環(huán)境下建立仿真模型，研究電控單體泵在全工況平面內(nèi)循環(huán)噴油量波動特性，對其循環(huán)噴油量的波動進(jìn)行量化分析，得出各特性參數(shù)對循環(huán)噴油量波動的影響，從而得到影響循環(huán)噴油量穩(wěn)定性的關(guān)鍵特性參數(shù)，并針對關(guān)鍵特性參數(shù)提出優(yōu)化和改進(jìn)方案.

1 電控單體泵的結(jié)構(gòu)及原理

本文應(yīng)用的電控單體泵的結(jié)構(gòu)如圖1所示，該電控單體泵噴油系統(tǒng)的柱塞直徑為11 mm，柱塞升程為13.5 mm，最大循環(huán)噴油量為240 mm3，最大噴射壓力為150 MPa.主要包括電磁閥控制部分和柱塞加壓部分：電磁閥控制部分包括電磁鐵、銜鐵、控制閥桿、銜鐵復(fù)位彈簧、出油堵頭等零部件;柱塞加壓部分包括柱塞、柱塞套和柱塞彈簧.電控單體泵通過電磁閥控制噴油，通電時，電磁鐵吸合銜鐵，拉動控制閥桿，關(guān)閉密封錐面，切斷燃油回路，從而在泵腔內(nèi)建立起燃油噴射所需的高壓.該方式實(shí)現(xiàn)了對燃油噴射過程的數(shù)字控制，改變了傳統(tǒng)噴油泵復(fù)雜的機(jī)械控制方式.對噴油量和噴油定時的控制通過調(diào)節(jié)控制閥桿的閉合時間和閉合時刻來實(shí)現(xiàn).

圖1 電控單體泵結(jié)構(gòu)原理Fig.1 Schematic of EUP

2 電控單體泵噴油系統(tǒng)仿真模型

電控單體泵噴油系統(tǒng)是集電場、磁場、機(jī)械運(yùn)動和流場于一體多物理場耦合作用的復(fù)雜系統(tǒng)，單純的實(shí)驗(yàn)研究難以實(shí)現(xiàn)對燃油噴射系統(tǒng)性能的深入分析，需采用數(shù)值仿真的方法，以實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步的深入理論研究，揭示循環(huán)噴油量波動的本質(zhì)規(guī)律.

文中應(yīng)用的電控單體泵噴油系統(tǒng)仿真模型如圖2所示，該模型可全面準(zhǔn)確地仿真系統(tǒng)中電磁力、機(jī)械運(yùn)動和液壓流場等多物理場的耦合作用關(guān)系，因此能夠更準(zhǔn)確、深入地分析系統(tǒng)關(guān)鍵特性參數(shù)對循環(huán)噴油量穩(wěn)定性的影響規(guī)律和成因機(jī)理.在文獻(xiàn)［9-10］中，該模型的準(zhǔn)確性得到了驗(yàn)證，泵端壓力和嘴端壓力都能得到很好的預(yù)測.圖3給出了泵端壓力和嘴端壓力在試驗(yàn)臺上的測量值與仿真計(jì)算值的對比曲線，由圖中可知嘴端壓力的偏差比泵端壓力的偏差稍大，但最大偏差僅為7%，能夠滿足對電控單體泵噴油系統(tǒng)進(jìn)行仿真分析的要求.

圖2 電控單體泵仿真模型Fig.2 AMESim simulation model of EUP

圖3 測量與仿真對比曲線Fig.3 Measurement and simulation contrast curves

3 循環(huán)噴油量的關(guān)鍵影響參數(shù)分析

循環(huán)噴油量是燃油噴射系統(tǒng)最重要的噴射特性參數(shù)之一，其波動現(xiàn)象直接影響匹配發(fā)動機(jī)工作的穩(wěn)定性和一致性.循環(huán)噴油量會受電磁、機(jī)械、液力和低壓系統(tǒng)等參數(shù)的影響，并隨著這些參數(shù)的變化而產(chǎn)生波動現(xiàn)象.導(dǎo)致循環(huán)噴油量變化或不一致的原因主要有以下2個方面：

1)燃油系統(tǒng)各零部件在生產(chǎn)過程中因制造精度所造成的差別;

2)使用期間內(nèi)因零部件參數(shù)變化所造成的循環(huán)噴油量波動.

對電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)循環(huán)噴油量有影響的零部件有：低壓供油部分，包括輸油泵、燃油濾清器和回油閥，特性參數(shù)為低壓供油壓力;柱塞加壓部分，包括凸輪、柱塞和柱塞套，特性參數(shù)為凸輪型線速率和柱塞配合間隙;電磁閥控制部分，包括電磁鐵、銜鐵、控制閥桿，特性參數(shù)為控制閥桿升程、銜鐵殘余氣隙和控制閥桿配合間隙;噴油器部分特性參數(shù)為噴油器開啟壓力、噴油器針閥升程和噴油器流量系數(shù).各特性參數(shù)的基準(zhǔn)值及相對變化值如表1所示.(表中單位°CA表示凸輪軸轉(zhuǎn)角.)

表1 特性參數(shù)基準(zhǔn)值及相對變化值Table 1 Reference value and variations of characteristic parameters

圖4 全工況平面示意圖Fig.4 Schematic of overall operating conditions

根據(jù)燃油系統(tǒng)匹配柴油機(jī)的工作特點(diǎn)，全工況平面內(nèi)可以離散為圖4所示的6條特性線所構(gòu)成的平面，即低速、中速和高速負(fù)荷特性線1、2、3以及小噴油脈寬、中等噴油脈寬和大噴油脈寬的速度特性線4、5、6.通過對6條特性線上循環(huán)噴油量波動規(guī)律進(jìn)行量化分析研究，得出電控單體泵全工況平面循環(huán)噴油量波動的關(guān)鍵影響參數(shù)，可為實(shí)現(xiàn)電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)全工況平面循環(huán)噴油量的穩(wěn)定設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo).

3.1 低壓供油部分特性參數(shù)的影響

低壓供油壓力決定燃油系統(tǒng)的吸油充分程度，進(jìn)而決定循環(huán)噴油量的穩(wěn)定性.燃油系統(tǒng)吸油的充分程度取決于有效吸油時間和低壓供油壓力.吸油時間的長短由凸輪轉(zhuǎn)速所決定，因此由低壓供油壓力的變化所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動主要受凸輪轉(zhuǎn)速的影響，當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速升高時，燃油系統(tǒng)的有效吸油時間縮短，供油壓力變化對燃油系統(tǒng)吸油充分程度的影響更加明顯.

圖5 低壓供油壓力變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.5 Influence of fuel supply pressure on CFIQ

圖5(a)、(b)為全工況平面內(nèi)由低壓供油壓力變化(0.2～0.4 MPa)所引起的循環(huán)噴油量波動的變化情況.如圖所示，在凸輪轉(zhuǎn)速為500 r/min時，由于燃油系統(tǒng)有足夠的有效吸油時間，吸油充分，故循環(huán)噴油量波動為0 mm3;凸輪轉(zhuǎn)速為900 r/min和1 300 r/min，噴油脈寬小于12°CA時，循環(huán)噴油量波動隨噴油脈寬增加而線性增大.可見，當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速一定時，有效吸油時間即確定下來，循環(huán)噴油量波動隨噴油量的增加被線性放大.但當(dāng)噴油脈寬大于12°CA時，由于柱塞對燃油的壓縮作用增大，能夠消除因吸油不充分所造成的影響，故循環(huán)噴油量波動不再隨噴油脈寬變化而變化.

在相同脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高，有效吸油時間縮短，低壓供油壓力對燃油系統(tǒng)的吸油充分程度影響更加明顯，因此循環(huán)噴油量波動會增大.在大噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動隨轉(zhuǎn)速的升高變化率更大，波動最大值為6 mm3出現(xiàn)在高速大噴油脈寬工況點(diǎn).

3.2 柱塞加壓部分特性參數(shù)的影響

柱塞加壓部分引起循環(huán)噴油量波動的特性參數(shù)包括凸輪型線速率(由于凸輪軸支撐剛度的變化所引起的)和柱塞配合間隙(本文不考慮柱塞直徑的變化).

凸輪型線速率直接決定柱塞的供油速率，其變化對循環(huán)噴油量波動的影響取決于凸輪型線在噴油過程中的有效作用時間.如圖6為在全工況平面內(nèi)由凸輪型線速率變化所引起的循環(huán)噴油量波動情況.

圖6 凸輪型線速率變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.6 Influence of cam profile velocity on CFIQ

當(dāng)轉(zhuǎn)速一定時，凸輪型線的有效作用時間隨著噴油脈寬的增大而增加，故循環(huán)噴油量呈現(xiàn)隨噴油脈寬增加而遞增的趨勢.低轉(zhuǎn)速時，相同噴油脈寬下凸輪型線的有效作用時間較高轉(zhuǎn)速時長，其對循環(huán)噴油量的影響也更為顯著，所以在500 r/min時，曲線斜率最大，循環(huán)噴油量波動從7.33 mm3增加到 28.78 mm3.

噴油脈寬一定時，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高，凸輪型線的有效作用時間縮短，因此在不同噴油脈寬下循環(huán)噴油量波動均隨著轉(zhuǎn)速的升高而呈現(xiàn)下降趨勢.大噴油脈寬下，凸輪型線的有效作用時間相對較長，循環(huán)噴油量波動的變化率更大，噴油脈寬為14°CA時，隨轉(zhuǎn)速從500 r/min升高到1 300 r/min，其值從 28.78 mm3降至 13.63 mm3.

全工況平面內(nèi)由柱塞配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動情況如圖7所示.柱塞配合間隙反映了柱塞腔內(nèi)燃油在供油過程中的泄漏程度，其對循環(huán)噴油量的影響主要取決于柱塞供油過程中燃油泄漏的絕對時間，因此在低轉(zhuǎn)速大脈寬工況點(diǎn)，柱塞配合間隙對循環(huán)噴油量波動的影響達(dá)到最大值.但是，由于柱塞與柱塞套為電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)中一對精密配合的偶件，兩者間的配合間隙為微米級別，且變化非常小，在柱塞的供油過程中，通過配合間隙而泄漏的燃油量很少，因此柱塞配合間隙在全工況平面內(nèi)所引起的循環(huán)噴油量波動較小，最大值僅為 1.07 mm3.

圖7 柱塞配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.7 Influence of plunger matching clearance on CFIQ

3.3 電磁閥部分特性參數(shù)分析

電磁閥部分是電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)的核心部分，其承擔(dān)著精確控制燃油噴射時刻和噴油量的重要任務(wù).電磁閥控制部分同時存在著機(jī)械、液力和電磁力的復(fù)雜作用，其中控制閥桿的運(yùn)動特性和密封特性影響著燃油系統(tǒng)壓力的建立過程，該部分影響循環(huán)噴油量的特性參數(shù)主要有控制閥桿升程、銜鐵殘余氣隙和控制閥桿配合間隙.

控制閥桿升程決定了控制閥桿在關(guān)閉過程中的運(yùn)動時間，銜鐵殘余氣隙決定了作用在控制閥桿上電磁力的大小，這兩個特性參數(shù)共同確定了控制閥桿的關(guān)閉時間，影響著柱塞建壓過程中經(jīng)由密封錐面的高壓燃油泄漏量，進(jìn)而影響循環(huán)噴油量的變化，造成循環(huán)噴油量波動.

如圖8為在全工況平面內(nèi)由控制閥桿升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動情況.由于控制閥桿的關(guān)閉時間很短(＜0.7 ms)，因此其對循環(huán)噴油量的影響有限，在全工況平面內(nèi)，循環(huán)噴油量波動最大值為3.78 mm3，且在整個工況平面內(nèi)，波動變化不大，主要受噴油脈寬影響，僅在高速小噴油脈寬的工況點(diǎn)受凸輪轉(zhuǎn)速的影響較為明顯.

如圖9所示，銜鐵殘余氣隙變化所引起的高壓燃油在密封錐面的泄漏量是時間和壓力的函數(shù)，在全工況平面內(nèi)所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動比較小，最大值為2.23 mm3.在相同的噴油脈寬下，燃油的泄漏量主要受燃油壓力的影響，高凸輪轉(zhuǎn)速下，燃油壓力較高，燃油的泄漏量相對較大，循環(huán)噴油量波動高于低轉(zhuǎn)速工況.而在中等轉(zhuǎn)速(800～1 000 r/min)的范圍內(nèi)，循環(huán)噴油量波動分別在小噴油脈寬(小于4°CA)和大噴油脈寬(大于12°CA)時，隨噴油脈寬的增大而表現(xiàn)出較大的變化率，循環(huán)噴油量波動在大噴油脈寬時較大，最大值為2.23 mm3，這是由燃油泄漏時間和高壓燃油壓力綜合作用的結(jié)果.

圖8 控制閥桿升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.8 Influence of control valve lift on CFIQ

圖9 銜鐵殘余氣隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.9 Influence of anchor residual clearance on CFIQ

控制閥桿配合間隙主要影響高壓燃油在控制閥桿處的泄漏程度，由于控制閥桿與泵體為電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)中另一對精密配合的偶件，配合間隙的也級為μm級，因此在全工況平面內(nèi)其對循環(huán)噴油量的影響非常小.如圖10所示，波動最大值僅為0.91 mm3，波動變化主要受噴油脈寬的影響，隨噴油量的增大而被放大，在低速大噴油脈寬的條件下，燃油泄漏時間最長，循環(huán)噴油量波動最大.

圖10 控制閥桿配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.10 Influence of control valve matching clearance on CFIQ

3.4 噴油器部分特性參數(shù)分析

噴油器是電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)的終端部件，承擔(dān)著將高壓燃油以理想的霧狀噴注形式噴入燃燒室內(nèi)的功能，其特性參數(shù)對發(fā)動機(jī)燃燒排放的穩(wěn)定性有重要影響.噴油器部分的特性參數(shù)主要有噴油器開啟壓力、噴油器針閥升程和噴油器流量系數(shù).

噴油器開啟壓力決定噴油器噴油的延遲期，進(jìn)而影響有效噴油時間，引起循環(huán)噴油量波動.如圖11為全工況平面內(nèi)噴油器開啟壓力變化所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動情況.

在相同轉(zhuǎn)速下，循環(huán)噴油量波動隨噴油脈寬的增加而減少;在相同的噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動隨凸輪轉(zhuǎn)速的增加而呈減少趨勢.這是因?yàn)橄嗤D(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加，噴油延遲期在有效噴油時間內(nèi)所占的比例減少;而相同脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的上升，雖然有效噴油時間有一定的減少，但是由于噴油壓力提高，高壓油管和噴嘴腔內(nèi)的壓力建立速度加快，使得噴油延遲期的縮短更為明顯，所以使得噴油延遲期在有效噴油時間內(nèi)所占的比例減少，循環(huán)噴油量波動呈下降趨勢.所以噴油器開啟壓力的變化，在低凸輪轉(zhuǎn)速小噴油脈寬條件下，引起的循環(huán)噴油量波動最明顯，最大值為10.65 mm3.

噴油器針閥升程決定噴油器針閥在開啟和關(guān)閉過程中的運(yùn)動時間，從而影響有效噴油時間，造成循環(huán)噴油量波動.如圖12為全工況平面內(nèi)噴油器針閥升程變化所導(dǎo)致的循環(huán)噴油量波動情況.

圖11 噴油器開啟壓力變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.11 Influence of injector open pressure on CFIQ

圖12 噴油器針閥升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.12 Influence of injector needle lift on CFIQ

在全工況平面內(nèi)，由噴油器針閥升程變化所引起的循環(huán)噴油量波動較小，最大為2.95 mm3，出現(xiàn)在低速最大供油脈寬工況點(diǎn).相同凸輪轉(zhuǎn)速下，循環(huán)噴油量波動主要表現(xiàn)為隨噴油脈寬增加而上升的趨勢.在中高轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，由于噴嘴腔內(nèi)燃油壓力較高，針閥升程變化對其動作速度影響不大，故循環(huán)噴油量波動不明顯.而低轉(zhuǎn)速下，噴嘴腔內(nèi)燃油壓力建立速度較慢，針閥升程的變化對其動作速度影響較大，隨著噴油脈的增加，循環(huán)噴油量波動被近似線性放大，最大值出現(xiàn)在最大供油脈寬時刻，為2.95 mm3.在大噴油脈寬下，由于高轉(zhuǎn)速下噴嘴腔內(nèi)壓力較大，壓力建立時間較短，針閥關(guān)閉速度較快，對有效噴油時間的影響減小，所以循環(huán)噴油量波動隨轉(zhuǎn)速的增加而下降，循環(huán)噴油量波動從2.95 mm3降至 1.54 mm3.在中等噴油脈寬下，循環(huán)噴油量的波動隨凸輪轉(zhuǎn)速增加的變化趨勢不明顯，波動幅值在0.68 mm3以內(nèi).在小噴油脈寬條件下，當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速低于1 100 r/min時，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的增加，噴嘴腔壓力提高，有效噴油時間的減小幅度較針閥關(guān)閉時間的減小幅度小，所以循環(huán)噴油量波動隨著凸輪轉(zhuǎn)速的增加而增大;當(dāng)凸輪轉(zhuǎn)速高于1 100 r/min時，有效噴油時間的減小幅度較針閥關(guān)閉時間的減小幅度大，故循環(huán)噴油量波動隨著轉(zhuǎn)速的繼續(xù)增加而下降.

噴油器流量系數(shù)是噴孔通流特性的表征.圖13為噴油器流量系數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動情況.相同凸輪轉(zhuǎn)速下，循環(huán)噴油量波動隨著噴油脈寬的增加而增大，而在相同噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動隨著凸輪轉(zhuǎn)速增加而減少.

圖13 噴油器流量系數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動Fig.13 Influence of injector flow coefficient on CFIQ

如圖13(a)，在低轉(zhuǎn)速大噴油脈寬工況點(diǎn)，循環(huán)噴油量波動達(dá)到最大值，為25.92 mm3.如圖13(b)，在相同噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動隨轉(zhuǎn)速增加而減小，但變化率較小.在小噴油脈寬下，循環(huán)噴油量波動隨凸輪轉(zhuǎn)速的增加反而呈現(xiàn)微弱的上升趨勢.這是由于隨著轉(zhuǎn)速升高，噴油壓力上升，造成噴油器噴孔兩端壓力差增大，增加了單位時間內(nèi)的噴油量，抵消了因有效噴油時間縮短而造成的循環(huán)噴油量下降，從而使循環(huán)噴油量波動的下降速度變緩，甚至引起微弱上升.

4 全工況平面內(nèi)循環(huán)噴油量波動的量化分析

在全工況平面內(nèi)對電控單體泵噴油系統(tǒng)各特性參數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動進(jìn)行量化分析，得出了各特性參數(shù)變化所引起的循環(huán)噴油量波動在波動總量中所占的百分比，如圖14、15所示.圖14為在全工況平面內(nèi)負(fù)荷特性線1、2、3上不同特性參數(shù)變化所引起循環(huán)噴油量波動百分比隨噴油脈寬的變化規(guī)律，圖15為在全工況平面內(nèi)速度特性線4、5、6上不同特性參數(shù)變化所引起循環(huán)噴油量波動百分比隨凸輪轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律.

圖14 負(fù)荷特性線1、2、3上不同特性參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比Fig.14 Fluctuation percentage of CFIQ caused by characteristic parameters on 1，2，3 load characteristic curves

圖14、15中各數(shù)字序號所代表的系統(tǒng)特性參數(shù)如下：1為噴油器流量系數(shù)，2為噴油器針閥升程，3為噴化油器開啟壓力，4為控制閥桿配合間隙，5為銜鐵殘余氣隙，6為控制閥桿升程，7為柱塞配合間隙，8為凸輪型線速率，9為低壓供油壓力.

在全工況平面內(nèi)由低壓供油壓力變化所引起循環(huán)噴油量波動百分比范圍在0～20.2%之間，在高速小噴油脈寬工況點(diǎn)附近循環(huán)噴油量波動的百分比最大.500 r/min凸輪轉(zhuǎn)速時波動百分比為0，說明凸輪轉(zhuǎn)速較低時，系統(tǒng)吸油充分，低壓供油壓力的變化不會引起循環(huán)噴油量波動.在中、高凸輪轉(zhuǎn)速波動百分比隨著噴油脈寬的增加而逐漸減小;在不同噴油脈寬下隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高而增大.這是因?yàn)槲统浞殖潭入S凸輪轉(zhuǎn)速升高而惡化，低壓供油壓力對噴油量波動的影響更明顯，而波動百分比隨噴油脈寬增加而減小是因?yàn)橥馆喰途€速率和噴油器流量系數(shù)變化所引起的波動百分比隨噴油脈寬的增大而以更大的幅度增大，弱化了低壓供油壓力的影響.

圖15 速度特性線4、5、6上不同特性參數(shù)變化引起的循環(huán)噴油量波動百分比Fig.15 Fluctuation percentage of CFIQ caused by characteristic parameters on 4，5，6 speed characteristic curve

凸輪型線速率變化所引起循環(huán)噴油量波動百分比在全工況平面內(nèi)均較為顯著，其范圍為20.6%～42.0%.在不同凸輪轉(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加而增大;在不同噴油脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高而減小.因在低速大噴油脈寬工況點(diǎn)，凸輪型線在噴油過程中的有效作用更長，故此時循環(huán)噴油量波動的百分比最大.

在全工況平面內(nèi)，控制閥桿升程變化所引起循環(huán)噴油量波動百分比范圍為4.0% ～16.5%，相同轉(zhuǎn)速下隨噴油脈寬的增大而減小，相同噴油脈寬下隨凸輪轉(zhuǎn)速的增加而波動增加，在高速小噴油脈寬工況點(diǎn)控制閥桿在關(guān)閉過程中的運(yùn)動時間對對噴油過程影響最大，波動百分比達(dá)到最大值.

在全工況平面內(nèi)，噴油器開啟壓力變化所引起循環(huán)噴油量波動百分比范圍為3.7% ～49.8%.在不同凸輪轉(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加以較大的變化速率減小;在不同噴油脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高，其變化不明顯.波動百分比受噴油脈寬的影響顯著，因?yàn)樵谛娪兔}寬工況點(diǎn)噴油延遲期在有效噴油時間內(nèi)所占比例較大，且此時噴油量較小，噴油器流量系數(shù)變化對循環(huán)噴油量波動貢獻(xiàn)較小，所以此時由噴油器開啟壓力變化所引起的波動百分比最為明顯，反之，在大噴油脈寬工況點(diǎn)波動百分比則降至很小.

在全工況平面內(nèi)，噴油器針閥升程變化所引起循環(huán)噴油量波動百分比范圍為0～16.5%，僅在中等轉(zhuǎn)速時隨噴油脈寬的變化有明顯的波動，并且在小噴油脈寬工況點(diǎn)附近取得最大值，在其他工況點(diǎn)波動很小.

噴油器流量系數(shù)變化在全工況平面內(nèi)為所引起循環(huán)噴油量波動百分比范圍為2.6% ～40.5%，在不同凸輪轉(zhuǎn)速下，隨著噴油脈寬的增加以較大的變化速率增大;在不同噴油脈寬下，隨著凸輪轉(zhuǎn)速的升高而無明顯變化.噴油器流量系數(shù)直接表征了噴孔的流通能力，因此其變化所引起的噴油量波動主要受噴油量的影響且與其成正比關(guān)系，隨循環(huán)噴油量增大而被線性放大.所以，波動的百分比僅在小噴油脈寬工況點(diǎn)小，在其他工況點(diǎn)均較大，在大噴油脈寬工況點(diǎn)達(dá)到最大.

全工況平面內(nèi)，銜鐵殘余氣隙、柱塞配合間隙、及控制閥桿配合間隙變化所引起的循環(huán)噴油量波動百分比均較小，波動百分比范圍分別為0.1% ～6.6%、0 ～1.6%和 0.1% ～1.3%.

可見，控制噴油器特性參數(shù)和柱塞特性參數(shù)穩(wěn)定性對減小循環(huán)噴油量波動，提高電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)的性能穩(wěn)定性和一致性是非常重要的.噴油器流量系數(shù)可以通過提高噴孔的加工精度來提高噴油器流量系數(shù)的穩(wěn)定性，從而避免引起較大的循環(huán)噴油量波動.柱塞加壓部分的凸輪型線速率是該部分對循環(huán)噴油量波動影響最顯著的關(guān)鍵參數(shù)，可以通過加強(qiáng)凸輪軸支承剛度和提高連軸器精度的方式來減小其對循環(huán)噴油量波動的影響.電磁閥部分的特性參數(shù)主要影響控制系統(tǒng)的有效供油脈寬，通過引入控制系統(tǒng)的反饋控制功能可以降低閥芯特性參數(shù)對循環(huán)噴油量波動的影響.低壓供油部分的特性參數(shù)主要為低壓供油壓力，其對循環(huán)噴油量波動的影響可以通過優(yōu)化輸油泵供油壓力的穩(wěn)定性、提高濾清器清潔度和回油閥性能的穩(wěn)定性等來減小.

5 結(jié)論

1)利用AMESim仿真模型得到了電控單體泵燃油噴射系統(tǒng)全工況平面內(nèi)各特性參數(shù)對循環(huán)噴油量波動的影響規(guī)律.

2)通過量化分析，揭示了全工況平面內(nèi)負(fù)荷特性和速度特性下各特性參數(shù)對循環(huán)噴油量波動影響的百分比量化指標(biāo)的變化規(guī)律.

3)得到了對循環(huán)噴油量波動影響最大的5個關(guān)鍵特性參數(shù)，分別為低壓供油壓力、凸輪型線速率、控制閥桿升程、噴油器開啟壓力和噴油器流量系數(shù).

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