魏云鵬， 范立云， 陳康， 白云， 顧遠(yuǎn)琪

(1.哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.重慶紅江機(jī)械有限責(zé)任公司,重慶 永川 402162)

隨著航運(yùn)業(yè)的發(fā)展以及排放法規(guī)的日趨嚴(yán)厲，柴油機(jī)作為船舶的主要?jiǎng)恿υ矗淙加蛧娚湎到y(tǒng)的革新與升級(jí)迫在眉睫，高壓共軌技術(shù)在改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒、降低有害物排放、提高發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性方面具有巨大潛力，是未來(lái)船舶主機(jī)節(jié)能減排技術(shù)的重要發(fā)展方向之一[1-5]。然而，當(dāng)前船用燃油系統(tǒng)難以滿足高功率、長(zhǎng)噴油持續(xù)期和高循環(huán)噴油量的需求，因此如何保證噴油過(guò)程中的系統(tǒng)穩(wěn)定，實(shí)現(xiàn)多缸、多次噴射過(guò)程精準(zhǔn)控制是怠需解決的技術(shù)難題[6-10]。特別對(duì)于船用大功率柴油機(jī)，缸數(shù)最多可達(dá)至20缸，整機(jī)功率覆蓋寬廣，液力影響復(fù)雜。其液力構(gòu)型和性能匹配影響了系統(tǒng)內(nèi)部的壓力波動(dòng)特性，從而引起了系統(tǒng)間多缸噴油一致性和穩(wěn)定性問(wèn)題。因此急需開(kāi)展系統(tǒng)多構(gòu)型整機(jī)建模研究，并通過(guò)系統(tǒng)液力性能仿真預(yù)測(cè)共軌系統(tǒng)的性能，為確定系統(tǒng)構(gòu)型提供理論支持。

在當(dāng)前研究中，為保證高壓共軌系統(tǒng)噴射性能的穩(wěn)定性，Zhang等[11]采用了模塊化高壓油泵布置形式，提出了一種燃油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，分別建立了多泵蓄壓式燃油噴射系統(tǒng)和高壓共軌系統(tǒng)的仿真模型，通過(guò)對(duì)比2個(gè)系統(tǒng)壓力波動(dòng)程度。Hong等[12]設(shè)計(jì)了一種雙閥控制式的共軌系統(tǒng)，分別采用比例電磁閥和開(kāi)關(guān)閥控制高壓油泵的進(jìn)油端和共軌管的出油端，以實(shí)現(xiàn)共軌系統(tǒng)的穩(wěn)定控制。Ferrari等[13]提出了一種燃油系統(tǒng)(取消共軌管，在泵出口加上蓄壓腔)與原共軌系統(tǒng)進(jìn)行對(duì)比，均采用燃油計(jì)量閥和壓力控制閥協(xié)同控制，分析了共軌高壓容積對(duì)系統(tǒng)性能的影響?？梢?jiàn)，國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究主要集中于燃油系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和先進(jìn)控制方法研究[14-15]。而針對(duì)目前廣泛應(yīng)用的多缸船用共軌系統(tǒng)，多種液力構(gòu)型間的響應(yīng)特性及穩(wěn)定性水平研究較少。對(duì)此，本文針對(duì)船用高速機(jī)共軌系統(tǒng)開(kāi)展了概念設(shè)計(jì)和系統(tǒng)集成，分別建立了單軌整體式、雙軌并聯(lián)式、雙軌串聯(lián)式和無(wú)軌分布式4種共軌系統(tǒng)液力仿真模型。通過(guò)開(kāi)展4種液力構(gòu)型下循環(huán)噴油量多缸一致性、單缸一致性和動(dòng)態(tài)壓力波動(dòng)特性研究，揭示不同構(gòu)型間的性能差異，為系統(tǒng)選型和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論支持。

1 船用高壓共軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式

本文針對(duì)20V船用柴油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)需求，提出4種系統(tǒng)布置方式，如圖1所示，通過(guò)對(duì)4種形式的共軌系統(tǒng)進(jìn)行性能分析，最終確定所選用的共軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)型式。

圖1 4種共軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式Fig.1 Schematic diagram of four types of common rail system structure

方案1：?jiǎn)瘟袣飧撞贾靡桓曹壒?，系統(tǒng)配置一臺(tái)分配器，分配器出口連接2列氣缸的共軌管，如圖1(a)所示，簡(jiǎn)稱(chēng)單軌結(jié)構(gòu)。

方案2：系統(tǒng)不配置共軌管，配置一臺(tái)分配器，分配器出口通過(guò)高壓油管直接將燃油輸送至每個(gè)噴油器，連接各噴油器的高壓油管以下稱(chēng)跳接管，如圖1(b)所示，簡(jiǎn)稱(chēng)無(wú)軌結(jié)構(gòu)。

方案3：系統(tǒng)每列氣缸仍配置2根共軌管，但只配備一個(gè)列分配器，列分配器連接每列氣缸的一根共軌管，每列氣缸的2根共軌管再采用高壓油管串聯(lián)，如圖1(c)所示，簡(jiǎn)稱(chēng)雙軌串聯(lián)結(jié)構(gòu)。

方案4：系統(tǒng)每列氣缸配置2根共軌管，每根共軌管負(fù)責(zé)為5支噴油器供油，共配置3各分配器，2臺(tái)高壓油泵與列分配器相連，列分配器2個(gè)出口分別連接2列氣缸的軌分配器，每個(gè)軌分配器再分別與每列氣缸的2根共軌管相連，如圖1(d)所示，簡(jiǎn)稱(chēng)雙軌并聯(lián)結(jié)構(gòu)。

2 高壓共軌系統(tǒng)仿真模型建立及驗(yàn)證

2.1 仿真模型搭建

針對(duì)上文描述的4種液力構(gòu)型，借助AMESim仿真平臺(tái)完成了20缸船用共軌系統(tǒng)液力仿真模型搭建。如圖2所示。包括：2個(gè)帶有燃油計(jì)量閥的四柱塞高壓油泵、分配塊、共軌管(根據(jù)構(gòu)型不同，共軌管的結(jié)構(gòu)形式有所區(qū)別)和20只大流量電控噴油器。其中高壓油泵和電控噴油器均配有蓄壓腔結(jié)構(gòu)，各液壓元件通過(guò)高壓油管連接，噴油定時(shí)由ECU模塊控制，控制中考慮到供油、噴油時(shí)刻配比以及多缸間的噴油次序排列。

圖2 共軌系統(tǒng)仿真模型Fig.2 Simulation model of common rail system

高壓油泵供油過(guò)程采用PID反饋控制泵出口分配塊處的壓力穩(wěn)定，保證系統(tǒng)的穩(wěn)定性和動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。對(duì)系統(tǒng)模型中的高壓油泵模塊進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理，簡(jiǎn)化了進(jìn)出油閥和燃油計(jì)量閥結(jié)構(gòu)，但同時(shí)考慮了柱塞直徑、升程和凸輪型線等關(guān)鍵參數(shù)的影響。由于發(fā)動(dòng)機(jī)缸數(shù)多，共軌管的長(zhǎng)徑比已經(jīng)超過(guò)200，不能簡(jiǎn)單當(dāng)作集中容積看待，因此共軌管建模過(guò)程考慮到了多缸噴油帶來(lái)的壓力降影響，以及各缸噴油器入口處的壓力呈現(xiàn)的滯后性。電控噴油器模型是整機(jī)模型的核心，也是波動(dòng)現(xiàn)象的主要來(lái)源，因此進(jìn)行了較為詳細(xì)的建模。主要包括：球閥控制閥結(jié)構(gòu)、無(wú)靜態(tài)泄漏控制室、針閥和噴嘴結(jié)構(gòu)。

將高壓油泵、電控噴油器模型用管路連接，通過(guò)設(shè)置不同的管線模型參數(shù)以區(qū)別共軌管與高壓油管，即可得到共軌系統(tǒng)的仿真模型，如圖3所示。4種方案的建模過(guò)程相近，差別僅在與管線布置與連接方式不同。為了更好地區(qū)別系統(tǒng)的2列氣缸與各噴油器，將系統(tǒng)2列氣缸以A、B列命名，每列氣缸各缸噴油器在此基礎(chǔ)上再?gòu)淖笾劣乙?～10的序號(hào)依次編號(hào)，最終得到所有氣缸噴油器的編號(hào)為A1～A10，B1～B10。發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)火順序?yàn)椋篈1-B5-A8-B7-A5-B2-A7-B10-A2-B3-A10-B6- A3-B4-A6-B9-A4-B1-A9-B8。在搭建好系統(tǒng)模型后，對(duì)共軌系統(tǒng)各零部件進(jìn)行參數(shù)賦值，以完成共軌系統(tǒng)模型搭建。本次提出的4種方案共軌系統(tǒng)的主要參數(shù)如表1所示。

表1 共軌系統(tǒng)主要參數(shù)Table 1 Main parameters of the common rail system

2.2 建模方法驗(yàn)證

從供油、噴油水平兩方面進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，以驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。高壓共軌系統(tǒng)性能試驗(yàn)臺(tái)架如圖3所示，由驅(qū)動(dòng)電機(jī)、高壓油泵、共軌管、示波器、單次噴射儀、噴油器、壓力傳感器、高壓油管、IFR電子部分、ECU和油箱組成。其中，采用EFS公司開(kāi)發(fā)的EFS8244對(duì)高壓油泵進(jìn)行控制，應(yīng)用IPOD控制模塊實(shí)現(xiàn)對(duì)噴油器電磁閥的驅(qū)動(dòng)控制。采用LWGY-10流量傳感器分別對(duì)高壓油泵供油量測(cè)量，采用法國(guó)EFS公司生產(chǎn)的EMI2測(cè)試裝置對(duì)噴油量進(jìn)行測(cè)量，以確保測(cè)量精度。采用DL750示波器對(duì)試驗(yàn)測(cè)試過(guò)程中各傳感器輸出的測(cè)量信號(hào)進(jìn)行讀取、記錄、輸出和打印。

圖3 高壓共軌系統(tǒng)性能試驗(yàn)臺(tái)Fig.3 High-pressure common rail system performance test-bed

圖4、5所示為不同工況下高壓油泵及電控噴油器仿真模型供油流量和循環(huán)噴油量計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比圖。分別為120、140、160 MPa共軌壓力下，凸輪轉(zhuǎn)速和控制脈寬對(duì)性能的影響。由圖5可知，模型計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的吻合程度較高，供油流量及噴油量變化趨勢(shì)相似。隨著轉(zhuǎn)速的增加，供油平均流量仿真值與實(shí)驗(yàn)值之間的相對(duì)誤差整體呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。隨著軌壓增加，高壓油泵的平均流量有所下降。多工況下供油流量最大誤差為7.6%。而在固定軌壓下，隨著控制脈寬增加，循環(huán)噴油量的增長(zhǎng)分為2個(gè)階段，有明顯的油量拐點(diǎn)，3種軌壓下拐點(diǎn)油量均約為175 mg。油量拐點(diǎn)通常表示針閥到達(dá)最大升程時(shí)刻點(diǎn)，隨著軌壓增加存在拐點(diǎn)前移的現(xiàn)象。同時(shí)可以觀察到，拐點(diǎn)右側(cè)區(qū)域油量變化線性化程度明顯，模型預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性也較高，相對(duì)誤差在1%左右。而在拐點(diǎn)內(nèi)側(cè)由于噴油過(guò)程中，針閥升程波動(dòng)明顯，區(qū)域內(nèi)噴油量變化有較強(qiáng)的非線性化。同時(shí)，此時(shí)的基礎(chǔ)噴油量較小，導(dǎo)致小油量區(qū)域模型預(yù)測(cè)精度較差。通過(guò)供油流量和噴油水平兩方面綜合驗(yàn)證了仿真模型的準(zhǔn)確性。

圖5 循環(huán)噴油量驗(yàn)證Fig.5 Verification of cycle fuel injection quantity

3 不同構(gòu)型對(duì)高壓共軌系統(tǒng)性能影響研究

3.1 高壓共軌系統(tǒng)性能指標(biāo)

循環(huán)噴油量的一致性對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)運(yùn)行的平穩(wěn)性以及長(zhǎng)期運(yùn)行的性能可靠性都有重要影響。循環(huán)噴油量的一致性主要分為2個(gè)方面，其一為考慮到所有氣缸噴油器噴油差異的多缸循環(huán)噴油量波動(dòng)；其二為某一氣缸噴油器在多個(gè)循環(huán)下單缸循環(huán)噴油量波動(dòng)。同時(shí)定義2種循環(huán)噴油量相對(duì)極差:

RRmul=

(1)

(2)

式中：RRmul表示多缸循環(huán)噴油量的相對(duì)極差；Vmul為發(fā)動(dòng)機(jī)單個(gè)循環(huán)內(nèi)各缸循環(huán)噴油量的平均值；i表示發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸的順序號(hào)，下標(biāo)A、B分別表示發(fā)動(dòng)機(jī)的A列與B列氣缸；VAi、VBi分別為發(fā)動(dòng)機(jī)的A列與B列氣缸中第i個(gè)氣缸的循環(huán)噴油量，mm3。

RRsig=

(3)

(4)

式中：RRsig表示單缸循環(huán)噴油量的相對(duì)極差；Vsig為單個(gè)噴油器多個(gè)循環(huán)下的平均循環(huán)噴油量，下標(biāo)X代表發(fā)動(dòng)機(jī)的A列與B列氣缸，即X取A或B，i的含義與式(1)中相同，VXi_n表示X列氣缸的第i個(gè)噴油器在開(kāi)始計(jì)數(shù)后的第n個(gè)循環(huán)的循環(huán)噴油量，mm3。

3.2 共軌系統(tǒng)多缸循環(huán)噴油量一致性

高壓共軌系統(tǒng)噴油過(guò)程中，往往存在著機(jī)液耦合、閥件開(kāi)閉和高速射流等瞬態(tài)過(guò)程，導(dǎo)致系統(tǒng)內(nèi)部的壓力波動(dòng)，進(jìn)而引起了多缸間循環(huán)噴油量的差異性。下文以雙軌并聯(lián)系統(tǒng)為例，計(jì)算得到曲軸轉(zhuǎn)速2 100 r/min、軌壓200 MPa、控制脈寬30 ℃ A下共軌管內(nèi)壓力波動(dòng)特性和1#、6#噴油器的噴油速率曲線。從圖6中可以看出，在系統(tǒng)啟動(dòng)后，穩(wěn)定在目標(biāo)工況前存在一段時(shí)間的瞬態(tài)調(diào)節(jié)過(guò)程。系統(tǒng)開(kāi)啟初期，油泵供油水平較高，而系統(tǒng)僅部分噴油器進(jìn)行噴油，導(dǎo)致整體壓力快速上升，使實(shí)際軌壓與目標(biāo)軌壓間的偏差增大。因此，PID反饋信號(hào)控制減小燃油計(jì)量閥的開(kāi)度，達(dá)到供油量和噴油量間的匹配。在軌壓穩(wěn)定后，會(huì)存在持續(xù)的靜態(tài)波動(dòng)過(guò)程，根據(jù)工況時(shí)刻的噴油水平，圍繞目標(biāo)軌壓以固定頻率進(jìn)行周期性波動(dòng)。因此，當(dāng)不同缸噴油器的噴油時(shí)序差異時(shí)，共軌管內(nèi)壓力波動(dòng)會(huì)導(dǎo)致噴油器入口實(shí)際噴油壓力有所區(qū)別，進(jìn)而會(huì)導(dǎo)致多缸循環(huán)噴油量不一致。

圖6 共軌系統(tǒng)瞬態(tài)調(diào)節(jié)過(guò)程Fig.6 Transient regulation process of common rail system

圖7為發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸轉(zhuǎn)速2 100 r/min、軌壓200 MPa、控制脈寬30℃ A下各方案共軌系統(tǒng)在發(fā)動(dòng)機(jī)一個(gè)周期內(nèi)的20缸循環(huán)噴油量，從圖7中可以看出，各方案多缸循環(huán)噴油量表現(xiàn)出一定的差異性，下面詳細(xì)分析。

圖7 各方案共軌系統(tǒng)多缸循環(huán)噴油量Fig.7 Multi cylinder cycle injection quantity of common rail system in each scheme

方案1為單軌系統(tǒng)，其多缸循環(huán)噴油量波動(dòng)水平較小，為0.74%。各缸循環(huán)噴油量在955～962 mm3變化，整體呈正弦波動(dòng)趨勢(shì)。單軌系統(tǒng)是保證了不同缸噴油器噴射時(shí)刻入口壓力一致，其整體波動(dòng)水平較低，穩(wěn)定性好。但由于單根共軌管較大的長(zhǎng)徑比，內(nèi)部的壓力波傳遞過(guò)程會(huì)存在時(shí)序延遲。從而壓力波動(dòng)正弦傳遞特性也一定程度的體現(xiàn)在各缸噴油量的波動(dòng)特性上。同時(shí)A1～A10以及B1～B10間，在循環(huán)噴油量水平和波動(dòng)趨勢(shì)上都有明顯的對(duì)稱(chēng)性，整體穩(wěn)定性較好。

方案2為雙軌串聯(lián)系統(tǒng)，是4種構(gòu)型中與單軌系統(tǒng)最相近的，其多缸循環(huán)噴油量波動(dòng)水平穩(wěn)定性較高，為1.0%。各缸循環(huán)噴油量在945～955 mm3變化，低于單軌系統(tǒng)整體水平。雙軌串聯(lián)系統(tǒng)是將2根單軌由高壓油管串聯(lián)實(shí)現(xiàn)單軌的功能，降低了加工制造難度，提高系統(tǒng)的魯棒性。但改變了共軌管處的液力構(gòu)型，連接2根共軌管的高壓油管尺寸較小，導(dǎo)致供油延遲增加。從而導(dǎo)致多缸循環(huán)噴油量的波動(dòng)趨勢(shì)改變和兩側(cè)系統(tǒng)的噴油量對(duì)稱(chēng)性變差。

方案3為雙軌并聯(lián)系統(tǒng)，是雙軌并聯(lián)系統(tǒng)構(gòu)型的進(jìn)一步改動(dòng)，改變共軌管的進(jìn)油位置和進(jìn)油方式，增加了軌分配塊結(jié)構(gòu)，作為單側(cè)雙軌的分流口，使系統(tǒng)的各模塊獨(dú)立調(diào)節(jié)能力提升。從結(jié)果可知，系統(tǒng)的多缸循環(huán)噴油量穩(wěn)定性水平是最高的，約為0.54%。這是因?yàn)?，系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)2個(gè)共軌管借助軌分配塊交替供油，這使得軌分配塊供油穩(wěn)定而避免了入口流率波動(dòng)，減小了各共軌管之間由于供油時(shí)序不同帶來(lái)的壓力變化。

方案4為無(wú)軌系統(tǒng)，共軌管容積分散于高壓油泵出口和噴油器蓄壓入口處，噴油器間通過(guò)高壓油管連接。分布式共軌系統(tǒng)減小了整體制造裝配難度，增加了系統(tǒng)的調(diào)節(jié)能力和動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。系統(tǒng)高壓容積的減少，導(dǎo)致多缸噴射間的影響程度加強(qiáng)，多缸循環(huán)噴油量波動(dòng)極差約為2.83%。

圖8為4種共軌系統(tǒng)方案發(fā)動(dòng)機(jī)1個(gè)循環(huán)內(nèi)20缸噴油器噴油量平均值和多缸油量波動(dòng)極差，方案4的相對(duì)極差為2.83%，在4種方案中為最大值；其他3種方案的相對(duì)極差均小于1%，其中又以方案3的相對(duì)極差最小，為0.54%；可以發(fā)現(xiàn)，系統(tǒng)內(nèi)的有效高壓容積是影響波動(dòng)極差的一個(gè)主要因素。從圖中可知4個(gè)系統(tǒng)的平均循環(huán)噴油量分別為958.27、949.12、931.6、957.36 mm3?？梢园l(fā)現(xiàn)單軌和無(wú)軌系統(tǒng)平均噴油量相近，而雙軌系統(tǒng)平均噴油量較低，特別是雙軌并聯(lián)系統(tǒng)。在電控噴油器的工作過(guò)程中，通過(guò)分析噴孔流量公式研究影響循環(huán)噴油量的因素。

圖8 各方案共軌系統(tǒng)循環(huán)噴油量均值及波動(dòng)極差Fig.8 Mean value and fluctuation range of circulating fuel injection quantity of common rail system in each scheme

噴孔流量公式為：

(5)

式中：q為噴油速率，即單位時(shí)間噴油量；Cq為流量系數(shù)；A為噴孔有效截面積；P為噴油壓力，P0為噴孔背壓；ρ為燃油密度；Cq主要由噴油過(guò)程中的空化程度決定，在模型中考慮為定值，P0和ρ也考慮為定值。因此，影響噴油水平的主要是A和P，在噴嘴參數(shù)確定的前提下，A和P分別由針閥位移曲線和噴油壓力決定。

以單軌系統(tǒng)和雙軌并聯(lián)系統(tǒng)為例，對(duì)比了2種模型1#噴油器噴油過(guò)程中的針閥位移曲線和噴油壓力曲線，如圖9所示。通過(guò)結(jié)果可知，控制信號(hào)一致使不同構(gòu)型的噴油器的針閥位移曲線相近，噴油過(guò)程中的有效流通面積和動(dòng)態(tài)響應(yīng)也基本相同。而由于不同構(gòu)型軌壓波動(dòng)的差別，導(dǎo)致噴油器的實(shí)際噴油壓力不同，進(jìn)而引起了多缸間的循環(huán)噴油量差異。

圖9 噴油特性參數(shù)對(duì)比Fig.9 Comparison of injection characteristic parameters

圖10中發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸轉(zhuǎn)速為2 100 r/min、軌壓為200 MPa、控制脈寬為30 ℃ A下各方案共軌系統(tǒng)在發(fā)動(dòng)機(jī)一個(gè)周期內(nèi)的20缸循環(huán)回油量，從圖中可以看出，各方案多缸循環(huán)回油量表現(xiàn)出與多缸循環(huán)噴油量波動(dòng)的一致趨勢(shì)。

圖10 噴油特性參數(shù)對(duì)比Fig.10 Comparison of injection characteristic parameters

3.3 共軌系統(tǒng)單缸循環(huán)噴油量一致性

為了研究各方案共軌系統(tǒng)噴油器在連續(xù)多個(gè)循環(huán)下的循環(huán)噴油量變化情況，記錄其在20 V系統(tǒng)工作穩(wěn)定后的連續(xù)15個(gè)循環(huán)的循環(huán)噴油量，并計(jì)算出額定工況下，4種構(gòu)型的平均循環(huán)噴油量和相對(duì)極差。從圖11中可以看出，與上文分析的循環(huán)噴油量多缸一致性波動(dòng)水平相比，單缸多循環(huán)下的波動(dòng)偏差較小，平均水平在0.05%～0.08%。4種方案的循環(huán)噴油量變動(dòng)程度均非常小，以變動(dòng)最大的方案無(wú)軌系統(tǒng)為例，其相對(duì)極差為最大為0.08%左右。同時(shí)分析了單缸多次循環(huán)過(guò)程的共軌壓力和噴油速率對(duì)比曲線，由圖11可知，噴射的前期依舊存在動(dòng)態(tài)波動(dòng)的影響，導(dǎo)致前2次噴射的油量與后續(xù)穩(wěn)定油量偏差較大，而穩(wěn)定波動(dòng)過(guò)程中的油量偏差極小。這是因?yàn)椋瑖娪瓦^(guò)程的間隔周期與軌壓波動(dòng)周期呈倍數(shù)關(guān)系，因此每次噴油時(shí)刻的壓力水平幾乎一致，如圖11中穩(wěn)定波動(dòng)階段的圓圈區(qū)域。當(dāng)針閥位移與噴油壓力水平多保持一致時(shí)，多次循環(huán)的噴油量偏差水平也較小。

圖11 多循環(huán)噴油特性對(duì)比Fig.11 Comparison of multi cycle injection characteristics

圖12 單缸多循環(huán)噴油量均值與極差Fig.12 Mean value and range of single cylinder multi cycle injection quantity

3.4 共軌系統(tǒng)壓力波動(dòng)特性

由上文分析可知，壓力波動(dòng)是引起循環(huán)噴油量偏差的主要原因，因此對(duì)比了4種構(gòu)型的共軌壓力波動(dòng)曲線，結(jié)合FFT處理方法得到頻域結(jié)果，以分析不同構(gòu)型系統(tǒng)蓄壓水平的區(qū)別。如圖13、14所示，4種系統(tǒng)的軌壓波動(dòng)整體趨勢(shì)一致，啟動(dòng)初期的波動(dòng)峰值和達(dá)到穩(wěn)定波動(dòng)區(qū)域的時(shí)間也近似相等，但在4種系統(tǒng)中，雙軌并聯(lián)系統(tǒng)在動(dòng)態(tài)波動(dòng)過(guò)程的壓力偏差最小，動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力較高。而在穩(wěn)態(tài)波動(dòng)階段，結(jié)合頻域分析曲線15可以發(fā)現(xiàn)，4種系統(tǒng)軌壓波動(dòng)的主波動(dòng)頻率區(qū)間都在86 Hz附近，與當(dāng)前轉(zhuǎn)速下的供油頻率一致，波動(dòng)頻率也代表了共軌管內(nèi)壓力波傳播速度，體現(xiàn)了動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)水平。在波動(dòng)幅值的對(duì)比中，單軌系統(tǒng)的穩(wěn)壓能力最好，波動(dòng)偏差為2%；其次是雙軌串聯(lián)系統(tǒng)和無(wú)軌系統(tǒng)，約為3.1%；而雙軌并聯(lián)系統(tǒng)的波動(dòng)水平最大，為11%。這是因?yàn)?，雖然4種系統(tǒng)的總高壓容積相近，但是有效蓄壓容積不同。

圖13 多構(gòu)型軌壓波動(dòng)對(duì)比Fig.13 Comparison of rail pressure fluctuation of multiple configurations

圖14 多構(gòu)型軌壓波動(dòng)對(duì)比Fig.14 Comparison details of rail pressure fluctuation of multiple configurations

圖15 多構(gòu)型軌壓波動(dòng)對(duì)比頻域Fig.15 Frequency domain diagram of rail pressure fluctuation comparison of multiple configurations

單軌系統(tǒng)的共軌管不存在分流結(jié)構(gòu)，蓄壓容積利用率最高，管內(nèi)的壓力波動(dòng)水平最小。雙軌串聯(lián)系統(tǒng)將整根共軌管平分，中間有高壓油管連接，單側(cè)進(jìn)油。整體高壓容積與單軌系統(tǒng)相近，但在瞬態(tài)工作過(guò)程中，被連接共軌管內(nèi)有明顯的供油延遲，會(huì)增加系統(tǒng)內(nèi)的壓力波動(dòng)。

而雙軌并聯(lián)系統(tǒng)通過(guò)軌分配塊和高壓油管連接2根軌，同時(shí)采用中路進(jìn)油的方式。使單根軌和連接的5根噴油器系統(tǒng)較為獨(dú)立，劃分成4個(gè)小系統(tǒng)。因此作用在每個(gè)系統(tǒng)上的蓄壓容積會(huì)明顯減小，增加響應(yīng)能力的同時(shí)也增加了壓力波動(dòng)程度。對(duì)于無(wú)軌系統(tǒng)，由跳接管連接噴油器，增加的噴油器蓄壓腔容積也一定程度地提高了系統(tǒng)的蓄壓能力，保證了較好的穩(wěn)定水平。但在跳接管中會(huì)存在相鄰噴油器噴射過(guò)程引起的壓力降現(xiàn)象，增加了多缸不一致性水平。在頻域圖中也能看出，雙軌并聯(lián)系統(tǒng)的波動(dòng)水平最明顯，而無(wú)軌系統(tǒng)中存在多頻域耦合特性，噴油過(guò)程對(duì)系統(tǒng)壓力的影響耦合程度較高。

3.5 共軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式確定

研究了不同結(jié)構(gòu)形式的共軌系統(tǒng)的各項(xiàng)性能，其各項(xiàng)性能對(duì)比如表2所示。

表2 各方案共軌系統(tǒng)性能評(píng)價(jià)Table 2 Performance evaluation of common rail system of each scheme %

多缸循環(huán)噴油量一致性方面，方案3最優(yōu)，方案1與方案2為相差不大。單缸循環(huán)噴油量一致性方面，幾種方案在不同噴油器上性能稍有差異但基本處于同一水平。壓力穩(wěn)定性方面方案1最優(yōu)，但方案3動(dòng)態(tài)響應(yīng)水平最優(yōu)。壓力分析可知，泵蓄壓腔、共軌管和噴油器蓄壓腔對(duì)油量一致性的貢獻(xiàn)度不同，越靠近噴油端的高壓容腔有效蓄壓能力越強(qiáng)。除了上述性能之外，共軌系統(tǒng)還應(yīng)該考察其可實(shí)施性，包括零部件材料成型、加工以及裝配的難易性等。共軌管加工中需要保證中孔不過(guò)分偏移，對(duì)管內(nèi)光潔度同樣有所要求，方案1由于單列氣缸采用一根共軌管，其長(zhǎng)徑比超過(guò)200，采用深孔加工較為困難。方案2與方案3單列氣缸配置2根共軌管，降低了加工難度，方案4取消了共軌管，同樣降低了加工難度；綜合來(lái)看方案3在4種方案中性能相對(duì)最優(yōu)。

4 結(jié)論

1)本文針對(duì)船用高速機(jī)共軌系統(tǒng)開(kāi)展了多構(gòu)型噴油一致性研究，分別建立了單軌整體式、雙軌并聯(lián)式、雙軌串聯(lián)式和無(wú)軌分布式4種共軌系統(tǒng)液力仿真模型。通過(guò)對(duì)核心液力組件電控噴油器進(jìn)行了樣件試制和試驗(yàn)測(cè)試，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。結(jié)果表明：較大油量區(qū)域油量變化線性化程度明顯，模型預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性較高，相對(duì)誤差在1%左右。而在小油量區(qū)域針閥升程波動(dòng)明顯，區(qū)域內(nèi)噴油量變化有較強(qiáng)的非線性化。

2)通過(guò)開(kāi)展4種液力構(gòu)型下循環(huán)噴油量多缸一致性、單缸一致性研究，揭示不同構(gòu)型間的穩(wěn)定性差異。結(jié)果表明：系統(tǒng)工作過(guò)程中，存在動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)過(guò)程和穩(wěn)態(tài)波動(dòng)過(guò)程，系統(tǒng)穩(wěn)定性受供油量和噴油量間匹配度的影響。4種構(gòu)型中，單軌系統(tǒng)和雙軌并聯(lián)系統(tǒng)多缸循環(huán)噴油量一致性較好，波動(dòng)過(guò)程有明顯周期性變化趨勢(shì)，兩側(cè)系統(tǒng)對(duì)稱(chēng)性較高；雙軌串聯(lián)系統(tǒng)存在液力延遲現(xiàn)象，不同軌間的一致性差異明顯；無(wú)軌系統(tǒng)減小了總高壓容積，導(dǎo)致多缸噴射間的影響程度加強(qiáng)。同時(shí)，噴油過(guò)程的間隔周期與軌壓波動(dòng)周期呈倍數(shù)關(guān)系，導(dǎo)致單缸多次循環(huán)過(guò)程中每次噴油時(shí)刻的壓力水平及油量水平一致性較高。

3)對(duì)比了4種構(gòu)型的共軌壓力波動(dòng)曲線，結(jié)合FFT處理方法得到頻域結(jié)果，以分析不同構(gòu)型系統(tǒng)蓄壓水平的區(qū)別。4種系統(tǒng)軌壓波動(dòng)的主波動(dòng)頻率區(qū)間都在86 Hz附近，受當(dāng)前轉(zhuǎn)速下的供油頻率影響。同時(shí)，研究發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)穩(wěn)定性能與系統(tǒng)有效蓄壓能力有關(guān)，主要受系統(tǒng)內(nèi)部的液力構(gòu)型影響。泵蓄壓腔、共軌管和噴油器蓄壓腔對(duì)油量一致性的貢獻(xiàn)度不同，越靠近噴油端的高壓容腔有效蓄壓能力越強(qiáng)。