船用柴油机高压共轨系统多构型喷油一致性研究

魏云鹏， 范立云， 陈康， 白云， 顾远琪

(1.哈尔滨工程大学 动力与能源工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001； 2.重庆红江机械有限责任公司,重庆 永川 402162)

随着航运业的发展以及排放法规的日趋严厉，柴油机作为船舶的主要动力源，其燃油喷射系统的革新与升级迫在眉睫，高压共轨技术在改善发动机燃烧、降低有害物排放、提高发动机动力性与经济性方面具有巨大潜力，是未来船舶主机节能减排技术的重要发展方向之一[1-5]。然而，当前船用燃油系统难以满足高功率、长喷油持续期和高循环喷油量的需求，因此如何保证喷油过程中的系统稳定，实现多缸、多次喷射过程精准控制是怠需解决的技术难题[6-10]。特别对于船用大功率柴油机，缸数最多可达至20缸，整机功率覆盖宽广，液力影响复杂。其液力构型和性能匹配影响了系统内部的压力波动特性，从而引起了系统间多缸喷油一致性和稳定性问题。因此急需开展系统多构型整机建模研究，并通过系统液力性能仿真预测共轨系统的性能，为确定系统构型提供理论支持。

在当前研究中，为保证高压共轨系统喷射性能的稳定性，Zhang等[11]采用了模块化高压油泵布置形式，提出了一种燃油系统结构，分别建立了多泵蓄压式燃油喷射系统和高压共轨系统的仿真模型，通过对比2个系统压力波动程度。Hong等[12]设计了一种双阀控制式的共轨系统，分别采用比例电磁阀和开关阀控制高压油泵的进油端和共轨管的出油端，以实现共轨系统的稳定控制。Ferrari等[13]提出了一种燃油系统(取消共轨管，在泵出口加上蓄压腔)与原共轨系统进行对比，均采用燃油计量阀和压力控制阀协同控制，分析了共轨高压容积对系统性能的影响。可见，国内外相关研究主要集中于燃油系统的结构设计和先进控制方法研究[14-15]。而针对目前广泛应用的多缸船用共轨系统，多种液力构型间的响应特性及稳定性水平研究较少。对此，本文针对船用高速机共轨系统开展了概念设计和系统集成，分别建立了单轨整体式、双轨并联式、双轨串联式和无轨分布式4种共轨系统液力仿真模型。通过开展4种液力构型下循环喷油量多缸一致性、单缸一致性和动态压力波动特性研究，揭示不同构型间的性能差异，为系统选型和结构设计提供理论支持。

1 船用高压共轨系统结构形式

本文针对20V船用柴油机高压共轨系统需求，提出4种系统布置方式，如图1所示，通过对4种形式的共轨系统进行性能分析，最终确定所选用的共轨系统结构型式。

图1 4种共轨系统结构形式Fig.1 Schematic diagram of four types of common rail system structure

方案1：单列气缸布置一根共轨管，系统配置一台分配器，分配器出口连接2列气缸的共轨管，如图1(a)所示，简称单轨结构。

方案2：系统不配置共轨管，配置一台分配器，分配器出口通过高压油管直接将燃油输送至每个喷油器，连接各喷油器的高压油管以下称跳接管，如图1(b)所示，简称无轨结构。

方案3：系统每列气缸仍配置2根共轨管，但只配备一个列分配器，列分配器连接每列气缸的一根共轨管，每列气缸的2根共轨管再采用高压油管串联，如图1(c)所示，简称双轨串联结构。

方案4：系统每列气缸配置2根共轨管，每根共轨管负责为5支喷油器供油，共配置3各分配器，2台高压油泵与列分配器相连，列分配器2个出口分别连接2列气缸的轨分配器，每个轨分配器再分别与每列气缸的2根共轨管相连，如图1(d)所示，简称双轨并联结构。

2 高压共轨系统仿真模型建立及验证

2.1 仿真模型搭建

针对上文描述的4种液力构型，借助AMESim仿真平台完成了20缸船用共轨系统液力仿真模型搭建。如图2所示。包括：2个带有燃油计量阀的四柱塞高压油泵、分配块、共轨管(根据构型不同，共轨管的结构形式有所区别)和20只大流量电控喷油器。其中高压油泵和电控喷油器均配有蓄压腔结构，各液压元件通过高压油管连接，喷油定时由ECU模块控制，控制中考虑到供油、喷油时刻配比以及多缸间的喷油次序排列。

图2 共轨系统仿真模型Fig.2 Simulation model of common rail system

高压油泵供油过程采用PID反馈控制泵出口分配块处的压力稳定，保证系统的稳定性和动态响应特性。对系统模型中的高压油泵模块进行了简化处理，简化了进出油阀和燃油计量阀结构，但同时考虑了柱塞直径、升程和凸轮型线等关键参数的影响。由于发动机缸数多，共轨管的长径比已经超过200，不能简单当作集中容积看待，因此共轨管建模过程考虑到了多缸喷油带来的压力降影响，以及各缸喷油器入口处的压力呈现的滞后性。电控喷油器模型是整机模型的核心，也是波动现象的主要来源，因此进行了较为详细的建模。主要包括：球阀控制阀结构、无静态泄漏控制室、针阀和喷嘴结构。

将高压油泵、电控喷油器模型用管路连接，通过设置不同的管线模型参数以区别共轨管与高压油管，即可得到共轨系统的仿真模型，如图3所示。4种方案的建模过程相近，差别仅在与管线布置与连接方式不同。为了更好地区别系统的2列气缸与各喷油器，将系统2列气缸以A、B列命名，每列气缸各缸喷油器在此基础上再从左至右以1～10的序号依次编号，最终得到所有气缸喷油器的编号为A1～A10，B1～B10。发动机发火顺序为：A1-B5-A8-B7-A5-B2-A7-B10-A2-B3-A10-B6- A3-B4-A6-B9-A4-B1-A9-B8。在搭建好系统模型后，对共轨系统各零部件进行参数赋值，以完成共轨系统模型搭建。本次提出的4种方案共轨系统的主要参数如表1所示。

表1 共轨系统主要参数Table 1 Main parameters of the common rail system

2.2 建模方法验证

从供油、喷油水平两方面进行试验测试，以验证模型的准确性。高压共轨系统性能试验台架如图3所示，由驱动电机、高压油泵、共轨管、示波器、单次喷射仪、喷油器、压力传感器、高压油管、IFR电子部分、ECU和油箱组成。其中，采用EFS公司开发的EFS8244对高压油泵进行控制，应用IPOD控制模块实现对喷油器电磁阀的驱动控制。采用LWGY-10流量传感器分别对高压油泵供油量测量，采用法国EFS公司生产的EMI2测试装置对喷油量进行测量，以确保测量精度。采用DL750示波器对试验测试过程中各传感器输出的测量信号进行读取、记录、输出和打印。

图3 高压共轨系统性能试验台Fig.3 High-pressure common rail system performance test-bed

图4、5所示为不同工况下高压油泵及电控喷油器仿真模型供油流量和循环喷油量计算结果与试验值的对比图。分别为120、140、160 MPa共轨压力下，凸轮转速和控制脉宽对性能的影响。由图5可知，模型计算与试验结果的吻合程度较高，供油流量及喷油量变化趋势相似。随着转速的增加，供油平均流量仿真值与实验值之间的相对误差整体呈现减小的趋势。随着轨压增加，高压油泵的平均流量有所下降。多工况下供油流量最大误差为7.6%。而在固定轨压下，随着控制脉宽增加，循环喷油量的增长分为2个阶段，有明显的油量拐点，3种轨压下拐点油量均约为175 mg。油量拐点通常表示针阀到达最大升程时刻点，随着轨压增加存在拐点前移的现象。同时可以观察到，拐点右侧区域油量变化线性化程度明显，模型预测准确性也较高，相对误差在1%左右。而在拐点内侧由于喷油过程中，针阀升程波动明显，区域内喷油量变化有较强的非线性化。同时，此时的基础喷油量较小，导致小油量区域模型预测精度较差。通过供油流量和喷油水平两方面综合验证了仿真模型的准确性。

图5 循环喷油量验证Fig.5 Verification of cycle fuel injection quantity

3 不同构型对高压共轨系统性能影响研究

3.1 高压共轨系统性能指标

循环喷油量的一致性对发动机整机运行的平稳性以及长期运行的性能可靠性都有重要影响。循环喷油量的一致性主要分为2个方面，其一为考虑到所有气缸喷油器喷油差异的多缸循环喷油量波动；其二为某一气缸喷油器在多个循环下单缸循环喷油量波动。同时定义2种循环喷油量相对极差:

RRmul=

(1)

(2)

式中：RRmul表示多缸循环喷油量的相对极差；Vmul为发动机单个循环内各缸循环喷油量的平均值；i表示发动机气缸的顺序号，下标A、B分别表示发动机的A列与B列气缸；VAi、VBi分别为发动机的A列与B列气缸中第i个气缸的循环喷油量，mm3。

RRsig=

(3)

(4)

式中：RRsig表示单缸循环喷油量的相对极差；Vsig为单个喷油器多个循环下的平均循环喷油量，下标X代表发动机的A列与B列气缸，即X取A或B，i的含义与式(1)中相同，VXi_n表示X列气缸的第i个喷油器在开始计数后的第n个循环的循环喷油量，mm3。

3.2 共轨系统多缸循环喷油量一致性

高压共轨系统喷油过程中，往往存在着机液耦合、阀件开闭和高速射流等瞬态过程，导致系统内部的压力波动，进而引起了多缸间循环喷油量的差异性。下文以双轨并联系统为例，计算得到曲轴转速2 100 r/min、轨压200 MPa、控制脉宽30 ℃ A下共轨管内压力波动特性和1#、6#喷油器的喷油速率曲线。从图6中可以看出，在系统启动后，稳定在目标工况前存在一段时间的瞬态调节过程。系统开启初期，油泵供油水平较高，而系统仅部分喷油器进行喷油，导致整体压力快速上升，使实际轨压与目标轨压间的偏差增大。因此，PID反馈信号控制减小燃油计量阀的开度，达到供油量和喷油量间的匹配。在轨压稳定后，会存在持续的静态波动过程，根据工况时刻的喷油水平，围绕目标轨压以固定频率进行周期性波动。因此，当不同缸喷油器的喷油时序差异时，共轨管内压力波动会导致喷油器入口实际喷油压力有所区别，进而会导致多缸循环喷油量不一致。

图6 共轨系统瞬态调节过程Fig.6 Transient regulation process of common rail system

图7为发动机曲轴转速2 100 r/min、轨压200 MPa、控制脉宽30℃ A下各方案共轨系统在发动机一个周期内的20缸循环喷油量，从图7中可以看出，各方案多缸循环喷油量表现出一定的差异性，下面详细分析。

图7 各方案共轨系统多缸循环喷油量Fig.7 Multi cylinder cycle injection quantity of common rail system in each scheme

方案1为单轨系统，其多缸循环喷油量波动水平较小，为0.74%。各缸循环喷油量在955～962 mm3变化，整体呈正弦波动趋势。单轨系统是保证了不同缸喷油器喷射时刻入口压力一致，其整体波动水平较低，稳定性好。但由于单根共轨管较大的长径比，内部的压力波传递过程会存在时序延迟。从而压力波动正弦传递特性也一定程度的体现在各缸喷油量的波动特性上。同时A1～A10以及B1～B10间，在循环喷油量水平和波动趋势上都有明显的对称性，整体稳定性较好。

方案2为双轨串联系统，是4种构型中与单轨系统最相近的，其多缸循环喷油量波动水平稳定性较高，为1.0%。各缸循环喷油量在945～955 mm3变化，低于单轨系统整体水平。双轨串联系统是将2根单轨由高压油管串联实现单轨的功能，降低了加工制造难度，提高系统的鲁棒性。但改变了共轨管处的液力构型，连接2根共轨管的高压油管尺寸较小，导致供油延迟增加。从而导致多缸循环喷油量的波动趋势改变和两侧系统的喷油量对称性变差。

方案3为双轨并联系统，是双轨并联系统构型的进一步改动，改变共轨管的进油位置和进油方式，增加了轨分配块结构，作为单侧双轨的分流口，使系统的各模块独立调节能力提升。从结果可知，系统的多缸循环喷油量稳定性水平是最高的，约为0.54%。这是因为，系统运行时2个共轨管借助轨分配块交替供油，这使得轨分配块供油稳定而避免了入口流率波动，减小了各共轨管之间由于供油时序不同带来的压力变化。

方案4为无轨系统，共轨管容积分散于高压油泵出口和喷油器蓄压入口处，喷油器间通过高压油管连接。分布式共轨系统减小了整体制造装配难度，增加了系统的调节能力和动态响应特性。系统高压容积的减少，导致多缸喷射间的影响程度加强，多缸循环喷油量波动极差约为2.83%。

图8为4种共轨系统方案发动机1个循环内20缸喷油器喷油量平均值和多缸油量波动极差，方案4的相对极差为2.83%，在4种方案中为最大值；其他3种方案的相对极差均小于1%，其中又以方案3的相对极差最小，为0.54%；可以发现，系统内的有效高压容积是影响波动极差的一个主要因素。从图中可知4个系统的平均循环喷油量分别为958.27、949.12、931.6、957.36 mm3。可以发现单轨和无轨系统平均喷油量相近，而双轨系统平均喷油量较低，特别是双轨并联系统。在电控喷油器的工作过程中，通过分析喷孔流量公式研究影响循环喷油量的因素。

图8 各方案共轨系统循环喷油量均值及波动极差Fig.8 Mean value and fluctuation range of circulating fuel injection quantity of common rail system in each scheme

喷孔流量公式为：

(5)

式中：q为喷油速率，即单位时间喷油量；Cq为流量系数；A为喷孔有效截面积；P为喷油压力，P0为喷孔背压；ρ为燃油密度；Cq主要由喷油过程中的空化程度决定，在模型中考虑为定值，P0和ρ也考虑为定值。因此，影响喷油水平的主要是A和P，在喷嘴参数确定的前提下，A和P分别由针阀位移曲线和喷油压力决定。

以单轨系统和双轨并联系统为例，对比了2种模型1#喷油器喷油过程中的针阀位移曲线和喷油压力曲线，如图9所示。通过结果可知，控制信号一致使不同构型的喷油器的针阀位移曲线相近，喷油过程中的有效流通面积和动态响应也基本相同。而由于不同构型轨压波动的差别，导致喷油器的实际喷油压力不同，进而引起了多缸间的循环喷油量差异。

图9 喷油特性参数对比Fig.9 Comparison of injection characteristic parameters

图10中发动机曲轴转速为2 100 r/min、轨压为200 MPa、控制脉宽为30 ℃ A下各方案共轨系统在发动机一个周期内的20缸循环回油量，从图中可以看出，各方案多缸循环回油量表现出与多缸循环喷油量波动的一致趋势。

图10 喷油特性参数对比Fig.10 Comparison of injection characteristic parameters

3.3 共轨系统单缸循环喷油量一致性

为了研究各方案共轨系统喷油器在连续多个循环下的循环喷油量变化情况，记录其在20 V系统工作稳定后的连续15个循环的循环喷油量，并计算出额定工况下，4种构型的平均循环喷油量和相对极差。从图11中可以看出，与上文分析的循环喷油量多缸一致性波动水平相比，单缸多循环下的波动偏差较小，平均水平在0.05%～0.08%。4种方案的循环喷油量变动程度均非常小，以变动最大的方案无轨系统为例，其相对极差为最大为0.08%左右。同时分析了单缸多次循环过程的共轨压力和喷油速率对比曲线，由图11可知，喷射的前期依旧存在动态波动的影响，导致前2次喷射的油量与后续稳定油量偏差较大，而稳定波动过程中的油量偏差极小。这是因为，喷油过程的间隔周期与轨压波动周期呈倍数关系，因此每次喷油时刻的压力水平几乎一致，如图11中稳定波动阶段的圆圈区域。当针阀位移与喷油压力水平多保持一致时，多次循环的喷油量偏差水平也较小。

图11 多循环喷油特性对比Fig.11 Comparison of multi cycle injection characteristics

图12 单缸多循环喷油量均值与极差Fig.12 Mean value and range of single cylinder multi cycle injection quantity

3.4 共轨系统压力波动特性

由上文分析可知，压力波动是引起循环喷油量偏差的主要原因，因此对比了4种构型的共轨压力波动曲线，结合FFT处理方法得到频域结果，以分析不同构型系统蓄压水平的区别。如图13、14所示，4种系统的轨压波动整体趋势一致，启动初期的波动峰值和达到稳定波动区域的时间也近似相等，但在4种系统中，双轨并联系统在动态波动过程的压力偏差最小，动态调节能力较高。而在稳态波动阶段，结合频域分析曲线15可以发现，4种系统轨压波动的主波动频率区间都在86 Hz附近，与当前转速下的供油频率一致，波动频率也代表了共轨管内压力波传播速度，体现了动态调节水平。在波动幅值的对比中，单轨系统的稳压能力最好，波动偏差为2%；其次是双轨串联系统和无轨系统，约为3.1%；而双轨并联系统的波动水平最大，为11%。这是因为，虽然4种系统的总高压容积相近，但是有效蓄压容积不同。

图13 多构型轨压波动对比Fig.13 Comparison of rail pressure fluctuation of multiple configurations

图14 多构型轨压波动对比Fig.14 Comparison details of rail pressure fluctuation of multiple configurations

图15 多构型轨压波动对比频域Fig.15 Frequency domain diagram of rail pressure fluctuation comparison of multiple configurations

单轨系统的共轨管不存在分流结构，蓄压容积利用率最高，管内的压力波动水平最小。双轨串联系统将整根共轨管平分，中间有高压油管连接，单侧进油。整体高压容积与单轨系统相近，但在瞬态工作过程中，被连接共轨管内有明显的供油延迟，会增加系统内的压力波动。

而双轨并联系统通过轨分配块和高压油管连接2根轨，同时采用中路进油的方式。使单根轨和连接的5根喷油器系统较为独立，划分成4个小系统。因此作用在每个系统上的蓄压容积会明显减小，增加响应能力的同时也增加了压力波动程度。对于无轨系统，由跳接管连接喷油器，增加的喷油器蓄压腔容积也一定程度地提高了系统的蓄压能力，保证了较好的稳定水平。但在跳接管中会存在相邻喷油器喷射过程引起的压力降现象，增加了多缸不一致性水平。在频域图中也能看出，双轨并联系统的波动水平最明显，而无轨系统中存在多频域耦合特性，喷油过程对系统压力的影响耦合程度较高。

3.5 共轨系统结构形式确定

研究了不同结构形式的共轨系统的各项性能，其各项性能对比如表2所示。

表2 各方案共轨系统性能评价Table 2 Performance evaluation of common rail system of each scheme %

多缸循环喷油量一致性方面，方案3最优，方案1与方案2为相差不大。单缸循环喷油量一致性方面，几种方案在不同喷油器上性能稍有差异但基本处于同一水平。压力稳定性方面方案1最优，但方案3动态响应水平最优。压力分析可知，泵蓄压腔、共轨管和喷油器蓄压腔对油量一致性的贡献度不同，越靠近喷油端的高压容腔有效蓄压能力越强。除了上述性能之外，共轨系统还应该考察其可实施性，包括零部件材料成型、加工以及装配的难易性等。共轨管加工中需要保证中孔不过分偏移，对管内光洁度同样有所要求，方案1由于单列气缸采用一根共轨管，其长径比超过200，采用深孔加工较为困难。方案2与方案3单列气缸配置2根共轨管，降低了加工难度，方案4取消了共轨管，同样降低了加工难度；综合来看方案3在4种方案中性能相对最优。

4 结论

1)本文针对船用高速机共轨系统开展了多构型喷油一致性研究，分别建立了单轨整体式、双轨并联式、双轨串联式和无轨分布式4种共轨系统液力仿真模型。通过对核心液力组件电控喷油器进行了样件试制和试验测试，验证模型的准确性。结果表明：较大油量区域油量变化线性化程度明显，模型预测准确性较高，相对误差在1%左右。而在小油量区域针阀升程波动明显，区域内喷油量变化有较强的非线性化。

2)通过开展4种液力构型下循环喷油量多缸一致性、单缸一致性研究，揭示不同构型间的稳定性差异。结果表明：系统工作过程中，存在动态调节过程和稳态波动过程，系统稳定性受供油量和喷油量间匹配度的影响。4种构型中，单轨系统和双轨并联系统多缸循环喷油量一致性较好，波动过程有明显周期性变化趋势，两侧系统对称性较高；双轨串联系统存在液力延迟现象，不同轨间的一致性差异明显；无轨系统减小了总高压容积，导致多缸喷射间的影响程度加强。同时，喷油过程的间隔周期与轨压波动周期呈倍数关系，导致单缸多次循环过程中每次喷油时刻的压力水平及油量水平一致性较高。

3)对比了4种构型的共轨压力波动曲线，结合FFT处理方法得到频域结果，以分析不同构型系统蓄压水平的区别。4种系统轨压波动的主波动频率区间都在86 Hz附近，受当前转速下的供油频率影响。同时，研究发现系统稳定性能与系统有效蓄压能力有关，主要受系统内部的液力构型影响。泵蓄压腔、共轨管和喷油器蓄压腔对油量一致性的贡献度不同，越靠近喷油端的高压容腔有效蓄压能力越强。