柴油機(jī)高壓共軌電控系統(tǒng)噴油器電磁系統(tǒng)仿真研究

1、文章編號(hào):1000-0925(200501油機(jī)高壓共軌電控系統(tǒng)噴油器電磁系統(tǒng)仿真研究楊林,郭海濤,冒曉建,卓斌(上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院,上海200030Mathematical Simulation of Fuel Injector Electromagnetic System Used in HighPressure Common R ail Fuel Injection System of Diesel EnginesYANG Lin ,GU O H ai 2tao ,MAO Xiao 2jian ,ZHU O Bin(School of Mechani

2、cal and Power Engineering ,Shanghai Jiaotong U niversity ,Shanghai 200030,China Abstract :A simulation model based on the theory of magnetic field and the mathematical solution method aredeveloped to optimize the structure and the parameters of the fuel injector magnetic system (FIMS used in the hig

3、h pressure common rail fuel injection system of diesel engine.With the model ,the simulation results are compared to the measured results ,the response of the magnetic system is analyzed.The model has high predictive precision ,can be used to design the FIMS ,and the drive signal from the ECU.摘要:在對(duì)柴

4、油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)噴油器電磁系統(tǒng)的工作過程與受力分析的基礎(chǔ)上,采用電磁場仿真的方法建立了噴油器電磁系統(tǒng)的仿真模型與數(shù)值求解方法,進(jìn)行了電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的仿真分析,與實(shí)測結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。結(jié)果表明,該模型與數(shù)值求解方法具有較高的計(jì)算精度,可用于噴油器電磁閥的結(jié)構(gòu)優(yōu)化與參數(shù)設(shè)計(jì)、以及噴油器驅(qū)動(dòng)信號(hào)設(shè)計(jì)。關(guān)鍵詞:內(nèi)燃機(jī);柴油機(jī);高壓共軌電控系統(tǒng);噴油器電磁閥;仿真研究Injection System ;Fuel Injector Magnetic System ;Simulation中圖分類號(hào):T K421.4文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A1概述噴油器電磁系統(tǒng)仿真是研究噴油器性能、進(jìn)行噴油器電磁系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的重要手段

5、,電磁閥閥芯的性能直接影響了噴油器最小穩(wěn)定噴油量、多段噴射能力、噴油器針閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)、燃油泄漏量、高壓油泵功耗及系統(tǒng)燃油溫度等,從而對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性,經(jīng)濟(jì)性,排放性能和駕駛性能等各項(xiàng)指標(biāo)具有重大影響。本文采用“場”的方法,建立噴油器電磁系統(tǒng)的數(shù)學(xué)仿真模型。由于高壓共軌式噴油器一般為螺管式電磁閥,具有軸對(duì)稱的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),且其邊界條件也較簡單,因此本文將采用有限差分法數(shù)值求解噴油器電磁閥的磁場分布,分析噴油器電磁系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)收稿日期:2004201207響應(yīng)、驅(qū)動(dòng)信號(hào)特征及一些結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。2噴油器電磁系統(tǒng)工作原理根據(jù)柴油機(jī)對(duì)高壓共軌電控系統(tǒng)噴油器特性的要求,設(shè)計(jì)的噴油器電磁系統(tǒng)基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。在

6、電磁線圈掉電過程中,銜鐵閥在回位彈簧力作用下克服各種液壓力落座,控制活塞桿在控制室高壓油作用下使噴油器針閥開速可靠落座,由于自由活塞室內(nèi)的高壓燃油對(duì)銜鐵閥的作用力,銜鐵閥在任意燃油壓力下的密封可靠、在銜鐵閥關(guān)閉位置時(shí)的電磁閥彈簧預(yù)緊力以及在銜鐵閥最大升程時(shí)的電磁閥彈簧力勿需太大。在電磁線圈上電過程中,銜鐵閥在電磁力、電磁閥彈簧力以及各種液壓力的圖1噴油器電磁閥原理設(shè)計(jì)合力作用下,銜鐵閥離座而開啟,泄流室、自由活塞腔內(nèi)的高壓燃油快速卸壓,同時(shí)由于銜鐵閥頭部受軸向液動(dòng)力作用,而且電磁閥彈簧的預(yù)緊力較小,銜鐵閥的質(zhì)量也較小,所以電磁閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)快。一旦銜鐵閥升起,電磁閥的吸力就遠(yuǎn)大于電磁閥的反力,維

7、持銜鐵閥在最大升程位置所需激磁電流較小,所以電磁閥的能量消耗甚小、溫升小。銜鐵閥的受力分析如圖2所示。圖中,F m為電磁力;F sq為電磁閥座或止位擋板對(duì)銜鐵閥的燃油擠流作用力;F f為燃油從泄流室向背壓室流動(dòng)過程中對(duì)銜鐵閥的液動(dòng)力;F p為自由活塞室燃油對(duì)銜鐵閥的有效作用力;F sp為回位彈簧力;x為銜鐵閥的位移。設(shè)銜鐵閥的質(zhì)量為m,則銜鐵閥的運(yùn)動(dòng)方程為:F m-F sp-F p-F f-F sq=m d2xd t2(13電磁力計(jì)算模型3.1噴油器電磁閥控制方程及其數(shù)值求解電磁系統(tǒng)控制方程組包括麥克斯韋方程與磁場連續(xù)性方程。記B=H為磁感應(yīng)強(qiáng)度向量,T;D =E為電位移,A/m2;H為磁場強(qiáng)

8、度向量,A/m;J 為電流密度向量,A/m2;E為電場強(qiáng)度,V/m;為磁導(dǎo)率,H/m;為電容率,F/m。為了便于磁場的數(shù)值求解和磁場邊界條件的確定,引入向量磁位A。由于B =rot A且div A=0,則在均勻、各向同性、磁導(dǎo)圖2電磁閥銜鐵的受力分析率不同的兩種介質(zhì)分界面上向量磁位的切向分量滿足邊界條件A1t=A2t,A的法向分量滿足邊界條件A1n=A2n,則向量磁位的控制方程為:99x(y9A9x+99y(x9A9y=-(J+9D9t(2B x=9A9y,H x=x9A9y,B y=-9A9x,H y=-y9A9x式中,=1/為介質(zhì)的磁阻率,x和y分別為x和y方向的磁阻率。為了產(chǎn)生預(yù)噴射,噴

9、油器電磁閥應(yīng)能在小電流作用下產(chǎn)生很大的電磁提升力,電磁閥閥芯中的磁感應(yīng)強(qiáng)度必然很大,并趨于閥芯材料的極限磁感應(yīng)強(qiáng)度。因此,電場對(duì)電磁閥磁場的影響相對(duì)較小,噴油器電磁閥磁場的數(shù)值模擬可不考慮時(shí)變電場對(duì)磁場的作用;另外,噴油器電磁閥線圈的電感系數(shù)近似為一常數(shù),電磁閥的磁場數(shù)值模擬實(shí)際上是一個(gè)恒定電流磁場的邊值問題。因此,方程(2可簡化為: rot(rot A=J(3對(duì)控制方程采用有限差分法進(jìn)行離散、采用交替方向迭代解法即可求得圖3所示計(jì)算網(wǎng)格各點(diǎn)的向量磁位A(i,j與各點(diǎn)的磁感應(yīng)強(qiáng)度B x1、B x2、B y1與B y2。磁場中某一網(wǎng)格內(nèi)的磁感應(yīng)強(qiáng)度B可由該網(wǎng)格四個(gè)節(jié)點(diǎn)的磁感應(yīng)強(qiáng)度求得:B=12(

10、B x1+B x22+12(B y1+B y22(4數(shù)值計(jì)算中,由于在噴油器電磁閥的介質(zhì)分界面上不存在面電流密度,故介質(zhì)分界面上的節(jié)點(diǎn)可當(dāng)作內(nèi)部節(jié)點(diǎn)處理;由于噴油器電磁閥的工作氣隙很小(約0.1mm,故采用非均勻網(wǎng)格,空氣隙中的網(wǎng)格尺寸較其他網(wǎng)格小;由于電磁閥的向量磁位在72005年第1期內(nèi)燃機(jī)工程 圖3計(jì)算網(wǎng)格軸線上必然為零,故將電磁閥的軸線處理成了一邊界,電磁閥磁場的數(shù)值求解區(qū)域減小一半,且x =0、x =1、y =0與y =h 處均有A =0,其中x 為求解區(qū)域的長度、y 為求解區(qū)域的高度。3.2電磁力計(jì)算根據(jù)麥克斯韋電磁吸力公式,對(duì)圖4所示的計(jì)算單元,假設(shè)積分表面S 沿x 軸方向,則沿

11、積分途徑1-1上表面應(yīng)力p 1的分量為p 1x =1B y B x ,p 1y =12(B 2y -B 2x ,該矩形單元沿該積分途徑的作用力F 1為F 1x =p 1x (r 2j +1-r 2j 、F 1y =p 1y (r 2j +1-r 2j ;沿積分途徑2-2表面應(yīng)力p 2的分量為p 2x =12(B 2x -B 2y 、p 2y =1B x B y ,沿積分途徑的作用力分量F 2為F 2x =p 2x 2r j y 、F 2y =p 2y 2r j y 。因此,x 方向、y 方向的電磁力分別為:F x =nxi =1F 1x ,i +nyj =1F 2x ,j (5F y =nxi

12、 =1F 1y ,i +nyj =1F 2y ,j (6式中,n x 、n y 分別為積分途徑穿過的x 方向與y 方向的單元總數(shù)。3.3激磁電流由于高壓共軌系統(tǒng)中噴油器電磁閥的線圈在一次電流脈沖作用下溫升甚少,且在工作一段時(shí)間以后,電磁閥的溫度將趨于穩(wěn)定,可以認(rèn)為其電阻值在工作過程中保持恒定;另外,噴油器電磁閥銜鐵的最大行程很小(只有50m ,可以認(rèn)為電磁閥磁鏈只是激磁電流i 的函數(shù)。因此,噴油器電磁線圈的電路方程可簡化為u =i R +L d id t 。在電磁線圈的加圖4二維矩形單元電過程中電流初始值I (0=0,在電磁線圈的斷電過程中電流初始值I (0=I 0,因此加電過程的激磁電流I

13、c 與加電過程的激磁電流I d 的解析解為:I c =UR(1-e -R L t(7I d =I 0e-R L t(8式中,R 是為了縮短電磁閥斷電后電磁線圈中電流的衰減過程而給電磁線圈附加衰減電阻與電磁線圈的電阻值之和。3.4自由活塞室燃油對(duì)銜鐵閥的作用力銜鐵閥的內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖5所示,記p e 為量孔2后部的燃油壓力,則可根據(jù)噴油器內(nèi)的流動(dòng)仿真計(jì)算獲得。由于上下承壓面積的不同,自由活塞室燃油對(duì)銜鐵閥的作用力F p 為:F p =(d 22-d 21/4p e(9 圖5銜鐵閥頭部結(jié)構(gòu)3.5銜鐵閥吸盤的擠流作用力為簡化銜鐵閥吸盤擠流效應(yīng)的計(jì)算,并考慮到銜鐵吸盤擠流運(yùn)動(dòng)可能產(chǎn)生的最壞結(jié)果,將銜鐵閥吸

14、盤的圖1結(jié)構(gòu)簡化成如圖5所示的物理模型。設(shè)吸盤以速度V 向下運(yùn)動(dòng),由于間隙內(nèi)液體的軸向流8內(nèi)燃機(jī)工程2005年第1期動(dòng)遠(yuǎn)小于徑向流動(dòng),可忽略液體的軸向運(yùn)動(dòng),間隙中的液體呈軸對(duì)稱徑向流動(dòng),在圖6的半徑r 處取一薄層d r ,此薄層展開以后可近似看作寬b =2r 的平行平板間隙,由平行平板間隙流動(dòng)的流量公式,得間隙中燃油壓力分布的解析式為:P =-1lne -p 0-60V h3×(r 222-r 21ln r 2-r22+r 21ln r (10式中,=2×10-83×10-8(1/Pa ,=0e p 。圖6銜鐵吸盤的簡化模型對(duì)公式(10積分即為間隙中液體對(duì)銜鐵吸盤

15、的作用力為:F spL =p 2r d r(11銜鐵吸盤背部的燃油壓力分布的計(jì)算公式類似公式(10,但V 值的符號(hào)與上述公式中的符號(hào)相反,積分后得F sqU 。兩者的差值即為作用于銜鐵吸盤上的擠流作用力F sq 。3.6作用在電磁閥銜鐵頭部的液動(dòng)力銜鐵閥在電磁閥的電磁吸力作用下升起,燃油在電磁閥中的流動(dòng)方向和流速大小都將發(fā)生變化,從而對(duì)銜鐵閥產(chǎn)生液動(dòng)力。電磁閥泄流閥為外開式圓錐閥,如圖7所示。由于電磁閥銜鐵的升程很小,可認(rèn)為液流角等于閥芯的半錐角。由沿軸線方向的動(dòng)量方程推導(dǎo)可得:F f =V q +p 1d 21/4+F 0-q V 2cos <-A 2p 2cos <(12式中,

16、V 2=C 2p ,p =p 2-p 1,q =C d A 22p ,C為流速系數(shù),C d 為流量系數(shù),A 2為最小出流面積;F 0為為銜鐵與閥座的重合錐面對(duì)控制體內(nèi)燃油的軸向作用力。由于液體在圓錐環(huán)形間隙中沿圓錐母線流動(dòng)時(shí),可將圓錐環(huán)形間隙展開成扇形平行平板間隙,并把扇形平行平板間隙流動(dòng)看成平行圓環(huán)形平板間隙流動(dòng)的一部分,因此:F 0=r 22p 2-r 21p 1+2(r 22-r 21p ln (r 2/r 1(13式中,r 1=d 1/2;r 2 =d 2/2。圖7噴油器泄流閥3.7作用在電磁閥銜鐵上的彈簧力取銜鐵回位彈簧的剛度為C ,彈簧的預(yù)壓縮量為S 0,銜鐵閥行程為h s ,則彈

17、簧對(duì)銜鐵閥作用力為:F sp =(S 0+h s C(144數(shù)值模擬結(jié)果及分析利用上述模型、物理模型和數(shù)值解法,對(duì)柴油機(jī)高壓共軌系統(tǒng)噴油器電磁閥進(jìn)行了數(shù)值模擬。圖8所示為噴油壓力對(duì)電磁閥開啟與關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間的影響。由于隨著噴油壓力的提高,使銜鐵閥關(guān)閉的液壓合力增大,故電磁閥開啟延遲時(shí)間增加;由于噴油器銜鐵閥位于最大升程期間作用于電磁閥銜鐵上的液壓力基本處于平衡狀態(tài),一旦噴油脈沖結(jié)束,電磁吸力立即消失,銜鐵閥就會(huì)立即落座,其關(guān)閉過程只在銜鐵回位彈簧的作用下進(jìn)行,故在不同系統(tǒng)燃油壓力下電磁閥銜鐵的關(guān)閉過程基本一樣。從圖中可以看出,計(jì)算與實(shí)測的響應(yīng)時(shí)間一致,說明本文模型具有較高的計(jì)算精度,可用于噴油器

18、電磁閥的設(shè)計(jì)。圖9是不同空氣間隙時(shí)的電磁力與激磁電流的關(guān)系。從圖中可以看出,電磁力隨著空氣間隙的增大而減小,隨著激磁電流的增大而增大;10A 的激磁電流產(chǎn)生的電磁力基本接近噴油器電磁閥的飽和電磁力,并比電磁閥最小開啟電磁力的最大值大許92005年第1期內(nèi)燃機(jī)工程 圖8噴油壓力與響應(yīng)時(shí)間的關(guān)系計(jì)算開啟延遲實(shí)測開啟延遲計(jì)算關(guān)閉延遲33實(shí)測關(guān)閉延遲多;2A 的激磁電流為電磁力急劇上升區(qū)域的上限電流,產(chǎn)生的電磁力遠(yuǎn)大于電磁閥最小保持電磁力(圖10所示的最大值。因此,該噴油器電磁閥宜采用提升保持型電流驅(qū)動(dòng),其提升階段的峰值激磁電流為10A ,保持階段的激磁電流為2A 。結(jié)合圖7中的開啟延遲時(shí)間,提升階段的持續(xù)時(shí)間應(yīng)隨噴油壓力的提高而延長,但只要大于0.15ms 即可滿足各種油壓要求。采用這樣的驅(qū)動(dòng)方式,可最大限度的提高電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度,并可同時(shí)降低電磁閥溫升,延長電磁閥的使用壽命 。圖9空氣間隙與激磁電流對(duì)電磁力的影響空氣間隙45m 空氣間隙95 m圖10噴油壓力與電磁力需求5結(jié)論本