电控喷油（精选七篇）
电控喷油 篇1
最新型的缸内直喷式汽油机采用压电喷油器, 例如梅塞德斯-奔驰汽车公司的M272 DE V6-3.5L直喷式汽油机采用了压电式喷油器, 它布置在气缸的中央, 与火花塞比较接近, 其针阀是向外开启的, 并由压电执行器直接控制。压电喷油器由3部分组成:喷油嘴部件、压电模块、补偿元件。压电喷油器喷出的锥形油束的锥角为85°, 针阀的行程约为35 μm。在20 MPa油压下用向外开启喷油嘴喷射的燃油的汽化速度要比在10 MPa油压下用多孔喷油嘴喷射的燃油的汽化速度快4倍。这种外向开启的喷油嘴与20 MPa油压相结合, 能够产生稳定的喷射油束, 气缸中的主流流动和涡流对它的影响是微不足道的, 这是确保“油束引导” (传统内燃机为壁面引导或空气引导) 燃烧过程的直喷式汽油机在各种转速和负荷工况下都能稳定运行的重要保证。
在维修电控喷油器时, 应当注意以下几个问题。
1. 判断喷油器工作状态的几种方法
(1) 观察喷油器和火花塞的工作面, 如果发现某一缸的喷油器比较干净, 而火花塞上的积碳特别多, 说明这个气缸的喷油器有滴漏。
(2) 连接故障诊断仪, 利用诊断仪的“单缸断缸”功能, 检查到底哪个喷油器的工作不正常。
(3) 拆开气缸盖侧面的隔音罩, 将所有喷油器的回油管拔下, 在启动发动机的同时, 观察喷油器的回油量, 如果共轨内的油压达到20 MPa以上, 而电控喷油器没有回油, 表明燃油没有喷入气缸。
(4) 如果喷油器泄漏, 在点火开关关闭以后, 发动机可能会继续运转。
2. 定期对喷油器进行清洗
在发动机停止运转时, 喷油器的头部可能残存着少量燃油, 这些燃油在高温的作用下, 在喷孔附近形成很薄的一层膜, 日积月累后, 会导致喷油量下降, 雾化能力降低, 因此喷油器需要经常进行清洗。
在喷油器经过清洗之后, 喷油量可能增大约1倍, 如果此时测量尾气CO的含量, 肯定比清洗前明显提高。因此, 在清洗喷油器以后, 需要让汽车运行一段时间, 然后再做尾气成分的测试。
3. 喷油器的检修技巧
(1) 压涂润滑脂, 排查与喷油器有关的故障。如果发动机出现怠速不良的故障, 怀疑喷油器安装孔漏气, 可以用润滑脂压涂在某喷油器的下端, 如果发动机的运行状况明显改善, 而涂抹其他喷油器相同部位时, 发动机的运转状况没有变化, 说明故障是由该喷油器O形垫圈密封不良引起的。
(2) 有时连接故障诊断仪检测喷油器, 显示正常, 但是发动机难以启动, 这是由于喷油器存在堵塞, 造成实际喷油量低于标准值, 此时可以用正常发动机上的喷油器进行替换试验。
(3) 在检修过程中, 如果发现某气缸的点火线圈或者火花塞损坏, 应当拔下相应气缸喷油器的导线侧插接器, 临时终止喷油, 以免未燃混合气在三元催化转化器内继续燃烧而引起堵塞。
4. 喷油器的拆装要领
(1) 在拆装电控喷油器时, 尽量使用专用工具。
(2) 鉴于高压共轨系统内燃油的压力非常高 (20 MPa左右) , 为了对燃油卸压, 可以连接故障诊断仪, 循环操作喷油器, 使燃油系统的压力降下来。
(3) 拆卸、清洗和更换喷油器的滤网时, 应先将喷油器座及其周围清理干净, 避免异物进入气缸内。
(4) 重新安装喷油器时, 必须更换喷油器修理包内所有的一次性零件, 包括O形密封圈、塑料隔圈、卡环、隔离环、特氟龙密封件等, 以确保密封性和安装精度。在安装过程中, 不得损伤喷油器的密封面。另外, 要防止O形密封圈挤压后变形, 这种被挤压出来的密封圈有可能堵住喷油器的喷孔。
(5) 为了顺利安装喷油器, 建议在喷油器与燃油分配管连接处的O形密封圈表面涂抹清洁的无硅机油, 但是不可使用普通机油、齿轮油或制动液。注意不要让机油污染喷油器内部及喷孔。
(6) 有的喷油器有2条安装卡槽, 在安装卡夹时注意不要卡错, 可以参照原件的安装位置。
电控喷油器研究现状分析 篇2
1 概述
电控喷油器本质上是一电磁阀, 图1为一球阀式电控喷油器, 主要包括:线圈、铁芯、衔铁、轭铁、钢球、阀座、喷孔板、喷管进口、喷管主体等组成。
当线圈不通电时, 在弹簧预紧力及内部燃油压力的共同作用下, 钢球被压紧在阀座上, 处于关闭状态, 喷油器不喷油。线圈通电后, 线圈内的磁通量逐渐增大, 衔铁及钢球组件受到的电磁力逐渐增加并克服弹簧力、燃油压力及自身重力, 衔铁及钢球组件开始升起, 燃油从喷孔板上的喷孔喷出, 直至线圈断电后, 在燃油压力和弹簧预紧力的作用下衔铁及钢球组件回位, 钢球与阀座密切结合, 起到密封阻断燃油的作用。至此, 完成一次燃油喷射过程。
2 国内外研究现状
为了提高发动机经济性、减少排放、改善汽油机的瞬态响应特性, 使用多孔汽油喷油器 (包括缸内直喷喷油器) 已成为主流趋势。这对电控喷油器开启与关闭响应时间的要求更高, 需具备更宽的线性流量范围, 且在微小流量时具有良好的线性度。因此, 电控喷油器动态性能的研究成为当前的一个热点。
近年来围绕喷油器喷射过程及其动态性能机理开展一些研究工作。主要在以下几个方面:
2.1 建立喷射过程模型, 进行数值计算与分析
建立准确的数学模型是深入研究电控喷油器工作过程及动态特性的基础。David H.Smith等人以单点喷射系统的轴针式喷油器为研究对象, 将喷油器分为电磁模型、机械动力学模型和流动模型三部分, 建立了一种通用的电控喷油器动态过程模型, 提出增加与衔铁在最大行程时接触处的层流衰减区、提高阀的动力学阻尼、改变驱动电路类型以及减少针阀衔铁运动组件的质量及行程, 以达到改善喷油器的动态特性的目的。Kuan-Ya Yuan等人同样针对单点喷射系统的轴针式喷油器, 提出一种新型有限元算法进行仿真分析, 并对电控喷油器动态性能进行预测, 试验结果表明, 该模型的预测结果基本与试验相吻合。Q.Hu等人将电控喷油器简化为上部的滤清器、中间的线圈弹簧与针阀组件、下部的喷孔三个部分, 通过计算表明液体流经滤清器时的动能损失系数基本为一常数, 而经喷孔喷出时的液体动能损失系数却和针阀与阀座之间的截面积有关。试验表明, 该模型可比较准确地对喷油器的动态响应进行预测。
我国对汽车发动机电控喷油器的相关研究起步较晚, 且多集中在仿真计算方面。马忠杰、颜伏武等人通过理论分析建立了电控喷油器喷射过程的非线性计算模型。张振东等人建立了喷油器开启动态过程的数学模型, 分析了电磁参数和结构参数对喷油器动态特性的影响规律。这些研究结果为揭示电控喷油器动态性能机理、设计和优化电控喷油器奠定了一定的基础。
2.2优化电磁场、提升电磁力
优化电控喷油器的电磁特性是缩短动态响应时间的有效途径, 众多研究者进行了有益的探索。Greiner, M.等人通过理论分析, 指出了提高电控喷油器动态响应的途径, 并从电磁线圈、衔铁及铁芯设计、制造、加工、测试等方面来保证电控喷油器微小流量时的线性度。R.Ando等人对电控喷油器动态特性进行了一维模拟, 研究结果表明电磁后效 (aftereffect) 对动态响应的影响随着开启时间的减少而增加。Dean Cvetkovic等人分析了电磁场结构参数、材料特性、衔铁质量等参数对响应时间、电磁力的影响规律, 通过多个方案的计算对比, 优化了电磁部件的几何参数, 电控喷油器的整体结构尺寸减小, 动态响应性能得以提高。
上述研究多是通过增加电磁力的方法, 以提高电控喷油器开启过程的响应性能。但是, 电磁场所产生的电磁力与阀芯的机械运动具有耦合关系, 同时还受到电磁场零部件的几何结构、磁性材料特性等参数影响。
2.3对内部流动进行分析、减小流动阻力
电控喷油器的流量特性和喷雾特性受到燃油在其内部的流动特性的影响, 该方面的研究是进一步探明电控喷油器动态机理的重要环节。J.H.Spurk等人建立了电控喷油器内部流动的数值模型。计算分析了针阀体的运动过程、速度和内部流体压力的变化趋势, 提出了针阀体机械运动和内部液体流动之间的耦合关系, 指出喷油器的内部流体流动也是影响其动态开启与关闭时间的重要因素。M.H.Shojaeefard等人将内部燃油流动视为绝热不可压的定常流和准定常流过程, 计算分析了各针阀升程下喷油器内部和喷孔处的压力及速度分布, 得出了喷孔流量系数与针阀升程的关系曲线。D.Kolokotronis等人通过CFD仿真计算及可视化试验, 研究了两种类型的电控喷油器喷孔内部气穴产生与分布现象, 并实现了对喷油器喷孔内部气穴的预测。这些研究利用不同方法揭示了电控喷油器内部流动的特征, 为优化燃油流动路径优化和提高喷射雾化性能做好了充分的准备。
2.4 喷雾雾化过程及分布研究
电控喷油器的最终目的是喷射出适量燃油并形成喷雾, 因此, 研究喷雾雾化特征是提高电控喷油器性能的一个重要方面。Matsuo Tetsuharu等人分析了上游来流及喷孔内部的燃油流动规律, 为提高雾化性能对多孔喷油器的喷孔结构进行了改进。Nouri等人采用可视化方法研究了汽油机直喷多孔电控喷油器的内部流动、气穴特征及喷雾分布。其他学者则采用仿真和实验相结合的方法研究了电控喷油器喷雾在时间和空间上的分布情况。
3 结束语
上述研究从不同侧面深入分析了电控喷油器工作过程建模、动态响应特性预测、内部流动特征和喷射雾化效果等问题。由于电控喷油器的工作过程涉及到电磁学、流体力学及摩擦等多学科知识, 是一个动态非线性过程, 如何从整体上全面研究电控喷油器的动态机理, 探明磁路参数、流动路径、喷孔几何结构参数的综合优化设计规律, 设计一种精度高、简单有效的电控喷油器综合性能参数测试与评价方法, 成为当前亟待解决的一个重要问题。
摘要：文章对电控喷油器近几年的研究情况作了回顾, 分析了多种研究方向及现状, 为喷油器的开发提供了有益借鉴和参考。
关键词：喷油器,模型,分析
参考文献
[1]李瑞忠, 郗凤云, 杨宁.2010年世界能源供需分析[J].当代石油石化, 2011.
高压共轨电控柴油机喷油压力控制 篇3
高压共轨电控柴油机燃油喷射系统与电控汽油机一样, 也是由空气供给系统、燃油供给系统和电控系统三部分组成。其中电控系统主要有电控油压系统和电控喷油系统两个系统, 本文主要介绍电控油压系统。
喷油压力控制的目的
控制柴油机喷油压力的目的:使柴油雾化良好, 进而提高燃烧热效率、降低燃油消耗和减少排放污染。
现代汽车要求必须满足良好动力性、经济性和排放性。对于柴油机追求高喷油压力的主要目的是提高燃油的雾化质量, 减少碳烟和颗粒物的排放量。碳烟和颗粒物的排放值与燃油压力之间的关系如图1所示。由图1可知, 柴油机排放的碳烟和颗粒排放值随着喷油压力的升高均可降低。
对与柴油机要保证动力性、经济性和良好排放性, 最关键的技术就是使燃油均匀地雾化, 在气缸内形成均匀的喷雾, 即做到喷入气缸中的燃油一边不停地雾化, 一边使之燃烧。这就要求燃油喷射装置始终具备足够高的喷油压力。现代汽车的排放要求越来越高, 因此对于柴油机需要改善缸内混合气的燃烧条件, 提高混合气的燃烧质量, 除了需要改进空气运动方式和燃烧室几何形状之外, 提高燃油喷射压力是改善柴油机排放的有效途径之一。
喷油压力控制的原理
在高压共轨电控柴油机燃油喷射系统中, 配有共轨油压传感器、压力控制阀PCV、限压阀和限流阀等组成的独立控制喷油压力的电控油压系统。其功能就是自由控制共轨中的燃油压力, 如图2所示。
柴油机工作时, 电控单元ECU根据加速踏板位置传感器信号AC和发动机转速信号ne, 利用计算机的查询功能, 从ROM存储器三维图形 (MAP图) 中查询到相应工况的目标喷油压力值Pf, 并根据共轨压力传感器提供的燃油轨道内燃油的实际喷油压力值Ps;再将目标喷油压力值Pf与实际喷油压力值Ps进行比较运算并求出压力差值, 然后向压力控制阀 (PCV) 的输出回路发出控制指令, 将实际喷油压力值Ps控制在目标喷油压力值Pf。
当实际喷油压力值Ps小于目标喷油压力值Pf时, ECU将向压力控制阀PCV发出占空比减小的控制信号, 使PCV线圈的平均电流减小, 球阀开度减小, 燃油的溢流量减小, 共轨燃油压力升高。当实际喷油压力值Ps升高到目标喷油压力值Pf时, ECU再向压力控制阀PCV发出占空比保持不变的控制信号, 使PCV球阀开度不变, 燃油的溢流量不变, 共轨燃油压力就保持在目标喷油压力值Pf范围内。
当实际喷油压力值Ps大于目标喷油压力值Pf时, ECU将向压力控制阀PCV发出占空比增大的控制信号, 使PCV线圈的平均电流增大, 球阀开度增大, 燃油的溢流量增大, 共轨燃油压力降低。当实际喷油压力值Ps降低到目标喷油压力值Pf时, ECU再向压力控制阀PCV发出占空比保持不变的控制信号, 使共轨燃油压力就保持在目标喷油压力值Pf之内。
综上所述, 当柴油机的转速及负荷发生变化时, ECU通过调节控制信号的占空比, 改变压力控制阀PCV的开度来控制喷油压力。
喷油压力控制方式
高压共轨电控柴油机燃油喷射系统与电控喷油泵系统不同, 燃油高压的产生与喷油控制是由ECU分别单独进行的。它是根据发动机转速与负荷等不同的工况, 在一定油压 (20~200MPa) 范围内, 改变燃油压力, 实现多段喷射 (引导喷射、预喷射、主喷射、后喷射和次后喷射, 见图3) , 这样可以控制柴油机的燃烧速率, 减少有害物质 (颗粒物 (PM) 和氮氧化物 (NOx) ) 的排放量和降低燃烧噪声。
在多段燃油喷射过程中, 引导喷射、预喷射、主喷射、后喷射和次后喷射等五个阶段既各自独立, 又是相互联系的, 它们的作用和目的各不相同。
(1) 引导喷射。引导喷射是在主喷射开始之前, 进行一次喷油提前角较大、喷油量较小的喷射。通过引导喷射使柴油预混合燃烧, 能够明显减少颗粒物的排放量和降低燃烧噪声。引导喷射越提前, 烟度和噪声越低。
(2) 预喷射。预喷射是在靠近主喷射之前进行一次喷油量较小的喷射。通过预喷射来缩短主喷射的着火延迟期, 当预喷射预主喷射的时间间隔约1ms时, 能够明显减少NOx的排放量和降低燃烧噪声, 但颗粒物的排放量会有所增加。因此, 应尽可能缩短预喷射与主喷射的时间间隔 (≤0.4ms) , 以便控制颗粒物的排放量。
(3) 主喷射。主喷射是在预喷射之后的一次喷油量很大的喷射。气缸一个工作循环所需的燃油主要是该阶段喷入气缸的, 主喷射的时间长短 (喷油量多少) 是ECU根据各工况来确定。
(4) 后喷射。后喷射是在靠近主喷射之后进行的一次喷油量稍大的喷射。后喷射的作用是加快扩散燃烧, 降低颗粒物的排放量。在发动机中等负荷及中等转速时, 当后喷射靠近主喷射的时间间隔 (≤0.7m s) 时, 能够减少颗粒物的排放量, 但NOx的排放量会有所增加。
(5) 次后喷射。次后喷射是在后喷射之后进行的一次喷油量较小的喷射。次后喷射可以使排气温度升高, 通过供给还原剂, 则可以增加催化剂的活性, 有利于排气进化。次后喷射不能过迟, 以免燃油附着在气缸壁上。次后喷射与后喷射之间的时间间隔一般控制在2ms左右。
结语
高压共轨电控柴油机燃油喷射系统具有以下优点:
(1) 喷油压力高。
(2) 喷油压力能自由调节。
(3) 喷油量可以自由调节。
(4) 喷油特性满足排放要求。
(5) 适用旧柴油机省级改造。
电控喷油 篇4
电控组合泵燃油喷射系统与传统的机械式喷油系统相比,是一种时间控制式柴油机电控燃油喷射系统,其喷油定时和喷油量由电控单元(electronic control unit,ECU)经驱动电路控制高速电磁阀实现。与共轨式燃油喷射系统相比,电控组合泵系统虽然不能满足多次喷射的要求,但是可以通过优化凸轮型线实现理想的喷油规律[1,2,3]来降低噪声和NOx ;对燃油品质的要求也比共轨系统低,并具有喷油定时和喷油量电控柔性调节的优点。特别值得指出的是,电控组合泵的制造工艺相对简单,可以与国内市场上正在使用的柴油发动机在很少改动的情况下直接进行匹配,使发动机满足欧-Ⅲ排放法规。在电控组合泵燃油喷射系统中,高速电磁阀是关键执行部件,电磁阀控制与驱动电路的设计在电子控制单元中是非常重要的一环。对于高性能驱动电路的研究和试验国内外有许多成果[4,5,6,7,8,9]。本文设计了一种新的具有双电压自动切换和双阶段斩波限流控制功能的驱动电路,并试验、分析、总结出驱动电路及其控制参数对电磁阀驱动特性的影响及影响规律,为提高电控组合泵燃油喷射系统性能提供了一种有效的方式。
1 系统组成和工作原理
电控组合泵燃油喷射系统原理如图1所示。该系统主要由电控组合泵、ECU、传感器、喷油器等部件组成;由输油泵、高压油泵和高速电磁阀组成电控组合泵总成。
高速电磁阀是一个高速动作的二位二通阀,当高速电磁阀断电时,输油泵将油箱中燃油输入高压油泵的柱塞腔,凸轮驱动柱塞上行过程中,在需要喷油的时刻高速电磁阀通电,关闭进回油口,柱塞腔中燃油在柱塞推动下压力急剧上升,高压燃油经出油阀通过高压油管进入喷油器,克服喷油器弹簧预紧力抬起针阀,喷射雾化燃油进入气缸燃烧;喷油量由高速电磁阀通电持续时间决定,当电磁阀通电截止,回油通路打开,高压燃油迅速经进回油口泄压,喷油立刻停止。ECU采集油门、转速等信号以判断发动机的工况,在相应的控制策略模块中确定喷油量和喷油定时等数据,发出喷油时刻指令和喷油量指令,通过控制电磁阀的通电时刻、通电持续时间达到对喷油过程进行精确控制的目的。 因此为了精确控制喷油时刻和喷油量就要保证高速电磁阀具有高速通断特性,即通电时具有高的电流上升率,能够迅速关闭进回油通道以使立刻喷油;断电时具有高的电流下降率,能够迅速打开回油通道以使喷油迅速截止。
2 电磁阀驱动模块设计
电磁阀的理想运动特性是实现在电磁阀通电初期尽快地注入能量,以提高电磁阀的响应速度;在电磁阀通电动作后,只需要提供较小的保持电流。这样不但可以降低能量消耗、减少电磁阀的发热量,而且可以提高电磁阀的断电响应速度,即迅速地切断驱动电流。
一种典型的电磁阀驱动电路及其控制波形如图2所示。电路采用蓄电池电压或者经过升压变换的直流电压驱动,通过控制脉冲来控制功率管的通断,实现“峰值-维持”波形的电流调节方式。初期功率管全开,电流快速上升以使电磁阀迅速动作;中期采用脉冲宽度调制(PWM)波控制功率管通断,得到较小的恒定电流维持电磁阀动作以降低功耗;后期快速切断电流以使电磁阀迅速断电。该驱动电路在一定程度上能够满足电控燃油喷射系统的要求,但随着对喷射控制精度要求的提高,其缺点也越来越明显。在电磁阀起始通电阶段采用恒定电压驱动,由于对电磁阀中的电流没有任何控制,随着驱动电压的提高,电磁阀充电电流峰值将会很大,这样电磁阀功耗大幅度增加,对寿命和稳定性产生不利影响[6]。
2.1 双阶段PWM波限流控制原理
本文设计了双阶段PWM波限流驱动模块以提高电磁阀的高速驱动性能。图3为控制逻辑及电流波形原理图。该驱动电路采用了双电源模式以及双阶段PWM波限流控制,其中,双电源系统中高电压VH在电磁阀起始通电直到其电流到达峰值调制电流(电磁阀起始运动电流)时间段Tp内有效,实现加快电磁阀通电响应速度的要求;低电压VL在喷油时间段一直有效,分别按照峰值电流和喷射过程的维持电流进行双阶段PWM限流控制,实现降低系统功耗的目的。
由上述分析可知:高电压VH和双阶段PWM限流控制是关键部分。VH必须通过汽车蓄电池电源24V变换产生。PWM限流控制是通过比较控制PWM波的通断来达到使电磁阀线圈中的电流维持在期望值的目的。该驱动电路在系统成本基本不增加的情况下实现了PWM限流控制[7]。
2.2 双阶段PWM波限流控制电路
在控制脉冲有效的整个区间,双阶段PWM波限流控制部分是通过采样电阻Rs反馈电磁阀线圈中的实际电流,并通过比较期望电流和实际电流的值来控制PWM波的通断,以得到恒定的维持电流。在(Tc-Tp)期间其目标维持电流值为Ih,在(Tw-Tc)期间其目标维持电流值Il。
设计的双阶段PWM波限流控制的结构如图4所示。它主要包括PWM波形生成电路、比较电路和参考电压(期望电流所对应的电压)可调电路三部分。控制器输出2个不同宽度的脉冲1(Tc)、脉冲2(Tw);通过参考电压可调电路可以得到期望的不同阶段的参考电压,即脉冲3。PWM波形生成电路是基于UC2843设计的,使其产生固定频率和占空比的PWM波形。比较器将参考电压与电磁阀反馈电流相比较得到相应的电平来控制PWM波(电磁阀线圈中电压)的通断,即达到斩波恒流控制。若反馈电压大于参考电压(脉冲3),则比较器输出高电平至UC3842的3脚,使得其输出截止,电磁阀线圈中电流会立即下降;一旦降到反馈电压小于参考电压,PWM波形又输出PWM波直至反馈电流超过参考电压。如此反复,电路就快速有效地控制了电磁阀线圈中的电流。脉冲1和脉冲2的宽度设置决定了最终驱动电流的波形,可以方便地根据不同的电磁阀特性设计选择不同的驱动电流,保证了系统的灵活性。
整个驱动电路采用硬件双阶段PWM波限流控制,在提高电磁阀响应时间的同时降低了系统功耗。采用双电压驱动方案,高电压仅工作于电流初始强激阶段,维持阶段的电流完全通过低电压产生,保证了高电压有足够的恢复时间,有利于提高喷射频率。电压及电流的控制完全通过硬件完成,在减少了软件参与度的同时大幅度提高了系统可移植性。
3 试验研究
利用所设计的驱动电路对电控组合泵电磁阀进行了实际控制和试验,分析影响电磁阀线圈理想电流波形的重要参数及规律。采用自行设计的ECU在油泵试验台架上进行了试验。
3.1 线圈起始高压VH对电流波形的影响
对线圈施加不同的电压,通过试验可知电压对电磁阀快速响应特性的影响,如图5所示。其中,Ih恒流控制在18A,Il控制在8A,高压作用时间(Tp)为250μs。电压升高使得电磁阀的响应时间由700μs缩短到550μs,而当VP由100V上升至120V时,在Tp作用期间(图5c),线圈上的峰值电流迅速增长直至Tp结束由于PWM控制才会回落,但阀的响应时间并没有明显变化。这是因为在电磁阀的通电瞬间,提供高电压能够获得较高的电流变化率和峰值电流,从而获取较大的磁通变化率,迅速建立磁场,产生强电磁作用力,吸动衔铁,使阀芯迅速动作。根据麦克斯韦公式可计算出电磁吸力Fmag[8]。
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式中,λ为修正系数;Φ为单线圈磁通;μ0为真空中的磁导率;A为有效面积;k为与结构参数有关的系数。在一定条件下,电磁阀的吸力只与Φ有关,当到达磁饱和后,电压升高引起峰值电流迅速上升,但电磁力F不会显著增加,即电磁阀中继续升高的电流很大一部分全部转化成热量,增加系统能耗和散热问题。这说明在电磁阀通电阶段,瞬间的高压电压能加快电流的上升速度,有助于实现电磁阀的快速开启,但过高的电压也会引起能量损耗。
3.2 高压作用时间(Tp)的影响
将VH(高压值)固定为100V,保持其他参数,改变控制脉冲1的宽度(Tp)。试验结果表明:高压作用时间对电磁阀快速响应特性的影响与高压大小对特性影响的规律相似,峰值电流Ip会随着控制脉冲1的脉宽的增加迅速增大,如图6所示。
对于某一电感量为Ls的电磁阀,由式(2)、(3)可知:在一定的VH下,Tp的增加会引起Ep变大,阀工作阶段所需要的能量Ep是固定的,增长的Ep将会转化为热量,对系统的能耗和散热不利。所以对于电磁阀的驱动,参数Tp应根据阀的参数(Ls,Ep)和驱动电压VH的大小进行合理选择。
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3.3 PWM波频率对线圈电流(Ih)的影响
Tp=290μs,Ih=18A,保持其他参数,改变PWM波的频率。通过试验观察线圈电流的变化,结果如图7所示。随着PWM波频率增加,线圈保持电流的波动幅度减小,所采集的保持电流的干扰增大;这是由于PWM波频率越高,对电路的干扰则越大。如果要进一步提高PWM波频率,就会进一步加重系统的硬件负担,导致系统运行稳定性的下降,电路干扰增加。因此,应综合考虑来对PWM波频率进行优化,以同时降低电磁阀线圈电流波动和电磁干扰。
3.4 线圈续流回路对电流快速截止的影响
高速电磁阀断电的迅速程度同样是影响喷油量的主要因素。由于电磁阀线圈为蓄能元件,当电磁阀断电时,电磁阀中存储的能量需要通过一定的回路吸收或转移。电磁阀的驱动电流截止时间越短,则喷射截止就越迅速。同时,电流截止时间越短,在电磁阀内阻上消耗的能量越少,电磁阀发热越少。因此,应尽量缩短电流截止时间[9]。
图8显示了续流回路a和b对电流快速截止的影响。续流回路a采用并联二极管D2的方法,具有电路简单等特点,但是通过观察其电流波形发现存在着电流降低缓慢的问题。这是因为在线圈和二极管组成的续流回路中,等效电路为电感、电阻和二极管的串联,耗能元件只有阻值很小的电阻,故导致电流下降缓慢,显然,这种电路不能满足电磁阀快速截止的要求。续流回路a的工作原理基于能量消耗,而对于驱动电路要求是如何将电路中的电流快速减小为零。如果将电感中的能量降低到安全限值后再将其两端断开,电感串联的开关管能承受此时电感断开所产生的反电动势,就能使线圈中电流快速减至为零。续流回路b就是基于这种思路设计的。在续流回路b中,线圈的反电势随着电流的泄放而逐渐减小,在泄放初期,反电势较高,瞬变抑制二极管(TVS)D将线圈电压钳位在一定的预定数值上,能量耗散在TVS上,当反电势低于钳位值时,续流回路断开,线圈电流迅速降为零,由图8可见:线圈电流从10A降至零只需80μs,而续流回路a的电流下降时间近900μs。对于相同的阀,在驱动电流相同的条件下从驱动电流降为零到喷油结束的时间tdelay随着不同的工况会有所改变。在油量控制策略中,可根据标定试验中各工况下实测的tdelay作为一个常量来进行补偿即可达到对各工况下喷油结束时刻的精确控制。为了进一步提高高速电磁阀的断电响应速度,也可以采用断电时外加反向电压的方法,但这种方法增加了电路的复杂度。
4 结论
(1) 高低电压、双阶段PWM波限流控制的电磁阀驱动方式不仅能提高电磁阀的响应速度,而且能最大程度地减小线圈上的功率损耗,是一种较为理想的电磁阀驱动方式。
(2) 提高线圈电压和电压作用时间能加快电磁阀的响应速度,但过高会增大系统功耗。因此应根据阀的特性参数进行匹配,在响应速度和功耗上选择最优的高压大小和高压作用时间。
(3) 提高限流的PWM波频率可以降低电磁阀线圈保持电流的波动,但如果PWM波频率过高,电路的干扰将增大,因此,需优化PWM波频率来降低电磁阀线圈的电流波动和电路的电磁干扰。
(4) 线圈续流回路对电磁阀的快速截止有着显著的影响。与单纯采用普通二极管的续流回路相比,采用瞬变抑制二极管的续流电路使电流的下降延迟时间缩短10倍以上。
参考文献
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电控喷油 篇5
高速电磁阀作为一种新型流体控制元件,因结构简单,性能可靠耐久和成本低而得到广泛应用[1]。发动机电控喷油器作为一种高速电磁阀,是精确控制燃油喷射量和形成喷雾的核心部件,因此有必要对其相关参数进行优化,提高它的动态响应性能,进而改善其流量特性[2]。目前相关学者均提出了有效的优化方案[3,4,5],但大多是在已有方案基础上进行局部结构的改进,没有进行多参数的优化组合。而随着计算机技术的发展,相关优化算法在工程领域得到应用[6,7,8],用来解决多目标,多变量,非线性等复杂系统的优化问题。
本研究针对某款喷油器,运用Ansoft Maxwell仿真软件分析其关键结构参数对其动态响应性能的影响,并结合遗传算法对结构参数进行匹配优化,实现对电控喷油器的整体性能优化。
1 喷油器结构和原理
1.1 喷油器结构
电控喷油器的结构如图1所示,主要由铁芯、衔铁组件、隔磁环、喷管主体、轭铁、线圈等部件组成。线圈通电,衔铁组件受到电磁力作用,当电磁力克服弹簧预紧力时,衔铁组件脱离阀座,电磁阀开启;线圈断电,电磁力逐渐降低,衔铁组件落座,电磁阀关闭,完成喷射过程。
1—外壳;2—铁芯;3—线圈;4—弹簧;5—衔铁;6—阀座;7—钢珠;8—导管;9—线圈架;10—隔磁环;11—轭铁;12—密封圈
1.2 喷油器数学模型
电控喷油器是电、磁、机的非线性耦合系统[9],其数学模型包括磁路方程,电路方程,动力学方程:
(1)磁路子模型
基于平均磁路法建立喷油器的等效磁路方程:
式中:Φ—磁通;RM—等效磁阻,RM=lM/(μMSM);i N—磁动势,SM—磁路横截面积;lM—磁路长度;μM—相对磁导率。
基于麦克斯韦电磁力公式可得衔铁组件所受电磁力:
式中:μ0—真空中磁导率;S—气隙面积。
(2)电路子模型
基于基尔霍夫定律建立线圈的电压平衡方程:
式中:U—线圈两端电压;R—线圈电阻;Ψ—磁链,Ψ=NΦ=Li,L—线圈电感,L=N2/RM。
(3)机械运动子模型
基于牛顿运动定律建立系统的动力学方程:
式中:x—衔铁组件位移,m—衔铁组件质量,Fspr—弹簧力。
1.3 喷油器动态响应特性
电控喷油器的动态响应过程为线圈通电到衔铁组件达到最大行程的开启过程和线圈断电衔铁组件完全落座的关闭过程。整个动态响应过程分为5个阶段,分别为开启触动阶段,开启运动阶段,完全开启阶段,落座触动阶段,落座运动阶段[10]。
由式(1~4)可以推导出动态响应过程中各阶段的时间表达式[11]:
其中:,δ—球阀最大升程。
式中:t1,t2,td1—开启触动时间,开启运动时间,开启滞后时间;t3,t4,td2—落座触动时间,落座运动时间,落座滞后时间。
2 喷油器仿真模型的试验验证
本研究在Ansoft Maxwell仿真软件中建立某款喷油器的2D模型,其磁路结构示意如图2所示。
主要建模参数如表1所示。
由于衔铁位移难以直接测量,而线圈电流较易测量,且能间接反映喷油器动态响应特性,故本研究通过测量线圈电流曲线获取喷油器的动态响应时间[12,13]。喷油器驱动及线圈电流的测量电路如图3所示。
线圈电流信号由精密微小阻值电阻转化为电压信号,经过信号放大由数字示波器采集。线圈电流的试验和仿真结果如图4所示,说明仿真模型与实际喷油器具有较好的一致性,可以有效预测喷油器的动态响应性能。
3 动态响应性能的影响因素分析
影响电控喷油器动态响应性能的因素主要包括磁路参数、电路参数等。笔者借助Ansoft Maxwell仿真软件对轭铁厚度h,铁芯外径d,衔铁长度l,工作气隙δ,线圈匝数N和线圈电阻R等因素进行研究。动态响应时间随轭铁厚度、铁芯外径和衔铁长度变化曲线如图5所示。
动态响应时间工作气隙、线圈匝数和电阻变化曲线如图6所示。
3.1 轭铁厚度对动态响应性能的影响
如图5(a)所示,随着轭铁厚度的减小,磁阻增加缓慢,开启和落座滞后时间均基本不变,但当轭铁厚度减小到0.9 mm左右时,磁阻增加幅度变大,开启滞后时间开始增加,落座滞后时间明显下降。
3.2 铁芯外径对动态响应性能的影响
铁芯外径变化和轭铁厚度变化效果相同,如图5(b)所示,随着铁芯外径的减小,开启和落座滞后时间变化不明显,但当减小至6.2 mm左右时,开启滞后时间开始增加,落座滞后时间明显下降。
3.3 衔铁长度对动态响应性能的影响
如图5(c)所示,随着衔铁长度的增加,滑动气隙磁阻急剧降低,开启滞后时间明显下降而落座滞后时间明显增加,而当衔铁长度增加至一定程度后,磁阻变化减缓,开启滞后时间变化逐渐减缓。
3.4 工作气隙对动态响应性能的影响
与轭铁厚度,铁芯外径,衔铁长度一样,工作气隙也是影响磁阻的重要因素,如图6(a)的td1曲线所示,随着工作气隙的减小,磁阻减小明显,且气隙的边缘效应减小,开启滞后时间明显降低。如图6(a)中td2曲线所示,随着气隙减小,球阀升程降低,故落座滞后时间缓慢下降。
3.5 线圈匝数对动态响应性能的影响
如图6(b)的td1曲线所示,随着线圈匝数的降低,磁动势减小,但电感大幅下降,开启滞后时间缓慢降低,但当匝数下降至215匝左右时,由于匝数过小,磁动势不足,开启滞后时间又呈上升趋势。如图6(b)中td2曲线所示,随着线圈匝数的降低,电感和磁动势下降,落座滞后时间降低。
3.6 线圈电阻对动态响应性能的影响
如图6(c)所示,随着线圈电阻的减小,线圈的电流增加,磁路中的磁动势增加,开启滞后时间减小,而落座滞后时间增加。高阻型喷油器电阻值一般为12Ω~16Ω。
4 结构优化
4.1 基于遗传算法的结构优化
影响喷油器动态响应性能的结构参数较多,且有多个优化目标,而遗传算法作为一种模拟生物进化机制的全局搜索和优化方法,可以有效处理这样的多目标,多参数优化问题。它将问题域中的可能解看作种群中的个体,并且将每个个体编码,然后模拟遗传学中的染色体选择,交叉和变异行为,通过预设的适应度函数对个体进行评价,不断得到最优群体,从而得到问题的最优解。本研究选择Matlab的GATBX遗传算法工具箱进行优化求解[14]。遗传算法的实现过程如下:
4.1.1 确定设计变量与目标函数
根据对喷油器动态响应性能影响因素的分析,确定的设计变量及其边界条件如表2所示。由于开启和落座滞后时间是喷油器动态响应性能的重要评价指标,故以此为目标函数。优化模型如下:
式中:f1(X)=td1(X);f2(X)=td2(X);ω1,ω2—加权系数。
4.1.2 编码与种群初始化
本研究在求解时将每个设计变量编码为二进制串,并串接为一个染色体,表示解空间中的一个可行解。根据设计变量的精度要求和边界条件,变量X1~X6编码位数分别为6、7、7、5、6、6,初始种群数量为20。
4.1.3 建立适应度函数
采用基于线性排序法[14]的适应度函数,适应度值由下式计算:
式中:pos—排序位置,sp—选择压力,NIND—种群数目。
4.1.4 染色体选择、交叉和变异
选择过程为随机遍历抽样算法[14],种群中每个个体被选择的概率由下式计算:
式中:F(xi)—某个体被选择的概率,f(xi)—某个体的适应度值。
交叉和变异过程使用单点交叉算子和离散变异算子。选择代沟为0.9,交叉概率为0.7,变异概率为0.02。
4.1.5 迭代收敛
终止进化代数设置为100,通过遗传算法得到的计算结果如表3所示。
4.2 优化效果的仿真分析
本研究借助Ansoft Maxwell仿真软件对使用遗传算法优化后的模型进行仿真,优化前、后的线圈仿真电流对比如图7所示。
由图7可以看出优化后,开启过程的电流上升速率增加,开启滞后时间由优化前的1.3 ms降为0.87 ms,减少33.1%;落座过程的衔铁开始运动的瞬时电流增加,落座滞后时间由优化前的1.77 ms降为1.13 ms,降低36.2%。
结合图5、图6,在该优化方案中,轭铁厚度和铁芯外径减小,磁阻增加,有效缩短落座滞后时间而不会大幅增加开启滞后时间;线圈匝数的适当降低,落座过程中的磁动势和电感降低,落座滞后时间明显缩短;工作气隙减小,开启过程的磁阻减小,有效缩短开启滞后时间,从而整体上达到较好的优化效果。
4.3 优化效果的试验验证
为了进一步验证该优化模型的有效性,本研究按优化后的结构参数进行样品试制,并搭建电控喷油器性能试验台如图8所示。
试验过程中,利用80C196KC单片机向图3所示的喷油器驱动电路发出喷油脉冲信号,利用数字示波器监测喷油器线圈电流波形,并依据记录的瞬态电流数据计算获得喷油器开启及落座滞后时间。测试条件为:电压12 V,喷油压力0.2 MPa,环境温度20℃。
试验结果如表4所示。
与优化前相比,喷油器参数优化后,开启滞后时间降低33.1%,关闭滞后时间降低37.1%。说明经过遗传算法优化后,喷油器动态响应性能得到显著提高。
5 结束语
电控喷油 篇6
目前,国内正在实施国Ⅳ排放法规,在柴油机上加装排气后处理装置已经成为一种趋势。当前的柴油机排气后处理技术主要包括:氮氧化物(NOx)后处理技术,用于降低排气中的NOx排放,目前比较成熟的是选择性催化还原(selective catalytic reduction,SCR)技术;柴油机颗粒物捕集器(diesel particulate filter,DPF)技术,主要通过过滤手段来降低排气中的颗粒物(PM)。目前,DPF技术是公认的降低柴油机颗粒物排放最有效的技术[1,2,3,4]。
随着我国经济的快速增长,国内汽车产量和保有量也随之大幅度增长,柴油机动力性强、经济性好的优点逐渐得到人们的青睐,但是柴油机高NOx和高PM排放问题也日益突出[5],国Ⅴ和国Ⅵ排放法规的推行势在必行。根据北京环保局发布的《北京市环境保护局关于重型车排放控制有关规定的通知—京环发(2014)67号》,2014年底前,销往北京的国Ⅴ重型柴油车必须装有DPF系统[6]。
DPF系统能够消除柴油机95%的颗粒物排放,减少空气中PM含量。较成熟的DPF系统大多被国外汽车企业所掌握。对于DPF系统的研制,不仅能降低购买成本,给行业带来效益,促进行业的技术进步,更能极大促进我国汽车工业和环境保护事业的健康发展。
1 主被动再生系统结构
柴油机主被动再生系统是由排气燃油喷射系统、氧化催化器(diesel oxidation catalyst,DOC)、催化型柴油颗粒捕集器(catalyzed diesel particulate filter,CDPF)、控制单元(drive control unit,DCU)、DOC前排气温度传感器、CDPF前排气温度传感器、CDPF后排气温度传感器和CDPF压差传感器组成。大多数工况下,柴油机CDPF系统依靠发动机的排气温度进行被动再生,只有在极少数排气温度较低的工况下,才向DOC前排气管中喷入适量柴油,依靠DOC氧化放热提升排气温度,实现CDPF内的主动再生。图1为主被动再生系统布置图。
凯龙公司设计的基于喷油助燃主被动DPF再生系统采用了复合再生控制策略,可以使柴油机在全工况下实现安全可靠的DPF再生,相比传统的燃烧器方案DPF再生系统[7,8],具有工况适用性强、消耗能量少的特点。车辆在较高转速、较大载荷运转时,不需附加额外的能量投入即可进行DPF的被动再生;车辆在低转速低负荷条件下行驶时,排气温度较低,PM难以氧化并逐渐沉积在DPF进气孔道内,PM累积到一定程度时,需要提高柴油机排温,进行DPF的主动再生。该喷油助燃主被动再生系统适合工程化应用。
为了实现柴油机尾气后处理DPF系统主动和被动再生优化匹配控制策略,制定了基于燃油助燃喷射的再生控制策略。开发出了柴油机燃油助燃喷射催化再生的主被动DPF系统电控单元,将排温信号、压差信号、燃油压力信号、点火钥匙开关信号集成到柴油机DPF系统电控单元上,电控单元与电控燃油系统控制单元之间采用控制器局域网络(controller area network,CAN)总线通信方式。
2 主被动再生系统电控硬件设计
根据柴油机DPF系统的功能需求,从功能性、实时性、稳定性、经济性和抗干扰性等方面考虑。柴油机主被动DPF系统电控单元采用摩托罗拉16位单片机MC9S12XEP100作为主控制器,该微控制器(micro control unit,MCU)芯片上集成了1M的闪存来保证脉谱子数据的存储空间,还配备了64kB的随机存储器(random access memory,RAM)空间、8个异步串口(serial communication interface,SCI)、3个高速同步串口(serial peripheral interface,SPI)、1个8通道IC/OC捕捉计时器(enhanced capture timer,ECT)、2个16通道的12位AD转换器、1个8通道的占空比PWM口、5个CAN2.0A/B调制解调器(MSCAN12)、2个内部IC总线堆栈(IC),以适合电控系统的产业化开发项目需求。柴油机DPF电控单元主要包括微处理器模块、电源模块、模拟传感器信号采集模块、开关信号输入处理模块、输出驱动控制模块、CAN通信接口模块。图2为柴油机DPF系统电控单元硬件照片。
柴油机DPF模拟输入信号包括DOC催化器前排温传感器、DPF催化器前排温传感器、DPF催化器后排温传感器、DPF催化器压差传感器、燃油喷射压力传感器等。
柴油机DPF数字开关信号包括点火钥匙开关信号、DPF再生请求信号、故障诊断开关信号等。
执行驱动功能包括DPF燃油喷射计量喷射阀、故障灯指示、输油泵驱动电机、故障灯指示等。
供电部分包括蓄电池、电源模块等。通信接口使用了两个标准的CAN接口,分别用于故障诊断和监测标定,以及与柴油机电控单元通信。
电源模块为柴油机DPF电控单元提供电源,同时为外部传感器提供电源。采用线性稳压电源实现多路5V电源,为传感器提供稳定的电压。该电源模块具有输出纹波小的特点,适合为处理器及其他元器件供电,所有的模块都能在蓄电池供电电压在18~32V的范围内时正常工作。
开关信号处理电路通过限流及通过下拉或者上拉,通过稳压二极管进行电压限值处理。限压后的信号经过滤波电路以去除电磁干扰和开关抖动处理,最终输入到微处理器进行信号处理。
模拟信号包括排温信号、压差信号、燃油压力信号等。为了保证在汽车复杂的电气环境下输入的模拟信号能够正确反映出汽车周围的环境,所有信号处理必须有较强的抗电磁干扰能力,模拟信号出入先经过低通滤波再送入电控单元的A/D转换模块进行处理。
驱动模块主要完成对DPF燃油喷射计量阀的驱动、输油泵电机驱动、故障灯输出、再生状态灯输出等功能。其中,计量阀驱动采用微处理器的PWM模块来实现,底层功能根据上层控制策略,通过调节周期和占空比实现准确的输出控制。柴油机转速、负荷信号通过CAN通信模块提供给DPF电控单元。
柴油机DPF电控单元使用了两个MSCAN模块进行外部通信,分别用于与柴油机高压燃油电控单元间的通信以及与标定、检测、故障诊断系统之间的通信。其中,与柴油机高压共轨电控单元之间的通信采用J1939协议,与标定软件采用基于CAN总线的应用协议(CCP通信协议)。与故障诊断仪之间采用15765和J1949通信协议。
图3为柴油机DPF系统电控单元的硬件框图。图4为电控单元的外壳实物图。
柴油机DPF后处理电控单元的外壳,采用密封的铝合金外壳设计,保证了防尘性和良好的散热性。在电子元器件的选型上,选择相应级别的电子元器件,保证了系统的稳定性。在散热设计方面,从材料选型、外壳形状、元器件选型、印刷电路板布局等方面考虑,保证了工作环境恶劣的电控单元的稳定性和可靠性。
3 主被动再生系统电控软件设计
柴油机DPF电控单元的软件部分主要包括底层软件模块、应用层软件模块和通信软件模块。底层软件将为应用程序调用和管理硬件资源、获取传感器信号及控制执行器件提供功能函数接口或者接口变量。柴油机DPF系统的传感器、执行器的相关参数均将表现为实际物理量值。应用程序通过这些接口函数和接口变量来获取传感器和执行器的相关状态参数,然后调整各控制参数使DPF再生工况的控制达到最佳状态。通信软件模块主要是CAN总线通信。与柴油机高压共轨电控单元之间通过CAN总线进行数据传输。本文中主要介绍应用层的软件模块,应用层软件主要包括发DPF系统再生温度管理、DPF系统再生触发条件、DPF系统再生过程控制、DPF系统再生结束控制、DPF系统故障诊断监控等方面。图5为开发出的柴油机DPF系统电控单元的标定软件。该软件可以实现对电控单元的控制参数标定、波形监控、Flash数据擦写、故障诊断等功能。
3.1 基于DPF背压再生控制策略
根据柴油机转速、循环喷油量查排气流量脉谱得到当前工况下的排气流量。根据排气流量查安全载炭量对应排气压差曲线得到当前排气流量下的DPF安全载炭量对应排气压差值。同时,根据排气流量查到DPF再生完成排气压差曲线,得到当前排气流量下的DPF再生完成对应排气压差值。
若压差传感器实时发送的压差值大于或者等于满载DPF压降值,则说明DPF颗粒满载,DPF系统需要进行主动再生。若压差传感器实时发送的压差值小于或者等于DPF再生完成对应排气压差值且再生运行时间大于规定限值,则DPF再生结束。若压差传感器实时发送的压差值大于DPF再生完成对应排气压差值,且小于满载DPF压降值,则基于DPF压降的主动再生标志位保持上一时刻状态,若上一时刻状态是主动再生需求标志位,则继续保持主动再生需求标志位,若上一时刻是在主动再生需求标志位,则当前时刻继续主动再生需求标志位。
3.2 基于柴油机燃油消耗的再生控制策略
根据发动机燃油消耗量确定再生需求,首先要得到发动机在一定工作循环内,催化剂内部的积炭量与燃油消耗率的关系,再确定发动机在该工况下的燃油消耗量对应的载炭量之间的关系。当再生完成标志位为1时,对发动机燃油消耗率进行累加,得到燃油消耗量;当累加的发动机燃油消耗量大于燃油消耗率标定值时,此时再生完成标志位为零,基于燃油油耗的DPF需求主动再生标志位为1时,对发动机燃油消耗量进行清零处理。
基于柴油机燃油消耗量确定再生需求是根据发动机在一定工况下得到的标定数据来实现的。该方法首先需要确定发动机路面工况信息,根据大量试验得到再生需求对应的再生燃油消耗量。
3.3 柴油机DPF再生条件判断模块
根据柴油机DPF主动再生需求标志位信息,判断柴油机DPF系统是否需要进行主动再生;若柴油机DPF主动再生需求标志位为1,则对DOC催化器前排气温度进行判断,若大于DOC起燃温度门限值,对DOC催化器前排气温度大于起燃温度开始计数,若DOC催化器起燃温度计数大于DOC前排气温度持续时间标定量,系统满足燃油喷射条件,喷嘴驱动使能标志位为1。DPF系统进入主动再生控制环节。
3.4 柴油机DPF再生温度闭环控制
再生初期,由于发动机排气温度较低,DOC催化剂的活性不高,喷入的柴油雾化效果不好,有部分柴油颗粒物粘附在催化剂上,导致催化剂的催化效率较低。如果喷油初期喷油量过高则会造成大量碳氢化合物(HC)及一氧化碳(CO)排放,因此在制定喷油策略过程中,必须尽量防止初期催剂活性不够导致二次污染的发生。考虑到CDPF过滤体的使用寿命,再生过程最高温度应低于其耐热温度以防烧熔,同时为避免热应力过大导致过滤体烧裂,再生温度梯度也应严格控制,合理地布置温度传感器位置,根据获得的信息并实时加以反馈,通过停止或减少喷油来降低对过滤体的损害。
DPF前排气温度的控制主要通过控制喷油油量来实现,采用闭环的控制方式。温度升高后,为了维持再生所需温度,应较少或者停止燃油喷射,反之亦然。此外,排气流量过大时,排气气流带走大量排气热量,排气温度降低,增大喷油量以提高排气温度,反之则适当降低排气温度。
闭环控制模块采用位置式比例积分微分(PID)控制算法。在PID控制算法中,比例部分主要是使系统产生积极的响应,积分部分主要是消除系统的静差,微分部分主要保证系统调节时的平顺性,温度梯度也应严格控制。
4 柴油机台架DPF系统性能测试
在柴油机尾气后处理DPF系统试验平台上,采用柴油机DPF系统电控单元标定软件、外围数据采集设备,进行了DPF燃油喷射系统精度试验、DPF系统不同炭载量背压试验、DPF系统再生温度闭环控制试验、DPF系统再生过程控制试验等,实现了柴油机喷油助燃催化再生的试验功能。
4.1 DPF计量阀喷射流量试验
DPF燃油喷射精度直接影响到再生温度控制的效果,从而影响到碳烟转化效率。对燃油喷射计量阀进行了流量标定试验,测试不同燃油喷射压力下不同计量阀喷脉宽下的流量试验。
图6为不同燃油喷射压力下DPF计量阀喷射流量。由图可知,燃油喷射计量阀喷射流量精度高,小脉宽流量线性度好,能够满足DPF系统对燃油喷射系统的流量需求。
4.2 柴油机不同炭载量下的DPF背压
DPF催化器前后压差传感器用于测量颗粒捕集器的压降。该信号作为重要的信号输入到电控单元,电控单元根据压差数值判断DPF中颗粒的集聚程度,从而实现对颗粒捕集的再生启动和结束的控制。本文中采用简化炭载量控制模型,采用不同转速、不同负荷工况下的压差传感器背压信号来进行炭载量的评估判断,提高再生的一致性,从而实现可靠的再生。图7为新鲜态(未进行过再生)DPF催化器背压数据。图8为加载4g/L碳烟的DPF背压数据。当实际的炭载量大于再生要求的碳烟临界值时,则触发再生控制措施。
4.3 柴油机DPF系统再生过程试验
当DOC催化器前排气温度大于起燃温度门限260℃时,即压差传感器信号大于门限值,则燃油喷射计量阀打开进行燃油喷射,燃油在DOC催化器上进行反应,产生热量。当DPF催化器前排温与目标再生温度有差异时,继续进行燃油喷射,直到DPF催化器前排气温度达到目标再生温度。颗粒在DPF催化器上进行反应,压差传感器数值降低,当压差信号降低到一定门限值时,再生结束。图9为DPF催化器再生过程中的各个参数变化。试验过程中,DPF催化器前排气温度达到370℃就可以进行了再生反应。DPF催化器后排温随着再生反应的开始排温不断升高,当碳烟持续反应一段时间后,炭载量降低,DPF催化器后排气温度也相应回落,最终与DPF催化器前排温基本吻合。
5 结论
(1)介绍了柴油机喷油助燃催化再生DPF系统电控单元的硬件和软件开发,研究了DPF系统各个工况的控制策略。
(2)进行柴油机不同工况的DPF再生控制策略和标定匹配试验。试验结果表明:柴油机DPF系统能够有效进行与柴油机高压共轨电控单元CAN通信、颗粒捕集算法、颗粒再生控制、再生温度管理、DPF系统故障诊断等,且能有效地降低成本。
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高压共轨柴油机电控喷油器的仿真 篇7
随着我国排放法规的不断更新,内燃机排放面临的压力也越来越大。如何降低内燃机有害排放物已成为社会共同关注的问题。为此,各类新技术和新思想应运而生。首先,通过机内净化技术(如柴油机通过采用高压共轨喷射技术)来完善机内燃烧;其次,通过机外净化技术(如汽油机上成功应用的三效催化技术)来降低有害物排放[1]。其中,柴油机高压共轨喷射技术是当前提高柴油机性能和降低排放的最有效措施。柴油机高压共轨系统具有喷油压力柔性可调、喷油正时、控制灵活及喷油量自由调节等特点,能有效降低柴油机油耗、排放和提高动力性。电控喷油器是高压共轨系统中最为复杂的零部件之一,其结构参数和性能直接影响到整个高压共轨系统的工作性能。因此,本文以喷油规律为研究对象,对柴油机高压共轨喷油器的喷油特性进行仿真,研究喷油器的结构参数对喷油器流量特性的影响。仿真结果将为喷油器结构设计和优化喷油特性提供可靠的依据。
1 高压共轨喷油器基本工作原理
高压共轨喷油器结构示意图如图1所示。高压燃油由共轨管进入喷油器后分成两路:一路通向控制活塞上的控制腔;另一路通向针阀处的蓄压腔。电磁阀在未得到信号时,衔铁被衔铁弹簧压紧在衔铁阀座上。控制腔和蓄压腔是联通的,内部压强相等,控制腔内高压油对控制活塞产生一个向下的液压力FCO。在蓄压腔内,同样产生一个液压力FP,其方向与FCO相反。此外,FSP为针阀上方承受回位弹簧向下的压紧力,FCY为针阀喷孔处受缸内产生的向上的压力。当FCO+FSP>FP+FCY时,针阀被紧压在针阀阀座上面,高压共轨喷油器不喷油。
当电磁阀通电时,电磁力驱动衔铁上升,控制腔的卸压孔Z孔上方球阀打开,控制腔内的压力迅速下降。此时,A/Z孔径比<1,从而保证控制腔内的燃油压力迅速下降。当FCO+FSP
2 高压共轨喷油器建模
2.1 模型假设
1) 假设喷油器电磁阀不计漏磁对电磁铁工作过程的影响,且忽略电涡流的作用。
2) 假设高压共轨喷油器燃油喷射过程中,压力波动引起温度变化是微小的,故不考虑温度随压力和时间的变化;整个喷油过程燃油压力保持恒定,不考虑燃油的惯性;视高压油管内燃油的流动为一维非定常流动;轨压为定值,没有压力波动[3],无燃油泄漏。
2.2 模型建立
电磁阀基本方程包括衔铁运动方程、电磁力方程和电路方程,即
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式中 Fm—电磁力;
Ff —衔铁受到的摩擦力;
Fp—衔铁阀受到泄压腔内燃油的有效作用力;
Fsp —弹簧力;
m,x —衔铁阀的质量和位移;
U—线圈两端电压;
i—电磁线圈中电流,是时间的函数;
R—回路中的总电阻;
L—线圈电感;
B—气隙的磁感应强度;
μ0—空气磁导率;
S—气隙导磁面积。
高速电磁阀的驱动电路需要70 V 以上的驱动电压,以便在通电后尽快使电流达到最大值,加快开启响应。为了实现喷油定时与喷油持续期的精确控制,要求电磁铁的开启响应时间(从电磁铁通电到衔铁完全吸合的时间)和关闭响应时间(从电磁铁断电到衔铁完全释放的时间)均小于0.5ms[4]。
喷油器正常工作的前提之一,是控制室卸油孔A孔径必须小于进油孔Z孔径。A孔与Z孔的孔径比越小,泄油越迅速,针阀响应越快。
根据流体的可压缩性和连续方程,可得到控制室内燃油压力变化的数学表达式[5],即
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式中 Qin—控制室进口流量;
Qout—控制室出口流量;
hp—控制活塞升程;
A—流通面积;
E—燃油体积弹性模量;
Vb—控制室容积;
din—控制室进口直径;
dout—控制室出口直径;
Pb—控制室压力;
Pr—共轨压力;
Pc—背压;
μ1,μ2—流量系数;
α—阶越函数;
ρ—燃油密度。
在高压共轨电控喷射系统中,针阀靠控制活塞的液压力实现开启和落座。针阀弹簧既要满足共轨压力建立起来前不因气缸内气体压力而抬起,又要满足控制室压力下降到背压之前针阀能够抬起。针阀的开启条件为
(P1Ab-PcAp)
式中 P1—气缸压力;
K—弹簧刚度;
H0—弹簧预紧力;
Ab—针阀密封带以下的投影面积;
Pn—喷嘴腔压力。
影响柴油机喷油器喷油特性的结构参数有很多[6]。根据分析,本文主要选取关键参数有电磁阀线圈匝数、衔铁弹簧刚度、控制腔容积、A孔和Z孔孔径。运用仿真软件,建立了喷油器的电磁模型和机械液力模型。
2.3 试验验证
验证试验平台主要由喷油泵试验台、单次喷油量测试仪、高压油轨(采用直径为17mm,体积为3000mm3的共轨管)、高压共轨喷油器远程控制微机以及计算机数据采集系统等组成。
针对电装DENSO型喷油器,分别取控制脉宽为1200μs和1400μs两种情况下的4种轨压60,80,100,110MPa,进行喷油量测试,并以此进行模型仿真计算,得到喷油量的试验值和模拟计算值对比,如表1所示。
对比结果表明:喷油量的试验值和模拟计算值具有较好的一致性,能够较真实地反映出喷油器的喷油特性。
3 仿真计算及结果分析
3.1 线圈匝数对电磁阀响应的影响
电磁阀模型采用高低电压驱动,为了防止电磁铁产生过多的热量,高电压经历的时间越短越好。然而高电压作用时间太短,将导致衔铁开启速度达不到要求,因此每个高电压U1的激励对应一个较合适的低电压U2。
当U1=120V,U2=12V时,线圈匝数n分别为50,80,100,150匝条件下的仿真结果如图2所示。
线圈电感随着线圈匝数的增大而增大。高电压U1一定时,线圈匝数越大,回路中线圈的电路上升越慢,导致电磁力上升慢,开启响应时间长。线圈匝数越大,线圈中电流在断电后变为0的时间越长。由于在此时段内剩余电流产生的电磁力会阻碍衔铁向下运动,从而延长了电磁阀的关闭响应时间,所以在线圈能够保证衔铁能达到最大升程的前提下,应尽量减小匝数。
3.2 衔铁弹簧刚度对衔铁响应特性的影响
设定衔铁弹簧刚度k为20,50,100和300N/mm,其他参数不变时,衔铁的响应曲线如图3所示。
开启响应时间在不同的弹簧刚度下没有明显变化,均为0.3ms;关闭响应时间随着弹簧刚度的增大而缩短,但弹簧刚度过大时,衔铁不能保持在最大位移,将提前落座。由图3可知,当k=300N/mm时,控制脉冲未结束,衔铁便开始落座。所有计算表明:当k=100N/mm时,衔铁的响应较好。在具体选取时,可以通过优化计算获得喷油器的最佳衔铁弹簧刚度值。
3.3 控制腔容积对喷油规律的影响
控制腔的体积V分别取10,61,100和200mm3时,对控制腔压力、针阀升程、喷油率和喷油量进行研究。由图4可知,当衔铁打开时,控制腔体积大,压力下降慢;反之,控制体积小,压力下降快。
喷油率曲线如图5所示。控制腔体积影响着喷油器响应控制信号的快慢,减小控制腔可以使喷油器更快地响应电压输入信号,并且控制活塞在控制腔里的摆动幅度较小。随响应频率增加,喷油器的性能更加线性化。由于控制腔内的压力控制着控制活塞和针阀升程,进而控制着喷油率,所以控制腔的减小会导致预喷射控制困难。由于控制腔体积的大小对喷油器性能影响较大,在设计时必须经过优化处理。
3.4 A孔和Z孔孔径对喷油规律的影响
通过仿真可知,控制腔进口A的变化范围较小,出口孔Z的变化范围较大。因此,在轨压一定的情况下,选定A孔孔径为固定值,分析Z孔孔径的变化对针阀升程的影响。不同的A孔和Z孔孔径组合下,针阀升程随时间的变化规律如图6所示,喷油率的变化如图7所示。A孔孔径用a表示,Z孔孔径用z表示。
由图6可知:在a=0.25mm时,随着z值的增大,针阀打开速度也随之增加,针阀能达到的最大升程也随之增大。这是因为z值增大后,Z孔的流通面积增大,会使控制腔内燃油流到卸压腔的流率增加,所以控制腔能迅速卸压,压力下降所需时间较短,故针阀开启速度和升程会随着z值的增大而增大。在z<0.265mm的情况下,由于衔铁打开后控制腔卸压缓慢,造成针阀未能达到最大升程。z值越大,针阀落座时间越长。其原因是:Z孔孔径大,流过A和Z孔的流率差大,控制腔内残余压力低,控制腔压力不能迅速上升,重新建立起使控制活塞运动的高压需要的时间长,针阀落座也就慢,此时HC排放物会增加。
由于喷油率的大小是由蓄压腔内压力和针阀座面处的过流面积决定的,所以在蓄压腔内的压力波动差别不大。由图6和图7中可知,喷油率曲线和针阀升程曲线是一致的,只有当针阀升程达到最大时,喷油率才达到最大。
a=0.25mm时,Z值对应针阀升程、喷油速率、喷油量最大值如表2所示。
表2中,当a取定值时,随着z值的变化,最大喷油率的变化并不是很明显;随着z值的增大,针阀上升到最大升程时需要的时间稍有缩短,但落座时间变长;当z值增大时,Z孔节流作用降低,燃油通过Z孔的流通能力增强,针阀上升快,喷油量加大,最大值为102 mm3,比z=0.255mm时大30%。
相对而言,A孔孔径对喷油特性也有一定的影响。在z值相同、Z孔节流作用不变时,随a值增加控制腔内压力上升所需时间拉长,控制腔压力不能迅速上升,会导致针阀开启缓慢;在衔铁落座后,控制腔内需要重新建立起高压以产生液压力使针阀落座,A孔流通能力增强,在短时间内有更多的燃油充入控制腔,控制腔内压力迅速建立,出现a值大时针阀开启缓慢、落座迅速的结果。
综上所述,喷油器控制腔燃油进出孔孔径对喷油特性影响最大。因此,在设计过程中必须考虑到具体供油系统对Z孔和A孔孔径进行最佳组合,以适应喷油特性的要求。
4 结论
1) 运用仿真软件,建立高压共轨喷油器模型。
通过试验结果与模拟值的比较,表明模型能够较真实地反映出共轨喷油器的喷油特性。
2) 对喷油器进行多参数的模型仿真,结果表明:
喷油器控制腔燃油进出孔孔径对喷油特性影响最大;其次为控制腔容积,电磁阀线圈匝数和衔铁弹簧刚度也有不同程度的影响,而且各参数之间存在着一定的关联。因此,在喷油器设计过程中需要全面考虑,并结合计算与试验,以期达到最优组合。
参考文献
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[3]綦化乐,陈廷明,邓军.高压共轨电控喷油器结构参数的仿真研究[J].舰船科学技术,2005,27(5):38-42.
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[5]虞金霞,胡先富.柴油机燃油喷射系统的仿真计算及分析[J].上海海运学院学报,2001,22(5):11-14.
