电控单体集成泵（精选六篇）
电控单体集成泵 篇1
模糊控制是一种模仿人类思维推理方式的智能控制方法, 适用于燃油喷射系统的控制。遗传算法具有很强的全局寻优能力, 适合求解模糊控制规则的寻优问题。本文拟采用模糊控制方法控制电磁阀的开闭时间, 在Matlab/Simulink和Hydsim软件环境中进行协同控制仿真和优化设计, 分析影响柴油机燃油喷射系统工作性能的因素, 为柴油机燃油喷射系统匹配和改进升级提供了有价值的参考。
1 电磁阀力学运动模型
高速电磁阀的运动模型如图1所示。
由麦克斯韦电磁吸力计算公式得:
式中, B为磁感应强度。
由胡克定律可得回位弹簧作用力:
式中, KS为回位弹簧刚度, x0为弹簧预紧量。
阀芯运动摩擦力为:
式中, B为运动阻尼。
衔铁上、下止点的阻力为:
式中, Kup、Kdown为上下止点限位的刚度, Cup、Cdown为上下止点的阻尼系数。
由分析可知, 当xv
根据牛顿第二定律可得阀芯运动方程:
式中, m为阀芯质量, Fr为阀芯运动阻力。
2 模糊控制器的设计
根据高速电磁阀的控制量和控制目标, 模糊控制器选择二维模糊控制器。
2.1 确定输入输出变量
高速电磁阀系统的动态响应与结构参数密切相关, 选择驱动电压U、磁通量φ准作为二维模糊控制器的输入量;选择磁场强度作为模糊控制器的输出量u。
2.2 模糊控制规则
模糊控制规则是模糊控制器的核心。控制器输入量和输出量的关系决定了模糊控制规则。在本论文建立的模糊控制器中, 两个输入量均有7个模糊子集, 可以构成49条模糊规则:IF
其中:1 i7, 1j7
模糊规则根据高速电磁阀系统的控制经验确定, 如表1所示, 比如:若驱动电压输入量大 (PB) , 并且磁通量的变化率输入量大 (PB) , 则, 输出磁场强度大 (C7) 。
2.3 精确量的模糊化
设输入量U、φ的模糊论域都为[-1, 1], 其模糊子集为{NB, NM, NS, ZE, PS, PM, PB}。输出量u的论域为[0, 7], 其模糊子集为{C1, C2, C3, C4, C5, C6, C7}, 选择常用的Trimf (三角形) 作为此模糊控制系统的隶属函数。模糊推理采用Mandain法, 去模糊化采用重心法。
3 基于改进遗传算法的模糊控制器优化设计
3.1 模糊规则编码
模糊控制器的输入量和输出量有7个模糊子集, 每条规则中的取值有7种, 49条规则形成了种控制规则方案。传统的优化方法很难求得最优的模糊控制规则。本节采用改进遗传算法进行寻优。
遗传算法编码采用实数编码, 按顺序排列模糊规则表中的输出量作为优化问题的设计变量, 即将表1中阴影部分的49个模糊集构成设计变量。为了方便表示, 选取模糊集的下标数字符号{1, 2, 3, 4, 5, 6, 7}分别代替模糊集{C1, C2, C3, C4, C5, C6, C7}。则表1的模糊规则对应的个体编码为:
高速电磁阀的动态响应为优化的目标函数, 目标函数均方根值的倒数作为遗传算法个体的适应度函数。
3.2 算法实现
在Matlab/Command中采用命令方式, 实现遗传算法并控制整个仿真系统的运行。程序中的每一项功能编写成一个小模块, 具有良好的移植性和通用性。本算法包含的程序模块如下:初始种群模块、模糊规则模块、个体评价模块、遗传操作模块、子代生成模块、比较模块、排序模块和结果输出模块等。其中, 遗传算法操作模块包括选择算子、交叉算子、变异算子。
4 仿真结果及分析
为了验证模糊控制器的控制效果, 本文利用Matlab和Hydsim软件分别对未施加控制器的燃油喷射系统和施加模糊控制器的燃油喷射系统进行仿真分析。仿真结果如图2~7所示。
仿真结果表明, 基于遗传算法的电控单体集成泵系统模糊控制能够显著改善系统喷油特性, 验证了采用联合仿真方法的可行性和准确性。另外, 在优化过程中, 只要给予适当的初始规则就可以通过遗传算法得到更好的规则以获得更好的控制性能。
5 结论
(1) 考虑到Hydsim软件和Matlab/simulink有接口的功能, 在建模中加入Matlab/simulink来控制电磁阀的开闭时间, 以此来改善系统仿真效果。
(2) 提出利用模糊控制对燃油喷射系统进行优化控制仿真。
参考文献
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电控单体集成泵 篇2
在经过了国-Ⅰ的增压技术时代,国-Ⅱ的增压中冷技术时代,国-Ⅲ排放法规的推出,又给发动机生产厂商提出了新的课题[1]。国家环境保护总局于2005年5月颁布了大中型客车及载货车辆的新排放法规并于2007年1月1日在指定城市开始实施[2]。电控单体泵柴油机技术作为实现国-Ⅲ排放标准的一条捷径,以其对原机改动小、适应性强、喷油压力高、可实现喷油的柔性控制、可靠性好等特点赢得了各大发动机厂商的青睐。
本文针对如何实现燃油喷射控制和喷油正时控制策略进行了深入研究,并对该喷油正时控制策略模块进行了试验验证。
1 电控单体泵燃油喷射系统
电控单体泵燃油喷射系统主要由燃油箱、燃油粗滤器、输油泵、燃油细滤器、驱动泵体、电控单体泵EUP、高压油管、喷油器及回油管组成,如图1所示。
该系统中油温传感器和凸轮转速传感器作为电控单元ECU的输入信号。电控单元ECU通过控制执行器EUP中电磁阀的开启和关闭来控制喷油时刻和喷油量的大小。在EUP上有1个电气接口与ECU中的喷油驱动模块形成回路,用来接收ECU所发出的喷油脉冲信号。
2 测取发动机工作相位
2.1 转速传感器
转速信号是发动机电子控制系统最重要的信号之一,喷油定时、喷油脉宽及发动机相位的判断都由该信号决定。此次研究采用霍尔式转速传感器,霍尔传感器输出的原始相位信号近似于脉冲信号,其下降沿近乎垂直,为了减少相位误差,采用下降沿作为工作沿。采用凸轮轴与曲轴信号盘一起确定发动机的转速、工作缸号及相位,是现有电控发动机普遍采用的方法。该方法可以弥补2个信号盘各自的不足,并当1个发生故障时,另1个传感器仍可让车辆以故障状态行驶至最近的维修站[3,4,5]。
2.2 信号盘及其相位关系
确定凸轮和曲轴信号盘的形式,以及它们与发动机曲轴的相位关系对电控单元判断缸号的快慢及其正确性、对控制策略的制定有很大的影响。
在现代发动机管理系统中,凸轮信号盘采用缸数等分齿盘,并加1个多齿,用来判断第1缸的位置,凸轮信号盘有(缸数+1)个齿,所以对于6缸机,齿数为7;曲轴信号盘多采用60等分的齿盘,其中有2个相连齿空缺,齿盘有(60-2=58)个齿。缺齿处是1个参考标记,对应于1个确定的曲轴位置,这个标记用于与判断2个信号盘的同步情况。图2是2个信号盘的示意图。
在正常情况下,喷油脉冲都以凸轮信号为基准计算喷油时刻。电控单元识别出凸轮信号后,在经过ECU的计算延迟、电磁阀的响应延迟EOD、燃油系统的液力延迟HOD以及喷油正时4部分时间后,燃油才被喷入气缸,见图3。在设计凸轮信号盘与上止点的关系时,应该考虑到这几个因素的影响。所以凸轮信号与上止点的相位关系为
安装相位=计算延迟+电力延迟+液力延迟+最大喷油提前角 (1)
经试验得出:ECU计算循环时间大约为2ms;电力延迟300μs;高压油管管长600mm,其液力延迟大约为20°CA;最大喷油提前角15°CA。发动机最高转速3000r/min,安装相位计算结果为72°CA。
曲轴信号盘可以放在飞轮端或自由端,要保证曲轴信号盘缺口处不和凸轮信号盘的多齿重合,本文将第36个齿的下降沿与1缸上止点对齐。图4是按照以上设计得到的转速信号图。
3 控制策略
3.1 判缸策略
判缸即电控单元ECU根据转速信号确定发动机当前所处相位。在发动机管理控制系统中,燃油喷入缸、喷油定时、喷油脉宽等控制信号都需要得到发动机的确定相位才能计算得出。针对前面设计的信号盘,设计了3种判缸策略。
3.1.1 凸轮、曲轴信号共同判缸
此时凸轮信号和曲轴信号都正常,可利用两个凸轮信号间所数到的曲轴信号数量作为判缸依据。如前所述,凸轮信号盘上有1个多齿7X,其它齿则将齿盘均分,所以在多齿处所数到的曲轴信号数量就会少于其它6个齿。如图4所示,6X和7X齿之间有6个曲轴信号,因此,当2个凸轮信号之间的曲轴信号大于1小于6时,则可以判断当前发动机缸号并确定其相位。
3.1.2 凸轮信号单独判缸
这是当发动机起动时,以及曲轴信号出现故障而凸轮信号正常时使用的判缸策略,可以使发动机能以故障状态继续行驶至维修站。MC68376芯片的TPU模块可对2个凸轮信号之间进行计时,由于多齿位置的特殊性,可将多齿的时间与其它2齿之间的时间进行对比,当满足一定条件时,即可判断出当前发动机相位。但同时该条件也要考虑到发动机加速和减速时导致前后2齿时间有差异的影响。试验中采用的条件为:若t1<(t2/2)且t1>(t2/8),则判缸成功,t1为前一个齿的时间,t2是当前齿的时间。例,若t1为6X和7X之间的时间,则t2为7X和1X之间的时间。
3.1.3 曲轴信号单独判缸
相应的也会出现只有曲轴信号正常工作的情况。因为曲轴信号盘只有1个缺齿标记,且对应1缸或4缸,所以当检测到缺齿信号时,只能判断出当前发动机处在第1缸或第4缸,还需要通过其他条件来来正确判缸。可先假设当前发动机处在第1缸,正常喷油,若假设正确,则发动机转速会上升;反之,则燃油会喷入错误气缸,导致发动机熄火。所以可以利用前后的转速差来判断假设是否正确,若转速下降则第4缸为当前缸。
3.2 喷油正时控制策略
发动机管理系统根据驾驶需求和发动机状态确定目标喷油量和喷油提前角,燃油喷射系统根据这两个参数驱动电磁阀实现对喷油过程的控制。喷油量由ECU控制策略中的其它模块计算,但如何将指令油量转换成脉冲信号,并驱动电控单体泵电磁阀,让燃油按指定的喷油提前角喷入气缸,这些功能需要靠喷油正时模块来实现。
3.2.1 喷油提前角
3.2.1.1 起动工况
起动控制模块的目标是使发动机在高寒、高温及高原环境下都能顺利地迅速起动,这与喷油提前角的控制有很大关系[6]。起动工况下的喷油正时脉谱设计成转速与冷却水温度相关的两维脉谱,这样可使发动机在不同的环境温度下采用不同的起动喷油正时,并且根据转速随时调整提前角,改善发动机冷起动的环境适应能力。
3.2.1.2 正常工况
起动成功后,发动机大部分时间都运行在怠速、加速和减速等正常工况下,喷油提前角对发动机的动力性、最高燃烧温度、最高工作压力都有很大影响,并且决定了整机的排放水平[7,8]。因此,将发动机起动、发动机测试、故障时跛行回家以外的工况都作为正常工况,制定了相应的喷油正时控制模块。
为了使每个发动机工况的喷油提前角都可以作柔性控制,将喷油提前角设计成转速与油量的二维脉谱,即每个工况点都有各自的喷油提前角,并根据大气压力、冷却水温、进气温度对喷油提前角进行修正。
为了防止车辆从低海拔区域到达高海拔区域因环境压力变化导致的增压器超速及其它机械部件的损坏,在控制策略中加入了大气压力对喷油正时的补偿。
根据冷却水温对喷油正时进行及时的修正,可以降低发动机油耗和排放,也能在过高或过低的冷却水温下有效地保护发动机。该模块也通过油量来调节发动机水温,起到保护发动机的作用,因此叫做智能冷却功能。
在冷起动时,需要将喷油提前,通过提高最高燃烧温度来加速发动机的暖机过程,改善机械效率及燃油消耗率。而机体温度过高时,则需要将喷油滞后,降低燃烧温度,保护发动机不至于产生过热现象。进气温度与冷却水温都是环境温度的一个反应,为了不使两者的修正效果叠加,控制策略中取权重因子大的作为修正因子。
3.2.1.3 加速测试
加速测试是发动机燃油系统故障诊断的重要手段之一。当发动机其中一缸喷油出现问题时,会导致车辆加速无力、怠速游车等不正常现象。电控发动机的加速测试是发动机在空档怠速情况下开始加速测试,检测人员压下加速踏板后,电控单元使其中一缸停喷,以相同的喷油提前角和油量向气缸喷入指定次数的燃油(以此消除控制策略带来的差异),同时检测发动机转速的变化情况。然后改为另一缸停喷,再测试转速变化情况。完成所有气缸的加速测试后进行转速曲线对比,若转速上升速率有较大波动,则说明该气缸对应的燃油系统存在问题。在控制策略中有加速测试标志位,当标志位树立时,即进入加速测试状态。
3.2.1.4 跛行回家
发动机管理系统不可避免地会发生故障,例如传感器信号超限、线束断路、油门故障等等。为了使车辆能以故障状态行驶到最近的维修站,此时会采用跛行回家策略。该策略中采用固定喷油提前角,而且根据不同的故障情况对发动机的功率给予限制,即限制喷油量,以此保护发动机。
为了实现这几种喷油正时策略的互相切换,给怠速、正常工作、跛行回家以及加速测试都设立了状态标志位。当标志位树立起时,策略即进入对应的喷油正时计算流程。最后进行了喷油正时的限制,避免标定人员对喷油正时的误操作而损害发动机。图5是综合上述几个工况后的喷油正时指令输出策略。
3.2.2 喷油脉宽
在计算完喷油脉冲的起始相位之后,还需要计算出喷油脉冲的结束相位,才能确定喷油量。指令油量以质量为计量单位,但电控单元通过脉冲信号来决定实际喷油量,因此如何实现指令油量与喷油脉宽之间的转换也就成了喷油正时控制策略的重要内容。在现代电控柴油机控制策略中,大多都采用试验的方式来确定喷油量与喷油脉宽的转换关系,并以脉谱的方式进行描述。为此,设计了以转速和喷油量为坐标的两维脉谱,脉谱中的值即为对应的脉宽值。燃油的物理特性如运动粘度、密度、表面张力等都会随着油温的变化而变化,因此喷入气缸的燃油质量也会随之变化。对于压力大于100MPa的燃油系统,需要考虑压力和温度对燃油物理特性所带来的影响[9]。为了补偿燃油温度带来的油量差异,加入了与油温相关的油量补偿脉谱。
3.2.3 燃油系统工作特性补偿
众多仿真与试验研究表明,为了适应高速及小油量喷射的需要,强力电磁阀的开启和关闭响应速度都应处于0～2ms范围内[10,11]。即便如此,当转速为3000r/min时,延时也达到了0～36°CA,对喷油正时和脉宽都会产生很大影响。
燃油喷射系统的液力特性是另一个影响正时和喷油脉宽的主要因素。从电磁阀开启时,压力波由电控单体泵出口,经高压油管传送到喷油器,并达到喷油嘴开启压力,这个过程的延时,称为液力开启延时。经试验证明,开启延时可达到20°CA左右。同样也存在液力关闭延时。
因此,准确的喷油正时还需要加入燃油系统工作特性的补偿,即电磁响应速度补偿和液力延时补偿。为了能真实地反映燃油系统的液力特性,在液力特性补偿脉谱中将燃油温度作为其中一个坐标,并与转速组成两维脉谱。
图6是电磁阀响应特性与燃油系统的液力延时对喷油正时、喷油脉宽的补偿策略。由于电磁阀产品之间的响应特性存在差异,采用电磁阀平均响应速度+偏差量作为每个电控单体泵的开启和关闭延时。因为每个气缸的供油都由对应的电控单体泵来控制,所以这个偏差量应根据缸号来查询。缸号则通过前述的凸轮信号盘信号来辨别。液力延时则通过转速和燃油油温查询。
4 试验
试验样机是由珀金斯Phaser 210Ti 6缸增压中冷柴油机改造而成,排量5.99L,标定功率156kW(2600r/min),最大扭矩737N·m(1400～1600r/min),采用机械式喷油泵,欧-Ⅱ排放水平。
4.1 起动试验
判缸速度是电控发动机起动速度快慢的重要指标,在发动机试验台架上首先进行了判缸速度的测试。
图7～图9是用信号采集仪得到的发动机起动时的凸轮信号、曲轴信号以及喷油电流信号。分别为凸轮和曲轴信号共同判缸、凸轮信号单独判缸、曲轴信号单独判缸时的起动判缸情况。从图中可以看出,当凸轮信号良好时,在多齿处能顺利完成判缸,最长的判缸时间为1.5转左右。当只有曲轴信号时,判缸速度较慢,需要2转左右。
4.2 控制策略试验
在控制策略中,发动机工作状态分为1-停机、2-拖转、3-怠速、4-正常工作、5-超速、6-断电的6种状态。试验过程中用CANape监测工具对转速、系统状态、油量、喷油提前角等参数进行了监测和实时采集。图10～图13分别是起动到怠速、怠速时打开和关闭空调开关,发动机加减速,发动机超速保护几个工况下的监测结果。从图中可以看出,采用该喷油正时控制策略,发动机运行正常,符合控制逻辑。
4.3 欧-Ⅲ十三工况排放试验
对燃烧系统配置进行了优化,缸盖涡流比为2.3;活塞缩口直径52mm,凸台高度57mm;欧-Ⅲ喷油器及TBP4增压器。随后对ECU控制策略中的喷油正时脉谱进行了标定,并采用欧-Ⅲ燃油对样机进行了欧洲十三稳态循环工况ESC排放测试。
排放测试结果为CO=0.826g/(kW·h),HC=0.220g/(kW·h),NOx=4.941g/(kW·h),PM=0.088g/(kW·h),欧-Ⅲ标准对重型车辆柴油机的排放限制指标为CO=2.1g/(kW·h),HC=0.66g/(kW·h),NOx=5g/(kW·h),PM=0.1g/(kW·h),恰好达到了欧-Ⅲ排放标准。
4.4 外特性试验
进行了电控单体泵样机的外特性试验,并与原机性能进行了比较。图14是样机与原机的外特性曲线对比图。
从图中可以看到,样机与原机的功率曲线和扭矩曲线十分接近。这是因为油门油量脉谱代替了传统的调速器,决定了发动机的外特性。由于电控单体泵发动机是由传统发动机经过较小的机械改动改装而成,为了使样机保持原机的寿命,样机的外特性功率和扭矩曲线都标定成与原机相同。从排温曲线中可以看到,中低转速时,排温明显下降,高速时排温较原机高。油耗在大部分工作范围内也略微恶化,主要原因为这次试验以牺牲经济性来达到较高的排放指标。样机在标定功率点为158kW(2600r/min),最大扭矩点为740N·m(1400～1600r/min)。
5 结论
在通过凸轮和曲轴转速信号盘正确测取发动机相位的基础上,设计了发动机的判缸方式和喷油正时控制策略,该策略以发动机运行工况为基础,并加入了燃油系统特性及其它因素对控制喷油开始和结束时刻的修正。试验表明,发动机判缸速度在1.5～2转左右。所设计的喷油正时控制方法在各个发动机工况下都可柔性地、准确地控制喷油提前角和喷油量。在优化燃烧系统配置及喷油正时脉谱后,样机在油耗略微恶化、与原机动力性能相近的情况下,达到了欧-Ⅲ排放标准。
参考文献
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电控单体集成泵 篇3
柴油机的起动过程属于复杂的瞬态工况, 对柴油机的排放和磨损有重要影响。从柴油机起动电机开始工作, 直到柴油机进入怠速工况的整个过程均为起动过程。环境进气温度、冷却水温度、起动转速等因素对柴油机的起动过程有直接的影响, 采用合适的控制策略优化起动工况的性能, 对提高柴油机的寿命、排放与油耗指标有重要意义[1]。
电控单体泵柴油机相对于机械泵有更多的控制自由度, 其喷油提前角与喷油脉宽均可在一定范围内调节。具有对原机改动小, 燃油适应性强, 可靠性高, 寿命长的优势。我们通过对电控单体泵柴油机使用开环与闭环两种起动控制策略做对比, 分析了各自的优势, 提出了优化起动过程的方法[2]。
1 起动控制简介
1.1 起动过程介绍
柴油机的起动过程从倒拖开始, 一般采用电机或压缩空气来倒拖柴油机。当柴油机转速达到最低起动转速后, 控制器ECU开始执行起动控制, 柴油机在某缸正确着火后, 其速度会超过倒拖转速。随后转速迅速提升, 达到怠速稳定转速时, 起动过程结束。图为某个典型起动过程中柴油机[3]1转速与喷油脉宽的变化趋势。
在图1中, 从倒拖起动开始, 约经过0.45s, 柴油机转速达到200 r/min, 电控单元ECU触发第一次喷油, 第一缸着火后, 柴油机转速开始脱离起动电机转速, ECU执行起动控制策略。在大约2s后, 柴油机达到怠速稳定转速, 进入到怠速控制策略中, 起动过程结束。图1中所示的起动延迟时间, 主要由电控单元ECU对曲轴与凸轮两种相位信号的识别与同步算法决定, 在ECU正确同步了曲轴与凸轮两个相位信号后, 便可给喷油器电磁阀施加电流, 控制喷油量, 起动柴油机。起动延迟时间不仅受柴油机曲轴、凸轮的信号盘形式影响, 同时还受同步算法影响, 我们的研究重点不在起动延迟, 而是起动时间阶段内的控制策略优化。
1.2 起动影响因素分析
柴油机起动的主要影响因素有进气温度、冷却水温度、起动转速、喷油相位和喷油量等, 这些因素决定了发动机压缩上止点时缸内混合气温度和混合气当量比分布, 从而直接决定了燃油的着火和燃烧质量[4]。各种影响因素的具体影响如下:
a.进气温度:进气温度对压缩后的混合气温度有重要影响, 进气温度过低时, 柴油机难以形成温度较高的压缩混合气, 进而影响着火。
b.冷却水温度:冷却液温度较低时, 润滑油粘度将加大, 从而使柴油机摩擦阻力加剧, 不利于起动。同时, 冷却液温度还对柴油机各配合部件的膨胀与收缩产生影响。冷却水温度也是区分柴油机冷机起动与热机起动的主要依据。
c.起动转速:转速越低, 柴油机在压缩过程中的漏气量越大, 同时热量损失越大, 选择合适的转速进行起动对起动控制策略较为重要。
d.喷油提前角:电控单体泵在低转速工况下的喷油压力较低, 燃油的雾化能力较差, 为确保燃油的着火与燃烧, 喷油始点需适当提前, 以增加油气混合时间, 促进燃油的着火和燃烧。
e.喷油量:起动控制的核心为控制起动过程中的喷油量, 较大喷油量有利于柴油机起动, 但由于起动时转速低, 进气量少, 燃油雾化差等缘故, 较大的燃油量难以完全燃烧, 造成碳烟和HC排放的超标, 另外, 过快的转速升高率, 会加速冷机起动时的磨损, 缩短柴油机寿命。
1.3 柴油机起动实验方案
本文的实验样机具体参数见表。1
实验时采用软件CANape进行发动机的起动标定。CANape是一款集标定、测量、诊断于一体的标定系统。该系统的数据库遵循国际通用的ASAP2文件格式, 对ECU软件的变量、MAP数组、函数、接口等均有记录, 能够以规范化的方式来保存某型号ECU的软件信息, 并将该信息保存为ASAP2格式的文件。实验时标定的是自行研制的8缸ECU, 实验台架见图2。
实验共分开环控制起动和闭环控制起动两部分。开环控制以阶梯降油量控制策略为主, 其核心内容是通过实验标定基础油量MAP与修正油量MAP, 通过修正MAP数据来优化起动过程;闭环控制则采用传统PID算法, 以目标转速和起动时间的线性关系为控制目标, 根据柴油机的转速变化进行反馈控制。
2 开环控制策略研究
2.1 起动过程开环控制的基础理论
图3所示为五条阶梯降油量[5]曲线图。以某一大油量起动, 当转速达到指定转速时, 供油量随之降低到某一数值。从图3可以看出, 油量变化呈阶梯状, 故称之为阶梯降油量。
开环控制中, 喷油提前角与喷油量的控制以MAP图的形式来实现, 按照阶梯降油量的方式控制柴油机起动, 并以修正油量的形式处理进气温度、冷却水温度等因素对起动过程的影响。
整个控制逻辑见图。4
从开环控制的实现原理可知, 开环控制需要针对不同的工况进行大量的实验, 以优化基础喷油提前角MAP、基础喷油量MAP与各修正油量MAP。我们以起动时间、碳烟峰值以及最大转速超调量为主要指标, 标定起动MAP图, 各指标参数定义如下:
起动时间:柴油机转速脱离电机倒拖转速到稳定于怠速转速的时间。
碳烟峰值:从起动直到怠速稳定的过程中, 碳烟检测到的最大峰值。
超调转速:起动过程中转速超过怠速转速的最大值。
2.2 基础油量MAP标定
基础油量MAP是影响起动过程最关键的数据, 对起动时间、排放、超调转速都有直接影响, 需要重点标定。在空载起动, 进气温度为40℃的工况下, 按照阶梯降油量的控制策略, 在起动初期采用大油量起动, 随着转速的提升, 油量逐步下降, 最终以平稳的方式进入到怠速工况。通过标定得到了3组曲线, 分别优化最短起动时间、最低碳烟峰值和最小超调转速, 分别见图5、图6、图7。
由图3可知, 阶梯降油量曲线1到曲线5在各个不同转速下对应的油量依次增大。从以上工况对比来看, 起动过程的各参数是相互制约的, 无法同时优化到最优。当起动油量上升时, 起动时间会明显缩短, 但随之而来的是起动过程中超调转速的上升, 以及碳烟排放量的增加。因此, 在具体某个机型的标定中, 应该根据特定的需求, 选择性地重点优化某些参数, 在起动时间、起动油量和碳烟排放三者之间找到一个均衡点。
2.3 修正油量MAP标定
由于进气温度的补偿方式与冷却液温度补偿方式相同, 我们以不同冷却液温度为代表, 在冷机起动与热机起动工况下, 研究了修正油量与冷却液温度的对应关系, 得出了不同冷却液温度下的喷油
实验时设定冷却液温度为38℃时, 起动为冷机起动, 冷却液温度为60℃时, 起动为热机起动。图8为阶梯降油量曲线的修正油量曲线。由图可知, 热机起动时要大于冷机起动时的起动时间, 但是热机起动时的超调转速小于冷机起动时的超调转速。
从图9中可以看出, 冷却水温度的高低对起动过程将产生复杂的影响。一方面, 由于冷却水温度的下降, 柴油机的润滑状况变差, 机械摩擦损失加大, 从而起动所需的时间会变长。ECU提前检测到水温, 并根据水温的变化给予喷油量适当的修正, 在水温较低时, 适当增大喷油量, 则能够保证起动成功, 且起动时间与热机相当。图10中的曲线表明, 在适当的起动油量下, 冷机与热机的起动时间与超调转速可以重合, 这表明通过油量的修正, 可以完全消除冷却水温度对起动过程的影响。
3 闭环控制策略研究
3.1 起动过程闭环控制的基础理论
开环控制有响应快速, 起动时间易控制的优点, 但缺点是参数的标定过程较为繁琐, 某些物理量的变化, 例如进气温度, 其精确控制较为困难, 对实验条件的要求较高。若不能较好地标定各MAP, 则开环控制的效果将下降, 甚至导致无法起动或起动后转速超调过大, 排放恶化等问题。
采用闭环控制, 以闭环形式控制柴油机的转速, 即可减少对修正量的依赖, 适应各种可能的工况。闭环控制逻辑图见图1 1。
具体控制策略为:根据起动时间t, 确定柴油机闭环控制的目标转速ngoal:
式中, K为斜率系数, n0为目标转速的初始值。
3.2 闭环控制参数优化
我们将n0设定为柴油机脱离倒拖时的转速, 而主要考虑对斜率系数K进行优化。在进气温度为30℃, 冷却液温度为38℃时, 柴油机在不同K值下的起动转速对比见图1 2。
当冷却水温度提高到60℃时, 柴油机在不同K值下起动过程转速变化对比情况见图1 3。
从两组冷却水温度下的各K值起动工况对比情况分析, K值的优化与冷却水温度有关, 不同的K值与特定的冷却水温度成一定关系。而且随着K值的增大, 起动时间线具有先减小再增大的趋势;K值在一定范围内, 转速超调量具有逐渐增大的趋势。在实验中, 通过合理的选择K值, 可以对起动过程中的排放与转速超调量进行优化。
4 对比与分析
通过对开环与闭环两种情况的对比, 可以看到开环与闭环控制各有优势。开环控制具备速度快, 起动时间短等优势, 但开环控制对油量MAP的准确性要求较高, 同时也要求对不同水温、不同进气温度下的油量修正MAP准确性。基于此开环MAP需要做大量的实验, 将各MAP数据通过标定进行优化, 数据决定了起动过程的好坏。
闭环控制情况则相反, 闭环控制的参数较少, 在n0确定后, 只需要对参数K进行优化, 从而能有效降低实验环节的工作量。但由于闭环需要对结果进行反馈处理, 其相应速度会变量, 在K值优化不好的情况下, 甚至可能导致柴油机起动过程中出现转速爬升率陡然下降等情况。
闭环起动失败的可能性较小, 因为加入了对转速的反馈控制, 闭环算法能保证柴油机的可靠起动, 这是其最大优势。
综上所述, 开环控制与闭环控制各有优势:开环控制响应时间快, 起动时间短;闭环控制起动可靠性有保证, 对数据的依赖度小。在选择控制策略时, 可根据所需的侧重点来选择合适的控制策略。
5 结论
通过理论分析与实验数据对比, 我们得出如下结论:
a.开环控制策略具有响应时间快, 起动时间短的特点, 通过对油量MAP、修正MAP的标定与优化, 开环控制可以达到理想的起动效果。
b.闭环控制策略起动时间相对长, 但其起动可靠性有保证, 对数据的依赖度小, 所需要的实验量少, 闭环控制是新型柴油机起动的理想算法。
c.起动时间、起动过程最大转速超调量, 以及起动过程碳烟排放量存在着相互矛盾的关系, 在进行起动MAP标定时, 需要对以上三个参数进行折中的优化。
摘要：起动控制是电控柴油机核心控制策略之一, 对柴油机的磨损和排放均有重要影响。为了优化柴油机起动过程, 我们对比研究了开环与闭环两种控制方法对柴油机起动的影响。开环控制以阶梯降油量控制策略为主, 其核心内容是通过实验标定基础油量MAP与修正油量MAP, 通过修正MAP数据来优化起动过程;闭环控制则采用传统PID算法, 以目标转速和起动时间的线性关系为控制目标, 根据柴油机的转速变化进行反馈控制。实验表明, 这两种控制策略各有其优势:开环控制响应时间快, 起动时间短;闭环控制的起动可靠性有保证, 对数据的依赖度小。实验数据同时表明:起动时间、最大起动转速超调量、排放三者之间为相互制约的关系, 在优化柴油机控制策略的过程中, 应当权衡三者的轻重, 选择性地优化。
关键词：起动控制,柴油机,电控单体泵,电子控制单元
参考文献
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电控单体集成泵 篇4
基于提高车辆的排放性能、动力性及经济性的要求,柴油机燃油喷射系统正向高喷射压力、喷油量和喷油正时可自由灵活调整、喷油速率最佳控制的方向发展,而电子控制的燃油喷射系统是实现柴油机燃油喷射过程柔性控制的有效手段。柴油机电子控制燃油喷射系统主要有电控泵喷嘴系统、电控单体泵系统和共轨燃油喷射系统。本文研制了一种电控组合单体泵燃油喷射系统的试验台,实现了对相应燃油喷射系统的驱动与测试。
1试验台系统的构成
试验台系统的构成如图1所示。
与普通机械式油泵试验台相比,电控组合单体泵燃油喷射系统试验台增加了驱动电控喷油器工作的驱动控制器(DECU)。它可设定DECU工作参数、控制电机运转并输出同步信号的辅助控制器(AECU),监测并处理试验数据的PC机系统以及CAN总线网络等。在配套EFS8246单次喷射仪的情况下,PC机系统提供配套的油量数据处理软件。
其中,试验台台架模块包括驱动电机、电机驱动控制器、量油计数系统、其它参数测量与显示系统以及油路等,其结构和功能同普通机械式油泵试验台大致相同。油泵轴上装有凸轮盘,对六缸机铣有7(6+1)个缺齿,对四缸机铣有5(4+1)个缺齿。
AECU在硬件上基于MAC7111 ARM7内核单片机,设计有用户操作界面,包括按键与LCD显示,可设置DECU的各种工作参数、直接调节驱动电机的转速以实现较大范围内的无级变速;同时,AECU接收凸轮轴传感器信号并输出同步信号给DECU。
DECU采用32位MC68376单片机,经由CAN总线接收AECU的参数设置指令,在同步信号的触发下驱动电控组合单体泵燃油喷射系统工作。电控组合单体泵燃油系统的电控喷油器在驱动信号的控制下实现定时、定量、定质的喷油。
EFS8246单次喷射仪每次可测量1个喷油器的喷油特性,能分析处理各种输入信号,输出喷油特性数据。其内部参数可通过软件进行调节,最大可测得的瞬时体积范围从300～600 mm3,精度可达到0.1 %。允许的喷射频率为30～3 000次/min。
PC机系统与AECU及DECU经CAN总线连接,主要运行配套软件,可代替AECU的部分功能,并可对相关数据进行分析与处理。
2试验台系统工作原理
试验台系统的工作流程、信息流等如图2所示。辅助控制器AECU与驱动控制器DECU在整个系统中的作用最为关键。
在六缸机情况下,安装在油泵轴上的凸轮盘铣有7个缺齿,其中6个缺齿在圆周方向上均等分布,另有1个多齿在其中某2个齿之间。当AECU控制电机驱动电控组合单体泵工作时,凸轮盘的缺齿将表现在凸轮轴传感器输出的脉冲信号上,此脉冲信号见图4的“凸轮轴G信号”曲线。在1个循环内,G信号包含了6个Gx脉冲与1个G7脉冲,分别对应凸轮盘上的6个等分缺齿与1个多齿。
G信号进入AECU后,由专门的信号处理电路分解成两路输出然后进入DECU,分别为图4中的G7与Gx脉冲曲线。G7脉冲与Gx脉冲作为同步信号触发DECU工作。通过测量前后2个G7脉冲间的间隔时间,即可计算得到发动机当前的转速;G7同时起判缸作用,在本试验台系统中,G7脉冲接下来的Gx脉冲即G1代表下一次喷油缸为缸1,G1脉冲后续的G2～G6脉冲对应的缸号分别为5、3、6、2、4。Gx脉冲上升沿出现时,通过凸轮盘安装角度与喷油正时参数计算得到距离喷油的时间,即可精确控制喷油始点。
DECU被同步信号触发后,即驱动相应的电控喷油器工作,所有相关的驱动参数均由AECU进行设置,其中包括试验台的系统参数(凸轮盘安装角度等)、喷油器的驱动电参数(提升电流、保持电流以及提升电流的维持时间等)与喷油控制参数。喷油控制参数的设置以发动机特定转速为基准,配置此转速下对应的喷油提前角、主喷脉宽、预喷脉宽以及主预喷间隔时间等,DECU根据此表格进行插值计算,得到实际转速下的各种喷油控制参数。例如,AECU如果设置发动机1 000 r/min时的喷油提前角为10.00 °CA,主喷脉宽为1.20 ms,预喷脉宽与主预喷间隔均为0;同时设置1 200 r/min时的喷油提前角为14.00 °CA,主喷脉宽为2.00 ms,预喷脉宽与主预喷间隔也均为0;则在实际转速为1 105 r/min时,可线性插值计算得到的喷油提前角为12.10 °CA,主喷脉宽应为1.62 ms,预喷脉宽与主预喷间隔均为0。在AECU的LCD界面上,喷油控制参数为表格形式,用户可以修改、删除、插入某个转速点的对应配置数据。
DECU在驱动喷油器工作的同时,实时地将试验台系统的工作状态参数通过CAN总线发送回AECU并显示,试验台系统的工作状态可以得到监测与掌控。主要监测数据包括当前转速,当前喷油的喷油正时信息、主预喷油脉宽值与主预喷间隔时间,发动机总的循环次数等。发现异常时,可经AECU发送停机指令并由DECU立刻响应,确保测试过程安全。
AECU的工作参数设置与试验台工作状态监测功能均可由PC机A代替。PC机A所运行的配套软件由Labview开发,图形界面相当友好。PC机A与两个控制器间的CAN通信经由USB-CAN2.0模块进行处理,USB-CAN2.0模块可以把USB信号转换成CAN信号,从而使普通PC机无需配置较贵的CAN通信卡、取而代之直接经USB口连上CAN总线,成为其节点之一。特别是PC机A可显示EFS8246单次喷射仪经RS232传输过来的单次油量以及AECU经CAN总线发送过来的嘴端压力,据此可以对被测电控单体泵系统的性能做进一步的分析与研究。
PC机A可通过TCP/IP协议与远程PC机B通信:把各种监控信息和单次油量、嘴端压力数据经以太网发送给PC机B,同时,PC机B在远端可经PC机A对DECU的工作参数进行配置。因此,电控组合单体泵燃油喷射试验可以远程进行,其便利性与安全性得到提高。
3DECU的驱动工作原理
电控组合单体泵燃油喷射系统试验台拥有电控喷油器驱动功能,DECU在硬件上与软件上的优化设计使得功率驱动可精确控制。驱动控制器DECU采取了高低端控制、高低电压驱动的设计思想,其驱动工作原理如图3所示。
图3中TPU0～TPU6、TPU9、TPU10分别代表MC68376的时间处理器模块(TPU模块)的通道0～通道6、通道9、通道10。TPU模块所有通道均可设置成输入捕捉ITC、输出比较OC或其它功能。本系统中TPU0～TPU6设置成OC功能,TPU9与TPU10设置成ITC功能。TPU0用于控制驱动电流提升时间;TPU1～TPU6的中断程序分别控制喷油器电磁阀TWV1～TWV6的驱动脉宽即喷油器的喷油脉宽;TPU9捕捉多齿G7脉冲以计算转速与判缸;TPU10捕捉Gx脉冲并在中断程序中配置相应TPU通道的驱动延迟。
当DECU驱动某一喷油器电磁阀,如驱动缸1喷油器电磁阀TWV1时,在喷油起始点,TPU0与TPU1同时分别打开高压电路控制开关与高端驱动控制开关。TPU0配置的时间为电流提升时间,一般为0.2 ms左右,由AECU调节设置。在电流提升时间段内,加载在TWV1上的为高压产生电路所产生的高电压(如100V),使得流经TWV1的驱动电流快速提升,电磁阀迅速吸合,喷油器开始喷油。电流提升时间减为0后,TPU0关闭高压电路控制开关,切断高压电路;TPU1则继续保持高端驱动控制开关的开启,此时,加载在TWV1上的电压为24 V低压,流经TWV1的电流相应变小,此即保持电流。配置的喷油脉宽时间结束后,TPU1关闭高端驱动控制开关,喷油结束。喷油器电磁阀的驱动电流分成两段,即提升电流与保持电流,一方面在起始阶段大电流可以快速吸合电磁阀,提高驱动响应能力,另一方面电磁阀只需较低的保持电流即可保持吸合,降低了驱动功率、减少了发热量。
在低端控制方面,TPU1～TPU3中任何1个通道所对应的引脚电平为高(高端驱动控制开关打开)时,对应的低端驱动控制开关1都将打开,TPU4～TPU6的状态与低端驱动控制开关2有同样的对应关系。DECU驱动TWV1时,低端驱动控制开关1打开,提升电流与保持电流分别流经取样电阻,进而分别得到1个电压值,即取样电压。提升/保持取样电压分别与提升/保持参考电压比较,将比较的结果作用于高端驱动控制开关的启闭,从而实现调制的效果。调制功能是否启动关系到驱动的实现,可由DT信号来判断调制的进行情况。
图4描述了六缸机情况下在1个循环内的喷油驱动时序,其中Vcref与Vlref分别为提升参考电压与保持参考电压。如前文所详述的,凸轮轴G信号被AECU分解成独立的两个输出并作为同步信号进入DECU,即分别为G7与Gx。某缸对应的Gx信号上升沿出现时,延迟Tdx(x=1～6)后开始喷油,Tdx由凸轮盘安装角度与喷油提前角等算出。喷油脉宽由TPUx(x=1～6)决定,电流提升时间由TPU0确定,二者相互配合,最终产生了如图4所示的理想喷油器驱动电流。
4系统CAN总线ID定义
试验台系统的主要控制和驱动模块如AECU、DECU、PC机之间的通信通过CAN总线进行(见图2),AECU、DECU以及USB-CAN2.0均支持CAN2.0B通信协议。
CAN总线上所传输数据的ID码确定了该帧数据所装载的信息内容。系统CAN通信采用扩展帧,即ID码为29位,保证了CAN节点间数据交换的准确与可靠。就DECU而言,其主CPU即MC68376的TouCAN模块拥有16个可用于接收和发送数据帧的报文缓冲区,本系统用到了其中的Buffer0至Buffer7共8个报文缓冲区,并为各个报文缓冲区设置了唯一的29位扩展ID码,以使此8个报文缓冲区处理不同的数据信息。DECU所用到的8个ID码(表中ID0～ID7)再加上ID8即是试验台系统所定义的全部ID码,ID的详细定义与每个ID码所代表的功能见表1。
从表1可以看到:ID0～ID4主要用于设置与更新DECU中的相关测试参数以及向DECU发送握手联机信号;ID5～ID7的数据帧则装载了DECU发送回来的试验台工作状态参数以及联机反馈数据;ID8用于传送喷油器嘴端压力数据。所有数据的详细内容可见前文的表述。
5试验台系统主要功能与性能指标
由于主要控制器模块在硬件与软件上的优化设计,电控组合单体泵燃油喷射系统试验台在功能与性能上均有良好的表现,可用于电控组合单体泵燃油喷射系统的可靠性测试、磨合试验以及性能测试。
(1) 可在线设置电磁阀的驱动电参数,包括电磁阀的提升电流、保持电流与提升电流维持的时间等。电磁阀最大提升电流在0～20 A间可调,电磁阀驱动最大保持电流在0～10 A间可调,电磁阀驱动最小响应时间为0.50 ms。
(2) 可在线设置喷油控制参数,包括喷油提前角与喷油脉宽等。喷油提前角控制精度为0.05 °CA,喷油脉宽在0.50～20.00 ms间可调。
(3) 具有数据采集与显示功能,可以实时采集发动机转速、喷油提前角、喷油脉宽、喷油器嘴端压力与单次喷射油量等信息。
(4) 具有远程测试功能,可以通过网络传输和设定试验台的工作参数、监测试验进行情况。
经测试,试验台达到了预期的设计目标,实现了功率驱动的精确控制。图5为电流钳所采集到的喷油器电磁阀驱动电流波形,可以看到驱动电流的提升与切断均反应迅速。
6结论
与普通机械式油泵试验台相比,电控组合单体泵燃油喷射系统试验台实现了目标电控燃油喷射系统的驱动与测试,可应用于相应燃油喷射系统的开发与检测中。
类似地,在高压共轨燃油喷射系统的开发过程中,需要掌握所开发共轨泵的各种基础参数,如转速与轨压对共轨泵的供油能力与供油量可调节范围的影响,共轨泵凸轮型线最佳工作段的确定等,并通过相应的试验台系统来测定。
参考文献
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电控单体集成泵 篇5
电控单体泵应用于柴油机上,是可满足排放法规和改善燃油经济性的时间控制式燃油喷射系统[1,2,3,4]。高速电磁阀是其关键部件之一,它的快速响应直接影响了喷油系统的喷油量、喷油定时等关键特性。电磁阀的电磁力大小决定了其快速响应性能。目前研究只限于对电磁阀电磁力的单因素影响分析,未分析全工况平面内各种因素变化对电磁力的影响和对电磁力的贡献程度。本文在Ansoft软件环境下建立电控单体泵高速电磁阀三维有限元仿真计算模型,并试验验证了仿真模型的准确性,然后应用仿真模型研究了电控单体泵高速电磁阀全工况平面内铁芯磁极长度、线圈匝数、线圈位置、衔铁厚度、阻尼孔位置和大小等参数变化对电磁力的影响,并对电磁力的变化进行量化分析,得出各参数对电磁力影响的百分比量化指标,从而得到全工况平面内影响电磁力的关键参数,为电磁阀的优化设计提供理论指导。
1 电磁阀结构组成和工作原理
电控单体泵电磁阀主要包括电磁铁、衔铁、控制阀杆、衔铁复位弹簧、出油堵头等零部件,如图1所示。其中,电磁铁主要由铁芯、励磁线圈、封装外壳等组成。通电后,电磁铁吸合衔铁,拉动控制阀杆,关闭密封锥面,切断燃油回路,从而在泵腔内建立起燃油喷射所需的高压;断电后,复位弹簧迫使衔铁推动控制阀杆复位,密封锥面被开启,卸载泵腔内的高压燃油,停止燃油喷射。该方式实现了对燃油喷射过程的数字控制,改变了传统喷油泵的机械控制方式,对喷油量和喷油定时的控制通过调节控制阀杆的闭合时间长度和闭合时刻来实现[5]。
2 仿真模型的建立
2.1 数学模型
电磁场求解基于由安培环路定律(式(1))、法拉第电磁感应定律(式(2))、高斯电通定律(式(3))、高斯磁通定律(式(4))组成的麦克斯韦微分方程组,采用有限元离散形式,将工程中的电磁场计算转变为矩阵求解,根据虚功原理利用式(5)计算衔铁受到的电磁吸力F[6]。
ᐁ·undefined
ᐁ·undefined
ᐁ·D=ρ (3)
ᐁ·B=0 (4)
undefined
式中,H为磁场强度;J为传导电流密度;D为电通密度;t为时间;E为电场强度;B为磁感应强度;ρ为电荷体密度;W(s,i)为磁场伴随储能,s为工作气隙,i为常数,是建立磁场的电流。
2.2 有限元模型
铁芯上励磁线圈出线孔和衔铁上阻尼孔的存在使电磁阀为非轴对称模型,为了保证计算精度只能进行三维建模分析。对模型进行如下简化处理:
(1) 由于电磁阀的控制阀杆、衔铁复位弹簧、出油堵头、弹簧座、封装外壳、密封圈等材料为非磁性材料,它们的磁导率和空气相近,因此建模时可忽略,只对电磁铁的铁芯、励磁线圈、衔铁进行建模。在不影响计算精度的前提下,不但使模型简化,而且大量减少计算时间。
(2) 为了减少涡流损耗,电磁阀铁芯是由硅钢片叠压而成,建模时铁芯根据实际外形尺寸建成一整块,在分配材料时,设置其属性为叠片,然后给定叠压系数和叠压方向,建立的铁芯模型如图2(a)所示。
(3) 励磁线圈由多匝铜导线绕制而成,建模时将其等效为一个线圈环,同时做出环的一个纵截面作为激励输入端子。加载激励时,指定线圈类型为绞线型,表示模型线圈环由多匝线圈组成,计算时忽略线圈的涡流和内部的集肤效应。建立的线圈模型如图2(b)所示。
(4) 保持衔铁和铁芯之间的初始工作气隙为0.25 mm,根据衔铁的实际尺寸和结构建立的模型如图2(c)所示,其材料为DT4电工纯铁。
(5) 为了使磁场边界条件满足无限远场边界条件,建立以空气环境包围整个模型的求解域。添加求解域后的全模型如图2(d)所示。
模型建立后,软件采用自适应剖分网格直到满足能量误差或迭代次数为止。图3为模型一个切面划分的有限元网格示意图。
2.3 试验与计算结果对比
静态吸力的测量在电磁铁性能测试台上进行,试验台实物图如图4所示。将电磁铁固定在测试台架的自由端,衔铁和连接衔铁的电阻应变式拉压力传感器一起固定在台架的固定端,调整自由端高度使电磁铁轴线和衔铁轴线在同一水平线上,调节自由端和固定端的距离,当衔铁和电磁铁之间的工作气隙达到设定值(塞尺测量)后锁死自由端。当给电磁铁通入恒定电流时,衔铁受到电磁铁的吸力,拉压力传感器中产生微弱的电压信号,这个信号经过高精度放大器放大后送入显示器即可显示衔铁受到的轴向电磁力。通过移动台架自由端改变电磁阀工作气隙和加载的工作电流即可测得多组试验数据。
图5为在不同驱动电流下,在满足仿真和试验相同工作气隙的前提下,衔铁受到的轴向电磁力的仿真和试验结果。由图5可见,不同电流下的电磁力都能得到很好的预测,不同工作气隙时计算值和试验值最大偏差为9%,该模型能够准确预测电磁阀的电磁力。
3 全工况平面电磁力的影响参数分析
根据高速电磁阀的工作特点,把全工况平面内离散为如图6所示的10条特性直线所构成的平面,即驱动电流特性线①～⑤及工作气隙特性线⑥～⑩,这10条直线相交成25个工况点。通过对这10条特性线上电磁力变化规律进行研究和量化分析,得出高速电磁阀全工况平面电磁力的关键影响参数。电磁阀铁芯磁极长度、线圈匝数、线圈位置、衔铁厚度、阻尼孔位置和大小等各参数的基准值及相对变化值如表1所示。
3.1 铁芯磁极长度
增加磁极长度,一方面增加了励磁线圈到铁芯的空隙长度,此空隙的漏磁也随之增加,相当于增加了磁力线通道,减小了整个磁路的磁阻,使电磁力增大[7];另一方面随着磁极长度的增加铁芯的磁阻也会增加,使整个磁路的磁阻增加,电磁力减小。磁极长度改变引起的电磁力变化是2种因素综合作用的结果。
图7为全工况平面内由磁极长度变化(7～12 mm)所引起的电磁力的变化情况。
电磁力变化为正,说明磁极长度由7 mm变化到12 mm时,电磁力增加;反之,电磁力则会减少。由于励磁线圈到铁芯空隙的漏磁通和工作磁通相比所占总磁通的比例很小,再加上磁路的磁阻主要集中在工作气隙处,铁芯磁阻所占总磁阻的比例很小,因此磁极长度对电磁力的影响有限。在低驱动电流和大工作气隙下,励磁线圈到铁芯空隙的漏磁变化引起电磁力增加起主导作用,表现为电磁力随磁极长度增加而增加;在高驱动电流和小工作气隙下,铁芯磁阻变化引起的电磁力减小起主导作用,表现为磁极长度增加电磁力减小。在全工况平面内,电磁力变化不明显,最大值仅为1.4 N。
3.2 励磁线圈匝数
增加线圈匝数可以增加安匝数,从而提高电磁力。图8为全工况平面内由励磁线圈匝数变化(40～80匝)所引起电磁力的变化情况。电磁力在驱动电流为5 A、工作气隙为0.12 mm工况时,增加最多为58 N;电磁力在驱动电流为15 A、工作气隙为0.08 mm工况时,增加最少为24 N。由图8(a) 可知,在全工况平面内,增加线圈匝数均可使电磁力增加,驱动电流低时对电磁力影响较大。这是因为驱动电流低时磁场处于不饱和状态,线圈匝数增加会对磁场产生较大影响,随着驱动电流增大磁场逐渐趋于饱和,线圈匝数对其影响减弱。由图8(b)可知,随着工作气隙增大,一定驱动电流下线圈匝数增加引起电磁力变化总体趋势是增加的,原因是驱动电流一定时随着工作气隙的增大磁场越来越偏离饱和,线圈匝数对磁场的影响增强。但当电流大于15 A后,电磁力变化随着工作气隙的改变变化不再明显,这说明磁场在整个工作气隙内已趋于饱和。
3.3 励磁线圈位置
改变线圈在磁极中的位置会对线圈上部到磁极空间的漏磁和线圈下部到工作气隙空间的漏磁产生影响。线圈上部的漏磁仍然可能流经衔铁而闭合,对电磁铁的电磁力影响较小;而线圈下部的漏磁,已经没有流经衔铁的可能,对电磁铁的电磁力将会产生影响[8]。线圈越靠近工作气隙,线圈与衔铁之间的空隙越小,此空隙内的漏磁通会越少,经过衔铁做功的磁通就会越多,产生的电磁力也就越大。
图9为全工况平面内线圈和工作气隙的距离由1.2 mm减少到0 mm所引起的电磁力变化情况。由于漏磁通与工作磁通相比,占的比例较小,所以改变线圈位置对电磁力影响有限,电磁力增加的最大值是18 N,出现在驱动电流最大、工作气隙最小的工况。工作气隙一定时,电磁力变化和驱动电流呈现出一定的线性关系。驱动电流一定时,工作气隙的改变对电磁力变化影响不大。由此可见,全工况平面内线圈位置所引起的电磁力变化大小主要受驱动电流的影响。
3.4 衔铁厚度
衔铁厚度增大时,一方面磁通沿衔铁径向流动的截面积变大,使衔铁处的磁感应强度相对变小,磁场不容易在衔铁处发生过早饱和;另一方面,衔铁厚度增加后,衔铁的磁阻变小,引起工作磁路的磁通量变大,产生的电磁力也变大[9]。
图10为全工况平面内衔铁厚度由2.5 mm增加到5.5 mm所引起的电磁力变化情况。在相同工作气隙下,电磁力随着驱动电流增大而呈增加趋势;在相同驱动电流下,电磁力随着工作气隙增大而减少,且驱动电流越大电磁力变化曲线越平坦。这是因为驱动电流越大,工作气隙越小,磁路中的磁通就越大,衔铁发生过早饱和阻碍磁场增强的作用也就越大,表现为增加衔铁厚度引起电磁力增加的幅度变大。整个工况内电磁力变化最大值为71 N,出现在最大驱动电流25 A、最小工作气隙0.08 mm 工况。
3.5 阻尼孔位置
由于电磁阀衔铁腔中充满了燃油,衔铁上必须开有一定数目的阻尼孔以减少其运动时的燃油阻力。阻尼孔位置和大小影响阻尼孔处衔铁的截面积,对磁场产生影响,从而影响电磁力。计算时保持3个近似椭圆形的阻尼孔不变只改变3个圆形阻尼孔位置。
图11为全工况平面内阻尼孔中心和衔铁轴线的距离变化(由4.2 mm增加到8.6 mm)所引起的电磁力变化情况。由于磁通沿着衔铁径向流动,磁力线随着衔铁半径增加变得稀疏,阻尼孔对磁场的影响也就减弱,因此在整个工况平面内,电磁力会增加,最大值为10 N。在相同工作气隙下,电磁力随着驱动电流增大总体呈现出增加趋势;在相同驱动电流下,电磁力随着工作气隙增大而减少。
3.6 阻尼孔大小
阻尼孔半径大小同样会对衔铁中磁通的流通面积产生影响从而影响电磁力。图12为全工况平面内阻尼孔半径变化(由2 mm减小到0)所引起的电磁力的变化情况,电磁力增加最大值为11 N。
工作气隙一定时,电磁力与驱动电流呈现出正的相关性,即电磁力随着驱动电流增加而增加;驱动电流一定时,电磁力与工作气隙呈现出负的相关性,即电磁力随着工作气隙增加而减少。这是因为驱动电流越大,工作气隙越小,磁路的磁通就会越大,阻尼孔大小对磁场的影响就会越大。
4 全工况平面内电磁力的量化分析
通过在全工况平面内对影响电磁阀电磁力的各特性参数变化所引起的电磁力变化进行量化分析,得出各特性参数变化所引起的电磁力变化在变化总量中所占的百分比。图13为在全工况平面内驱动电流特性线①～⑤上和工作气隙特性线⑥～⑩上不同特性参数变化所引起的电磁力变化百分比随驱动电流和工作气隙变化的规律。
在全工况平面内,由磁极长度变化所引起电磁力变化百分比范围为0.03%～1.26%,对电磁力变化的贡献程度比较小。
线圈匝数变化在全工况平面内对电磁力变化的贡献均较为显著,为20.6%～80.9%。驱动电流一定时,电磁力的变化随着工作气隙的增加而增加;工作气隙一定时,电磁力的变化随着驱动电流的增加而减少。在驱动电流为5 A、工作气隙为0.24 mm时,对电磁力增加的贡献程度最大。这是因为在此工况下,磁路的磁阻最大,磁场处于高度不饱和状态,增加线圈匝数可以明显提高磁动势,从而增加线圈匝数对电磁力增加的贡献最大。
在全工况平面内,线圈位置变化所引起电磁力变化百分比范围为1.9%～15.5%。驱动电流一定时,电磁力的变化随着工作气隙的增加变化不明显;工作气隙一定时,电磁力的变化随着驱动电流的增加而增加。这是由于线圈与衔铁之间的漏磁主要受驱动电流的影响。
在全工况平面内,衔铁厚度变化所引起电磁力变化百分比范围为11.5%～55.6%。驱动电流一定时,电磁力的变化随着工作气隙的增大而减小;工作气隙一定时,电磁力的变化随着驱动电流的增大而增加。这是因为工作气隙减小、驱动电流增大时,磁路的磁通会变大,衔铁厚度的影响会增强。
在全工况平面内,阻尼孔位置变化所引起电磁力变化百分比范围为3.5%～8.6%。驱动电流一定时,电磁力的变化随着工作气隙的增加而减小,驱动电流越大变化越不明显;工作气隙一定时,电磁力的变化随着驱动电流的增加变化不明显。
在全工况平面内,阻尼孔半径变化所引起电磁力变化百分比范围为1.6%～7.8%。驱动电流一定时,电磁力的变化随着工作气隙的增加而减小,驱动电流越小所占的百分比越小且随着工作气隙增加变化不明显。这是因为小电流时线圈匝数变化所引起的电磁力变化百分比最大,弱化了阻尼孔半径的影响。工作气隙一定时,电磁力的变化随着驱动电流的增加而增加。
由此可见,在全工况平面内励磁线圈匝数、衔铁厚度在电磁力变化中所占的百分比最大,其余参数对电磁力的影响由大到小依次为线圈位置、阻尼孔位置、阻尼孔大小、磁极长度。在高速电磁阀设计和生产中,合理地选择这些参数对于提高电磁阀的电磁力和快速响应性能是非常重要的。
5 结论
(1) 验证了Ansoft建立的高速电磁阀三维有限元模型的准确性,利用仿真模型得到了电控单体泵电磁阀全工况平面内各参数对电磁力的影响规律。
(2) 通过量化分析,揭示了全工况平面内各参数对电磁力影响的百分比量化指标及其变化规律。在全工况平面内,磁极长度对电磁力影响百分比为0.03%～1.26%,线圈匝数对电磁力影响百分比为20.6%～80.9%,线圈位置对电磁力影响百分比为1.9%～15.5%,衔铁厚度对电磁力影响百分比为11.5%～55.6%,阻尼孔位置对电磁力影响百分比为3.5%～8.6%,阻尼孔大小对电磁力影响百分比为1.6%～7.8%。
(3) 全工况平面内对电磁力影响最大的2个关键参数是励磁线圈匝数和衔铁厚度。其余参数对电磁力的影响由大到小依次为线圈位置、阻尼孔位置、阻尼孔大小、磁极长度。
摘要：利用Ansoft软件建立了电控单体泵高速电磁阀三维有限元模型,通过与试验数据对比得出电磁力最大偏差为9%,验证了仿真模型的准确性。应用仿真模型研究了全工况平面内磁极长度、线圈匝数、线圈位置、衔铁厚度、阻尼孔位置和阻尼孔大小等关键参数对电磁力的影响。通过量化分析,得出全工况平面内各参数对电磁力影响的百分比量化指标及其变化规律,磁极长度变化占0.03%～1.26%,线圈匝数变化占20.6%～80.9%,线圈位置变化占1.9%～15.5%,衔铁厚度变化占11.5%～55.6%,阻尼孔位置变化占3.5%～8.6%,阻尼孔大小变化占1.6%～7.8%,其中线圈匝数和衔铁厚度2个关键参数对电磁力影响最大。
关键词：内燃机,电控单体泵,电磁力,高速电磁阀,Ansoft,量化分析
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电控单体集成泵 篇6
随着柴油机电子控制技术的不断发展,电控燃油喷射系统成为满足日益严格的柴油机排放法规要求的必然趋势。电控单体泵应用于柴油机上,是能够满足排放法规和改善燃油经济性的时间控制式燃油喷射系统[1,2,3,4,5]。高速电磁阀是电控单体泵正常工作的最关键的部件之一,其动态响应特性直接影响喷油量和喷油定时的控制精度。因此,对高速电磁阀动态响应特性的研究具有重要意义。高速电磁阀工作时是一个电、磁、机、液场耦合的复杂系统[6],本文通过数值模拟与试验相结合的方法,验证了所建仿真模型的准确性,应用仿真模型对影响高速电磁阀动态响应特性的因素进行了分析,为高速电磁阀的参数选择、优化设计提供了一定的理论指导。
1 电磁阀结构组成与工作原理
电控单体泵高速电磁阀的结构如图1所示,主要零部件包括:电磁铁、衔铁、控制阀杆、衔铁复位弹簧、出油堵头等。其中,电磁铁主要由铁芯、励磁线圈、外壳等组成。通电后,电磁铁吸合衔铁,拉动控制阀杆,关闭密封锥面,切断燃油回路,从而在泵腔内建立起燃油喷射所需的高压;断电后,复位弹簧迫使衔铁推动控制阀杆复位,开启密封锥面,卸载高压燃油,停止燃油喷射。该方式实现了对燃油喷射过程的数字控制,改变了传统喷油泵复杂的机械控制方式。对喷油量和喷油定时的控制通过调节控制阀杆的闭合时间和闭合时刻来实现[7]。
2 仿真模型的建立
2.1 数学模型
电磁场求解基于麦克斯韦微分方程组:安培环路定律(式(1))、法拉第电磁感应定律(式(2))、高斯电通定律(式(3))、高斯磁通定律(式(4)),采用有限元离散形式,将工程中的电磁场计算转变为矩阵求解,进而直接或间接解得各物理量。
式中,H为磁场强度;J为传导电流密度;D为电通密度;t为时间;E为电场强度;B为磁感应强度;ρ为电荷体密度。
电磁阀的机械运动方程为
式中,m为运动件质量,包括阀杆、衔铁和小弹簧等零件;x为衔铁位移;Fmag为电磁力;λ为考虑到流场影响的阻尼系数;k为弹簧刚度;F0为弹簧预紧力。
2.2 有限元模型
由于所研究电磁阀为非轴对称模型,为了保证计算精度,在Ansoft Maxwell中采用三维建模分析,并对模型进行了相应简化处理。因电磁阀的控制阀杆、衔铁复位弹簧、出油堵头、弹簧座、外壳、密封圈等为非软磁材料部件,其磁导率与空气相近,故建模时将其视为空气,包含于最后创建的求解域中[8]。电磁阀铁芯由硅钢片叠压而成,根据其实际外形尺寸建成一整块,在分配材料时,设置其属性为叠片,并给定叠压系数和叠压方向,建立的铁芯模型如图2(a)所示。励磁线圈由多匝铜导线绕制而成,建模时将其等效为一个线圈环,同时做出环的一个纵截面作为激励输入端子。加载激励时,指定线圈类型为绞线型,表示模型线圈环是由多匝线圈组成,并给定线圈匝数,建立的线圈模型如图2(b)所示。保持衔铁和铁芯之间的初始工作气隙为0.25 mm,根据衔铁的实际尺寸和结构建立的模型如图2(c)所示。由于电磁阀衔铁外表面、阻尼孔内表面为曲面,而Ansoft Maxwell三维瞬态磁场计算时要求运动物体必须具有真实边界的三维实体,其表面不能为曲面,而必须是可分割的平面,于是需建立一多边形柱体空气包包裹衔铁,另建立一运动区域包裹衔铁的所有行程以将静止物体与运动物体分开,最后创建以空气环境包围整个模型的求解域,完整模型如图2(d)所示。
图3为模型一切面的网格剖分示意图。其中,铁芯、线圈、空气包的内部最大网格尺寸为3mm,衔铁、运动区域、求解域的内部最大网格尺寸分别为2 mm、1 mm、4 mm。
2.3 仿真与试验的对比
电控单体泵喷油系统油泵试验台如图4所示。通过在单体泵堵头上开安装孔把Kistler电涡流升程传感器安装在合适的位置(图5),升程传感器将控制阀杆位移变化转化为电压信号输出,并同时测量电磁阀线圈电流和高压油管泵端压力,即可得到高速电磁阀动态响应特性情况。
将典型工况下(不同凸轮轴转速和喷油脉宽)实测电流数据分别导入Ansoft Maxwell软件作为激励进行仿真计算。表1、图6分别为各响应时间和阀杆升程曲线仿真与试验的对比。其中,tc为关闭响应时间;to为开启响应时间。
由表1可知,高速电磁阀关闭响应时间最大误差为2%,且仿真计算值均略小于试验值,关闭过程的阀杆升程曲线仿真也超前于试验(图6)。这主要是因为仿真计算忽略了漏磁及电磁阀温升致使衔铁和阀芯材料磁导率降低等效应,导致计算电磁吸力大于实际电磁吸力,使得仿真计算关闭响应时间缩短,阀杆升程曲线超前。因衔铁实际运动过程中的摩擦力与电磁力和弹簧预紧力相比甚小,仿真计算时忽略了摩擦力的影响。开启响应时间最大误差为8.7%,同样仿真计算值均略小于试验值,阀杆升程曲线仿真也超前于试验(图6)。这主要是因为仿真计算用铁磁材料的初始磁化曲线来近似表示其磁化过程,未考虑其磁滞现象,致使开启响应时间缩短。而在工程计算中,由于软磁材料磁滞回线很窄,用材料的初始磁化曲线近似表示其磁化过程,通过与试验对比可知,这种近似带来的误差是可以接受的。因此,利用此模型能够准确地研究各个因素对电磁阀动态响应特性的影响。
3 动态响应特性的影响因素分析
在电流闭环控制的情况下,其动态响应特性主要受残余气隙(电磁阀密封面关闭后,衔铁和电磁铁铁芯之间的气隙)、阀杆最大升程、运动件质量、衔铁复位弹簧刚度、复位弹簧预紧力等参数的影响。表2为各参数的取值范围。本文以柴油机典型工况凸轮轴转速为1200 r/min、喷油脉宽为7.2℃aA时实测电流作为电磁阀激励,研究各参数对高速电磁阀动态响应特性的影响。当研究某一参数对电磁阀动态响应特性的影响时,其他参数取基准值。
3.1 残余气隙的影响
残余气隙对电磁阀响应特性的影响较明显(图7)。残余气隙由0.05 mm增加到0.13 mm,吸合触动时间(线圈通电到衔铁刚开始动作的时间)由0.132 ms增加到0.184 ms,关闭响应时间由0.574ms增加到0.778 ms,释放触动时间(电磁铁线圈断电到衔铁刚开始动作的时间)由0.114 ms减小到0.046 ms,开启响应时间由0.568 ms减小到0.490 ms。这是因为在阀杆升程不变的情况下,残余气隙的增大使得初始工作气隙增大,磁路磁阻增加,电磁力下降,导致吸合触动时间和关闭响应时间增大,而在开启过程电磁力是阻力,因而使得释放触动时间和开启响应时间减小。对比释放触动时间和开启响应时间的变化,发现残余气隙主要通过影响释放触动时间来影响开启响应时间。此外,残余气隙对关闭响应时间的影响大于开启响应时间。因此,在满足要求的情况下,应尽量使残余气隙减小,提高电磁阀的整体响应速度,根据电流产生的电磁吸力与气隙大小平方成反比的特性[9],还可以进一步降低电磁阀关闭后的维持电流,使得能耗较低,电路不易过热,电磁阀的可靠性加强。
3.2 最大升程的影响
图8为不同最大升程时的阀开升程曲线。由图8可知,最大升程对电磁阀响应特性有明显影响。最大升程由0.12 mm增加到0.20 mm,吸合触动时间由0.132 ms增加到0.184 ms,关闭响应时间由0.498 ms增加到0.856 ms,释放触动时间基本未变,开启响应时间由0.434 ms增加到0.592 ms。这是因为最大升程的增大直接使得运动行程的增加,在残余气隙不变的情况下,最大升程的增大也使得初始工作气隙增大,磁路磁阻增加,电磁力下降,进而使得吸合触动时间和关闭响应时间增加;在残余气隙和驱动电流相同情况下,运动行程的增加必然导致开启响应时间的增加。因此,减小最大升程可有效提高电磁阀的响应速度,但阀杆升程的减小使泄流面积减小,不利高压燃油的快速卸载,须折中考虑。
3.3 运动件质量的影响
运动件质量对电磁阀的响应特性也有一定影响(图9),主要体现在对整个关闭响应时间和开启响应时间的影响,而对吸合触动和释放触动时间影响甚微。运动件质量由8g增加到16g,关闭响应时间由0.614 ms增加到0.696 ms,开启响应时间由0.488 ms增加到0.548 ms。这是因为运动件质量越大,其运动过程加速度越小,致使关闭和开启响应速度减慢。因此,在满足结构强度的情况下,应尽量减小运动件的质量。在电磁阀的加工制作中,可在电磁阀衔铁上适当开槽或挖孔,这样既可减小涡流的影响,又可减小电磁阀运动部件的质量。
3.4 弹簧刚度的影响
弹簧刚度的变化几乎对电磁阀的响应速度没有影响,如图10所示。这是因为阀杆升程仅为0.16mm,不同刚度弹簧发生此形变产生的力与其预紧力和电磁吸力相比甚小。
3.5 弹簧预紧力的影响
图11为不同弹簧预紧力时的阀杆升程曲线。由图11可知,弹簧预紧力对电磁阀响应特性的影响也较明显。预紧力由55 N增加到75 N,吸合触动时间由0.140 ms增加到0.182 ms,关闭响应时间由0.588 ms增加到0.766 ms,释放触动时间由0.084 ms减小到0.068 ms,开启响应时间由0.584 ms减小到0.470 ms。且随着预紧力的增加关闭响应时间增加幅度变大,开启响应时间减小幅度变小。这是因为阀杆升程较小,运动过程中弹簧力基本不变,预紧力是电磁阀关闭过程的主要阻力,预紧力增大,电流须进一步提升衔铁才能克服其动作,使得吸合触动时间延长,且衔铁动作后负载力增加,加速度降低,进一步使得电磁阀整个关闭响应时间延长;相反,在开启过程弹簧预紧力是电磁阀的主要动力,所以使得释放触动时间和开启响应时间缩短。因此,在满足电磁阀开启响应时间要求的前提下,应该尽量选用较小的预紧力。
4 结论
(1)Ansoft Maxwell环境中建立的电控单体泵高速电磁阀的三维有限元仿真模型能够准确地预测电磁阀动态响应速度,从而为对高速电磁阀动态响应特性影响因素的研究提供了平台。
(2)通过分析各参数对高速电磁阀动态响应特性的影响,得出残余气隙、最大升程和弹簧预紧力是高速电磁阀动态响应特性的主要影响因素。
(3)为提高电磁阀整体响应速度,在满足要求的情况下,残余气隙、最大升程、运动件质量和弹簧预紧力均宜选用较小值。
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