羅賢才， 張振東， 程 強， 郭 輝

（上海理工大學 機械工程學院，上海 200093）

電控汽油噴射技術在汽車發(fā)動機上的應用，大大提高了發(fā)動機的整機性能及控制水平，并已成為汽車發(fā)動機實現(xiàn)高效燃燒及清潔排放的必備手段［1］.電控噴油器是汽車發(fā)動機電噴系統(tǒng)中的一個關鍵部件，其作用是在ECU噴油脈沖的控制下噴出適量的燃油，燃油噴霧與空氣混合形成品質(zhì)良好的混合氣［2］，滿足發(fā)動機在不同工況下對空燃比精確控制的需要［3］.在國外，電控噴油器經(jīng)過幾十年的發(fā)展，已實現(xiàn)了商品化，其核心技術主要由德國Bosch、美國 Delphi、日本 Denso等公司所壟斷［4］.近年來，國內(nèi)為盡快突破電控噴油器的核心技術，實現(xiàn)自主研發(fā)，在電控噴油器的工作過程建模、測試系統(tǒng)開發(fā)及工作性能優(yōu)化等方面進行了積極探索［5］，一些有實力的企業(yè)采用仿制及對比試驗改進等方式對電控噴油器開展了技術攻關，取得了一定的效果［6］.但由于電控噴油器的性能受到多種參數(shù)的共同作用，很難通過對比試驗方式實現(xiàn)多參數(shù)的綜合優(yōu)化，造成目前國內(nèi)開發(fā)的電控噴油器樣品性能與國外相比尚存在較大的差距.計算機仿真技術的發(fā)展為多物理場參數(shù)優(yōu)化提供了有效的手段.本文以進氣歧管噴射式電控噴油器磁路結構為對象，借助電磁場有限元分析手段對磁路中的一些關鍵參數(shù)進行優(yōu)化，目的在于為電控噴油器的結構優(yōu)化設計提供一種可供借鑒的方法.

1 電控噴油器結構及工作原理

電控噴油器的結構如圖1所示，主要由電磁線圈、鐵芯、銜鐵鋼球組件、軛鐵、閥座和回位彈簧等部分組成.當電磁線圈通電時，由鐵芯、軛鐵、銜鐵、滑動氣隙、工作行程間隙形成電磁回路，并對銜鐵鋼球組件產(chǎn)生電磁吸力，當電流增大至電磁力大于彈簧預壓力時，銜鐵鋼球組件被鐵芯吸起，球閥離開閥座錐面，具有一定壓力的燃油從噴孔噴出；電磁線圈斷電后，電磁吸力不斷下降，當電磁吸力不足以克服彈簧力時，銜鐵鋼球組件向下運動落座，完成一次噴油過程.

根據(jù)Maxwell公式，工作氣隙為δ時，銜鐵、閥座組件的電磁吸力為

式中，φb為磁通量；μ0為真空磁導率；S為工作氣隙截面積.

銜鐵鋼球組件的運動方程為

式中，m為銜鐵鋼球組件的質(zhì)量；x為球閥位移；t為銜鐵鋼球運動時間；Fh為彈簧反力、燃油的黏性阻力及機械摩擦力的合力［7］.

從式（1）和式（2）可以看出，在工作氣隙截面積一定的情況下，磁通量的大小及分布直接決定電磁力的大小.電磁力直接影響銜鐵鋼球組件的運動規(guī)律，進而影響球閥開啟和落座的滯后時間.

2 電控噴油器有限元模型的創(chuàng)建

Ansys以麥克斯韋方程組作為電磁場分析的對象，用有限元方法計算的未知量（自由度 ）主要是磁位或通量，其它物理量可以由這些自由度導出.

根據(jù)電控噴油器的實體模型及實際尺寸，在Ansys里創(chuàng)建的有限元簡化實體模型如圖2所示，網(wǎng)格模型如圖3所示.

圖2 實體模型Fig.2 Solid model

圖3 網(wǎng)格模型Fig.3 Grid model

在利用Ansys軟件對電磁場進行求解和完成計算網(wǎng)格劃分之后，需要施加邊界條件及載荷.在電磁場求解過程中，由于最后需要對銜鐵進行電磁力的計算，故對銜鐵施加虛位移和Maxwell面標志，給模型的所有外圍節(jié)點施加磁力線平行的邊界條件.由于線圈的電流一般是均勻的，所以將源電流密度載荷施加在線圈單元上.

3 電磁場分析及結構改進

3.1 磁路總體結構的改進

電控噴油器的動態(tài)響應品質(zhì)受電磁力及其上升速率大小的影響［8］，而電磁場的分布優(yōu)化可以增強電磁效應，進而提高電磁力的上升速率，縮短銜鐵組件的開啟時間，提高電控噴油器的動態(tài)特性.

選用某公司研發(fā)的電控噴油器樣品結構模型為對象，改進前的電控噴油器磁路結構模型如圖4（a）所示.改進前，整個磁路由鐵芯、軛鐵、銜鐵、導向管、滑動氣隙和工作行程間隙構成.為了形成有效的磁回路，導向管采用不導磁材料制作，由于導向管是軛鐵、銜鐵等部件的承載體，要求其厚度較大，這樣會導致軛鐵和銜鐵之間的磁阻過大，造成漏磁增加和電磁吸力下降.針對上述問題，首先對其磁路總體結構進行了改進設計，改進后的磁路模型如圖4（b）所示，將原導向管設計成隔磁套和導向管兩個部件，隔磁套采用不導磁材料制作，導向管采用導磁材料制作.由圖4可見，由于導向管具有導磁性，有利于降低磁路阻力并改善電控噴油器的電磁性能及動態(tài)響應特性.

圖4 改進前后的磁路模型Fig.4 Magnetic circuit models before and after improvement

利用Ansys有限元軟件，對磁路改進前后的磁力線分布情況進行了仿真對比分析，結果如圖5所示.可見，在磁路改進前，有較多的磁力線未經(jīng)過磁回路就泄露到空氣中，存在較嚴重的漏磁現(xiàn)象；磁路改進后，漏磁量顯著下降，最大磁感應強度由0.55T提高到0.67T，有利于提高鐵芯對銜鐵組件的電磁吸力，改善電磁性能.通過測試改進前后的試驗樣品發(fā)現(xiàn)，電磁吸力由原來的9.2N提高到了12.5 N，磁路改進后的電磁性能得到了較大的改善.

圖5 改進前后磁力線對比Fig.5 Contrast of magnetic forces lines before and after improvement

磁路整體結構改進完成之后，在保持鐵芯、銜鐵結構及工作行程間隙等參數(shù)一定的情況下，本文通過電磁場仿真，研究了軛鐵、滑動氣隙等參數(shù)對電控噴油器電磁特性的影響規(guī)律，并以仿真結果為基礎對電控噴油器的結構進行了進一步的改進.

3.2 軛鐵位置及厚度改進

從圖1可以看出，軛鐵是形成電控噴油器磁路的重要部件，國外對這方面的研究比較少，為了研究軛鐵對電控噴油器動態(tài)響應特性的影響，本文對其位置及厚度作了改進研究.

由圖4（b）可見，改變軛鐵下端與導向管下端的距離x，并保證其它數(shù)據(jù)不變時，在原結構軛鐵厚度為1.0mm情況下，通過Ansys電磁場模擬，用兩種不同的計算方法，得出電磁力的大小，如圖6所示.

圖6 電磁力與軛鐵位置的關系Fig.6 Relationship between magnetic force and yoke iron position

從圖6可以看出，隨著軛鐵位置的變化，電磁力先升后降，在x為13.7mm時，電磁力達到最大值.在保持x為13.7mm不變的情況下，軛鐵厚度與電磁力的關系如圖7所示.隨著軛鐵厚度的增加，電磁力會有較大的提升，但是達到一定程度后，電磁力增加的趨勢越來越小，趨于飽和.由圖7可知，軛鐵厚度為1.5mm時的電磁力已基本接近最大值.根據(jù)上述仿真結果，選取x為13.7mm，h也由原結構的1.0mm調(diào)整為1.5mm.

圖7 電磁力與軛鐵厚度的關系Fig.7 Relationship between magnetic force and yoke iron thickness

3.3 滑動氣隙改進

銜鐵與導向管之間的間隙稱為滑動氣隙，其寬度用s表示.通過Ansys電磁場模擬，隨著s的改變，鐵芯中剩磁B和銜鐵組件F的變化如圖8和圖9所示.

圖8 剩磁與滑動氣隙的關系Fig.8 Relationship between residual magnetism and sliding gap

由圖8和圖9可見，滑動氣隙也是影響電控噴油器電磁性能的重要因素之一.隨著滑動氣隙的增大，鐵芯中的剩磁減少，有利于縮短電控噴油器的落座時間.但隨著滑動氣隙的增加，磁路磁阻增加，導致電磁吸力不斷下降，對電控噴油器的開啟響應會造成不利影響.為了確定最佳滑動氣隙，本文綜合考慮滑動氣隙變化對電控噴油器加工及裝配等方面的影響，并結合某公司汽油噴射器企業(yè)檢測標準中對最大開啟及最大落座滯后時間的限定，最終確定的滑動氣隙寬度為0.04mm，該間隙可使電控噴油器的開啟滯后時間保持在1.6ms以下，落座滯后時間保持在0.5ms以下，均滿足企業(yè)檢測標準規(guī)定的要求.

圖9 電磁力與滑動氣隙關系Fig.9 Relationship between magnetic force and sliding gap

3.4 總體效果的仿真評價

利用上述仿真分析所得到的結果，對電控噴油器磁路結構參數(shù)進行了整體改進，通過仿真分析量對改進前后電控噴油器的電磁性能進行了評價.結果表明，改進后的最大磁感應強度提高到0.82T左右，并且其最大值產(chǎn)生在工作行程間隙處（圖10所示），這樣更加有利于改善銜鐵組件的動態(tài)響應性能.經(jīng)實驗測試發(fā)現(xiàn)，整體改進后的電磁吸力提高到了14.8N，完全滿足了該型電控噴油器對電磁力的需要.

圖10 改進前后磁感應強度對比Fig.10 Contrast of magnetic induction intensities before and after improvement

4 試驗論證和對比

在完成電控噴油器結構改進完成之后，試制加工了電控噴油器試驗樣品，通過專用的噴油器動態(tài)響應特性及流量特性測試儀對改進前后的樣品性能進行了實驗對比分析.動態(tài)響應特性的對比情況如圖11所示.由圖11可以看出，改進后的電控噴油器開啟滯后時間為1.58ms，比改進前縮短了0.28ms，落座滯后時間為0.47ms，比改進前縮短了0.14ms，改進后的動態(tài)特性有了明顯提升.

圖11 改進前后開啟和落座滯后時間對比Fig.11 Contrast of open delay times and close delay times before and after improvement

樣品改進前后，流量特性曲線的對比情況如圖12所示.由于改進后銜鐵鋼球組件的開啟滯后時間和落座滯后時間均縮短，使得銜鐵鋼球組件處于滿行程的時間變長，在不同噴油脈沖To作用下，改進后的噴油器的噴油量M均比改進前得到較大提高.

圖12 改進前后流量對比Fig.12 Contrast of flow rates before and after improvement

5 結束語

a.以某款電控噴油器為對象，分析了電控噴油器的工作原理，并通過增設隔磁套等方式對整體磁路進行了改進.

b.研究了隔磁套、導磁片和滑動間隙等因素對電控噴油器的影響，并借助Ansys電磁場仿真，對軛鐵和滑動間隙等參數(shù)作了進一步改進.

c.通過仿真和實驗，對改進前后的效果進行了分析評價，結果表明，改進后的電控噴油器動態(tài)響應特性和流量特性均得到了較大提高與改進前相比，改進后電控噴油器的開啟滯后時間縮短了0.28ms，關閉滯后時間縮短了0.14ms，在單位脈寬下動態(tài)流量增加了1.8mg左右，驗證了本文仿真計算及結構改進工作的有效性.

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