一種新型復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置的設(shè)計(jì)與分析

范新宇， 龐紅巖， 姚壽廣

(1.江蘇科技大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院， 江蘇鎮(zhèn)江 212003； 2.浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院， 浙江杭州 310027)

引言

隨著世界能源危機(jī)的加劇、環(huán)境污染問(wèn)題日趨嚴(yán)重，各國(guó)對(duì)船舶發(fā)動(dòng)機(jī)排放的問(wèn)題日益重視[1]。世界氣體燃料資源豐富，其中天然氣以其優(yōu)秀的排放特性在船舶領(lǐng)域受到廣泛關(guān)注[2]，采用天然氣-柴油的雙燃料低速機(jī)因其高功率和低排放技術(shù)逐漸成為當(dāng)今世界關(guān)注的熱點(diǎn)問(wèn)題[3]。

雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)氣體供給形式主要有兩種：缸內(nèi)供氣和缸外供氣[4]。缸外供氣方式會(huì)影響充氣效率，存在導(dǎo)致動(dòng)力性不足的弊端[5-8]；缸內(nèi)直噴方式具有更好的動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性，可提高發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率[9]，是目前的主流發(fā)展方向。燃?xì)鈬娚溲b置作為缸內(nèi)直噴的核心執(zhí)行機(jī)構(gòu)，其動(dòng)態(tài)特性與噴射特性對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程及內(nèi)燃機(jī)熱效率有著十分重要的影響[8]。快響應(yīng)、高精度等性能是當(dāng)前燃?xì)鈬娚溲b置發(fā)展不斷追求的目標(biāo)[10-11]。

根據(jù)驅(qū)動(dòng)方式不同，燃?xì)鈬娚溲b置主要分為電磁驅(qū)動(dòng)、電液驅(qū)動(dòng)以及電氣驅(qū)動(dòng)等幾種類(lèi)型。目前常規(guī)的電磁驅(qū)動(dòng)噴射裝置多以電磁鐵為驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)，以球形閥、針閥或孔閥等作為輸出控制部件，具有高精度和快響應(yīng)的特點(diǎn)[12-15]，但存在驅(qū)動(dòng)力低、噴射流量小的不足，難以滿(mǎn)足大功率發(fā)動(dòng)機(jī)的大噴射流量需求。荷蘭Vialle公司、美國(guó)CAP公司和德國(guó)Bosch公司以及上海交通大學(xué)、浙江大學(xué)、天津大學(xué)和大連理工大學(xué)等均在電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置關(guān)鍵技術(shù)的研究方面取得了較好的研究成果[16-17]，但是在大噴射流量方面仍然難以突破。德國(guó)HEINZMANN公司曾提出雙環(huán)閥式的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)了大流量噴射，但降低了系統(tǒng)的響應(yīng)速度，并對(duì)落座控制提出了更高的要求[18]。

采用電液驅(qū)動(dòng)的燃?xì)鈬娚溲b置可以彌補(bǔ)上述缺陷，但也存在一些缺點(diǎn)，例如液體介質(zhì)易泄漏，會(huì)對(duì)環(huán)境造成一定的污染、由于液體壓力波和可壓縮性的存在，使閥門(mén)運(yùn)動(dòng)難以精確控制等[19]。

基于上述問(wèn)題，本研究提出了一種新型復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置。該裝置融合了動(dòng)圈式執(zhí)行器[20-22]和動(dòng)鐵式執(zhí)行器[14,23]的優(yōu)勢(shì)，在滿(mǎn)足噴射流量和驅(qū)動(dòng)力要求的同時(shí)具備結(jié)構(gòu)緊湊、高效節(jié)能和快響應(yīng)等特點(diǎn)，為實(shí)現(xiàn)氣體燃料的精確高效噴射和高品質(zhì)熱力循環(huán)奠定了良好基礎(chǔ)。針對(duì)新型噴射裝置的驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)與閥體展開(kāi)設(shè)計(jì)，通過(guò)有限元方法研究其電磁力特性與流動(dòng)特性規(guī)律，并建立樣機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)驗(yàn)證了設(shè)計(jì)可行性和噴射裝置的動(dòng)態(tài)特性規(guī)律，為燃?xì)鈬娚溲b置的設(shè)計(jì)提供新的思路和方法。

1 復(fù)合式氣體燃料噴射裝置的設(shè)計(jì)

1.1 結(jié)構(gòu)及原理

復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置結(jié)構(gòu)如圖1所示，包括復(fù)合式驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)、閥體和菌形閥。動(dòng)圈式電磁直線執(zhí)行器為主要驅(qū)動(dòng)部件，主要由動(dòng)圈骨架、動(dòng)圈線圈、永磁體、內(nèi)磁軛和外磁軛等構(gòu)成。動(dòng)鐵式電磁直線執(zhí)行器為輔助驅(qū)動(dòng)部件，主要由銜鐵、動(dòng)鐵線圈、永磁體等構(gòu)成。銜鐵、動(dòng)圈骨架與閥門(mén)剛性連接，通過(guò)控制線圈中的電流達(dá)到控制閥門(mén)運(yùn)動(dòng)的目的。閥體采用流開(kāi)型設(shè)計(jì)以減緩高噴射壓力下的驅(qū)動(dòng)力需求，并節(jié)省閥體內(nèi)部空間以及降低能耗；菌形閥用于實(shí)現(xiàn)大流量噴射控制。

1.動(dòng)鐵式電磁直線執(zhí)行器 2.永磁體 3.連接桿 4.預(yù)緊彈簧5.動(dòng)圈式電磁直線執(zhí)行器 6.永磁體陣列 7.線圈骨架18.端蓋1 9.軸套 10.菌形閥 11.閥體端蓋 12.閥體主體13.擾流孔 14.連接座1 15.氣閥導(dǎo)管1 16. 氣閥導(dǎo)管217.線圈 18.內(nèi)磁軛 19外磁軛1 20連接座2 21.外磁軛222.線圈骨架2 23.導(dǎo)磁環(huán) 24.銜鐵 25.固定端蓋26.支柱 27.陣列底板圖1 噴射裝置結(jié)構(gòu)示意圖和實(shí)物圖Fig.1 Schematic diagram and real drawing of injection device

當(dāng)接收到噴射指令信號(hào)，動(dòng)圈線圈和動(dòng)鐵線圈通電，兩者輸出同向電磁力驅(qū)動(dòng)閥門(mén)向下運(yùn)動(dòng)到最大升程并保持在該位置，燃料噴入缸內(nèi)。反之通入反向電流驅(qū)動(dòng)閥門(mén)向上運(yùn)動(dòng)直至完全關(guān)閉切斷氣體燃料供給。該新型裝置的優(yōu)勢(shì)在于：動(dòng)圈式執(zhí)行器輸出力線性，伺服控制性能良好，動(dòng)鐵式執(zhí)行器驅(qū)動(dòng)力高，具備端部無(wú)源自保持能力，通過(guò)兩者結(jié)合可大幅提升系統(tǒng)驅(qū)動(dòng)能力，滿(mǎn)足大流量、高噴射壓力(0.7～1.0 MPa)的需求， 并降低氣閥維持開(kāi)啟或關(guān)閉階段所需保持電流，具有高效節(jié)能、快響應(yīng)、高精度特點(diǎn)。此外，閥體端蓋下方設(shè)有擾流孔，可進(jìn)一步增強(qiáng)氣體燃料的擾流作用，使燃料與空氣在缸內(nèi)更加充分的混合。

1.2 驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

在復(fù)合式驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)CELA的整體設(shè)計(jì)中，為了實(shí)現(xiàn)動(dòng)圈式執(zhí)行器MCELA和動(dòng)鐵式執(zhí)行器MIELA的電磁解耦，以簡(jiǎn)化模型和設(shè)計(jì)復(fù)雜性，兩者互不接觸。并通過(guò)初步計(jì)算分析可知兩者之間的磁場(chǎng)干擾可以忽略不計(jì)，因此，對(duì)兩者進(jìn)行獨(dú)立設(shè)計(jì)分析，然后研究復(fù)合結(jié)構(gòu)的受力特性。在電磁分析軟件JMAG中建立動(dòng)鐵式執(zhí)行器和動(dòng)圈式執(zhí)行器的三維有限元模型，計(jì)算驅(qū)動(dòng)器的磁場(chǎng)分布。

其中，動(dòng)圈式執(zhí)行器中永磁體采用性能良好的釹鐵硼(NdFeB)材料，端蓋、內(nèi)外磁軛采用導(dǎo)磁性強(qiáng)的1008鋼。 線圈支架采用重量輕、強(qiáng)度高的工程塑料，降低了對(duì)響應(yīng)速度的影響，從而保證了執(zhí)行機(jī)構(gòu)的強(qiáng)度和壽命。永磁體采用Halbach陣列方式[24-26]，以增強(qiáng)氣隙磁密。通過(guò)圖2a磁力線向量圖和磁場(chǎng)強(qiáng)度云圖可知，線圈在運(yùn)動(dòng)行程內(nèi)的磁通分布較為密集且均勻，磁通密度在上下兩端蓋處與平行于軸向充磁的永磁體的位置的內(nèi)外磁軛處較大。

圖2 動(dòng)圈式執(zhí)行器仿真結(jié)果Fig.2 Simulation results of MCELA

通過(guò)仿真計(jì)算得到動(dòng)圈式執(zhí)行器的穩(wěn)態(tài)力-位移特性曲線如圖2b所示，反映了電磁力與線圈位置和電流大小的關(guān)系。隨著電流和線圈位置的改變，電磁力隨之改變。在同一電流下，電磁力基本趨于穩(wěn)定，線圈處于行程中點(diǎn)時(shí)達(dá)到最大，兩端略小，這是由于動(dòng)圈式執(zhí)行器具有一定的端部效應(yīng)。當(dāng)動(dòng)圈線圈位置發(fā)生變化時(shí)其電磁力波動(dòng)范圍在16 N左右。電磁力與電流成正比，其比值稱(chēng)為力常數(shù)，由磁感應(yīng)強(qiáng)度與線圈在磁場(chǎng)中的有效長(zhǎng)度決定，經(jīng)過(guò)仿真計(jì)算力常數(shù)大約為24。

作為輔助驅(qū)動(dòng)部件的動(dòng)鐵式執(zhí)行器具有力密度高、結(jié)構(gòu)緊湊的優(yōu)勢(shì)。動(dòng)鐵式執(zhí)行器中銜鐵、外磁軛和導(dǎo)磁環(huán)采用導(dǎo)磁性強(qiáng)、成本低的1008鋼，永磁體采用釹鐵硼(NdFeB)材料，線圈骨架由輕質(zhì)高強(qiáng)度工程塑料制成。對(duì)具有劇烈磁場(chǎng)變化的零件網(wǎng)格進(jìn)行加密?；谧钚〈抛柙?，銜鐵處于不同位置時(shí)所受吸力大小不同。圖3a為動(dòng)鐵式執(zhí)行器分別在無(wú)源和有源狀態(tài)下銜鐵處于不同位置的磁路示意圖及電磁場(chǎng)分布云圖，具體分析如下：

無(wú)源狀態(tài)：圖①當(dāng)銜鐵位于執(zhí)行器底端，在永磁體極化磁場(chǎng)的作用下形成兩條磁路，磁路1從下永磁體穿過(guò)導(dǎo)磁環(huán)進(jìn)入銜鐵，再?gòu)你曡F進(jìn)入下端外殼回到永磁環(huán)的磁路為主磁路，路徑較短且磁阻較小。磁路2為從上永磁體穿過(guò)導(dǎo)磁環(huán)進(jìn)入銜鐵，再進(jìn)入外殼形成的回路。因此磁通在銜鐵下端、導(dǎo)磁環(huán)和下端外殼分布較為集中。圖②銜鐵位于行程中點(diǎn)時(shí)，兩個(gè)永磁環(huán)形成兩條磁路3和4，其磁力線方向相反，銜鐵在合磁場(chǎng)的作用下所受合力為0。因此銜鐵兩端及上下導(dǎo)磁環(huán)的磁力線成對(duì)稱(chēng)分布。圖③中當(dāng)銜鐵運(yùn)動(dòng)至執(zhí)行器頂端時(shí)，其永磁環(huán)形成的磁路與圖①類(lèi)似，形成磁路5和6，其磁通的分布主要集中在銜鐵上端、導(dǎo)磁環(huán)和上端外殼。

有源狀態(tài)：如圖④，⑤，⑥，銜鐵向目標(biāo)方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，執(zhí)行器中主要形成兩條磁路，其中磁路8、磁路10、磁路12經(jīng)過(guò)路徑與磁路6所述相同；磁路7、磁路9、磁路11經(jīng)過(guò)路徑與磁路5所述相同。隨著銜鐵朝目標(biāo)方向逐漸靠近， 磁路磁阻不斷減小，其所受電磁力逐漸增強(qiáng)，產(chǎn)生一定電磁力所需要的激勵(lì)電流逐漸減小。隨著激勵(lì)電流的逐漸增大，導(dǎo)致導(dǎo)磁環(huán)和銜鐵磁飽和嚴(yán)重，執(zhí)行器產(chǎn)生了附加磁路13。磁路13隨著電流的增大而增大，削弱了執(zhí)行器的輸出電磁力。

如圖3b所示為動(dòng)鐵式執(zhí)行器無(wú)源及有源(±11A)的力-位移特性曲線，在無(wú)源狀態(tài)下，動(dòng)鐵式執(zhí)行器的端部保持力為308 N，可大幅度降低保持階段所需電流；在有源狀態(tài)下，端部啟動(dòng)力可達(dá)111 N。

圖3 動(dòng)鐵式執(zhí)行器仿真結(jié)果Fig.3 Simulation results of MIELA

復(fù)合式驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)中的力特性可綜合動(dòng)圈式執(zhí)行器、動(dòng)鐵式執(zhí)行器和彈簧力特性而得，在此基礎(chǔ)上采取協(xié)同驅(qū)動(dòng)與分段控制策略。前半行程，兩執(zhí)行器線圈均通電，產(chǎn)生高驅(qū)動(dòng)力；后半行程，動(dòng)鐵式執(zhí)行器停止通電，以降低系統(tǒng)能耗并減緩落座沖擊。綜上，在協(xié)同驅(qū)動(dòng)模式下復(fù)合式驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的力特性曲線如圖4所示，開(kāi)啟時(shí)驅(qū)動(dòng)力可達(dá)574.9 N。

圖4 復(fù)合式驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)穩(wěn)態(tài)力-位移特性仿真曲線Fig.4 Simulation curve of steady state force characteristic at different displacement of CELA

1.3 閥體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

噴射裝置的閥體結(jié)構(gòu)對(duì)實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的大流量噴射需求以及增強(qiáng)缸內(nèi)預(yù)混、提升燃料噴射性能至關(guān)重要，提出擾流孔設(shè)計(jì)方案，并通過(guò)仿真驗(yàn)證其有效性。

閥體部分針對(duì)3種不同結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比分析，分別為無(wú)擾流孔、小擾流孔和大擾流孔結(jié)構(gòu)。圖5a～圖5c分別為無(wú)孔、小孔和大孔3種結(jié)構(gòu)的三維示意圖。不同尺寸擾流孔的圓心距h(10 mm)相等，半圓直徑R(3.5， 2.5 mm)不同。閥體進(jìn)口尺寸為65 mm×15 mm，出口直徑為35 mm。

圖5 3種閥體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic diagram of three kinds of valve bodies

湍動(dòng)能分布可表征工質(zhì)運(yùn)動(dòng)的劇烈程度，較高的湍動(dòng)能強(qiáng)度有助于燃料噴入缸內(nèi)后與空氣混合的更加均勻。對(duì)比圖6a～圖6c中可知，3種結(jié)構(gòu)的最高湍動(dòng)能均出現(xiàn)在閥門(mén)端面與出口的間隙處，從平均湍動(dòng)能強(qiáng)度分布來(lái)看，分別可達(dá)41.04， 37.14， 42.89 m2/s2。這表明擾流孔的設(shè)計(jì)具有一定擾流作用，但是較小尺寸的孔會(huì)降低閥門(mén)流通能力，弱化預(yù)混擴(kuò)散能力。甲烷濃度的分布特性驗(yàn)證了上述結(jié)論，其中大擾流孔結(jié)構(gòu)的甲烷濃度最高且分布均勻，可達(dá)0.78。

圖6 3種閥體結(jié)構(gòu)湍動(dòng)能強(qiáng)度云圖和甲烷濃度云圖Fig.6 Variation of turbulent kinetic energy and methane mass distribution of three kinds of valve bodies

噴射裝置出口的速度分布影響燃料的擴(kuò)散預(yù)混性能。圖7為3種結(jié)構(gòu)出口下方軸向速度變化曲線。結(jié)果顯示，3種結(jié)構(gòu)的最高流速均出現(xiàn)在閥門(mén)下方65 mm 處，最高流速分別為15.55， 16.54， 16.77 m·s-1，大孔結(jié)構(gòu)流速最高，且65～173 mm范圍內(nèi)大孔結(jié)構(gòu)的軸向擴(kuò)散速度仍高于另外兩種結(jié)構(gòu)。

圖7 噴射裝置出口中心軸線上的速度(v)變化曲線Fig.7 Flow velocity curve of ejector center axis

氣體燃料經(jīng)噴射裝置后將產(chǎn)生較大的壓力損失，由于氣體流速在閥門(mén)下方65～87 mm范圍內(nèi)較為穩(wěn)定，因此截取噴射裝置出口下游75 mm處為滯止壓力的有效截面來(lái)分析噴射裝置的滯止壓力損失。據(jù)噴射效率定義式(1)、式(2)計(jì)算可得無(wú)孔、小孔和大孔結(jié)構(gòu)的噴射裝置噴射效率，其中馬赫數(shù)、壓力以及噴射裝置入口的滯止壓力p0,nom均可在Fluent軟件中測(cè)量得到：

(1)

式中,p0—— 任意截面上的壓力

p0,eff—— 有效滯止壓力

Ma—— 有效截面上馬赫數(shù)的質(zhì)量加權(quán)

k—— 等熵指數(shù)，空氣、甲烷的等熵指數(shù)分別為1.4，1.3

定義了基于壓力的噴射效率如下[27]：

(2)

計(jì)算可得無(wú)孔、小孔和大孔結(jié)構(gòu)的噴射裝置噴射效率分別為86.35%，86.24%和86.29%，表明無(wú)孔結(jié)構(gòu)的噴射效率略高于大孔結(jié)構(gòu)，小孔結(jié)構(gòu)噴射效率最低，但大孔結(jié)構(gòu)噴射裝置的湍動(dòng)能強(qiáng)度、燃料濃度和擴(kuò)散速度均最高。綜上選擇大孔結(jié)構(gòu)的噴射裝置作為研究對(duì)象。

2 噴射裝置流量特性分析

基于上述噴射裝置的設(shè)計(jì)，建立對(duì)應(yīng)的CFD仿真模型，進(jìn)一步分析裝置流量特性。對(duì)于噴射裝置三維模型的網(wǎng)格劃分，穩(wěn)態(tài)計(jì)算采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量約130萬(wàn)；動(dòng)態(tài)計(jì)算采用混合網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量約400萬(wàn)，燃料入口區(qū)域及燃料預(yù)噴室結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，因此采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其余部分采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。動(dòng)網(wǎng)格區(qū)域更新方法采用層鋪法(layering)。由于模型為對(duì)稱(chēng)模型，因此只需對(duì)一半模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在Fluent中設(shè)置對(duì)稱(chēng)邊界即可。穩(wěn)/動(dòng)態(tài)計(jì)算均采用基于壓力的分離式求解器(pressure-base)，穩(wěn)態(tài)計(jì)算中壓力和速度耦合應(yīng)用SIMPLE算法，動(dòng)態(tài)計(jì)算則采用PISO算法，壓力離散格式采用PRESTO。

2.1 穩(wěn)態(tài)流動(dòng)特性

根據(jù)低速機(jī)的熱力循環(huán)特性分析，選擇進(jìn)口壓力范圍在0.7～1.0 MPa之間。設(shè)置閥門(mén)最大升程分別為2，4，6，8 mm，保持出口壓力為0.6 MPa不變，分析氣體燃料噴射裝置在不同進(jìn)口壓力、不同閥門(mén)升程下的出流情況。

以閥門(mén)最大升程8 mm為例，分析噴射裝置出口下游的流場(chǎng)變化情況。圖8為噴射裝置不同進(jìn)口壓力下的速度矢量圖和湍動(dòng)能強(qiáng)度云圖。結(jié)果表明，隨著進(jìn)口壓力的增大，氣流擴(kuò)散速度逐漸增高，閥體及缸內(nèi)的湍動(dòng)能強(qiáng)度也隨之越大，則湍流運(yùn)動(dòng)越劇烈，有助于缸內(nèi)混合氣充分混合。且由于閥門(mén)的截流作用，氣體流動(dòng)最高速度及最高湍動(dòng)能均出現(xiàn)在閥門(mén)端面和出口的間隙處。

圖8 相同升程穩(wěn)態(tài)仿真結(jié)果Fig.8 Steady state simulation results of same lift

當(dāng)進(jìn)口壓力為0.8 MPa保持不變時(shí)，圖9為閥門(mén)從開(kāi)啟至最大升程8 mm范圍內(nèi)的速度云圖。閥門(mén)開(kāi)啟2 mm時(shí)流速較低，燃料噴入缸內(nèi)后又匯聚在閥門(mén)下方，在閥門(mén)下方和氣流匯聚處上方區(qū)域形成低壓區(qū)域，產(chǎn)生渦流。隨著閥門(mén)的開(kāi)啟流速逐漸增大，氣流沿閥門(mén)端面向四周擴(kuò)散。圖10為升程8 mm時(shí)閥門(mén)下方65 mm處的徑向截面速度矢量圖，較強(qiáng)的氣流與缸壁碰撞產(chǎn)生渦流，是缸內(nèi)混合氣混合能量的主要來(lái)源。

圖9 穩(wěn)態(tài)仿真速度云圖Fig.9 Steady state simulation velocity nephogram

圖10 8 mm升程閥門(mén)下方65 mm處徑向截面速度矢量圖Fig.10 Radial section velocity vector diagram at 65 mm below 8 mm lift valve

為進(jìn)一步分析噴射裝置出口下游的流場(chǎng)變化情況，對(duì)流體的速度及壓力變化進(jìn)行研究。噴射裝置出口下方氣流的速度和壓力分布變化，影響著混合氣的混合速度和混合均勻性，因此選取位于閥門(mén)下方的端面中心為中心軸線的起始端，分析軸向速度及壓力的變化情況。

圖11為閥門(mén)最大升程6 mm，進(jìn)口壓力0.7 MPa的噴射裝置出口下游中心軸線的速度和壓力變化曲線圖。結(jié)果表明，閥門(mén)下方65 mm處氣流以最高速擴(kuò)散，在65～87 mm的軸向范圍內(nèi)保持高速穩(wěn)定擴(kuò)散，87 mm后因動(dòng)量擴(kuò)散作用出流速度逐漸下降。由壓力曲線可知，閥門(mén)下方出口區(qū)域氣流保持高壓，隨著軸向方向的變化，距離閥門(mén)173 mm逐漸趨于穩(wěn)定。

圖11 噴射裝置中心軸線上的速度(v)和壓力(p)變化曲線Fig.11 Flow velocity and pressure variation curve of ejector center axis

綜上，得到流量變化曲線如圖12所示，噴射裝置的質(zhì)量流量和體積流量均與閥門(mén)最大升程和燃料進(jìn)口壓力成正比，隨著壓力的增大，流量的增大趨勢(shì)逐漸減緩。

圖12 噴射裝置質(zhì)量流量(qm)與體積流量(qv)仿真結(jié)果變化曲線Fig.12 Variation curves of mass flow rate and volume flow

2.2 動(dòng)態(tài)流動(dòng)特性

根據(jù)氣體燃料噴射裝置的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，閥門(mén)開(kāi)啟/關(guān)閉過(guò)渡時(shí)間為5 ms，在動(dòng)圈式執(zhí)行器和動(dòng)鐵式執(zhí)行器協(xié)同驅(qū)動(dòng)模式下閥門(mén)總開(kāi)啟時(shí)間分別為12， 18， 24 ms。設(shè)置進(jìn)口壓力為0.7 MPa、出口壓力0.6 MPa，研究噴射裝置的動(dòng)態(tài)流動(dòng)特性。

圖13為閥門(mén)總開(kāi)啟時(shí)間為12 ms時(shí)，噴射裝置內(nèi)部的速度矢量分布隨時(shí)間的變化關(guān)系。在此進(jìn)口壓力下(0.7 MPa)氣體流速相對(duì)較小，閥門(mén)從開(kāi)啟至6 ms最大升程過(guò)程中，氣流在閥門(mén)下方有向中心軸線靠攏的趨勢(shì)，導(dǎo)致氣體在該處形成一定強(qiáng)度的渦流，有利于燃料的擴(kuò)散預(yù)混。6.0～12 ms閥門(mén)關(guān)閉過(guò)程中，氣體出流速度逐漸增大且始終沿著出流方向擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)，燃料進(jìn)入缸內(nèi)動(dòng)能損失小，有利于混合氣的充分混合。

圖13 動(dòng)態(tài)仿真速度矢量圖Fig.13 Dynamic simulation velocity vector diagram

圖14為不同持續(xù)期下噴射裝置的質(zhì)量流量以及閥門(mén)升程在一個(gè)工作循環(huán)周期內(nèi)隨時(shí)間的變化關(guān)系。氣體燃料噴射裝置在相同持續(xù)期的質(zhì)量流量和閥門(mén)升程曲線變化趨勢(shì)吻合性較高，表明噴射裝置具有流動(dòng)響應(yīng)迅速的優(yōu)勢(shì)，通過(guò)控制閥門(mén)的位移可以實(shí)現(xiàn)對(duì)氣體噴射的精確控制。分析可知閥門(mén)總開(kāi)啟時(shí)間為12， 18， 24 ms時(shí)的單循環(huán)噴射量分別為1.68， 2.86， 4.07 g，循環(huán)噴射量與總開(kāi)啟時(shí)間成正比例關(guān)系。

圖14 不同持續(xù)期質(zhì)量流量(qm)和閥門(mén)升程(L)隨時(shí)間變化關(guān)系Fig.14 Relationship between mass flow rate(qm) and valve lift (L)with time in different duration

3 試驗(yàn)方法

建立基于DSP控制器的復(fù)合式燃?xì)鈬娚溲b置試驗(yàn)測(cè)控系統(tǒng)。驅(qū)動(dòng)板通過(guò)DSP控制器控制輸入給執(zhí)行器電流，同時(shí)電流傳感器串聯(lián)進(jìn)回路采集電流信號(hào)。力傳感器和位移傳感器同樣如此。采用以太網(wǎng)實(shí)現(xiàn)上位機(jī)與DSP控制器的通信，進(jìn)行數(shù)據(jù)的收集處理以及控制。試驗(yàn)中采用同一個(gè)事件管理器中的2個(gè)全比較單元，產(chǎn)生2對(duì)互補(bǔ)的 PWM 波，用來(lái)分別控制電磁驅(qū)動(dòng)排氣門(mén)和電動(dòng)直線負(fù)載模擬器，保證了二者工作的同步性和協(xié)調(diào)性。

針對(duì)復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置的運(yùn)動(dòng)控制采用協(xié)同控制策略。其中以動(dòng)圈式執(zhí)行器模型作為被控對(duì)象，采用逆系統(tǒng)控制方法，以實(shí)現(xiàn)任意行程位置的精準(zhǔn)運(yùn)動(dòng)控制；以動(dòng)鐵式執(zhí)行器模型作為被控對(duì)象，其銜鐵跟隨運(yùn)動(dòng)，采用前饋+PI反饋的電流控制方法，以實(shí)現(xiàn)輸出力的精確控制。圖15為復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置動(dòng)態(tài)試驗(yàn)臺(tái)架圖，其中包括上位機(jī)、電源、DSP控制器、位移傳感器和噴射裝置。其中位移傳感器固定于動(dòng)圈式執(zhí)行器側(cè)邊，以測(cè)量閥門(mén)的動(dòng)態(tài)位移特性。

圖15 動(dòng)態(tài)試驗(yàn)臺(tái)架圖Fig.15 Dynamic experimental bench

3.1 穩(wěn)態(tài)結(jié)果對(duì)比

基于上述試驗(yàn)設(shè)備，首先對(duì)動(dòng)圈式執(zhí)行器進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)測(cè)試，通入不同大小的電流，測(cè)量其電磁力特性。圖16a顯示了動(dòng)圈式執(zhí)行器在不同電流下不同位置的電磁力特性的試驗(yàn)值和模擬值，曲線吻合度較好。根據(jù)仿真和試驗(yàn)結(jié)果可得力常數(shù)為24，試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果最大誤差為7.6 N。

圖16 穩(wěn)態(tài)力-位移特性試驗(yàn)曲線圖Fig.16 Experimental curve of steady state force characteristic at different displacement

與動(dòng)圈式執(zhí)行器穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)類(lèi)似，動(dòng)鐵式執(zhí)行器中通入電流，測(cè)得銜鐵處于不同位移時(shí)的電磁力特性曲線。試驗(yàn)結(jié)果及仿真結(jié)果如圖16b所示，曲線吻合度良好。最終得到如圖16c所示的復(fù)合式驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的穩(wěn)態(tài)力-位移試驗(yàn)特性曲線，與圖4的仿真結(jié)果高度吻合。

3.2 動(dòng)態(tài)性能分析

結(jié)合上述圖15中的動(dòng)態(tài)試驗(yàn)臺(tái)架裝置，圖17a為復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置的電流和閥門(mén)升程曲線圖。行程前半段電流為正，閥門(mén)加速移動(dòng)；行程后半段電流為負(fù)，閥門(mén)運(yùn)動(dòng)開(kāi)始減速。為保證閥門(mén)開(kāi)啟時(shí)具有高驅(qū)動(dòng)力，動(dòng)鐵式執(zhí)行器線圈中需先行通入電流至理想驅(qū)動(dòng)狀態(tài)。由圖17a可知?jiǎng)予F式執(zhí)行器峰值電流可達(dá)9.8 A，動(dòng)圈式執(zhí)行器峰值電流最高達(dá)8.3 A。閥門(mén)開(kāi)啟過(guò)渡時(shí)間可達(dá)4.8 ms，穩(wěn)態(tài)位移精度可達(dá)±0.02 mm。

圖17 復(fù)合式驅(qū)動(dòng)模式下的曲線圖Fig.17 Curve in cooperative drive mode

改變復(fù)合式氣體燃料電控噴射裝置試驗(yàn)的相關(guān)控制參數(shù)，可實(shí)現(xiàn)持續(xù)期和閥門(mén)升程的調(diào)節(jié)，如圖17b所示。試驗(yàn)表明在不同持續(xù)期和不同升程情況下，閥門(mén)運(yùn)動(dòng)均能實(shí)現(xiàn)靈活控制，保持良好的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

4 結(jié)論

針對(duì)本研究提出的一種新型復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置，運(yùn)用有限元分析、仿真計(jì)算以及試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，對(duì)其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和噴流特性等進(jìn)行了研究。搭建了系統(tǒng)樣機(jī)，開(kāi)展了穩(wěn)/動(dòng)態(tài)性能測(cè)試，驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的合理性以及仿真準(zhǔn)確性，所得結(jié)論如下：

(1) 提出了新型復(fù)合式電磁驅(qū)動(dòng)燃?xì)鈬娚溲b置的設(shè)計(jì)方案，具有驅(qū)動(dòng)力高、響應(yīng)速度快、燃?xì)饬髁看蟮葍?yōu)勢(shì)，且具有端部無(wú)源自保持能力，可大幅降低能耗，提高其可靠性和使用壽命；

(2) 針對(duì)復(fù)合式驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)特性分析，其端部無(wú)源保持力為229.6 N左右。開(kāi)啟時(shí)驅(qū)動(dòng)力高達(dá)574.9 N；

(3) 對(duì)噴射裝置的閥體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過(guò)仿真計(jì)算得到噴射裝置有擾流孔，且擾流孔半圓直徑為3.5 mm，孔間距為10 mm的閥體結(jié)構(gòu)的湍動(dòng)能強(qiáng)度和燃?xì)鈬娚湫矢?，有利于燃料與空氣的充分預(yù)混；

(4) 針對(duì)噴射裝置進(jìn)行了穩(wěn)/動(dòng)態(tài)流量特性分析。穩(wěn)態(tài)分析表明，通過(guò)對(duì)不同閥門(mén)升程(2～4 mm)和不同進(jìn)口壓力(0.7～1.0 MPa)16種工況計(jì)算表明，噴射流量與閥門(mén)升程和進(jìn)口壓力成正比；動(dòng)態(tài)分析表明，通過(guò)對(duì)不同閥門(mén)總開(kāi)啟時(shí)間(12，18， 24 ms)的分析發(fā)現(xiàn)，同一持續(xù)期下的質(zhì)量流量和閥門(mén)升程曲線高度吻合，證明該裝置可實(shí)現(xiàn)噴射流量的精確控制。