電控汽油噴射器參數優化及性能測試研究

郭 輝 張振東 孫躍東 高 蔚

1.上海理工大學，上海，200093 2.上海工程技術大學，上海，201620

0 引言

目前，國外已開發出缸內直噴的汽油噴射器，并已配車使用［1］。國內學者對柴油機噴油器的設計改進已取得一定成果［2］，就對汽油噴射器的研究而言，已掌握電控汽油多點噴射器的動態工作過程，進行了部分的改進設計工作［3－4］。國內某公司基于BOSCH公司的某型噴射器改進試制了一批樣品，樣品性能，尤其在動態響應時間方面還稍有欠缺。理論分析表明，電控汽油噴射器的電磁參數、結構參數直接影響電磁力的大小及電磁力的上升速率，以至影響噴射器球閥開啟與落座的動態響應時間［5－7］。在這種情況下，筆者針對電控汽油噴射器線圈匝數、噴射器電磁場分布、噴射器工作氣隙厚度及其位置等電磁參數及結構參數進行了優化設計，并利用開發的電控汽油噴射器動態響應時間參數測試系統進行了實際測量。

1 系統結構及數學模型

1.1 系統結構

電控汽油噴射器如圖1所示，主要由噴管進口、導磁體、彈簧頂頭、線圈、鐵芯、銜鐵、噴管主體、球閥、定位環、閥座、噴孔網、防積碳板等組成。噴射器的球閥和閥座相配合起到閥門的作用，該閥門在電磁力、彈簧力、銜鐵－閥芯重力以及內部燃油壓力的共同作用下，打開或關閉燃油通路。定位環裝在閥座內，起導向作用。

圖1 噴射器結構圖

1.2 數學模型

電控汽油噴射器電磁線圈的等效電路和等效磁路如圖2所示，其中的球閥受力如圖3所示。根據電路平衡方程、麥克斯韋爾磁路方程、達朗貝爾運動方程（忽略噴射器內部流體對銜鐵、鐵芯等的作用力）可以導出下列描述電控汽油噴射器動態過程的解析方程組［7－8］：

圖2 等效磁路和等效電路

式中，U0、R、i、ψ分別為等效電路中線圈電壓、線圈電阻、線圈電流、磁鏈；Φδ、μ0、A 分別為等效磁路中磁通（工作氣隙為δ時）、真空磁導率、氣隙 截 面 積；Fmag、Fsp、Fpres、m、x 分 別為電磁力、彈簧力、燃油壓力、運動件質量、銜鐵—球閥的位移。

圖3 球閥受力示意圖

線圈電阻R與線圈匝數N、線徑、導線的電阻率有關。

從式（1）～式（3）可以看出，影響噴射器動態響應特性、銜鐵—閥芯位移x運動規律的因素眾多。根據計算結果，線圈匝數和線圈電壓對噴射器的開啟時間影響最大［7］，而當噴射器的回位彈簧預緊力、噴射壓力等參數不變時，電磁力及運動件質量直接影響銜鐵—閥芯的運動規律。因此，本文對線圈匝數、電磁場分布、工作氣隙厚度及其位置等幾項參數進行優化設計，以期縮短噴射器開啟與關閉的響應時間。

2 關鍵參數優化

2.1 線圈匝數優化

電控汽油噴射器本質上是一電磁閥，線圈匝數的多少影響著電磁力的大小和電磁力的上升速率，進而影響噴射器閥開啟和上升的時間，即噴射器開啟動態響應性能。因此，對噴射器線圈匝數的優化是提高其動態特性的重要手段。

圖4所示為電控汽油噴射器的不同線圈匝數下電磁力變化曲線。在線圈線徑及所施加電壓不變的前提下，由于電磁線圈匝數的增加將導致線圈電阻增大，回路中電流降低，使得最終總的電磁力相同，因此，線圈匝數對飽和電磁力幾乎沒有影響。但是，減少線圈匝數可減小線圈的反電動勢所產生的力，提高電磁力的上升速率，從而改善噴射器的動態響應性能。BOSCH某型噴射器的線圈匝數為480，本文綜合考慮電磁線圈的響應性能及能耗，最終匝數定為420。

圖4 不同匝數的線圈電磁力曲線

2.2 電磁場分布優化

電控汽油噴射器的動態響應品質受電磁力及其上升速率的大小的影響，而電磁場的分布優化可以增強電磁效應，進而提高電磁力的上升速率，以縮短球閥組件開啟時間，提高噴射器的動態特性。

基于噴射器的電磁結構，通過軟件分析，獲得噴射器的軸向磁感應強度分布，如圖5所示。對比發現，材料的相對磁導率μ為220時，整個磁場的磁感應強度明顯增強，其中鐵芯和銜鐵處磁感應強度最大，在工作氣隙處磁感應強度有所減弱。此時，鐵芯內徑與磁感應強度變化曲線如圖6所示，工作氣隙間的磁感應強度最大值為0.22T。由圖6中曲線可知，隨著內徑的增大，磁感應強度

圖5 磁感應強度分布

先增后減，中間出現峰值，此處的內徑是噴射器鐵芯和銜鐵內徑的理想值。

圖6 鐵芯內徑與磁感應強度變化曲線（μ＝220）

綜上，本文在試制噴射器時，鐵芯與銜鐵的相對磁導率選為220，鐵芯內徑選為2.7mm（BOSCH噴射器鐵芯內徑為3.0mm），以優化噴射器的電磁場分布。

2.3 工作氣隙位置及其厚度優化

銜鐵與鐵芯之間為工作氣隙，其厚度及位置與噴射器的電磁場性能有著密切的關系，圖7所示為工作氣隙厚度和磁感應強度之間的變化關系，隨著工作氣隙厚度的增加，磁感應強度不斷減小。同時，若工作氣隙厚度不變，隨著工作氣隙位置向上移動，銜鐵增大而鐵芯隨之縮短。這使得銜鐵的質量增加，也使得氣隙內的電磁力增大。這樣就需要綜合考慮兩者的變化趨勢，圖8所示為電磁力與銜鐵質量的比值隨工作氣隙位置的變化曲線，橫坐標0處表示BOSCH某型噴射器工作氣隙位置。在某一位置處，電磁力與銜鐵質量的比值達到最大值，這便是本文試制噴油器時所選工作氣隙的位置。

圖7 磁感應強度隨氣隙厚度的變化關系

3 動態性能測試

為驗證經優化改進的電控汽油噴射器的動態性能，利用開發的測試系統對其進行了開啟時間與關閉時間的測試。噴射器動態工作過程可分為電磁線圈接到驅動脈沖開始到球閥達到最大行程時的開啟過程、球閥持續保持開啟的全開過程以及從切斷驅動脈沖起到球閥完全回落的關閉過程，其電流變化曲線如圖9所示。

圖8 電磁力與銜鐵質量比值隨氣隙位置的變化關系

圖9 電控噴油器工作過程中電流變化曲線

在O點線圈收到電壓控制信號，隨后線圈電流按指數規律增大，線圈內磁通量逐漸增大。當電磁力增大到可克服球閥及銜鐵的各阻力之和時，球閥開始脫離閥座，向上運動。球閥向上開啟過程中，工作氣隙變小使得線圈的電感增大，導致線圈電流增大到一定值（A點）后開始出現微量下降。當球閥達到完全開啟位置停止移動時，電流降低到一較小值（B點），隨后電流又以新的時間常數按指數規律增長，直至達到穩態值。因此，只要檢測出電流變化曲線上B點出現的時刻，就得到了噴射器開啟終了時刻，此時刻與驅動脈沖發出時刻的時間差，即球閥開啟滯后時間td1。

在D點，控制電壓降為0，電感的存在使得電流逐漸減小，球閥組件受到的電磁力也減小。當電磁力不能克服外力時，球閥組件開始向下運動，這時電感的變化使線圈中的電流稍有增大（E點），隨后復又減小，球閥組件迅速回落直至完全關閉（F點）。這樣分別檢測到D、E兩點的時刻，其差便是關閉滯后時間td2。

球閥開啟、關閉滯后時間的檢測系統如圖10所示，單片機發出的控制信號經驅動電路控制電控噴射器工作，電流檢測電路將噴射器線圈電流轉換為電壓信號，經信號放大電路、微分電路、電壓比較電路及電平轉換電路處理后進入單片機，記錄下噴射器動態工作過程中的B、D、E點的時刻，經RS232傳送到PC機以便后續的數據處理。檢測結果如圖11所示，新設計的噴射器開啟滯后時間為1.65ms，比原噴油器的滯后時間縮短了8%；關閉滯后時間為0.5ms，縮短了9%。

圖10 球閥開啟與關閉滯后時間檢測系統框圖

圖11 噴射器開啟與關閉滯后時間對比曲線

4 結束語

本文在理論分析及仿真計算的基礎上，對電控汽油噴射器電磁結構參數進行了改進與優化設計，所試制的噴射器的電磁力的上升速率得到提高，尤其使得動態特性時間參數，即球閥開啟滯后時間與關閉滯后時間，與BOSCH某型電控汽油噴射器相比分別縮短了8%和9%。

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