GDI噴油器小脈寬非線性流量特性分析

梁遲遲,張振東

(上海理工大學,上海 200093)

GDI噴油器是缸內噴注式汽油發動機噴射系統的關鍵執行器件,其主要功能是根據發動機電控單元發出的噴油脈寬信號來控制噴油量。噴油量是衡量噴油器流量特性的重要參數,能否精確控制噴油量對發動機的工作性能至關重要。

理想情況下噴油器的流量應該是線性的,并且與整個噴油器流量范圍內的噴油脈寬成正比。然而實際情況并非如此,由于噴油器接收噴油指令會有一定的延遲,導致噴油器噴油量在小噴油脈寬下會顯著偏離線性,不利于GDI噴油器噴油過程的精確控制,進而會影響發動機的動力性、經濟性和排放性[1]。

近年來,能源供需不平衡以及國六排放標準的實施,對噴油器的性能提出了更高的要求。越來越多的學者將噴油器小脈寬噴油作為噴油器性能研究的一個重點。田丙奇[2]對高壓共軌系統的小脈寬噴油特性進行了研究,解釋了小噴油脈寬下噴油量偏離線性的成因,認為減小回油節流孔直徑能夠有效降低小脈寬噴油量非線性度。蘭奇等[3]建立了低速機雙閥電控燃油系統AMESim仿真模型,結果表明,小脈寬工況下循環噴油量非線性度受系統結構參數(增壓活塞大頭直徑、增壓活塞小頭直徑、針閥彈簧預壓縮量、噴孔直徑、高壓油管直徑)影響較大。何付斌等[4]研究了燃油壓力和驅動電壓對小脈寬非線性區域噴射特性的影響,采用二次多項式對非線性段進行擬合,提高了電控噴油器在小噴油脈寬工況下的噴油量精度。Z. Liu等[5]指出,在大脈寬區域噴油量與噴油脈度呈線性關系,在小脈沖寬度區域(0.1～0.6 ms)噴油量與脈沖寬度呈非線性關系,且噴油變化率與脈沖寬度正相關。R. Kusakabedeng等[6]采用電流波形控制技術建立了噴油器的一維模型,發現電樞在開啟作用中的反彈導致小脈寬噴油非線性,通過減少電樞彈跳能夠有效改善非線性度。F. T. Scafati等[7]指出,小脈寬噴油非線性是由噴油器彈簧-質量系統的慣性大小和線圈施加的電磁力的減少,以及噴油器摩擦力變化引起的。L. Postrioti等[8]給出了不同噴射壓力(5～15 MPa)下GDI噴油器的流量特性曲線,指出在小脈寬階段,針閥沒有完全升起,而在線性區,噴油量與噴油脈寬成正比。將噴油壓力從5 MPa提高到15 MPa,由于噴油器需要更長的激勵時間來克服噴油器控制閥上的壓力,因此在小脈寬階段打開噴油器所需最小通電時間更長。另一方面,線性區斜率隨著噴油壓力的增大而增大,因為一旦針閥完全抬起,噴油器腔內上方壓力越大,噴射速率越快。

本研究提出了一種小脈寬流量區的閉環控制系統,能夠控制非線性流量區噴油精度,并能提高GDI噴油器的噴射能力。基于對GDI噴油器驅動電壓信號的識別處理,對針閥開閉動作特性的識別進行了研究,提出的控制策略能夠計算出針閥開閉時間,進而確定噴油器實際燃油噴射量,實現對噴油器噴油的精準控制。

1 GDI噴油器的工作原理及小脈寬流量特性

GDI噴油器本質上是一種高精度高速強力電磁閥,當電磁線圈接收到由發動機ECU發出的噴油信號后,銜鐵組件在電磁吸力的作用下朝鐵芯方向運動,針閥上升,鋼球離開閥座,燃油從閥座上的噴孔以噴霧形式噴出;當發出結束噴油指令后,電磁吸力不足以克服回位彈簧預緊力等阻力時,銜鐵組件向閥座方向運動,鋼球落座結束噴油[9]。

根據針閥的運動狀態,噴油器工作過程可分為開啟、開啟保持、關閉三個部分[10],其中開啟部分包括開啟延遲和開啟階段,關閉部分包括關閉延遲和關閉階段(見圖1中曲線1)。其中,開啟延遲階段是指ECU發出噴油指令到針閥開始上升,開啟階段是指針閥開始上升直到最大升程,開啟持續階段是指針閥保持在最大升程,關閉延遲階段是指ECU發出結束噴油指令到針閥開始下降,關閉階段是指針閥開始下降至完全落座。

圖1 GDI噴油器工作過程

當噴油脈寬度足夠小時,針閥在達到最大升程之前就會開始下降,如圖1中曲線2所示。此時,噴油器針閥直接從開啟階段進入關閉階段,針閥升程的特征是一條拋物線,相應的噴油特性是非線性的。

噴油器的動態流量特性是指發出噴油脈沖信號后,在一定脈沖寬度下燃油流量(Qdyn)與噴油脈寬(Ti)之間的變化關系。理想情況下噴油器的脈沖寬度與其噴油量呈線性關系,而在實際噴油時由于噴油器在噴射起始時刻與針閥升起之間有一定的滯后,其流量特性在小脈寬區域會呈現非線性。圖2示出GDI噴油器理想工況與實際工況下的流量特性曲線對比。

圖2 GDI噴油器流量特性曲線

2 小脈寬流量非線性控制策略

2.1 小脈寬流量非線性控制原理

圖3示出了小脈寬流量非線性控制的設計流程,主要包括硬件和軟件兩個部分。硬件部分主要是對GDI噴油器的電信號進行采集和處理,需要在電控單元內部配有用于調節信號以及快速處理信號(FADC硬件濾波、移動平均濾波)的硬件電路。軟件部分主要是對從硬件收集到的數據進行再處理,通過計算噴油器實際開閉時刻得出實際燃油噴射量,將實際燃油噴射量與目標噴油量進行比較,從而實現對噴油脈寬的修正。

圖3 小脈寬流量非線性控制的設計流程

圖4示出小脈寬實時檢測和補償噴油量的控制架構。首先對電磁線圈中的差分電壓信號進行濾波處理,以減少疊加噪聲。然后將濾波后的信號與參考電壓(Uverf)進行比較。參考電壓信號只與線圈斷電后因渦流衰減而引起的自感電壓有關。因此,電壓信號和參考電壓信號之間的差值排除了由于針閥運動引起的電壓信號變化因素,能夠更為精確地確定針閥關閉時刻。最后處理線圈電壓信號(ULF)與參考電壓信號(Uverf)之間的差值信號,計算出現極值的時間,該時間即噴油器針閥關閉時間。基于這種相關性,一旦從電壓信號中檢測到噴油持續時間,就能計算出實際的燃油噴射量。

圖4 小脈寬實時檢測和補償噴油量的控制架構

ECU能夠自動從GDI噴油器驅動信號中檢測出相關電壓與電流信號(見圖5和圖6),經過進一步地模擬處理可以獲得噴油器的開閉時刻。在相同的驅動脈寬指令下,不同的噴油器在小脈寬非線性區和線性模式下工作時,實際的電流與電壓信號是不同的,主要是由于噴油脈寬取決于針閥的開啟時間和關閉時間。針閥開閉時刻的準確識別是實現噴油器小脈寬精準噴射控制的關鍵[11]。

圖5 噴油器線性模式下電壓與電流波形(2 ms)

圖6 小脈寬下噴油器電壓與電流波形(0.3 ms)

圖6示出了GDI噴油器小脈寬下的電壓分布與電流典型波形。噴油器開始噴油時會施加一個非常高的電壓,電流突然上升,產生一個大的電磁力,銜鐵向上運動,帶動針閥離開閥座,燃油通道打開,噴油開始;當驅動信號停止時,電磁力下降到0,因為線圈被一個大的負電壓值迅速斷電,通過彈簧負載關閉燃油通道,針閥落座。

2.2 基于驅動電壓反饋的針閥關閉時刻識別

GDI噴油器噴油量直接取決于針閥的開啟和關閉時間,通過針閥關閉時間就可以精準確定噴油器的開啟周期。圖7示出實際采集的信號曲線。從圖7可以看出,銜鐵的運動速度可以反映噴油器針閥的運動狀態。當ECU發出噴油指令后,銜鐵組件在電磁吸力的作用下運動,此時噴油器響應快,銜鐵運動速度加快,帶動針閥離開閥座,燃油噴射量從0開始增加。當ECU發出結束噴油指令時,由于噴油器針閥彈簧-質量系統的慣性以及線圈施加電磁力的減少,銜鐵速度急速下降,在A處產生一個尖點,此時彈簧不起作用,銜鐵速度無瞬變;當針閥完全落座后,銜鐵運動突變會在電磁線圈中產生反電動勢,導致驅動電壓波形突然改變,速度發生瞬變,在B處形成斷點,根據噴油器的工作過程,此時噴油器電壓信號改變,電壓導數極值點即為噴油器針閥關閉點。

圖7 電壓信號與噴油器運動關系

GDI噴油器的電壓信號極值點出現在關閉階段,此時噴油器線圈斷電并產生一個自感電壓[12]。在這一階段,除了與線圈渦流衰減有關,電壓信號還與線圈斷電后銜鐵的運動有關,其振幅取決于銜鐵的運動狀態。當這一速度在銜鐵閉合之前達到最大時,電壓信號就會發生變化。針對這一特性,通過處理GDI噴油器電壓信號,就可以獲得針閥實際關閉時間,進而獲得噴油器實際噴油噴射量,將實際燃油噴射量與目標噴油量進行比較,從而實現對噴油脈寬的修正。

2.3 差分電壓信號處理

圖8示出了對GDI噴油器的電壓信號進行預處理的整個過程。噴油器驅動電壓信號由模擬數字轉換器(ADC)進行采集,在采集時選取了0.4～1.2 ms間的差分電壓信號。為了避免疊加噪聲對采集電壓信號的影響,線圈斷電后的電壓信號必須事先通過低通濾波器進行濾波。本研究先采用FADC硬件濾波進行AD轉換,然后利用截止頻率為110 kHz的低通移動平均濾波器對所采集到的電壓信號進行再處理。將經過濾波后的電壓信號與參考電壓信號(Uverf)進行比較。參考電壓信號只與線圈斷電后因渦流衰減而引起的自感電壓有關。因此,通過電壓信號和參考電壓信號之間的差值便可精確地確定針閥關閉時刻。當線圈電壓信號(ULF)與參考電壓信號(Uverf)之間的差值信號出現極值點時,即當差值ΔU=Max(|ULF-Uverf|)時,此時間對應于噴油器針閥關閉時間。

為了減少高頻噪聲對信號分析的影響,對采樣結果進行低通濾波,處理后的電壓曲線見圖8a。圖8b示出對濾波后的電壓信號進行一階求導后的曲線,導數極值點即為噴油器關閉點。可以發現濾波后電壓值的首個一階差值的極值接近0.8 ms,此即為噴油器關閉時刻。

2.4 開啟延時研究

圖9示出不同噴射壓力下噴油器銜鐵/針閥升程曲線。從圖9可以看出,針閥開啟延遲隨著GDI噴油器噴射壓力的增加而降低,壓力越高噴油器開啟響應越快。這是由于噴射壓力升高,導致噴油器銜鐵組件所受合力增大,當ECU發出噴油信號時,電磁線圈產生更大的電磁吸力帶動銜鐵組件上移,所以縮短了針閥開啟延時時刻。

圖9 不同噴射壓力下噴油器銜鐵/針閥升程曲線

圖10示出噴射壓力為20 MPa時,不同燃油溫度及不同介質黏度下噴油器的流量特性曲線。由圖10可以看到燃油溫度的升高會減少噴油器開啟延遲時間,這主要是由于燃油溫度升高會傳熱至噴油器機體[13],會使燃油黏度減小,噴油器內部流速加快,針閥摩擦阻力減小,因而能夠實現快速抬起[14]。選取車用汽油與車用乙醇汽油兩種不同介質下噴油器的流量特性進行比較,乙醇汽油的黏度是汽油的3倍左右,黏性摩擦力隨著黏度的增加而增加[15],從而阻礙針閥的運動,因此,在相同條件下噴射介質為車用乙醇汽油的噴油器的開啟延遲高于介質為車用汽油的噴油器。

圖10 不同溫度及不同介質黏度下噴油器的流量特性曲線

與PFI噴油器不同,GDI的噴油器開啟時充電電流很快飽合,從噴油器的電信號上無法發現噴油器開啟時刻。每個噴油器實際開啟時間取決于噴油器實際關閉時間,經仿真及試驗得知,當噴油器驅動時間由0逐漸增大時,其關閉延時有先變小再變大的趨勢。且關閉延時最小值(Tcdmin)、最小值對應的驅動時間(ti)與開啟延時(Tod)有如下關系:

Tod=a·ti+b·Tcdmin+c。

(1)

由此可知,可以通過關閉延遲時刻來確定開啟延遲時刻。利用短時精確控制系統試驗臺在不同壓力、不同介質黏度和不同溫度區間分別進行自學習,然后測出實際的開啟延時,根據開啟延時與驅動時間的線性關系擬合出上式中a和b的值。

3 試驗結果與分析

圖11示出小脈寬非線性流量特性測試試驗臺。試驗裝置由油箱、燃油泵、燃油濾清器、高壓燃油泵、燃油分配泵、高壓噴油器、傳感器、信號采集系統、噴油量測量儀和GDI噴油器驅動控制儀等部分組成。表1列出了當前研究的試驗條件。選取4個同規格的6孔GDI噴油器用于研究產品間噴油特性的變化以及噴射壓力和燃料的影響。考慮到現代GDI發動機的正常噴射壓力范圍,噴射壓力范圍選取6～35 MPa。高壓燃油泵要確保恒壓輸送,波動不得高于1%,試驗在室溫條件下進行。在小脈寬噴射階段,噴油脈寬持續時間取0～0.6 ms,步長為0.01 ms。線性階段取3 ms噴射脈沖持續時間來研究噴油器的流量特性。考慮到發動機壓縮沖程期間的環境壓力,在噴油流量測量期間,背壓設定在0.8 MPa。考慮到燃料特性的不同,選取兩種不同黏度的燃料(汽油和乙醇汽油)進行比較。

表1 試驗條件

圖11 小脈寬非線性流量特性測試試驗臺

圖12示出在0.20～0.60 ms脈寬下,軌壓對GDI噴油器動態流量的影響。小脈寬噴射分為兩個子階段:快速上升階段和過渡階段。在快速上升階段,噴油量相對于噴油脈寬的增加速率更快。這是因為在快速上升階段,針閥升程和噴油持續時間都隨著噴油脈寬的增加而增加。過渡階段出現在快速上升階段和線性階段之間,在此區域噴油量隨著噴油脈寬的增加而暫時減少。隨著軌壓的提升,由于噴油器需要更長的時間來克服噴油器控制閥上更高的壓力,針閥上升速度隨著噴油壓力的增加而降低,因此噴油器開啟時刻向右偏移,噴油結束時針閥復位落座時間延長,實際噴油持續期增加。綜上所述,燃油噴射量會隨著軌壓的升高和噴油脈寬的增加而增大。

圖12 在0.20～0.60 ms脈寬下,軌壓對GDI噴油器動態流量的影響

由于材料與制造精度的偏差,噴油器內部針閥與電樞之間的氣隙存在差異,導致不同噴油器的針閥運動特性不同。圖13示出了4個相同型號的GDI噴油器正常工作下的燃油流量特性與流量偏差。從圖13可以看出,在小脈寬區(小于0.6 ms)時,目標噴油量與實際噴油量差異較大,燃油噴射量的相對偏差最高可達到50%;噴油脈沖寬度大于0.6 ms時目標噴油量與實際噴油量線性度趨于一致,在線性工作模式下,燃油噴射量的相對偏差通常低于10%。

圖13 正常狀況噴油器動態流量與流量偏差

圖14示出在本研究該控制策略下噴油器的動態流量特性與流量偏差。可以看到4個GDI噴油器在小脈寬下實際噴射量與目標噴射量基本上趨于一致,大部分燃油噴射量的偏差都在±10%以內,僅有少數點偏差在20%左右,流量的非線性度得到了很好的改善,大大降低了噴油器之間的流量特性差異,從而提高了對燃油噴射量控制的精確性。

圖14 小脈寬非線性控制策略下噴油器動態流量與偏差

4 結論

a) 針閥關閉時,銜鐵速度突變,線圈電壓信號出現極值點;

b) 燃油黏度的增加導致更長的開啟延遲,在高燃油黏度下,這種較長的噴射延遲減少了實際噴油持續時間,導致小脈寬階段的噴油量大大降低;

c) 在本研究制定的小脈寬非線性控制策略下,GDI噴油器工作在線性模式,燃油噴射量的相對偏差通常低于10%;在小脈寬區燃油噴射量偏差最高可降低30%,大部分偏差都在±10%以內,噴油器的動態流量與噴油脈寬非線性度得到了很好的改善,有效提升了噴油器小脈寬噴油精度。