高压共轨系统的仿真分析与仿真

高压共轨系统的仿真分析与仿真

0扩散燃烧过程为了实现nox和碳烟的零排放，满足欧洲r、欧洲r甚至更高的排放要求，提出了多脉冲压燃油压燃油压燃油压燃油压燃系统（hcci）和预混合压燃油系统（pcci）。此外，还介绍了预混合压油和扩散燃烧的综合系统（lsd）。其中,油束碰壁和混合气均匀性及分层控制是预混充量压燃混合气形成的两个关键问题。而对于稀扩散燃烧过程,一个关键的问题就是要形成更多均匀的、过量空气系数<2的混合气。解决这些问题可采用:(1)多脉冲小脉宽控制,减少湿壁,并且利用连续脉冲喷雾之间的扰动促进混合,这就需要对于小脉宽喷雾时的喷油特性进行研究;(2)提高喷射压力,在可以实现的共轨压力条件下,提高压力室压力的途径之一就是要减少喷油时刻的压力损失。本研究正是通过使用一维流体系统仿真软件FLOWMASTER,对影响喷油的主要参数(如高压油管的长度、直径以及小控制脉宽时的喷油特性)进行探索研究,找出压力损失的原因,并对各参数进行优化,提出减少压力损失的可行措施,为实现新的燃烧理论和改进实际高压共轨系统提供理论依据。1管路动态载荷模型图1为高压共轨系统示意图。为简化起见,图中只给出1个高压油泵柱塞、1个限流器和喷油器的情况。按照上述物理模型,根据实际的情况及仿真软件的功能,对整个系统的假设和考虑因素可以描述如下:(1)把系统当作一维非定常流动;(2)考虑燃油可压缩性,忽略温度对燃油物性的影响;(3)假设压力波传播速度恒定;(4)考虑高压油泵柱塞偶件和喷油嘴针阀偶件的泄漏;(5)考虑高压油管中流动的压力损失,考虑油管粗糙度的影响;(6)忽略油管、共轨管、油泵柱塞腔和喷油器盛油腔等刚体容积膨胀;(7)考虑高压油泵出油阀的运动;(8)考虑限流阀内的流动及阀体元件的运动;(9)忽略燃油自身重力对流动的影响,主要由于燃油本身重力对流动影响很小;(10)不考虑空化的影响;(11)不考虑各构件的弹性变形。综合以上的情况,高压共轨燃油系统仿真的数学模型包括三个方面:液力控制方程,阀体元件运动方程以及电磁模型。对于管道中压力波的计算,本文考虑对管路采用弹性管模型,利用特征线法进行计算。因此,需要对网络模型中所有弹性管道进行空间-时间网格划分,如图2所示。其中,点C(xc,tc)的压力与流速值是由已知点A(xc,tc)和B(xc,tc)计算得出。此外,管路流动损失可以采用经验公式计算,常用模型如表1所示。表1中,x=[Re-2000]/2000;f为达桅擦因数(管路摩擦因数);fl为层流达桅擦因数;ft为湍流达桅擦因数;k为管路内壁表面粗糙度,m;d为管路内径,m。管路模型的数值计算必须满足以下收敛稳定性判据:式中,ρ为管路内部流体密度,kg/m3;L为管路长度,m;m·为管路内部质量流量,kg/s。由方程(1)可以得出:当m·→0时,f必须→∞才能保证上述稳定性准则。显然Colebrook-White模型满足上述准则。2模型验证模型为了验证计算模型和数值方法的可靠性,采用将试验测试结果与仿真计算结果对比来实现。2.1电磁阀的测量图3为控制脉冲1.5ms条件下,喷油器电磁阀的控制脉冲、线圈电流、衔铁升程随时间变化关系的仿真结果。其中,考虑了喷油器驱动模块DC-DC升压变换器的电压降,同时也考虑了电涡流的影响。图4为相同条件下喷油器电磁阀的控制脉冲、线圈电流以及衔铁升程的测量值。由图3和图4对比可以得出,仿真结果在一定程度上反映了线圈电流的变化趋势。由于电磁模型中未考虑磁滞效应以及漏磁,结果有一定偏差,但总体形态是一致的。对于衔铁升程曲线反映出的电磁阀启闭响应时间,考虑到引入升程传感器后,增加了运动件的质量,从而使得启闭响应变慢,因此仿真结果中电磁阀开启、关闭响应略快于试验结果是合理的。2.2喷油器模型仿真结果图5和图6分别为轨压110MPa,控制脉宽分别为0.5ms和1.3ms条件下喷油规律模拟值与试验值对比。仿真结果与试验结果有少许偏差,这主要和所建立的喷油器模型结构参数、经验参数以及模型的简化有关。其中,控制脉宽1.3ms时所测喷油速率在中期陡降,而仿真结果未反映出该趋势,但仿真结果比较正确地模拟了喷油速率“先低后高”的趋势,反映了一定的规律,可以用于共轨燃油系统的模拟。3计算结果和分析保证其他参数不变,研究单一参数变化对共轨系统性能的影响。表2为具体的计算初始条件,其中只列出了部分主要参数。3.1高压油管内的压力波共轨系统中各点处的压力由于节流、流动阻力损失等影响,在喷油时刻的压力变化状况是不同的。图7为高压油管长600mm时,从共轨管到压力室中所取各节点喷油时刻的压力波动情况。由图7可以看出,由于喷油时刻针阀打开,在管路中产生膨胀波,使得压力室前面各点压力下降,压力室压力没有达到期望的共轨压力110MPa,而是比轨压略低。高压油管内压力波频率为1.3ms,与控制脉宽保持一致,说明该压力波是由喷油引起的;而且,压力波的幅值最高为117.2MPa,最低为92.1MPa,波动量为共轨压力的22.82%。同时,压力波曲线呈现有阻尼衰减振荡趋势。因此,在设计共轨系统以及对共轨系统进行控制(如多脉冲)时,高压油管内的压力波应当引起足够重视。图8为不同高压油管长度时的压力室压力。压力室压力存在波动,并且随着高压油管长度增加,压力室压力峰值出现时刻明显变化。高压油管长度从200mm增加到800mm,压力波峰值压力出现时刻移动约1ms,在此转速下相当于曲轴转角6°CA。原因在于:高压油管长度增加,由高压油管引起的阻力损失增加,同时,由于管长变化,压力波往返传递的距离也发生变化,喷油器入口处的峰值压力出现时刻也会相应推迟。由于喷油速率与压力室压力直接相关,所以喷油速率的变化趋势与压力室压力保持一致,喷油速率的波动值最大为2.5mm3/ms,如图9所示。为使喷油器喷油时的压力损失尽可能小,以保证喷油时所需的压力室压力,使燃油雾化良好,高压油管应在满足使用要求的前提下尽量短,建议取值在400mm左右。3.2高压油管直径当高压油管直径很小(2mm)时,由高压油管引起的阻力损失很大,如图10所示。压力室压力最低降至70MPa,平均压力为80MPa,低于期望值27%,这说明管径过小,管道节流明显。压力室压力过低,不利于燃油雾化,也不利于对压力室压力的准确控制。喷油速率与压力室压力直接相关,当高压油管直径从2mm增加至4mm时,平均喷油速率从47.5mm3/ms增大至52.5mm3/ms,增加了9.5%,如图11所示。为保证喷油时刻的压力损失尽可能小,同时考虑到喷油响应特性要求,高压油管直径存在一个最佳值。由计算发现,当高压油管直径为3~4mm时,其节流作用不明显,在此基础上继续增大直径,则对于喷油速率的改善并没有明显的作用。3.3控制脉宽对喷油速率的影响当控制脉宽很小(<0.08ms)时,针阀开度小,如控制脉宽为0.08ms时,针阀开度为5.7%,压力室压力小于3MPa,喷油量约为1.34mm3,相当于1.1mg,如图12所示。控制脉宽从0.10ms增加至0.12ms时,针阀仍未完全开启或刚刚完全开启,电磁阀开启响应几乎不变。在此条件下,增大控制脉宽,针阀开度变大(最大开度从17%增至30%),喷油速率增加(峰值从29mm3/ms增至43mm3/ms),如图13所示。根据上述计算,可得到如下结论:(1)发动机的喷油脉宽不宜过小,否则针阀不能开启,不能实现喷油;(2)小脉宽条件下增加控制脉宽,则压力室压力显著增加,总喷油量明显增大,如图14所示;(3)控制脉宽很小时(如0.08ms),喷油量很少,虽然此时的压力室压力很低,但还是能够实现一定量的燃油喷射。要实现微量燃油喷射,需要解决的关键问题就是提高小脉宽时的压力室压力,保证喷射的燃油能够达到良好的雾化。Bosch公司研制的新型压电式喷油器,能够在保证较高喷射压力(>160MPa)的前提下,实现小于1mg的微量燃油喷射,使新型燃烧理论中实现多脉冲喷射和微量喷射成为可能。3.4喷油规律在不同工况下的分布图15为限流阀对共轨系统的影响。从喷油速率曲线可以看出,不装限流阀时,曲线在后期有明显的上升趋势;而装限流阀后,由于节流作用,喷油速率曲线在后期变化较为平缓,即有限流阀时的喷油规律接近矩型分布,无限流阀时的喷油规律接近靴型分布,主要区别出现在喷油阶段后期。解决限流阀节流问题的一个有效方法就是寻找新的机构或方法以实现发动机故障保护,如用电子控制系统实时诊断喷油器状态,出现失控时,启动相应的执行机构使喷油器停止工作,这样既可以有效监控发动机的工作状态,又可以取消限流阀,减少燃油系统节流损失。4高压油管长度(1)高压油管内存在由喷油引起的压力波动,波动量较大。增加高压油管长度,一方面管内流动阻力损失增加,另一方面长度增加带来压力波的传播距离改变,导致压力波峰值压力出现时刻变化,进而压力室压力值和波动相位也会变化,最终导致喷油规律的变化。综合考虑安装和压力损失因素,高压油管的长度应在200~400mm之间。(2)高压油管的直径过小时,管道节流作用明显,管道内压力损失很大,喷油规律曲线在喷油前期很低,呈现明显的靴型分布,损失过大。因此,高压油管的