一種新型復合式電磁驅動燃氣噴射裝置的設計與分析

范新宇， 龐紅巖， 姚壽廣

(1.江蘇科技大學能源與動力學院， 江蘇鎮江 212003； 2.浙江大學電氣工程學院， 浙江杭州 310027)

引言

隨著世界能源危機的加劇、環境污染問題日趨嚴重，各國對船舶發動機排放的問題日益重視[1]。世界氣體燃料資源豐富，其中天然氣以其優秀的排放特性在船舶領域受到廣泛關注[2]，采用天然氣-柴油的雙燃料低速機因其高功率和低排放技術逐漸成為當今世界關注的熱點問題[3]。

雙燃料發動機氣體供給形式主要有兩種：缸內供氣和缸外供氣[4]。缸外供氣方式會影響充氣效率，存在導致動力性不足的弊端[5-8]；缸內直噴方式具有更好的動力性與經濟性，可提高發動機的充氣效率[9]，是目前的主流發展方向。燃氣噴射裝置作為缸內直噴的核心執行機構，其動態特性與噴射特性對缸內燃燒過程及內燃機熱效率有著十分重要的影響[8]。快響應、高精度等性能是當前燃氣噴射裝置發展不斷追求的目標[10-11]。

根據驅動方式不同，燃氣噴射裝置主要分為電磁驅動、電液驅動以及電氣驅動等幾種類型。目前常規的電磁驅動噴射裝置多以電磁鐵為驅動機構，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的特點[12-15]，但存在驅動力低、噴射流量小的不足，難以滿足大功率發動機的大噴射流量需求。荷蘭Vialle公司、美國CAP公司和德國Bosch公司以及上海交通大學、浙江大學、天津大學和大連理工大學等均在電磁驅動燃氣噴射裝置關鍵技術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HEINZMANN公司曾提出雙環閥式的結構設計實現了大流量噴射，但降低了系統的響應速度，并對落座控制提出了更高的要求[18]。

采用電液驅動的燃氣噴射裝置可以彌補上述缺陷，但也存在一些缺點，例如液體介質易泄漏，會對環境造成一定的污染、由于液體壓力波和可壓縮性的存在，使閥門運動難以精確控制等[19]。

基于上述問題，本研究提出了一種新型復合式電磁驅動燃氣噴射裝置。該裝置融合了動圈式執行器[20-22]和動鐵式執行器[14,23]的優勢，在滿足噴射流量和驅動力要求的同時具備結構緊湊、高效節能和快響應等特點，為實現氣體燃料的精確高效噴射和高品質熱力循環奠定了良好基礎。針對新型噴射裝置的驅動機構與閥體展開設計，通過有限元方法研究其電磁力特性與流動特性規律，并建立樣機試驗平臺驗證了設計可行性和噴射裝置的動態特性規律，為燃氣噴射裝置的設計提供新的思路和方法。

1 復合式氣體燃料噴射裝置的設計

1.1 結構及原理

復合式電磁驅動燃氣噴射裝置結構如圖1所示，包括復合式驅動機構、閥體和菌形閥。動圈式電磁直線執行器為主要驅動部件，主要由動圈骨架、動圈線圈、永磁體、內磁軛和外磁軛等構成。動鐵式電磁直線執行器為輔助驅動部件，主要由銜鐵、動鐵線圈、永磁體等構成。銜鐵、動圈骨架與閥門剛性連接，通過控制線圈中的電流達到控制閥門運動的目的。閥體采用流開型設計以減緩高噴射壓力下的驅動力需求，并節省閥體內部空間以及降低能耗；菌形閥用于實現大流量噴射控制。

1.動鐵式電磁直線執行器 2.永磁體 3.連接桿 4.預緊彈簧5.動圈式電磁直線執行器 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.氣閥導管1 16. 氣閥導管217.線圈 18.內磁軛 19外磁軛1 20連接座2 21.外磁軛222.線圈骨架2 23.導磁環 24.銜鐵 25.固定端蓋26.支柱 27.陣列底板圖1 噴射裝置結構示意圖和實物圖Fig.1 Schematic diagram and real drawing of injection device

當接收到噴射指令信號，動圈線圈和動鐵線圈通電，兩者輸出同向電磁力驅動閥門向下運動到最大升程并保持在該位置，燃料噴入缸內。反之通入反向電流驅動閥門向上運動直至完全關閉切斷氣體燃料供給。該新型裝置的優勢在于：動圈式執行器輸出力線性，伺服控制性能良好，動鐵式執行器驅動力高，具備端部無源自保持能力，通過兩者結合可大幅提升系統驅動能力，滿足大流量、高噴射壓力(0.7～1.0 MPa)的需求， 并降低氣閥維持開啟或關閉階段所需保持電流，具有高效節能、快響應、高精度特點。此外，閥體端蓋下方設有擾流孔，可進一步增強氣體燃料的擾流作用，使燃料與空氣在缸內更加充分的混合。

1.2 驅動機構設計

在復合式驅動機構CELA的整體設計中，為了實現動圈式執行器MCELA和動鐵式執行器MIELA的電磁解耦，以簡化模型和設計復雜性，兩者互不接觸。并通過初步計算分析可知兩者之間的磁場干擾可以忽略不計，因此，對兩者進行獨立設計分析，然后研究復合結構的受力特性。在電磁分析軟件JMAG中建立動鐵式執行器和動圈式執行器的三維有限元模型，計算驅動器的磁場分布。

其中，動圈式執行器中永磁體采用性能良好的釹鐵硼(NdFeB)材料，端蓋、內外磁軛采用導磁性強的1008鋼。 線圈支架采用重量輕、強度高的工程塑料，降低了對響應速度的影響，從而保證了執行機構的強度和壽命。永磁體采用Halbach陣列方式[24-26]，以增強氣隙磁密。通過圖2a磁力線向量圖和磁場強度云圖可知，線圈在運動行程內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外磁軛處較大。

圖2 動圈式執行器仿真結果Fig.2 Simulation results of MCELA

通過仿真計算得到動圈式執行器的穩態力-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，電磁力基本趨于穩定，線圈處于行程中點時達到最大，兩端略小，這是由于動圈式執行器具有一定的端部效應。當動圈線圈位置發生變化時其電磁力波動范圍在16 N左右。電磁力與電流成正比，其比值稱為力常數，由磁感應強度與線圈在磁場中的有效長度決定，經過仿真計算力常數大約為24。

作為輔助驅動部件的動鐵式執行器具有力密度高、結構緊湊的優勢。動鐵式執行器中銜鐵、外磁軛和導磁環采用導磁性強、成本低的1008鋼，永磁體采用釹鐵硼(NdFeB)材料，線圈骨架由輕質高強度工程塑料制成。對具有劇烈磁場變化的零件網格進行加密?；谧钚〈抛柙恚曡F處于不同位置時所受吸力大小不同。圖3a為動鐵式執行器分別在無源和有源狀態下銜鐵處于不同位置的磁路示意圖及電磁場分布云圖，具體分析如下：

無源狀態：圖①當銜鐵位于執行器底端，在永磁體極化磁場的作用下形成兩條磁路，磁路1從下永磁體穿過導磁環進入銜鐵，再從銜鐵進入下端外殼回到永磁環的磁路為主磁路，路徑較短且磁阻較小。磁路2為從上永磁體穿過導磁環進入銜鐵，再進入外殼形成的回路。因此磁通在銜鐵下端、導磁環和下端外殼分布較為集中。圖②銜鐵位于行程中點時，兩個永磁環形成兩條磁路3和4，其磁力線方向相反，銜鐵在合磁場的作用下所受合力為0。因此銜鐵兩端及上下導磁環的磁力線成對稱分布。圖③中當銜鐵運動至執行器頂端時，其永磁環形成的磁路與圖①類似，形成磁路5和6，其磁通的分布主要集中在銜鐵上端、導磁環和上端外殼。

有源狀態：如圖④，⑤，⑥，銜鐵向目標方向運動時，執行器中主要形成兩條磁路，其中磁路8、磁路10、磁路12經過路徑與磁路6所述相同；磁路7、磁路9、磁路11經過路徑與磁路5所述相同。隨著銜鐵朝目標方向逐漸靠近， 磁路磁阻不斷減小，其所受電磁力逐漸增強，產生一定電磁力所需要的激勵電流逐漸減小。隨著激勵電流的逐漸增大，導致導磁環和銜鐵磁飽和嚴重，執行器產生了附加磁路13。磁路13隨著電流的增大而增大，削弱了執行器的輸出電磁力。

如圖3b所示為動鐵式執行器無源及有源(±11A)的力-位移特性曲線，在無源狀態下，動鐵式執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；在有源狀態下，端部啟動力可達111 N。

圖3 動鐵式執行器仿真結果Fig.3 Simulation results of MIELA

復合式驅動機構中的力特性可綜合動圈式執行器、動鐵式執行器和彈簧力特性而得，在此基礎上采取協同驅動與分段控制策略。前半行程，兩執行器線圈均通電，產生高驅動力；后半行程，動鐵式執行器停止通電，以降低系統能耗并減緩落座沖擊。綜上，在協同驅動模式下復合式驅動機構的力特性曲線如圖4所示，開啟時驅動力可達574.9 N。

圖4 復合式驅動機構穩態力-位移特性仿真曲線Fig.4 Simulation curve of steady state force characteristic at different displacement of CELA

1.3 閥體結構設計

噴射裝置的閥體結構對實現發動機的大流量噴射需求以及增強缸內預混、提升燃料噴射性能至關重要，提出擾流孔設計方案，并通過仿真驗證其有效性。

閥體部分針對3種不同結構進行對比分析，分別為無擾流孔、小擾流孔和大擾流孔結構。圖5a～圖5c分別為無孔、小孔和大孔3種結構的三維示意圖。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。閥體進口尺寸為65 mm×15 mm，出口直徑為35 mm。

圖5 3種閥體結構示意圖Fig.5 Schematic diagram of three kinds of valve bodies

湍動能分布可表征工質運動的劇烈程度，較高的湍動能強度有助于燃料噴入缸內后與空氣混合的更加均勻。對比圖6a～圖6c中可知，3種結構的最高湍動能均出現在閥門端面與出口的間隙處，從平均湍動能強度分布來看，分別可達41.04， 37.14， 42.89 m2/s2。這表明擾流孔的設計具有一定擾流作用，但是較小尺寸的孔會降低閥門流通能力，弱化預混擴散能力。甲烷濃度的分布特性驗證了上述結論，其中大擾流孔結構的甲烷濃度最高且分布均勻，可達0.78。

圖6 3種閥體結構湍動能強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散預混性能。圖7為3種結構出口下方軸向速度變化曲線。結果顯示，3種結構的最高流速均出現在閥門下方65 mm 處，最高流速分別為15.55， 16.54， 16.77 m·s-1，大孔結構流速最高，且65～173 mm范圍內大孔結構的軸向擴散速度仍高于另外兩種結構。

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

氣體燃料經噴射裝置后將產生較大的壓力損失，由于氣體流速在閥門下方65～87 mm范圍內較為穩定，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分析噴射裝置的滯止壓力損失。據噴射效率定義式(1)、式(2)計算可得無孔、小孔和大孔結構的噴射裝置噴射效率，其中馬赫數、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—— 有效截面上馬赫數的質量加權

k—— 等熵指數，空氣、甲烷的等熵指數分別為1.4，1.3

定義了基于壓力的噴射效率如下[27]：

(2)

計算可得無孔、小孔和大孔結構的噴射裝置噴射效率分別為86.35%，86.24%和86.29%，表明無孔結構的噴射效率略高于大孔結構，小孔結構噴射效率最低，但大孔結構噴射裝置的湍動能強度、燃料濃度和擴散速度均最高。綜上選擇大孔結構的噴射裝置作為研究對象。

2 噴射裝置流量特性分析

基于上述噴射裝置的設計，建立對應的CFD仿真模型，進一步分析裝置流量特性。對于噴射裝置三維模型的網格劃分，穩態計算采用非結構網格，網格數量約130萬；動態計算采用混合網格，網格數量約400萬，燃料入口區域及燃料預噴室結構較為復雜，因此采用非結構網格，其余部分采用結構網格。動網格區域更新方法采用層鋪法(layering)。由于模型為對稱模型，因此只需對一半模型進行網格劃分，在Fluent中設置對稱邊界即可。穩/動態計算均采用基于壓力的分離式求解器(pressure-base)，穩態計算中壓力和速度耦合應用SIMPLE算法，動態計算則采用PISO算法，壓力離散格式采用PRESTO。

2.1 穩態流動特性

根據低速機的熱力循環特性分析，選擇進口壓力范圍在0.7～1.0 MPa之間。設置閥門最大升程分別為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口壓力、不同閥門升程下的出流情況。

以閥門最大升程8 mm為例，分析噴射裝置出口下游的流場變化情況。圖8為噴射裝置不同進口壓力下的速度矢量圖和湍動能強度云圖。結果表明，隨著進口壓力的增大，氣流擴散速度逐漸增高，閥體及缸內的湍動能強度也隨之越大，則湍流運動越劇烈，有助于缸內混合氣充分混合。且由于閥門的截流作用，氣體流動最高速度及最高湍動能均出現在閥門端面和出口的間隙處。

圖8 相同升程穩態仿真結果Fig.8 Steady state simulation results of same lift

當進口壓力為0.8 MPa保持不變時，圖9為閥門從開啟至最大升程8 mm范圍內的速度云圖。閥門開啟2 mm時流速較低，燃料噴入缸內后又匯聚在閥門下方，在閥門下方和氣流匯聚處上方區域形成低壓區域，產生渦流。隨著閥門的開啟流速逐漸增大，氣流沿閥門端面向四周擴散。圖10為升程8 mm時閥門下方65 mm處的徑向截面速度矢量圖，較強的氣流與缸壁碰撞產生渦流，是缸內混合氣混合能量的主要來源。

圖9 穩態仿真速度云圖Fig.9 Steady state simulation velocity nephogram

圖10 8 mm升程閥門下方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

為進一步分析噴射裝置出口下游的流場變化情況，對流體的速度及壓力變化進行研究。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為閥門最大升程6 mm，進口壓力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。結果表明，閥門下方65 mm處氣流以最高速擴散，在65～87 mm的軸向范圍內保持高速穩定擴散，87 mm后因動量擴散作用出流速度逐漸下降。由壓力曲線可知，閥門下方出口區域氣流保持高壓，隨著軸向方向的變化，距離閥門173 mm逐漸趨于穩定。

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，噴射裝置的質量流量和體積流量均與閥門最大升程和燃料進口壓力成正比，隨著壓力的增大，流量的增大趨勢逐漸減緩。

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

2.2 動態流動特性

根據氣體燃料噴射裝置的運動規律，閥門開啟/關閉過渡時間為5 ms，在動圈式執行器和動鐵式執行器協同驅動模式下閥門總開啟時間分別為12， 18， 24 ms。設置進口壓力為0.7 MPa、出口壓力0.6 MPa，研究噴射裝置的動態流動特性。

圖13為閥門總開啟時間為12 ms時，噴射裝置內部的速度矢量分布隨時間的變化關系。在此進口壓力下(0.7 MPa)氣體流速相對較小，閥門從開啟至6 ms最大升程過程中，氣流在閥門下方有向中心軸線靠攏的趨勢，導致氣體在該處形成一定強度的渦流，有利于燃料的擴散預混。6.0～12 ms閥門關閉過程中，氣體出流速度逐漸增大且始終沿著出流方向擴散運動，燃料進入缸內動能損失小，有利于混合氣的充分混合。

圖13 動態仿真速度矢量圖Fig.13 Dynamic simulation velocity vector diagram

圖14為不同持續期下噴射裝置的質量流量以及閥門升程在一個工作循環周期內隨時間的變化關系。氣體燃料噴射裝置在相同持續期的質量流量和閥門升程曲線變化趨勢吻合性較高，表明噴射裝置具有流動響應迅速的優勢，通過控制閥門的位移可以實現對氣體噴射的精確控制。分析可知閥門總開啟時間為12， 18， 24 ms時的單循環噴射量分別為1.68， 2.86， 4.07 g，循環噴射量與總開啟時間成正比例關系。

圖14 不同持續期質量流量(qm)和閥門升程(L)隨時間變化關系Fig.14 Relationship between mass flow rate(qm) and valve lift (L)with time in different duration

3 試驗方法

建立基于DSP控制器的復合式燃氣噴射裝置試驗測控系統。驅動板通過DSP控制器控制輸入給執行器電流，同時電流傳感器串聯進回路采集電流信號。力傳感器和位移傳感器同樣如此。采用以太網實現上位機與DSP控制器的通信，進行數據的收集處理以及控制。試驗中采用同一個事件管理器中的2個全比較單元，產生2對互補的 PWM 波，用來分別控制電磁驅動排氣門和電動直線負載模擬器，保證了二者工作的同步性和協調性。

針對復合式電磁驅動燃氣噴射裝置的運動控制采用協同控制策略。其中以動圈式執行器模型作為被控對象，采用逆系統控制方法，以實現任意行程位置的精準運動控制；以動鐵式執行器模型作為被控對象，其銜鐵跟隨運動，采用前饋+PI反饋的電流控制方法，以實現輸出力的精確控制。圖15為復合式電磁驅動燃氣噴射裝置動態試驗臺架圖，其中包括上位機、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圈式執行器側邊，以測量閥門的動態位移特性。

圖15 動態試驗臺架圖Fig.15 Dynamic experimental bench

3.1 穩態結果對比

基于上述試驗設備，首先對動圈式執行器進行了穩態試驗測試，通入不同大小的電流，測量其電磁力特性。圖16a顯示了動圈式執行器在不同電流下不同位置的電磁力特性的試驗值和模擬值，曲線吻合度較好。根據仿真和試驗結果可得力常數為24，試驗結果和仿真結果最大誤差為7.6 N。

圖16 穩態力-位移特性試驗曲線圖Fig.16 Experimental curve of steady state force characteristic at different displacement

與動圈式執行器穩態試驗類似，動鐵式執行器中通入電流，測得銜鐵處于不同位移時的電磁力特性曲線。試驗結果及仿真結果如圖16b所示，曲線吻合度良好。最終得到如圖16c所示的復合式驅動機構的穩態力-位移試驗特性曲線，與圖4的仿真結果高度吻合。

3.2 動態性能分析

結合上述圖15中的動態試驗臺架裝置，圖17a為復合式電磁驅動燃氣噴射裝置的電流和閥門升程曲線圖。行程前半段電流為正，閥門加速移動；行程后半段電流為負，閥門運動開始減速。為保證閥門開啟時具有高驅動力，動鐵式執行器線圈中需先行通入電流至理想驅動狀態。由圖17a可知動鐵式執行器峰值電流可達9.8 A，動圈式執行器峰值電流最高達8.3 A。閥門開啟過渡時間可達4.8 ms，穩態位移精度可達±0.02 mm。

圖17 復合式驅動模式下的曲線圖Fig.17 Curve in cooperative drive mode

改變復合式氣體燃料電控噴射裝置試驗的相關控制參數，可實現持續期和閥門升程的調節，如圖17b所示。試驗表明在不同持續期和不同升程情況下，閥門運動均能實現靈活控制，保持良好的運動規律。

4 結論

針對本研究提出的一種新型復合式電磁驅動燃氣噴射裝置，運用有限元分析、仿真計算以及試驗研究相結合的方法，對其結構設計和噴流特性等進行了研究。搭建了系統樣機，開展了穩/動態性能測試，驗證了設計的合理性以及仿真準確性，所得結論如下：

(1) 提出了新型復合式電磁驅動燃氣噴射裝置的設計方案，具有驅動力高、響應速度快、燃氣流量大等優勢，且具有端部無源自保持能力，可大幅降低能耗，提高其可靠性和使用壽命；

(2) 針對復合式驅動機構進行了穩態特性分析，其端部無源保持力為229.6 N左右。開啟時驅動力高達574.9 N；

(3) 對噴射裝置的閥體結構進行了優化設計，通過仿真計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的閥體結構的湍動能強度和燃氣噴射效率更高，有利于燃料與空氣的充分預混；

(4) 針對噴射裝置進行了穩/動態流量特性分析。穩態分析表明，通過對不同閥門升程(2～4 mm)和不同進口壓力(0.7～1.0 MPa)16種工況計算表明，噴射流量與閥門升程和進口壓力成正比；動態分析表明，通過對不同閥門總開啟時間(12，18， 24 ms)的分析發現，同一持續期下的質量流量和閥門升程曲線高度吻合，證明該裝置可實現噴射流量的精確控制。