基于ISIGHT和AMESim的燃油增壓器優化設計

熊 彪，楊 昆，趙建華，周 磊

(海軍工程大學 動力工程學院，湖北 武漢 430033)

1 引言

最大限度地減少排放、提高發動機效率是高壓燃油噴射系統的主要發展目標[1-3]。高噴油壓力是降低排放的有效技術之一[4-6]。采用二次增壓的方法不僅可以實現超高噴射壓力，還可使主噴油規律形狀柔性可調，有利于改善發動機低負荷運行時的經濟性[7-9]。燃油增壓器是實現二次增壓的核心部件，對增壓器結構參數進行優化十分必要。

目前國外開發增壓式高壓共軌系統的代表是德國BOSCH公司[10]，其開發思路為：把燃油增壓器集成在噴油器內，以實現“高基壓、低增壓比”的二次增壓方式。BOSCH公司根據該思路研究出了2種帶有燃油增壓器的共軌系統，該系統的噴油壓力可達250 MPa，并且可以實現多次噴射和噴油規律形狀可調[11-12]。雖然將燃油增壓器設置在噴油器內可以使得結構緊湊且安裝方便，但是這種噴油器內部結構十分復雜，加工制造困難?？紤]到如此復雜結構的加工和制造精度在我國很難實現，本文提出的超高壓共軌系統為燃油增壓器與噴油器分離的增壓式高壓共軌系統[13]，將增壓器布置在共軌管與噴油器之間，同時保留現行高壓共軌系統所有部件，因此可以在2種壓力下(基壓100 MPa和高壓200～250 MPa)向噴油器供油，使系統具有更強的噴射壓力和更靈活可調節的噴油規律，為進一步改善柴油機性能提供了有利的基礎[14]。

本文運用AMESim軟件對超高壓共軌系統進行建模，通過試驗驗證模型的準確度。利用ISIGHT軟件中的正交試驗數組法對燃油增壓器結構參數進行靈敏度分析，去除影響力較低的參數[15]。在此基礎上，選擇多目標優化算法對剩余參數進行優化分析，對比結果后確定最優算法和最佳參數組合，從而實現對燃油增壓器的優化設計。

2 超高壓共軌系統工作原理

圖1為超高壓共軌系統結構示意圖。該系統保留了傳統高壓共軌系統所采用的電控噴油器、共軌管等主要部件，區別之處是在共軌腔和噴油器間加裝了燃油增壓器。本文采用的是兩位兩通電磁閥控制的燃油增壓器，其具體結構如圖2所示，主要由單向閥、活塞、控制室、增壓室、復位彈簧和銜鐵等部件組成。

采用兩位兩通電磁閥控制的燃油增壓器的具體工作原理如下：當負荷較低系統在基壓狀態工作時，此時增壓器相當于一個單向閥，共軌腔中的燃油通過基壓油路向噴油器供油；當負荷增大系統需要在高壓狀態工作時，電磁閥會打開，控制室中的燃油會流回油箱導致增壓活塞兩端的壓力無法保持平衡，增壓活塞失衡會向小端移動，單向閥關閉，燃油因在增壓室內受到壓縮而壓力升高。增壓后的燃油經高壓油管輸送至噴油器，完成高壓噴射。電磁閥關閉后，控制室得到共軌腔燃油的補充而壓力回升，增壓活塞在控制室和復位彈簧共同作用下回到平衡狀態。

圖1 超高壓共軌系統結構示意圖

圖2 燃油增壓器結構示意圖

超高壓共軌系統主要通過控制燃油增壓器電磁閥的打開來實現超高壓噴射，因此，燃油增壓器是超高壓共軌系統的重要部件，對該燃油增壓器進行優化十分必要。

3 超高壓共軌系統建模

3.1 數學模型

3.1.1 燃油增壓器的數學模型

基于燃油增壓器的具體工作原理，可將其分為液壓腔、運動部件以及電磁閥等三類元器件進行數學建模分析。

1) 液壓腔

進出液壓腔模型的流體物質主要是燃油，因此對液壓腔數學建模實質上是對在其內部流動的燃油進行液壓特性分析。燃油在液壓腔內流動需滿足流體可壓縮性方程，如式(1)所示；燃油進出液壓腔的流量計算分為泄露和不泄露2種，如式(2)和(3)所示；基于上述方程，燃油在液壓腔內的壓力變化可由(4)所示。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：E為燃油彈性模量；ΔV/V為燃油體積變化率；μ為流量系數；A為有效流通截面積；ρ為燃油的密度；d為密封面直徑；σ為密封面的間隙；ΔP為液壓變化；dp/dt為液壓腔內燃油壓力變化率；L為密封長度；η為燃油動力黏度；Qin為非泄漏流進液壓腔的燃油流量；Qleakout為因泄漏流出液壓腔的燃油流量；dx/dt為運動件的運動速度；V為液壓腔體積。

2) 運動部件

燃油增壓器內主要的運動部件為增壓活塞和銜鐵，根據牛頓運動學第二定律可建立動力學方程，如式(5)所示：

(5)

式中：m為運動件的質量；ν為迎面阻力系數；k為彈簧剛度；x為運動件位移；x0為彈簧預壓緊量；Fm為機械力；Fh為液壓力。

3) 電磁閥

由于本模型使用的電磁閥需要和增壓器的液力系統相連，不只是一般的電磁執行器，因此需要對其電磁力、液壓力以及銜鐵閥體組件的機械運動進行分析，如式(6)-(9)所示：

(6)

(7)

Fh=APcon

(8)

(9)

式中：Uc為線圈施加的勵磁電壓；R為線圈電阻；i為線圈中電流；N為線圈匝數；μ0為真空磁導率；Sa為磁通經過的有效截面積；δ為線圈與銜鐵初始氣隙；x為電磁閥閥芯位移；A為閥芯截面積；Pcon為控制腔壓力；Fpre為彈簧預緊力；Fh為燃油對電磁閥芯的液壓力；m為銜鐵、閥芯組件的總質量；k為彈簧剛度；λx為阻尼系數。

3.1.2 噴油器的數學模型

基于噴油器的具體工作原理，可將其分為液壓腔、運動部件以及電磁閥等三類元器件進行數學建模分析。需要建立的方程主要包括液壓腔內燃油的流動和壓力變化方程、針閥的運動方程以及電磁閥的液壓力、電磁力方程等，其數學模型的建立過程與燃油增壓器相似。

3.2 仿真模型建立

基于超高壓共軌系統結構原理及數學模型，運用AMESim軟件建立了超高壓共軌系統仿真模型，如圖3所示。

該模型主要由理想高壓源(用于替代共軌腔和高壓燃油泵)以及兩位兩通電磁閥所控制的燃油增壓器、電控噴油器所組成?？紤]到增壓器和噴油器的實際工作原理，建立此模型需用到液壓庫、液壓元件設計庫、液阻庫、信號控制庫、機械庫、電磁庫和電子庫等模塊。其中部件1-6構成了兩位兩通球閥式電磁閥；部件9、11、12分別代表燃油增壓器的基壓室、控制室、增壓室；增壓活塞是增壓器的核心組件，由部件13-18所構成；模塊22-24構成了針閥組件；模塊27和29則分別為噴油器的控制室和壓力室。燃油增壓器和噴油器的主要參數如表1和表2所示。

1.電磁閥復位彈簧；2.電磁閥線圈；3.電磁閥驅動電路；4.電磁閥控制信號；5.銜鐵及閥芯質量；6.電磁閥球閥；7.出油孔；8.油箱；9.基壓室；10.單向閥；11.控制室；12.增壓室；13.增壓活塞大端上部；14.增壓活塞大端泄漏；15.增壓活塞質量；16.增壓活塞大端下部；17.增壓活塞小端泄漏；18.帶復位彈簧活塞；19.控制活塞上端；20.控制活塞泄漏；21.復位彈簧；22.針閥活塞上端；23.控制活塞針閥質量；24.針閥錐頭；25.電磁閥腔；26.出油孔；27.控制室；28.進油孔；29.壓力室

表1 增壓器主要參數

表2 噴油器主要參數

3.3 模型標定

為驗證超高壓共軌系統仿真模型的準確度，搭建了超高壓共軌試驗系統，如圖4所示。該試驗系統有PC機、控制器、電控單元、數據采集儀、傳感器、電機、測試儀及高壓共軌系統等元件，增壓室壓力由壓電傳感器測量，噴油速率由噴油規律測試儀測量，二者將所測數據通過數據采集儀傳輸至PC機中，從而完成對增壓室壓力和噴油速率的數據記錄。試驗工況如下：基壓設置為100 MPa，增壓器電磁閥工作范圍設置為1.6～2.8 ms，噴油器電磁閥工作范圍設置為1～1.8 ms。仿真與試驗工況相同。

圖4 超高壓共軌試驗系統示意圖

圖5顯示了增壓室壓力仿真結果與試驗結果，由圖可看出試驗所得的增壓壓力峰值略低于仿真值，主要是由于試驗裝置加工精度不足導致增壓器工作時有少量漏油，并且系統長時間運行油溫過高，從而影響增壓效果。不過從整個增壓過程可以看出仿真值和試驗值基本一致，說明該模型符合精度要求。

圖5 增壓壓力仿真結果與試驗結果曲線

圖6顯示了噴油速率仿真結果與試驗結果，由圖可看出試驗所得的噴油速率峰值略低于仿真值，其原因是試驗的增壓壓力峰值低于仿真值。除此之外，試驗所得的噴油速率曲線基本和仿真值吻合，表明仿真所得的噴油速率曲線可以較為真實的反映超高壓共軌系統單次噴油的噴油速率。

圖6 噴油速率仿真結果與試驗結果曲線

4 增壓器結構參數靈敏度分析

為找出對增壓壓力峰值和最小燃油泄漏率影響較大的結構參數，需對參數進行靈敏度分析。首先利用AMESim軟件中的Export模塊將需要研究的增壓器結構參數導出為ISIGHT的輸入變量，如表3所示。

表3 增壓器導出參數

同時，將增壓壓力峰值Pmax(MPa)和最小泄油率Vmin(L·min-1)作為復合輸出型參數導出為ISIGHT的輸出變量。

將ISIGHT和AMESim進行聯合仿真，通過ISIGHT軟件中的DOE模塊對增壓器結構參數進行靈敏度分析，具體流程如圖7所示。

圖7 結構參數DOE分析流程示意圖

該流程主要由Simcode和DOE兩個組件組成，首先通過Simcode組件對AMESim子程序AMEPilot進行調用，完成AMESim和ISIGHT兩個軟件的數據交換，然后通過DOE組件選取合適的算法對增壓器結構參數進行靈敏度分析。該流程的DOE模塊采用了L16正交試驗數組，取每個參數基準值的上下百分之十進行試驗計算，得出了各因子對輸出影響的PARETO圖，如圖8所示。

從圖8(a)可以看出，對增壓壓力峰值影響最大的參數因子為D1(控制室進油孔直徑)和V2(增壓室容積)，影響率均超過了20%，其中增壓壓力峰值隨著D1的增加而減小，隨著V2的增加而增加；從圖8(b)可以發現，對最小燃油泄漏率影響最大的參數因子為F(增壓活塞彈簧預緊力)，影響率超過了20%，且最小燃油泄漏率隨著F的增大而減小。同時，從(a)、(b)兩圖均可發現，參數M1(增壓活塞質量)和M2(電磁閥閥芯質量)對Pmax和Vmin影響率較小，因此參數M1和M2不作為下一步優化過程的設計變量。

圖8 結構參數靈敏度分析直方圖

5 增壓器結構參數優化

5.1 優化目標函數

在超高壓共軌系統中，燃油增壓器的主要目的就是提高燃油噴射壓力，因此，盡可能的提高增壓壓力峰值以獲得良好的增壓效果是增壓器優化的主要目標。但隨著增壓壓力峰值提升的同時，燃油泄漏率會增加，系統會產生額外的功耗。綜合考慮，以提高增壓壓力峰值為首要優化目標，降低燃油泄漏率為次要優化目標，根據多變量處理方法中的目標達成法[16]，建立如式(10)所示的目標函數。

(10)

其中：P0和V0分別為最大增壓壓力以及燃油泄漏率的目標值，故問題就轉換為f越大越好。

5.2 優化計算

在上述靈敏度分析的基礎上，選取控制室進油孔直徑和增壓室容積等9個參數(具體見表3)作為設計變量，同時將DOE模塊更換為Optimization模塊，其他設置保持不變，即可進行參數優化設計，具體流程如圖9所示。

圖9 ISIGHT參數優化流程示意圖

本文采用NSGA-Ⅱ、NCGA和AMGA等3種針對多目標優化的遺傳算法對燃油增壓器進行多目標優化計算，計算工況如下：基壓設置為100 MPa，增壓器電磁閥工作范圍設置為1.2～3 ms，噴油器電磁閥工作范圍設置為0.8～2 ms。優化目標在3種算法中的演化過程如圖10、圖11和圖12所示。具體優化結果如表4所示。

圖10 NSGA-Ⅱ算法優化曲線

圖11 NCGA算法優化曲線

圖12 AMGA算法優化曲線

表4 優化前后結果

根據優化過程可以發現，燃油增壓器最大增壓壓力得到顯著提高，而泄油率降低幅度并不明顯。綜合考慮，對增壓器優化效果最好的算法為AMGA算法，最大增壓壓力提升了19.1%，泄油率降低了7.72%。

6 結論

1) 運用AMESim軟件建立了超高壓共軌系統仿真模型，并對模型準確度進行了驗證，表明模型可用于燃油增壓器的優化設計；

2) 在ISIGHT軟件中利用正交試驗數組法對影響燃油增壓器性能的11個結構參數進行了DOE分析，發現控制室進油孔直徑和增壓室容積等9個結構參數對燃油增壓器性能影響較高；

3) 以提高增壓壓力峰值、減少燃油泄漏率為優化目標，對燃油增壓器性能影響較大的結構參數進行了優化。AMGA算法最佳，優化后燃油增壓器的增壓壓力峰值提升19.1%，燃油泄漏率降低7.72%，燃油增壓器的增壓能力和經濟性均得到顯著提升。