田紹軍，黎 謙，常光寶，王玉雷，王 昆

（上汽通用五菱汽車股份有限公司，柳州545007）

0 概述

國六排放法規(guī)的推廣執(zhí)行，進一步提高了對汽車燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)性能的要求。為了降低排放以滿足國家環(huán)保政策要求，國六車型的燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)蒸氣回收流量比國五車增大了約1 倍，且在怠速工況下電磁閥也運行。占空比控制常閉型電磁閥是目前汽車燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)廣泛使用的一種蒸氣回收流量控制閥門（以下簡稱電磁閥），閥門開閉時，管容閥系統(tǒng)內(nèi)的氣體速度及壓力交替變化，在系統(tǒng)中產(chǎn)生強烈的氣錘效應。燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)中的氣流脈動引起管路、炭罐、油箱等裝在車身結(jié)構(gòu)上的結(jié)構(gòu)件振動并傳遞給車身，這些結(jié)構(gòu)件振動同時也輻射噪聲，振動噪聲通過車身結(jié)構(gòu)或空氣傳播到達車內(nèi)，車內(nèi)出現(xiàn)“嗒嗒”的氣流脈動敲擊聲，降低了車輛怠速工況下的噪聲品質(zhì)，需要分析改進。關于流體脈動及振動噪聲研究：文獻［1］中研究了潛水磨碎泵系統(tǒng)壓力脈動特性；文獻［2］中研究了雙復位彈簧高速電磁閥動態(tài)特性；文獻［3］中研究了往復壓縮機引起的管路氣流脈動特性；文獻［4］中研究了閥門滯后特性對往復多相泵壓力脈動和性能的影響；文獻［5］中通過正交分析研究了炭罐電磁閥各個結(jié)構(gòu)參數(shù)對閥門撞擊噪聲的影響，得出了優(yōu)化的方向；文獻［6］中研究了高速電磁閥電磁力全工況關鍵參數(shù)相關性；文獻［7-15］中對各種管道壓力脈動特性進行了分析；文獻［16-18］中對國六車型炭罐電磁閥振動噪聲問題進行分析并嘗試從傳遞路徑上解決該問題。本文中從源頭上進行分析和改進，采用帶功率放大輸出功能的信號發(fā)生器模擬發(fā)動機電控單元（electronic control unit，ECU）產(chǎn)生脈沖寬度調(diào)制（pulse width modulation，PWM）驅(qū)動信號驅(qū)動電磁閥運行，通過調(diào)整PWM 信號頻率和占空比獲得電磁閥不同的輸出特性，測量和分析了電磁閥體、炭罐、油箱、車內(nèi)各測點的加速度、氣體壓力、聲壓等數(shù)據(jù)和電磁閥驅(qū)動信號的電壓、電流等信號，分析了各測點數(shù)據(jù)隨驅(qū)動控制信號頻率及占空比變化的規(guī)律，通過在電磁閥控制電路上反向并聯(lián)二極管及在電磁閥體入口處設置孔板降低了氣流脈動能量，消除了車內(nèi)嗒嗒聲，同時提高了電磁閥的電磁能利用率，提高了系統(tǒng)流量性能。本研究有利于提高整車噪聲品質(zhì)，改善燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)振動噪聲性能，提高系統(tǒng)可靠性，提升電磁閥結(jié)構(gòu)性能，降低制造成本，具有一定的創(chuàng)新性和參考價值。

1 問題描述

目前電磁閥生產(chǎn)廠家一般只關注電磁閥的密封、耐久、流量等性能，未考慮其氣流輸出脈動性能。通常汽車主機廠在電磁閥上游管道設置脈動消除裝置以控制其氣流脈動，導致零件及接頭增多，成本增加，密封性能下降，系統(tǒng)可靠性降低。圖1 為燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)原理示意圖，燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)主要由油箱、炭罐、電磁閥、ECU 及相應的連接管路、控制電路等組成。在進氣歧管內(nèi)負壓作用下，空氣從炭罐進氣口處進入，空氣壓力為p0，燃油蒸氣從油箱進入炭罐并隨空氣經(jīng)電磁閥進入進氣歧管。炭罐內(nèi)設置有壓力傳感器p1，進氣歧管內(nèi)設置有壓力傳感器p2。閥門中設置有小孔連通閥門與波紋密封管之間的空間和出氣管，減小氣壓差對閥門運動的影響。發(fā)動機起動后ECU 檢測炭罐和進氣歧管內(nèi)壓力并根據(jù)標定策略發(fā)出PWM 信號，經(jīng)整流驅(qū)動放大電路后驅(qū)動電磁閥閥門運行。電磁閥電感線圈中電流上升到一定值后，閥門在電磁力作用下克服復位彈簧和波紋密封管的作用力后開啟，氣流經(jīng)過閥門進入進氣歧管。電感線圈中電流消失后，閥門在復位彈簧和波紋密封管的作用力下關閉，氣流中斷。閥門開啟時長和頻率由ECU的PWM 信號頻率和占空比決定，氣流在閥門周期性的開閉運動中形成了壓力與速度交替變化的氣流脈動，氣流脈動傳遞至上游的炭罐后敲擊炭罐，炭罐振動傳遞給車身，車身鈑金振動輻射噪聲，車內(nèi)出現(xiàn)嗒嗒敲擊聲。

圖1 汽車燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)原理示意圖

圖2 為車內(nèi)右后側(cè)圍處測得的嗒嗒聲聲壓數(shù)據(jù)經(jīng)小波變換后的時頻圖。從圖中兩虛線時間刻度線間隔可以看出嗒嗒聲每隔63 ms 發(fā)生一次，即頻率為16 Hz，與電磁閥開啟頻率即PWM 控制信號頻率相同。通過濾波回放監(jiān)聽可知，車內(nèi)嗒嗒聲頻段主要在300 Hz～2 500 Hz 頻段范圍內(nèi)。

圖2 車內(nèi)右后側(cè)圍處嗒嗒聲時頻圖

2 系統(tǒng)模擬運行試驗

為研究汽車燃油蒸發(fā)回收系統(tǒng)氣流脈動及其引起的振動噪聲，采用一臺帶功率放大輸出功能的信號發(fā)生器輸出驅(qū)動信號并經(jīng)半波整流，模擬發(fā)動機ECU 驅(qū)動電磁閥運行。試驗數(shù)據(jù)采集設備為西門子公司生產(chǎn)的SCADAS Mobile 高速數(shù)據(jù)采集設備，數(shù)據(jù)采集和后處理分析軟件為test.lab，噪聲數(shù)據(jù)采樣率40 960 Hz，振動及其他數(shù)據(jù)采樣率4 096 Hz。信號發(fā)生器為鄭州明禾生產(chǎn)的MHS-5200P 雙通道直接數(shù)字合成（direct digital synthesis，DDS）信號發(fā)生器，占空比調(diào)節(jié)步長為0.1%。

調(diào)整信號發(fā)生器輸出PWM 信號的頻率和占空比，分別運行和關閉發(fā)動機、油箱加滿油、斷開炭罐與車身連接的安裝點等改變系統(tǒng)氣流狀態(tài)及振動噪聲傳遞路徑的模擬試驗，在線實時觀測和監(jiān)聽各測點氣壓及加速度與車內(nèi)嗒嗒聲變化。試驗結(jié)果顯示，關閉發(fā)動機后電磁閥體振動增大，炭罐和油箱振動及炭罐內(nèi)相對氣壓均為0，車內(nèi)外無嗒嗒聲。油箱加滿油時，車內(nèi)噪聲略降低，主觀感覺差異不大。斷開炭罐安裝點車內(nèi)嗒嗒聲明顯降低，但不能完全消除。

發(fā)動機關閉時，電磁閥管道內(nèi)無氣流，電磁閥閥門運行時電磁閥體軸向振動增大。圖3 為發(fā)動機運行及關閉狀態(tài)下，電磁閥PWM 頻率16 Hz，占空比掃略到60% 時，電磁閥體出氣端軸向振動加速度瞬時值對比圖。從圖中可以看出，發(fā)動機關閉管道內(nèi)無氣流時，電磁閥體軸向振動增大的主要原因是閥門關閉瞬間的沖擊振動增大。

圖3 電磁閥體軸向加速度瞬時值對比

模擬運行試驗結(jié)果表明，車內(nèi)嗒嗒聲主要由炭罐內(nèi)氣流脈動敲擊炭罐振動并經(jīng)炭罐與車身結(jié)構(gòu)的安裝點傳遞至車身引起，車內(nèi)嗒嗒聲與炭罐振動加速度成正比，炭罐增加隔振橡膠墊不能消除車內(nèi)嗒嗒聲，電磁閥振動對車內(nèi)嗒嗒聲無影響。

3 電磁閥結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣流脈動及振動噪聲的影響

設電磁閥體與動力總成剛性連接，電磁閥中的閥門與閥體總成是浮動連接相對運動的，閥門水平方向運動，對閥門列出動力學方程，并簡化為如圖4所示的動力學模型。圖4 中，M1為閥門質(zhì)量，C1為復位彈簧及波紋密封管總阻尼系數(shù)，K1為復位彈簧及波紋密封管總剛度，C2為密封圈阻尼系數(shù)，K2為密封圈剛度，F(xiàn)m為閥門受到的電磁力，x為閥門在合力作用下的位移。

圖4 電磁閥動力學模型示意圖

不計限位塊剛度阻尼力，閥門位移動力學方程如式（1）所示。

式中，x1為閥門完全關閉（x=0）時K1壓縮量；x2為閥門完全關閉（x=0）時K2壓縮量。

閥門所受電磁力Fm可用式（2）表示。

式中，N為電磁鐵線圈匝數(shù)；μ0為真空磁導率；S為磁路截面積；δ0為閥門完全關閉（x=0）時氣隙，x＜δ0；i為線圈中電流。

在每個PWM 脈沖電壓作用下，電磁閥電感線圈中電流以斜坡形式上升，因此閥門完全開啟時間較長，不容易發(fā)生氣錘效應。當閥門開啟脫離密封圈后，有電磁力時閥門位移用式（3）表示。

由式（3）可以看出，當閥門在電磁力Fm作用下克服復位彈簧彈性力和波紋密封管阻尼力向電磁鐵運動的過程中，因氣隙變小，電磁力越來越大，同時彈簧彈性力越來越大，其加速度大小和方向主要由電磁力、復位彈簧剛度阻尼力及閥門質(zhì)量決定。

當電磁閥電感線圈中電流斷開后無電磁力時，閥門位移用式（4）表示。

由式（4）可以看出，閥門在復位彈簧及波紋密封管作用下關閉，其關閉速度會影響到氣錘效應的大小。在氣隙不變時，減小復位彈簧和波紋密封管剛度，增大波紋密封管阻尼，增大閥門質(zhì)量有利于降低閥門關閉速度，延長閥門關閉時間，降低上游管路容器內(nèi)的氣流脈動。

4 氣流壓力及振動噪聲隨PWM 變化分析

發(fā)動機怠速工況運行，斷開電磁閥與車輛電連接，采用帶功率放大輸出功能的信號發(fā)生器模擬發(fā)動機ECU 產(chǎn)生驅(qū)動信號驅(qū)動電磁閥運行，PWM 信號電壓幅值均為13.5 V。電磁閥非穩(wěn)態(tài)運行時，固定PWM 頻率，調(diào)整占空比從0.3%～99.7% 掃略運行，占空比勻速穩(wěn)定掃略時間約為90 s。穩(wěn)態(tài)運行時電磁閥驅(qū)動信號頻率和占空比都固定在某個數(shù)值運行，分析測點的壓力信號及振動和噪聲信號變化規(guī)律。

4.1 車內(nèi)噪聲隨PWM 變化規(guī)律分析

PWM 頻率分別為10 Hz、20 Hz、30 Hz 時車內(nèi)右后側(cè)圍處嗒嗒聲隨占空比的變化見圖5。從圖中可以看出，隨著PWM 頻率的提高，嗒嗒聲逐漸增大，出現(xiàn)嗒嗒聲時的占空比逐漸提高，圖中頻率分辨率為1 Hz，嗒嗒聲均為PWM 頻率即閥開啟頻率的高次諧波，開啟頻率越高，高次諧波越明顯，聲音更響更清脆，頻率降低則變成緩慢而低沉的突突聲。

圖5 車內(nèi)嗒嗒聲隨PWM 頻率和占空比的變化

4.2 電磁閥及炭罐振動隨PWM 變化規(guī)律分析

圖6 和圖7 分別為PWM 頻率在10 Hz、20 Hz、30 Hz 時電磁閥體出氣端軸向振動加速度隨占空比和脈寬變化圖。從圖中可以看出，在某個頻率下閥體振動隨占空比或脈寬變化明顯分為如圖所示ab、bc、cd、de共4 個階段，在ab階段，脈寬小于一定數(shù)值時閥門還沒有開啟動作，只是受到電磁脈沖力作用，振動很小。到bc階段，隨著脈寬增大，電磁閥電流增大，由式（3）可知電磁力逐漸增大，則閥門每次開啟行程逐漸增大，由式（5）可知復位彈簧和波紋管產(chǎn)生的回復彈力逐漸增大，閥門關閉時沖擊加速度增大，因此殼體振動加速度增大，直到c點，脈寬達到約8 ms時閥門完全開啟，行程達到最大，閥門失去電磁力后關閉時的沖擊力達最大，殼體振動達到最大值。在cd階段，閥門完全開啟后隨著脈寬進一步增大，閥門每次開啟時長增加，氣流增大，流阻增大，因此加速度減小。到de階段電流脈寬時長太長，閥門復位時長太短，閥門還沒有完全關閉就被下一個驅(qū)動電流產(chǎn)生的電磁力拉開，直到到達e點閥門完全不能復位運行，保持在最大位置常開狀態(tài)，電磁閥體不再有閥門敲擊振動，氣流也不再有脈動，閥門保持常開狀態(tài)。

圖6 不同PWM 頻率下電磁閥體軸向加速度隨占空比變化

圖7 不同PWM 頻率下電磁閥體軸向加速度隨脈寬變化

圖8 為不同PWM 頻率下炭罐表面法向加速度隨占空比的變化圖。從圖中可以看出，其變化趨勢與電磁閥體軸向振動加速度基本一致，但從前文的模擬試驗運行分析可知，炭罐的振動并不是電磁閥體振動通過管路結(jié)構(gòu)振動傳遞而來造成的，而是管道系統(tǒng)內(nèi)氣流速度或壓力脈動引起的。結(jié)合車內(nèi)嗒嗒聲在線監(jiān)聽結(jié)果可知，該處振動大小與車內(nèi)嗒嗒聲響度成正比。

圖8 不同PWM 頻率下炭罐法向加速度隨占空比變化

4.3 炭罐內(nèi)氣壓隨PWM 變化規(guī)律分析

圖9 為不同PWM 頻率下炭罐內(nèi)相對氣壓隨占空比變化圖。從圖中可以看出，不同頻率下頻率越低則相對氣壓波動幅值越大，這與振動噪聲隨頻率增大而增大的規(guī)律相反。另外相同占空比下，PWM頻率越低，氣壓時均值越低。將圖9 轉(zhuǎn)化為隨脈寬變化圖，如圖10 所示。

圖9 不同PWM 頻率下炭罐內(nèi)氣壓隨占空比變化

圖10 不同PWM 頻率下炭罐內(nèi)氣壓隨脈寬變化

車輛上驅(qū)動電磁閥的電壓信號為半波PWM 功率信號，其幅值為車載電源電壓，頻率和占空比一般設置成可變量，由發(fā)動機ECU 控制調(diào)節(jié)氣體流量，脈寬Pw與占空比關系如式（5）所示。

式中，f為PWM方波頻率；Du為PWM 方 波 占空比，占空比計算周期為1 s。

由式（5）中可以看出，占空比相同而頻率不同時，頻率越低，脈寬越寬，即閥門每次開啟時間越長，氣流連續(xù)性越好，能達到的最高速度就越大，如圖9所示，其每次開啟炭罐內(nèi)達到的波谷氣壓就越低，時均值也越低。根據(jù)雷諾平均NS 方程可知，炭罐內(nèi)平均氣壓下的氣流可近似看作不可壓縮流體，根據(jù)伯努力方程可知其氣壓越低則流量越大。另一方面，從前文中關閉發(fā)動機試驗中閥門沖擊加速度反而增大可知，氣流有阻止閥門關閉的趨勢，流量越大則閥門關閉越慢，氣流引起的氣錘效應就越低。從前文分析可知，相同占空比下，頻率越低，振動噪聲越低，因此為了獲得較好的振動噪聲性能和氣體流量性能，電磁閥閥門開啟頻率應設置低些。

5 炭罐振動與氣流脈動關系分析

圖11 為電磁閥和炭罐振動及氣壓波動與閥門開閉時序圖。電磁閥電流代表閥門開閉狀態(tài)，電磁閥電流正負值代表電流方向，電流增大到一定值時閥門開啟，減小到一定值時閥門關閉。從圖中可以看出閥門每次開啟時電流緩慢增大到最大值，而關閉時迅速降為0。電磁閥出氣端軸向加速度在閥門關閉瞬間出現(xiàn)最大峰值，這是閥門碰撞密封圈引起的。在閥門開啟到最大開度時出現(xiàn)一個小峰值，這是閥門碰撞閥體和電磁鐵限位塊引起的。電磁閥進氣口相對氣壓在閥門關閉時氣壓迅速上升到最大值，閥門開啟后先快后慢降低到最低值。從圖中兩虛線時間刻度線之間的間隔可以看出，炭罐內(nèi)相對氣壓曲線近似為電磁閥進氣口相對氣壓曲線向后平移18 ms，為閥門關閉和開啟后的壓力波傳播到炭罐內(nèi)的時間。炭罐殼體法向加速度峰值加速度出現(xiàn)在炭罐內(nèi)相對氣壓突然上升時刻，即閥門關閉引起的壓縮波傳遞到炭罐內(nèi)時刻炭罐出現(xiàn)敲擊振動，車內(nèi)發(fā)出嗒嗒聲。電磁閥閥門到炭罐的管道長度為5 440 mm，由此計算氣錘波在管道內(nèi)傳播速度為302.2 m/s。

圖11 電磁閥和炭罐振動及氣壓波動與閥門開閉時序

6 降低振動噪聲提高流量的改進措施

降低或者消除氣錘效應的措施一般有降低氣體沖擊能量，在閥門處設置吸能裝置，降低管道剛度，更改管容系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設計，縮短相長，延長閥門開啟關閉時間等。試驗中在電磁閥兩端反向并聯(lián)1 個整流二極管，將電磁閥感應電動勢轉(zhuǎn)化為電流續(xù)流，以提高電磁能利用效率，延緩電磁閥閥門關閉時間，降低閥門沖擊加速度及氣錘效應，提高相同占空比下系統(tǒng)氣體流量性能。同時，在電磁閥入口處設置一個孔板，孔板開孔面積約為出口處拉伐爾管最小截面處面積1.3 倍，孔板能夠起到阻尼作用，降低氣流脈動能量。

圖12 為在電磁閥線圈兩端反向并聯(lián)整流二極管D 的原理示意圖。圖中D 代表二級管，L 和R1代表電磁閥線圈，Q1、R2 代表PWM 信號功率放大電路，ECU 代表ECU 的PWM 信號輸出端，+Vcc代表ECU 和電磁閥供電端。

圖12 電磁閥反向并聯(lián)整流二極管原理示意圖

圖13 為PWM 頻率16 Hz、占空比20% 時，有無二極管狀態(tài)下電磁閥各結(jié)構(gòu)參數(shù)發(fā)生時刻對比圖。從圖13（a）中可以看出，無二極管時電磁閥電壓斷開時出現(xiàn)一個較大的反向感應電壓，閥門關閉引起的最大瞬時峰值加速度較大，從電壓斷開到閥門關閉出現(xiàn)最大加速度時間為2. 2 m s。從圖13（b）中可以看出，有二極管時電磁閥電壓斷開時無反向感應電壓，閥門關閉引起的最大瞬時峰值加速度較小，從電壓斷開到閥門關閉出現(xiàn)最大加速度時間為3. 8 m s，比無二極管時延遲了1. 6 m s，說明電壓斷開后仍有電磁力阻礙閥門的復位運動而延長了其關閉時間，降低了閥門沖擊加速度。根據(jù)茹可夫斯基水擊波公式可知，延長閥門關閉時間有利于降低水擊壓力波大小，較長管道中的氣體動量和慣性較大，與液體具有相似性，因而發(fā)生類似水錘效應的氣錘效應。

圖13 有無二極管時電磁閥電壓、電流及軸向加速度對比

改進前后振動噪聲對比如圖14 所示。改進后電磁閥、炭罐振動明顯降低，車內(nèi)嗒嗒聲消除。

圖14 改進前后振動噪聲頻譜對比

改進前后炭罐內(nèi)氣壓對比如圖15 所示。從圖中可以看出，占空比相同時，高占空比下炭罐內(nèi)氣壓明顯降低，流量提高。

圖15 改進前后炭罐內(nèi)氣壓對比

7 結(jié)論

（1）車內(nèi)嗒嗒聲由電磁閥閥門關閉后氣流脈動敲擊炭罐振動引起。振動噪聲隨電磁閥控制信號PWM 頻率增大而增大，氣壓波動幅值隨頻率增大而減小，相同占空比下，氣壓時均值隨頻率增大而增大。在一定范圍內(nèi)降低控制信號頻率有利于降低車內(nèi)高頻段嗒嗒聲并提高電磁閥進氣流量。

（2）在電磁閥線圈兩端反向并聯(lián)整流二極管同時在電磁閥體進氣管處設置孔板可以降低電磁閥閥門關閉運動引起的氣流脈動和炭罐振動，消除車內(nèi)嗒嗒聲。

（3）整流二極管將電磁閥感應電動勢轉(zhuǎn)化為電流續(xù)流，延緩了電磁閥閥門關閉時間，降低了閥門沖擊加速度及閥門上游氣流的氣錘效應，提高了電磁能利用效率和相同占空比下系統(tǒng)氣體流量，抵消了孔板局部損失對氣體流量的影響。