D. Baccolini, M. Borghi, M. Milani, S. Falfari, A. Mazza 1

ANALISI FUNZIONALE DI UN ELETTRO-INIETTORE PER SISTEMA DI INIEZIONE COMMON RAIL

D. Baccolini (1, M. Borghi (1, M. Milani (1, S. Falfari (2, A. Mazza (3

(1 Dipartimento di Scienze dell’Ingegneria, Università degli Studi di Modena e Reggio Emilia

Via Vignolese, 905 – 41100 Modena

(2 DIEM, Università degli Studi di Bologna V.le Risorgimento, 4 – 40100 Bologna

(3 VM Motori S.p.A.

Via Ferrarese, 29 – 44042 Cento (FE)

SOMMARIO In questo lavoro vengono presentati alcuni dei risultati ottenuti durante lo studio del comportamento dinamico di un elettro-iniettore per applicazioni Common Rail, facente parte del sistema di iniezione presente a bordo di un motore Diesel 4 cilindri di elevata potenza specifica. Nella sua prima parte, il lavoro presenta il modello numerico adottato per lo studio del comportamento dinamico di un elettro-iniettore di corrente impiego industriale (BOSCH), realizzato utilizzando un codice di calcolo specificatamente sviluppato per lo studio di sistemi idraulici sottoposti a veloci transitori di comando. Successivamente, vengono proposti i risultati ottenuti applicando allo stadio di comando elettro-idraulico dell’iniettore alcune delle strategie di comando e controllo disponibili nella mappatura standard della centralina elettronica presente a motore. L’analisi dell’influenza del ciclo di comando sulle caratteristiche di funzionamento dell’elettro-iniettore viene eseguita con riferimento al comportamento temporale di alcune delle variabili di maggior interesse progettuale, quali gli spostamenti dell’ancora dello stadio di comando e dello spillo di iniezione, la pressione nella camera di controllo e nel pozzetto di iniezione, la portata e la massa iniettate per ciclo. Questa prima parte dello studio viene conclusa da una verifica numerico/sperimentale della massa iniettata per ciclo al variare del regime di rotazione e della pressione media nel rail, con lo scopo di determinare l’affidabilità, la ripetibilità ed i limiti del modello numerico adottato. La generale attendibilità delle previsioni numeriche, soprattutto in termini di massa iniettata per ciclo, permette di utilizzare le informazioni precedentemente introdotte per determinare le caratteristiche di efflusso del combustibile dai fori di iniezione, quali ad esempio il coefficiente di efflusso, la velocità media del fluido e l’area effettiva nella sezione di uscita dall’iniettore. Nel lavoro vengono presentati e discussi i risultati ottenibili applicando tre modelli di efflusso disponibili in bibliografia. La seconda parte del lavoro è dedicata alla verifica del funzionamento dell’elettro-iniettore una volta inserito nel sistema di iniezione di un motore 4 cilindri. Il modello numerico precedentemente adottato per lo studio del comportamento dell’elettro-iniettore viene inserito in un modello sviluppato per simulare l’intero sistema di iniezione di un motore ad accensione spontanea soggetto a condizioni di funzionamento “reali”, coinvolgente sia il ciclo di comando applicato alla valvola di regolazione della pressione nel Rail (presente sulla linea di mandata della pompa di iniezione di alta pressione), sia un’opportuna fasatura dei comandi imposti ai quattro elettro-iniettori coinvolti. Il funzionamento del sistema di iniezione viene poi analizzato con lo scopo di evidenziare come, all’interno di un ciclo di iniezione, il duty cycle imposto dalla centralina elettronica alla valvola di regolazione della pressione nel rail possa imporre ai quattro iniettori un comportamento differente, e come la portata e la massa iniettate per ciclo risultino variabili da iniettore ad iniettore. 1. INTRODUZIONE La consistente bibliografia riguardante i sistemi di iniezione ad alta ed altissima pressione, quali il Common Rail, testimonia come, da diversi anni, lo studio, lo sviluppo e l’ottimizzazione del loro funzionamento siano fattori indispensabili per il miglioramento delle prestazioni dei motori

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endotermici alternativi (ed in particolare, dei motori Diesel). Lo sviluppo dei sistemi di iniezione dei motori ad accensione spontanea, infatti, permette da un lato di gestire ed ottimizzare il tempo di iniezione, dall’altro di svincolare l’iniezione stessa dal regime di rotazione del motore e di meglio adattare le caratteristiche dello spray alle diverse condizioni operative. Come sottolineato da diversi autori, (Wikman et al., 2000), (Digesu et al., 1994) o (Catania et al., 1999), l’ottimizzazione del comportamento dinamico dell’iniettore rappresenta un passo obbligato per migliorare il controllo esercitato dal sistema di iniezione sulle caratteristiche dello spray, per ridurre il consumo di combustibile ed ottimizzare il controllo delle emissioni. In più, come evidenziato in (Catania et al., 1996 e 1999), l’ottimizzazione del comportamento dinamico dell’intero sistema di iniezione riveste un ruolo non trascurabile nel miglioramento delle caratteristiche di guidabilità di una vettura, a patto che tale sviluppo si traduca in una corretta gestione dell’interazione tra sistema e motore. In quest’ottica, un ruolo di primaria importanza vengono ad assumere la progettazione e l’ottimizzazione delle strategie di comando e controllo imposte, attraverso le mappature usualmente implementate nella ECU (Electronic Central Unit), ai componenti elettro-idraulici coinvolti in un ciclo di iniezione. In questo lavoro viene analizzata la risposta dinamica di un elettro-iniettore di corrente impiego industriale, riportato in Figura 1 (BOSCH, 1999), inserito nel sistema di iniezione Common Rail di un motore Diesel 4 cilindri ad elevata potenza specifica (VM Motori), una volta sottoposto a strategie di comando e controllo relative a condizioni operative di medio regime di rotazione del motore (1800 e 2400 rpm), coinvolgenti anche l’iniezione pilota e per valori della pressione media di alimentazione variabile tra i 250 ed i 1300 bar.

Figura 1: L’elettro-iniettore ed il gruppo di generazione di potenza idraulica presenti nel sistema Common Rail considerato. Il comportamento dell’iniettore viene studiato sia in condizioni di funzionamento singolo, sia in condizioni di alimentazione simultanea dei 4 iniettori costituenti il sistema completo, e coinvolgendo l’interazione tra il gruppo di iniezione (rail ed iniettori) ed il gruppo di generazione di potenza idraulica, formato dalla pompa a pistoni radiali combinata alla valvola regolatrice di pressione, mostrate sempre in Figura 1 (BOSCH, 1999). In particolare, la condizione di funzionamento singolo viene analizzata per determinare come il ciclo di comando imposto dalla ECU allo stadio di pilotaggio dell’elettro-iniettore ne condizioni le caratteristiche di funzionamento, con particolare riferimento ad alcune delle variabili di maggior interesse progettuale, quali gli spostamenti dell’ancora dello stadio di comando e dello spillo di

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iniezione, la pressione nella camera di controllo e nel pozzetto di iniezione, la portata e la massa iniettate per ciclo. Lo studio del funzionamento singolo viene concluso da una verifica numerico/sperimentale della massa iniettata per ciclo al variare del regime di rotazione e della pressione media nel rail, con lo scopo di determinare l’affidabilità, la ripetibilità ed i limiti del modello numerico adottato. I dati sperimentali sono stati forniti dalla VM Motori e sono stati ottenuti al banco BOSCH per la taratura ed il collaudo degli iniettori. Successivamente, le informazioni ottenute vengono utilizzate per determinare le caratteristiche di efflusso del combustibile dai fori di iniezione (in particolare, il coefficiente di efflusso, la velocità media del fluido e l’area effettiva nella sezione di uscita dall’iniettore), come ottenibili applicando i modelli di efflusso utilizzati, rispettivamente, da (Catania et al., 1994), (Arcoumanis et al., 1997) e (Zhu e Reitz, 2000). La condizione di funzionamento simultaneo dei quattro elettro-iniettori, invece, eseguita imponendo all’intero sistema di iniezione tutti i segnali di comando e controllo indirizzati dalla ECU ai diversi componenti di regolazione presenti, permette di evidenziare come, all’interno di un ciclo di iniezione, il duty cycle imposto dalla centralina elettronica alla valvola di regolazione della pressione nel rail possa imporre ai quattro iniettori un comportamento differente, e come la portata e la massa iniettate per ciclo risultino variabili da iniettore ad iniettore. 2. ARCHITETTURA E CARATTERISTICHE DEI MODELLI DI SIMULAZIONE L’analisi, condotta per via numerica, è stata svolta sviluppando, sia per l’iniettore che per l’intero sistema di iniezione, un modello a parametri concentrati e distribuiti con la piattaforma di calcolo AMESim 3.0.1 (IMAGINE, 2000), un codice di tipo multi-port basato sulla tecnica di discretizzazione bond-graph dei flussi di potenza. In Figura 2, ad esempio, è riportato lo schema equivalente del modello a parametri concentrati e distribuiti utilizzato per l’analisi del comportamento dinamico dell’elettro-iniettore. Come mostrato, il componente è stato suddiviso nelle sue tre parti fondamentali: lo stadio di pilotaggio (in alto a destra), lo stadio di controllo (a sinistra) e lo stadio di iniezione (in basso). Una volta eccitato dal segnale in tensione proveniente dalla ECU, il solenoide presente nello stadio di pilotaggio applica una forza sufficiente a sollevare verso l’alto l’ancora di chiusura della valvola di non ritorno a sfera. Nel modello di Figura 2, tale azione è stata riprodotta mediante un blocco schematizzante la relazione forza-corrente caratteristica del solenoide, in modo da poter applicare la strategia di comando e controllo direttamente in termini di corrente circolante nelle spire del solenoide. Al sollevamento dell’ancora, la valvola di non ritorno a sfera viene forzata nella condizione di apertura dalla pressione regnante nella camera di controllo (e pari alla pressione di alimentazione dell’elettro-iniettore); la camera di controllo viene così connessa alla linea di drenaggio e, a seguito dell’efflusso di fluido verso l’ambiente di bassa pressione, vede decrescere rapidamente la pressione. Conseguentemente, lo stadio di controllo risulta sbilanciato, e la pressione regnante nel pozzetto di accumulo (pari alla pressione di alimentazione) porta al sollevamento dello stelo di controllo e dello spillo, provocando l’iniezione in camera di combustione. Ogni stadio dell’elettro-iniettore è stato modellato nel rispetto delle caratteristiche costruttive peculiari del componente studiato, rispettando la successione delle aree attive per la pressione, dei collegamenti meccanici, delle masse, delle molle, degli accoppiamenti in tolleranza e degli orifici di collegamento interni ed esterni. Infine, a valle dell’elemento a tenuta conica che determina il collegamento del pozzetto di iniezione con quello di accumulo, è stato introdotto un componente in grado di simulare le caratteristiche dei fori di iniezione, ed in particolare il numero (5), le dimensioni geometriche (lunghezza di 1,28 mm e diametro di 0,23 mm) e l’inclinazione rispetto all’asse dell’iniettore (60°). L’analisi del funzionamento singolo dell’elettro-iniettore è stata condotta imponendo un’alimentazione a pressione costante, e mantenendo costante e pari ad 1 bar sia la pressione di drenaggio, sia la pressione nell’ambiente di iniezione. In Figura 3, invece, viene riportato il modello a parametri concentrati e distribuiti utilizzato per l’analisi del comportamento dinamico del sistema di alimentazione del motore Diesel 4 cilindri considerato. Anche in questo caso sono riconoscibili il gruppo di generazione di potenza idraulica (in alto), il volume di collegamento con gli iniettori (al centro) e i quattro iniettori (in basso).

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Figura 2: Il modello a parametri concentrati e distribuiti messo a punto in AMESim per lo studio del comportamento dinamico dell’elettro-iniettore per sistema Common Rail.

Figura 3 – Il modello a parametri concentrati e distribuiti messo a punto in AMESim per lo studio del comportamento dinamico del sistema Common Rail alimentante un Diesel 4 cilindri ad elevate prestazioni. Il gruppo di generazione di potenza idraulica è stato modellato tramite una sorgente a portata variabile modulata da una successione di segnali imposti dall’esterno. Come detto, la pressione di iniezione nel volume di accumulo viene mantenuta sotto controllo dall’azione della valvola regolatrice di pressione posta sulla linea di mandata della pompa a pistoni radiali. La successione di segnali imposti alla sorgente di portata variabile, di conseguenza, riproduce nel sistema di Figura 3 il comportamento della valvola regolatrice di pressione, portando la pressione di alimentazione nel rail ad essere condizionata dal duty cycle imposto dalla ECU a questo componente. I modelli dei quattro elettro-iniettori che completano il sistema, infine, hanno le stesse caratteristiche del modello mostrato in Figura 2, e prevedono segnali di comando opportunamente sincronizzati in

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funzione del regime di rotazione. Le simulazioni sono state condotte, in entrambi i casi, con riferimento al fluido idraulico correntemente utilizzato al banco BOSCH per il collaudo e la taratura degli elettro-iniettori (densità 825 kg/m3, modulo di comprimibilità 1700 MPa, viscosità cinematica 3,6 mm2/s e tensione di vapore circa 10-5 MPa), includendo l’effetto sia dell’aria disciolta, sia di fenomeni di cavitazione, ed adottando una temperatura di esercizio del fluido costante e pari a 85 °C. In particolare, il modello di cavitazione adottato (IMAGINE, 2000) consente di determinare le condizioni di incipiente cavitazione e l’evoluzione della cavitazione sulla base della valutazione di un bulk modulus equivalente del fluido (funzione della pressione e della temperatura di esercizio), del contenuto di aria libera e di vapore, sotto l’ipotesi che la frazione in massa d’aria libera e la tensione di vapore siano invariabili e che la frazione in volume di aria libera evolva con la pressione secondo una trasformazione isoentropica. Per finire, nei modelli dei condotti idraulici di collegamento interni ed esterni all’elettro-iniettore sono stati inclusi gli effetti della comprimibilità del fluido e della parete (per determinare il bulk modulus effettivo della linea), dell’attrito, compreso il contributo frequency-dependent, dell’inerzia del fluido, dei fenomeni di assorbimento/rilascio d’aria e di cavitazione. 3. COMPORTAMENTO DINAMICO DELL’INIETTORE Come detto, il funzionamento dell’elettro-iniettore viene determinato dalla ECU che ne definisce, attraverso opportune sequenze di comando, le caratteristiche funzionali principali. Nel seguito vengono presentati alcuni dei risultati ottenuti applicando, allo stadio di pilotaggio del modello di Figura 2, i profili di corrente attualmente utilizzati per la gestione degli elettro-iniettori del sistema Common Rail di un motore Diesel di elevata potenza specifica. In particolare, l’analisi del comportamento dinamico dell’elettro-iniettore è stata eseguita riproducendo le condizioni operative di medio regime di rotazione del motore (1800 e 2400 rpm), per differenti valori della pressione media di alimentazione nel rail (250, 800 e 1330 bar), anche in presenza del l’iniezione pilota (a 1800 rpm). Le condizioni d’analisi sono riassunte nella Tabella 1. Tabella 1 – Profili di corrente, e relative condizioni operative del motore, applicati allo stadio di pilotaggio dell’elettro-iniettore nella presente analisi

PressioneRail

Durata Main

RegimeMotoreProfilo

Corrente (bar) (µs) (rpm) A1 250 160 2400 A2 250 800 2400 A3 250 1200 2400 A4 800 160 2400 A5 800 800 2400 A6 800 1200 2400 A7 1300 160 2400 A8 1300 800 2400 A9 1300 1200 2400

PressioneRail

Durata Main

Durata Pilot

RegimeMotore

Profilo Corrente

(bar) (µs) (µs) (rpm) A10 250 800 160 1800 A11 250 1200 160 1800 A12 800 800 160 1800 A13 800 1200 160 1800 A14 1300 160 160 1800 A15 1300 800 160 1800 A16 1300 1200 160 1800

Nelle Figure 3 e 4, ad esempio, vengono riportati i risultati ottenuti applicando il profilo di corrente A3 di Tabella 1, relativo ad un regime di rotazione di 2400 rpm, ad una pressione media di alimentazione nel rail di 250 bar e ad un tempo totale di eccitazione dell’elettro-iniettore di circa 1200 µs, necessari per completare una sola iniezione di tipo “main”. Quando il profilo di corrente A3 è applicato allo stadio di pilotaggio, la forza esercitata dal solenoide sull’ancora assume l’andamento mostrato in Figura 3-(a; dopo una rampa di circa 50 µs che porta all’applicazione della forza massima, circa 45 N, il carico applicato all’ancora viene mantenuto pressoché costante, al valore di circa 40 N, per un tempo totale di 400 µs. Successivamente, il ciclo di eccitazione dello stadio di pilotaggio prevede una riduzione del carico, a circa 30 N, il suo mantenimento a tale valore per circa 700 µs, ed una rampa di azzeramento di circa 50 µs. La Figura 3-(b mostra come l’ancora dello stadio di pilotaggio e lo spillo iniettore si muovano dalla posizione occupata nelle condizioni di elettro-iniettore non comandato. Come mostrato, l’ancora si

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solleva fino a compiere la sua corsa massima (0,05 mm) in un tempo stimabile in circa 100 µs, mantenendo poi la posizione di apertura per tutta la durata del duty cycle imposto al solenoide. All’azzeramento della forza applicata dal solenoide, l’ancora viene riportata nella condizione di chiusura dalla molla di richiamo, in un tempo stimabile ancora una volta in circa 100 µs. Lo spillo di iniezione, invece, inizia la corsa di sollevamento con un ritardo rispetto all’inizio del duty cycle quantificabile in circa 200 µs, continuando la corsa di apertura fintanto che l’ancora viene mantenuta sollevata e raggiungendo un’alzata massima di circa 0,075 mm. Quando l’ancora viene comandata in chiusura, lo spillo di iniezione ritorna anch’esso verso la condizione di chiusura, ed il ciclo di iniezione termina circa 400 µs dopo la chiusura dell’ancora dello stadio di pilotaggio. In Figura 4-(a sono riportati gli andamenti della pressione rispettivamente nella camera di controllo e nella camera di iniezione. In corrispondenza del sollevamento dell’ancora, e quindi dell’efflusso di fluido verso l’ambiente di drenaggio, la pressione della camera di controllo crolla dal valore di alimentazione ad un valore prossimo ai 150 bar, per poi attestarsi a circa 170 bar per tutto l’intervallo temporale nel quale l’ancora viene mantenuta a fondo corsa. Alla fase di discesa dell’ancora, cioè alla chiusura dell’orificio di collegamento tra la camera di controllo e l’ambiente di drenaggio, corrisponde inizialmente una rapida risalita della pressione verso il valore di alimentazione; successivamente, quando il bilancio di forze applicate porta in chiusura lo spillo di controllo e quello di iniezione, l’effetto della variazione di volume della camera di controllo comporta un decremento della pressione al suo interno a circa 230 bar. Solamente al termine della corsa di chiusura dello spillo di iniezione, la pressione nella camera di controllo può ristabilirsi al valore della pressione di alimentazione. La pressione nella camera di iniezione, invece, si mantiene prossima al valore di alimentazione per tutta la durata del ciclo, anche quando lo spillo di iniezione ha aperto il collegamento di questa con i fori di iniezione.

0

10

20

30

40

50

0 600 1200 1800 2400[µs]

[N]

(a)

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0 600 1200 1800 2400[µs]

[mm]

Ancora

Spillo diiniezione

(b)

Figura 3 – (a Forza elettromagnetica applicata dal solenoide all’ancora dello stadio di pilotaggio, (b spostamento dell’ancora e dello spillo (condizione operativa A3)

150

175

200

225

250

275

0 600 1200 1800 2400[µs]

[bar]Camera di Iniezione

Camera di Controllo

(a)

0,00

0,60

1,20

1,80

0 600 1200 1800 2400[µs]

[l/min]

(b)

Figura 4 – (a Andamento della pressione nella camera di controllo e nella camera di iniezione, (b Portata iniettata (condizione operativa A3) L’andamento della portata volumetrica istantanea iniettata in corrispondenza del ciclo A3, riportata in Figura 4-(risulta ovviamente correlata all’alzata dello spillo di iniezione. Come mostrato, tale portata

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raggiunge un valore massimo di circa 1,6 l/min, e la fase di iniezione termina con un ritardo di circa 400 µs rispetto alla conclusione del duty cycle imposto al solenoide dello stadio di pilotaggio. L’integrazione nel tempo della curva mostrata in Figura 4-(b consente di valutare la massa totale iniettata nel ciclo, che per la condizione A3 risulta essere di 19,45 mg/ciclo.

0

10

20

30

40

50

0 1000 2000 3000 4000 5000[µs]

[N]

(a

0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0 1000 2000 3000 4000 5000[µs]

[mm]

Ancora

Spillo di iniezione

(b

Figura 5 – (a Forza elettromagnetica applicata dal solenoide all’ancora dello stadio di pilotaggio, (b spostamento dell’ancora e dello spillo (condizione operativa A13)

100

300

500

700

900

0 1000 2000 3000 4000 5000[µs]

[bar]Camera di Iniezione

Camera di Controllo

(a

0,00

1,00

2,00

3,00

0 1000 2000 3000 4000 5000[µs]

[l/min]

(b

Figura 6 - (a Andamento della pressione nella camera di controllo e nella camera di iniezione, (b Portata iniettata (condizione operativa A13) Nelle Figure 5 e 6, invece, vengono riportati i risultati relativi alla condizione di funzionamento A13, corrispondente ad un regime di rotazione di 1800 rpm, ad una pressione media di alimentazione nel rail di 800 bar e ad un tempo totale di eccitazione dell’elettro-iniettore di circa 4200 µs, necessari per completare sia un’iniezione “pilota” (della durata di circa 160 µs), sia un’iniezione di tipo main (1200 µs). A seguito della forza applicata dal solenoide allo stadio pilota dell’elettro-iniettore durante l’iniezione pilota, Figura 5-(a, mentre l’ancora raggiunge il proprio fondo corsa, aprendo completamente il collegamento della camera di controllo con il drenaggio, lo spillo di iniezione si solleva di soli 0,02 mm (circa 1/10 della sua alzata massima). L’iniezione di tipo “main”, che avviene dopo un arco temporale di circa 2400 µs dal termine della pilota, comporta invece il raggiungimento del fondo corsa da parte sia dell’ancora che dello spillo di iniezione. L’andamento delle pressioni all’interno della camera di controllo e della camera di iniezione, Figura 6-(a, può essere commentato in perfetta analogia con quanto fatto per la condizione A3. Rimane da osservare come, all’apertura della comunicazione con il drenaggio, la pressione nella camera di controllo raggiunga un valore prossimo ai 500 bar e, in corrispondenza del raggiungimento del fondo corsa da parte dello spillo di iniezione, essa sia caratterizzata da oscillazioni tra il valore di alimentazione (800 bar) e circa 300 bar. Tali oscillazioni, comunque, non influiscono sul comportamento dinamico dello spillo di iniezione, che mantiene la condizione di alzata massima senza incertezze. Da evidenziare, infine, come il ciclo complessivo di iniezione in camera di combustione occupi un arco temporale dell’ordine dei 4500 µs. La Figura 6-(b, infine, illustra l’andamento della portata volumetrica istantanea iniettata attraverso i

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fori di iniezione. In questo caso, la portata massima durante l’iniezione pilota è pari a circa 0,9 l/min, mentre raggiunge i 3 l/min (circa) durante l’iniezione principale. Alla curva di Figura 6-(b corrispondono una massa totale iniettata per ciclo di 55,65 mg/ciclo, dei quali circa 1,75 mg/ciclo iniettati durante la fase pilota. Le masse complessivamente iniettate per ciclo, calcolate per ognuna delle condizioni di funzionamento riportate in Tabella 1, sono state confrontate con le corrispondenti masse misurate al banco di taratura e collaudo degli elettro-iniettori. In Figura 7 vengono proposti da un lato il confronto numerico/sperimentale suddetto, Figura 7-(a, dall’altro la deviazione standard associata alla determinazione dei dati sperimentali, Figura 7-(b. Il calcolo della massa complessivamente iniettata per ciclo porta, per tutte le condizioni operative studiate, a risultati generalmente in accordo con le quantità determinate sperimentalmente (scostamento variabile nell’intervallo 0,3-5%), anche se alcune evidenti discrepanze sono associate alle condizioni di funzionamento A1, A4, A7 ed A14, quando la massa è inferiore ai 3 mg/ciclo ed in presenza dei più elevati valori della deviazione standard (con una conseguente maggiore incertezza del dato sperimentale).

0

1

10

100

A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16Corrente applicata al solenoide

[mg/ciclo]

Sperimentale Calcolata

(a

0

1

10

100

A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16Corrente applicata al solenoide

[%]

(b

Figura 7 – (a Confronto numerico/sperimentale delle masse iniettate per ciclo al variare della condizione operativa, (b Deviazione standard associata alla determinazione dei dati sperimentali. 4. ANALISI DELLE CARATTERISTICHE DI EFFLUSSO DAI FORI DI INIEZIONE La generale affidabilità mostrata dai risultati numerici permette di utilizzare il modello, di cui alla Figura 2, per estendere l’analisi del comportamento dinamico dell’elettro-iniettore anche ad altre variabili caratteristiche, difficilmente determinabili sperimentalmente. Nel seguito, ad esempio, vengono mostrati i risultati ottenuti nella definizione delle caratteristiche dinamiche di efflusso dai fori di iniezione utilizzando tre modelli di calcolo diffusi in letteratura, e gli andamenti temporali della portata iniettata e della pressione nella camera di iniezione precedentemente analizzate. Brevemente, vengono confrontate le caratteristiche di efflusso (ed in particolare, il coefficiente di efflusso, la velocità media e la sezione effettiva nella sezione di uscita dei fori di iniezione), determinate adottando gli approcci proposti da (Catania et al., 1994), da (Arcoumanis et al., 1997) e da (Zhu & Reitz, 2000). Il primo definisce convenzionalmente il coefficiente di efflusso come il rapporto tra la portata di fluido realmente iniettata e quella idealmente valutabile utilizzando l’equazione di Bernoulli, e calcola di conseguenza sia la velocità media che la sezione effettiva di efflusso al contorno di uscita dei fori; il secondo introduce un coefficiente di efflusso correlato alle caratteristiche geometriche del foro, al numero di Reynolds associato al flusso e calcolato sulla base dell’equazione di Bernoulli, al numero di cavitazione ed alla posizione del foro stesso rispetto all’asse dello spillo; il terzo, infine, si basa sulla descrizione quasi stazionaria del moto del fluido all’interno dei fori di iniezione e correla direttamente la definizione delle caratteristiche di efflusso alla presenza o meno di fenomeni di cavitazione, alle caratteristiche geometriche del foro di iniezione, al numero di cavitazione del flusso e, a seconda del caso, o al coefficiente di contrazione della vena o al numero di Reynolds calcolato in condizioni ideali. In Figura 8, ad esempio, viene mostrato l’andamento del coefficiente di efflusso ottenuto per la condizione di funzionamento dell’elettro-iniettore corrispondente al profilo di corrente A3. Da evidenziare come, mentre il modello proposto da (Catania et al., 1994) definisce effettivamente un

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coefficiente di efflusso variabile ( e con valore massimo pari a 0,53 in corrispondenza della massima alzata dello spillo), i modelli di (Arcoumanis et al., 1997) e di (Zhu & Reitz, 2000) portano a definirne un valore costante, e pari ripettivamente a 0,5 e 0,63.

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

0 0,6 1,2 1,8 2,4[ms]

CD Zhu and Reitz

Arcoumanis et al.

Catania et al.

Figura 8 – Coefficienti di efflusso dell’iniettore per la condizione di funzionamento A3

242

243

244

245

246

0 0,6 1,2 1,8 2,4[ms]

[m/s]

Zhu and Reitz

Arcoumanis et al.

Catania et al.

(a

0,000

0,025

0,050

0,075

0,100

0 0,6 1,2 1,8 2,4[ms]

[mm] Zhu and Reitz

Arcoumanis et

Catania et al.

(b

Figura 9 – (a Velocità media di efflusso e (b diametro dell’area effettiva di efflusso nella sezione di uscita dai fori di iniezione per la condizione di funzionamento A3 La Figura 9 raccoglie le distribuzioni temporali della velocità media e dell’area effettiva di efflusso nella sezione di uscita dal foro di iniezione conseguenti alla definizione dei coefficienti di efflusso mostrati in Figura 8. Le velocità medie alla sezione di uscita del foro di iniezione, Figura 9-(a, assumono una distribuzione temporale simile, ma sono caratterizzate da valori leggermente differenti. In complesso, comunque, è possibile definire un campo di variazione della velocità media alla sezione di uscita dei fori di iniezione compreso tra i 243 ed i 246 m/s. Il calcolo del diametro effettivo di efflusso nella sezione di uscita dei fori di iniezione porta ai risultati mostrati in Figura 9-(b. Come mostrato, i modelli proposti da (Zhu & Reitz, 2000), e da (Arcoumanis et al., 1997) portano alla determinazione di un diametro costante, rispettivamente pari a 0,081 mm e 0,073 mm. Adottando il metodo proposto da (Catania et al., 1994), invece, risulta più evidente la correlazione esistente tra il diametro di efflusso e l’alzata dello spillo di iniezione (o, allo stesso modo, alla portata iniettata), con il diametro stesso che assume valori variabili nel tempo e, in corrispondenza dell’alzata massima dello spillo di iniezione, valore massimo pari a circa 0,075 mm. In ogni caso, a seconda del modello adottato e considerando che il diametro geometrico del foro di iniezione è pari a 0,23 mm, è possibile concludere come per la condizione di funzionamento analizzata la sezione di uscita del foro di iniezione sia occupata da fluido nella fase vapore per una frazione d’area variabile tra il 64% ed il 68%.

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5. COMPORTAMENTO DINAMICO DELL’INIETTORE INSERITO NEL SISTEMA COMMON RAIL PER UN MOTORE 4 CILINDRI La dinamica dell’elettro-iniettore in condizione di funzionamento reali, cioè quando questi si trova inserito nel sistema di iniezione del motore, viene influenzata dalla dinamica della pressione all’interno del rail. Il rail, infatti, che alimenta tutti gli iniettori che completano il sistema, risulta connesso al gruppo di generazione di potenza idraulica, costituito fondamentalmente dalla pompa di alta pressione e dal regolatore di pressione riportati in Figura 1. Nel seguito vengono riportati alcuni dei risultati ottenuti imponendo, al modello del sistema di iniezione del motore 4 cilindri di Figura 3, una pressione nel rail dipendente dalla strategia di gestione imposta della ECU, ed in particolare dal controllo della portata indirizzata al rail stesso mediante il duty cycle imposto alla valvola regolatrice di pressione.

13,75

14,00

14,25

14,50

14,75

15,00

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20[s]

[%]

(a

230

240

250

260

270

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20[s]

[bar]

(b

Figura 10 – (a Variazione temporale della frazione percentuale della portata elaborata dalla pompa di alta pressione indirizzata al rail e (b Variazione teorica della pressione nel rail (iniettori chiusi) in corrispondenza della condizione di funzionamento A3. Ad esempio, in corrispondenza della condizione di funzionamento degli elettro-iniettori A3 (Tabella 1), la gestione della posizione di lavoro della valvola regolatrice di pressione, cioè del grado di apertura del collegamento tra la linea di mandata della pompa quella di ritorno al serbatoio, porta il gruppo di potenza ad alimentare il rail con una portata variabile nel tempo secondo l’andamento di Figura 10-(a (che mostra la frazione percentuale della portata elaborata dalla pompa di alta pressione effettivamente indirizzata al rail). Tale andamento è stato ottenuto imponendo, alla sorgente di portata presente all’interno del modello di Figura 3, la strategia di gestione applicata dalla ECU allo stadio di pilotaggio della valvola regolatrice di pressione. Come si può notare dalla Figura 10-(a, la portata media che viene effettivamente indirizzata al volume di accumulo è pari a circa il 14,4% della portata elaborata dalla pompa, mentre la portata istantanea risulta variabile secondo un ciclo compreso tra il 13,9% ed il 14,9% della portata complessivamente disponibile. In Figura 10-(b, invece, è riportato l’andamento temporale della pressione nel rail corrispondente alle condizioni di alimentazione imposte dal “duty cycle” di portata mostrato in Figura 10-(a, quando i quattro iniettori sono mantenuti in condizione di chiusura. La pressione nel rail varia ciclicamente, con una frequenza pari a 20 Hz (tempo di ciclo di 50 ms), tra i 265 ed i 235 bar (circa), assumendo valore medio di 250 bar. La variazione ciclica della pressione nel rail, di conseguenza, comporta una corrispondente variazione ciclica della pressione nella sezione di alimentazione degli iniettori. In più, essendo ogni iniettore asservito ad un cilindro, i comando ad essi applicati, seppur uguali, devono essere opportunamente sfasati temporalmente, così che ogni iniettore viene ad essere comandato in apertura in corrispondenza di un valore di pressione di alimentazione differente. Questa situazione è esemplificata nella Figura 11-(a, nella quale all’andamento della pressione nel rail di Figura 10-(b sono stati sovrapposti i valori di pressione di inizio iniezione di ognuno dei quattro elettro-iniettori presenti nel sistema, come determinati al banco di taratura e collaudo. Come si può notare, mentre il primo inizia il ciclo di iniezione in presenza di una pressione di alimentazione di circa 262 bar, il secondo iniettore si trova ad operare con una pressione di alimentazione di circa 255 bar, il terzo di circa 235 bar ed il quarto di circa 248 bar.

D. Baccolini, M. Borghi, M. Milani, S. Falfari, A. Mazza 11

La figura 11-(b, invece, mostra l’andamento della pressione nel rail corrispondente ad una condizione “reale” di funzionamento del sistema, con i quattro iniettori comandati a completare il ciclo di iniezione. Appare evidente come l’andamento temporale della pressione nel rail venga ad essere modificata dall’introduzione del vero e proprio ciclo di iniezione, soprattutto in corrispondenza della prima iniezione, con un doppio picco a circa 260 bar, e della terza, quando la pressione scende a circa 227 bar.

235,4

253

261,8

248,6

261,8

235,4

253

248,6

230

240

250

260

270

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20[s]

[bar]1

4

3

2

1

4

3

2

(a

225

235

245

255

265

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20[s]

[bar]1

4

3

2

1

4

3

2

(b

Figura 11 – (a Variazione della pressione di alimentazione dei quattro elettro-iniettori e (b Variazione della pressione nel rail (iniettori comandati) in corrispondenza della condizione di funzionamento A3.

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0,11[s]

[mm] 143

2

(a

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11[s]

[l/min] 14

32

(b

Figura 12 – (a Alzata dello spillo di iniezione e (b Portata istantanea iniettata in corrispondenza della condizione di funzionamento A3 applicata ai quattro elettro-iniettori. L’influenza della dinamica della pressione nel rail (o, in altre parole, della strategia di controllo imposta dalla ECU al gruppo di potenza idraulica del sistema di iniezione) sul comportamento dei quattro elettro-iniettori può essere apprezzata considerando la Figura 12, che riporta l’alzata dello spillo di iniezione, Figura 12-(a, e la portata istantanea iniettata, Figura 12-(b, calcolate in corrispondenza delle condizioni di pressione di alimentazione precedentemente illustrate. La variabilità della pressione nella sezione di alimentazione degli elettro-iniettori porta gli spilli di iniezione a completare il ciclo di apertura/chiusura in maniera differente. In particolare, mentre i tempi totali di attuazione sono simili, diversi sono i valori massimi dell’alzata raggiunti durante il ciclo, con il primo spillo che si solleva di circa 0,067 mm, il secondo di 0,062 mm, il terzo di 0,057 mm ed il quarto di 0,060 mm. Questa seppur lieve variabilità della condizione di apertura dei quattro iniettori corrisponde ovviamente a valori differenti della portata istantanea iniettata, Figura 12-(b. Il primo iniettore, coinvolto nel ciclo di iniezione a pressione di alimentazione massima, è interessato infatti da un valore di portata istantanea massimo dell’ordine dei 1,53 l/min; il secondo ed il quarto iniettore, invece, comandati in apertura a partire da un valore medio della pressione di alimentazione, sono caratterizzati da una portata istantanea massima rispettivamente di 1,42 e di 1,39 l/min; il terzo iniettore, infine, coinvolto quando la pressione di alimentazione è minima, presenta una portata istantanea massima dell’ordine di 1,29 l/min.

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Durante il funzionamento simultaneo, i quattro elettro-iniettori non sono perciò in grado di iniettare la medesima quantità di fluido nei rispettivi cilindri e, con riferimento alla la massa iniettata per ciclo, ai 22,66 mg/ciclo del primo iniettore corrispondono, rispettivamente, 20,28 mg/ciclo del secondo, 17,61 mg/ciclo del terzo e 21,50 mg/ciclo del quarto. Bibliografia A.E. Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica. Implicit Numerical Model of a High-Pressure Injection System. Transactions of the ASME, Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, Vol. 114, pp. 534-543. July 1992. P. Digesù, A. Ficarella, D. Laforgia, G. Bruni, M. Ricco. Diesel Electro-Injector: A Numerical Simulation Code, SAE Paper 94-01-93. A.E. Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, M. Badami, F. Lovisolo. Numerical Analysis Versus Experimental Investigation of a Distributor-Type Diesele Fuel Injection System. Transactions of the ASME, Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, Vol. 116, pp. 814-830. October 1994. A.E. Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, C. Negri, E. Spessa. Study of Automotive Diesel Injection-System Dynamics Under Control. SAE Paper 96-20-20. A.E. Catania, C. Dongiovanni, A. Mittica, C. Negri, E. Spessa. Simulation and Experimental Analysis of Diesel Fuel-Injection Systems with a Double-Stage Injector. Transactions of the ASME, Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, Vol. 121, pp. 186-196. April 1999. C. Arcoumanis, M. Gavaises, B. French. Effect of Fuel Injection Processes on the Structure of Diesel Sprays. SAE Paper 97-07-99. BOSCH. Diesel-engine management, 2nd Edition. September 1999. SAE International, ISBN 0-7680-0509-4. IMAGINE S.A. The Integration Algorithms Used in AMESim. Technical Bulletin n. 102 – 2000. IMAGINE S.A. Hydraulic Pipe/Hose Submodels. Technical Bulletin n. 105 – 2000. IMAGINE S.A. AMESim Standard Fluid Properties. Technical Bulletin n. 117 – 2000. D.D. Wickman, K.V. Tanin, P.K. Senecal, R.D. Reitz, K. Gebert, R.L. Barkhimer, N.J. Beck. Methods and Results from the Development of a 2600 bar Diesel Fuel Injection System. SAE Paper 2000-01-0947. C. Arcoumanis, M. Badami, H. Flora, M. Gavaises. Cavitation in Real-Size Multi-Hole Diesel Injector Nozzles. SAE Paper 2000-01-1249. A. De Risi, G. Colangelo, D. Laforgia. An Experimental Study of High Pressare Nozzles in Consideration of Hole-to-Hole Spray Abnormalities. SAE Paper 2000-01-1250. Y. Zhu, R.D. Reitz. Modeling Fuel System Performance and its Effect on Spray Characteristics. SAE Paper 2000-01-1253. M.Borghi, M. Milani, M. Piraccini. Dynamic Analysis of Diesel Engine Common Rail Injection System. Part I: The Injector Dynamic Behavior. Paper accepted for publication and for presentation at the ASME IMECE 2001, New York. November 11-16, 2001. M.Borghi, M. Milani, M. Piraccini. Dynamic Analysis of Diesel Engine Common Rail Injection System. Part II: Four-Cylinder Injection System. Paper accepted for publication and for presentation at the ASME IMECE 2001. New York. November 11-16, 2001.