電液驅(qū)動可變氣機構緩沖過程研究

涂　波　 田　華　 衛(wèi)海橋　 潘明章

天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津，300072

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電液驅(qū)動可變氣機構緩沖過程研究

涂波 田華 衛(wèi)海橋 潘明章

天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津，300072

電液驅(qū)動可變氣門機構緩沖過程影響氣門機構的沖擊性能及氣門運動的響應性能。基于AMESim仿真軟件，設計了電液驅(qū)動可變氣門系統(tǒng)，研究了節(jié)流閥節(jié)流面積和節(jié)流行程對氣門運動緩沖過程的影響規(guī)律，并采用遺傳算法對節(jié)流閥控制參數(shù)進行尋優(yōu)，改善氣門運動緩沖性能。結果表明，減小節(jié)流行程和增大節(jié)流面積可以提高氣門運動的響應性能。通過遺傳算法對控制參數(shù)進行尋優(yōu)，在優(yōu)化的控制參數(shù)下氣門行程終了速度明顯改善，氣門開啟至最大行程時速度降至0.11 m/s，氣門關閉落座速度降至0.07 m/s，同時保證氣門運動的響應性能。

AMESim仿真；電液驅(qū)動；可變氣門機構；緩沖過程

0　引言

隨著能源危機與環(huán)境污染問題的日益突出，高效低排放發(fā)動機成為廣大發(fā)動機研究人員追求的目標。采用無凸輪軸可變氣門機構可以實現(xiàn)配氣正時、氣門升程和氣門開啟持續(xù)期連續(xù)可變，是優(yōu)化發(fā)動機性能的重要手段。無凸輪軸可變氣門機構采用電磁、氣動或液壓方式替代傳統(tǒng)的凸輪軸來驅(qū)動氣門工作[1-4]?？勺儦忾T升程和可變配氣相位的無凸輪軸配氣機構可以實現(xiàn)發(fā)動機氣門的柔性調(diào)節(jié)，以適應不同發(fā)動機工況的配氣要求[5-7]。但是氣門運動緩沖過程是電液驅(qū)動可變氣門機構設計過程的一個難題，它對發(fā)動機組織進排氣影響較大，進而影響發(fā)動機的性能優(yōu)化[8-9]。

緩沖過程優(yōu)化設計的主要難點是要控制氣門行程終了速度，改善機構的沖擊性能；同時需要提高氣門開啟和關閉過程的響應性能，從而提高發(fā)動機換氣能力。電液式可變氣門機構控制方式靈活，是無凸輪軸氣門機構中最常用的一種形式。對于電液式可變氣門機構，高頻電磁閥、彈簧裝置和阻尼孔結構是改善氣門運動緩沖過程性能的主要方法。文獻[10-11]采用400Hz的三位四通高速電磁閥來精確控制氣門運動規(guī)律；文獻[12]采用彈簧裝置進行緩沖，氣門升程超調(diào)量較大而且穩(wěn)定時間較長，不利于發(fā)動機換氣；文獻[13]采用阻尼孔進行緩沖，對液壓缸進行優(yōu)化設計，通過節(jié)流口數(shù)目、孔徑的優(yōu)化實現(xiàn)最佳的緩沖效果。在電液可變氣門系統(tǒng)的研發(fā)過程中，帶節(jié)流口液壓缸結構復雜、加工困難，高頻寬高速電磁閥價格高，不利于系統(tǒng)的發(fā)展應用。因此，在保證可靠性和響應性的前提下，采用低頻寬電磁閥、簡化液壓缸結構，可以降低開發(fā)成本，縮短開發(fā)周期。

本文針對電液可變氣門系統(tǒng)在Ricardo E6試驗單缸機上的應用，自主開發(fā)了一套電液式可變氣門驅(qū)動系統(tǒng)。采用單向節(jié)流閥進行緩沖，單向節(jié)流閥安裝在液壓回路中，通過改變系統(tǒng)流量來控制氣門運動速度，響應快速。為了全面研究節(jié)流閥節(jié)流面積和節(jié)流行程對氣門運動緩沖過程的影響，采用AMESim建立電液式可變氣門系統(tǒng)的仿真模型，進行氣門開啟和關閉緩沖過程的研究，改善氣門行程終了的速度并實現(xiàn)氣門快速響應，從而減小機構的沖擊并保證發(fā)動機的換氣水平。

1　試驗系統(tǒng)模型建立與試驗驗證

1.1電液式可變氣門系統(tǒng)試驗平臺

圖1為電液式可變氣門系統(tǒng)實物圖，主要包括位移傳感器、液壓缸、高速電磁閥和蓄能器。

1.位移傳感器　2.液壓缸　3.蓄能器　4.高速電磁閥圖1　電液可變氣門系統(tǒng)實物圖

圖2為電液式可變氣門控制與測試系統(tǒng)原理圖，主要由高壓液源、液壓缸、高速電磁閥、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、電控單元(ECU)、傳感器(曲軸轉(zhuǎn)角傳感器、接近式霍爾傳感器、位移傳感器)、發(fā)動機和控制計算機組成。

圖2　電液式可變氣門控制與測試系統(tǒng)

1.2仿真模型建立

采用AMESim建立電液驅(qū)動可變氣門系統(tǒng)的仿真模型，以及氣門開啟和關閉過程的簡化模型，如圖3所示。其中，在圖3a給電磁閥輸入周期性方波信號作為氣門開啟與關閉的觸發(fā)信號。

(a)電液驅(qū)動可變氣門系統(tǒng)仿真模型

(b)氣門開啟過程簡化模型

(c)氣門關閉過程簡化模型圖3　電液式可變氣門系統(tǒng)的AMESim模型

在系統(tǒng)的AMESim模型中，增加了位移傳感器，通過對位移信號處理，產(chǎn)生控制單向節(jié)流閥節(jié)流行程和節(jié)流面積的信號，并輸入給單向節(jié)流閥。緩沖時的工作過程如下：當氣門開啟時，與電磁閥B口相連單向節(jié)流閥工作于單向閥狀態(tài)，與電磁閥A口相連單向節(jié)流閥工作于節(jié)流閥狀態(tài)，信號輸入模塊接受位移傳感器信號，并在氣門開啟接近最大行程時改變節(jié)流閥的輸入信號，減小節(jié)流閥的節(jié)流面積，控制系統(tǒng)的流量變化，達到緩沖效果。氣門關閉時的工作過程與開啟過程類似。

1.2.1電磁閥模型

三位四通電磁閥有5個接口，如圖3所示。其中4個接口為油路接口，下方接口則為信號輸入接口，接收控制電磁閥動作的電信號。當輸入電信號為正，電磁閥動作使P與B、A與T連通，當輸入電信號為負，電磁閥動作使P與A、B與T連通，當輸入電信號為0，電磁閥所有接口都不連通，處于關閉狀態(tài)。

將液壓油流經(jīng)電磁閥看作是圓孔流動，流量q與壓差Δp之間的關系為

(1)式中，A為孔的流通面積；ρ為液壓油密度；Cq為流量系數(shù)。

流量系數(shù)Cq隨著系統(tǒng)的流動特性改變而改變。為此引入Cq的修正系數(shù)λ：

(2)

(3)

式中，Dh為當量直徑；η為液壓油運動黏度。

修正后的流量系數(shù)Cqx為

(4)

其中，λc為流動從層流變?yōu)橥牧鞯牧鲃酉禂?shù)。將式(2)、式(4)代入式(1)中，有：

(5)

1.2.2液壓缸模型

液壓缸模型如圖4所示，可以比較全面地描述氣門的運動學特性，氣門運動組件在液壓力、彈簧力、摩擦力、發(fā)動機缸內(nèi)壓力和重力作用下運動。其動力學方程為

mgsinθ-f-FP-kl-Fq

(6)

式中，m為系統(tǒng)的所有運動組件質(zhì)量；l為氣門行程；p1、p2分別為液壓活塞上方和下方的液壓力；D、d分別為液壓活塞和活塞桿的直徑；θ為液壓缸與水平方向夾角；f為摩擦力；FP為彈簧預緊力；k為彈簧剛度；Fq為發(fā)動機缸內(nèi)壓力。

圖4　液壓缸模型分析示意圖

1.2.3單向節(jié)流閥模型

單向節(jié)流閥具備單向閥和節(jié)流閥的功能，當流體正向流動時，工作于單向閥狀態(tài)；流體反向流動時，工作于節(jié)流閥狀態(tài)。下面將單向閥和節(jié)流閥分開描述。

單向閥在流體正向流動時工作，此時流量特性取決于閥入口和出口兩端的壓差pin-pout，如圖5所示。

(a) 單向閥流量與壓差特性曲線

(b) 圓孔流量特性曲線圖5　單向閥分析圖解

(1)當pin-pout小于標準開啟壓力pcrack時，閥完全關閉，此時流量保持為零。

(2)當pin-pout在標準開啟壓力pcrack和ps之間時，閥逐漸開啟，此時流量近似為

q1=g1(pin-pout-pcrack)

(7)

其中，g1為圖5a中斜率，ps為圖5b中圓孔流量曲線與斜線的交點，計算公式如下：

g1(pin-pout-pcrack)=

(8)

式中，ρ(0)為液壓油在零參考壓力下的密度。

(3)當pin-pout大于ps時，閥處于完全開啟狀態(tài)，此時流量為

(9)

節(jié)流閥在流體反向流動時工作，其輸入信號s決定節(jié)流孔的開度，即節(jié)流面積。

流經(jīng)節(jié)流閥的流量計算公式與式(9)相同，其中節(jié)流面積Aj為

Aj=sAmax0≤s≤1

(10)

其中，Amax為節(jié)流閥最大流通面積，可以通過定義的節(jié)流閥當量直徑由式(5)計算獲得。在本模型中，節(jié)流面積跟隨輸入信號即時線性變化，沒有任何遲滯。

1.3仿真模型的試驗驗證

在不采用單向節(jié)流閥進行緩沖，發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1500r/min時進行氣門運動性能試驗測試。圖6所示為高壓液源壓力10MPa下的氣門升程、氣門速度(由氣門升程求導)的試驗值和模擬值對比。結果表明，模型可以準確反映出氣門的運動規(guī)律，說明電液式可變氣門系統(tǒng)的仿真模型是有效的。當然，由于液壓缸缸壁和活塞之間的加工間隙、液壓元件的內(nèi)泄漏以及系統(tǒng)實際頻率特性的影響，氣門落座速度的仿真值與實際值存在一定誤差。

圖6　氣門升程和氣門速度的試驗值和模擬值對比

從上述試驗和仿真結果可以看出，在沒有節(jié)流作用的條件下，氣門行程終了速度較大，因此必須采取節(jié)流措施?；趫D3的仿真模型，結合試驗驗證，定義增加節(jié)流作用時模型的初始參數(shù)如表1所示。

表1　模型初始參數(shù)

2　基于AMESim模型的緩沖過程結果分析

2.1仿真結果與分析

基于圖3的AMESim仿真模型，選擇的控制參數(shù)為節(jié)流閥開始工作時的氣門升程lt和節(jié)流閥輸入信號s，由式(10)可知輸入信號s反映了節(jié)流閥的節(jié)流面積，沒有節(jié)流時節(jié)流閥輸入信號s為1。設氣門開啟過程中節(jié)流閥開始節(jié)流時氣門升程為lt1，輸入信號s1；氣門關閉過程中節(jié)流閥開始節(jié)流時氣門距離落座的升程為lt2，輸入信號為s2。本文研究上述控制參數(shù)對氣門運動緩沖過程的影響，并對控制參數(shù)進行優(yōu)化。

2.1.1不同節(jié)流面積對緩沖過程的影響規(guī)律

在圖3a的模型中，設定發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1500 r/min，節(jié)流閥開始節(jié)流時氣門行程保持不變，即lt1=6.5 mm，lt2=1 mm，在節(jié)流閥輸入信號s改變時仿真結果如表2所示。

表2　節(jié)流閥不同輸入信號下仿真結果

當節(jié)流行程不變時，隨著節(jié)流面積增大，氣門開啟和關閉的響應速度加快，這是因為節(jié)流面積越大，節(jié)流過程液壓系統(tǒng)流量下降越慢，因此氣門速度下降也越慢，到達最大行程就越迅速。

氣門運動緩沖過程最多有三個階段：第一階段為急減速階段，此階段氣門速度急劇下降，這是因為給節(jié)流閥的輸入信號s是階躍信號，節(jié)流面積也階躍變化，而節(jié)流閥兩端壓差來不及變化，因此系統(tǒng)流量急劇下降，氣門速度也隨之急劇下降；接下來的第二階段為過渡階段，在第一階段結束后如果節(jié)流閥的實際流量與計算節(jié)流閥流量(由節(jié)流閥節(jié)流面積和兩端壓差根據(jù)式(9)計算)不相等，則氣門加速或減速運動；第三階段為勻速階段，系統(tǒng)流量穩(wěn)定，此時氣門勻速運動。

如圖7所示，在氣門開啟階段，當s1=0.11時，節(jié)流面積過大，氣門速度下降較慢，氣門到達最大行程時速度較大，沖擊較大，此時緩沖過程只有第一階段；當s1=0.08和s1=0.09時，節(jié)流面積過小，氣門在急減速階段速度下降過快，因此經(jīng)歷了第二階段的加速過程，達到最大行程時速度仍較大；當s1=0.1時，氣門在急減速階段速度下降，然后系統(tǒng)流量穩(wěn)定，直接經(jīng)歷氣門勻速階段達到最大行程，此時氣門速度較低為0.23 m/s，能滿足發(fā)動機對氣門運動的要求。在氣門關閉階段，當s2=0.14時，節(jié)流面積過大，氣門到達最大行程速度較大，落座沖擊較大，并出現(xiàn)氣門回彈現(xiàn)象，對發(fā)動機的配氣正時產(chǎn)生影響；當s2=0.11時，節(jié)流面積過小，急減速后經(jīng)歷了第二階段的加速過程，隨后勻速到達最大升程；當s2=0.12和s2=0.13時，節(jié)流面積小，也經(jīng)歷了第二階段的加速過程，其中s2=0.13時氣門落座速度最小為0.19 m/s，能較好滿足發(fā)動機配氣要求。

圖7　節(jié)流閥輸入信號不同時氣門速度曲線

從圖7還可以看出，對于在急減速階段沒有到達最大行程的情形，節(jié)流行程一定時，氣門行程終了速度隨著節(jié)流面積的增大而減小。

2.1.2不同節(jié)流行程對緩沖過程的影響規(guī)律

在圖3a的模型中，設定發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1500 r/min，節(jié)流閥節(jié)流面積保持不變，即s1=0.1，s2=0.13，在節(jié)流閥節(jié)流行程改變時仿真結果如表3所示。

表3　不同節(jié)流行程時仿真結果

當節(jié)流面積保持一定時，節(jié)流行程越小，氣門開啟和關閉過程響應越快。這是因為節(jié)流行程越小，則節(jié)流前氣門行程越大，而節(jié)流前氣門速度較大，氣門保持較大速度運動的行程越大，整個行程所需的時間就越短。

如圖8所示，氣門開啟階段，當lt1=6.6 mm、6.7 mm和6.8 mm時，節(jié)流行程過小，氣門在急減速階段到達最大升程，落座速度較大，并且隨著節(jié)流行程減小落座速度增大，造成較大沖擊，并出現(xiàn)碰撞回彈現(xiàn)象。在氣門關閉階段，當lt2=0.8 mm和0.9 mm時，節(jié)流行程過小，在急減速階段到達最大行程，同樣存在著碰撞回彈過程；當lt2=1.1 mm時，首先經(jīng)歷了急減速階段，然后加速到達最大行程，但落座速度與lt2=1.0 mm時相比較大。

圖8　不同節(jié)流行程下氣門速度曲線

由圖8還可以看出，對于在急減速階段達到最大行程的情形，節(jié)流面積一定時，氣門行程終了速度隨著節(jié)流行程的增大而減小。

2.2基于遺傳算法的緩沖過程優(yōu)化

根據(jù)上述分析可知，氣門緩沖過程運動特性相同的情形下，可以得到氣門行程終了速度隨節(jié)流行程和節(jié)流面積變化的規(guī)律。但是，當節(jié)流面積和節(jié)流行程在較大范圍內(nèi)改變時，氣門緩沖過程運動特性會發(fā)生變化，難以確定最優(yōu)的控制參數(shù)。AMESim軟件提供了設計探索工具，其中包括基于遺傳算法的參數(shù)優(yōu)化工具。遺傳算法是模擬達爾文的遺傳選擇和自然淘汰的生物進化過程的計算模型，可以根據(jù)目標函數(shù)對設計的影響因素基于遺傳法則在給定范圍內(nèi)進行尋優(yōu)，直到求出最優(yōu)個體。

這里采用圖3b、圖3c的簡化模型，基于遺傳算法分別進行氣門開啟和關閉過程的緩沖過程進行優(yōu)化，確定最佳的節(jié)流面積和節(jié)流行程。設置的影響因素分別為lt1、s1和lt2、s2，目標函數(shù)為氣門開啟行程終了速度vomax和氣門關閉行程落座速度vcmax，影響因素及目標函數(shù)約束范圍如表4所示。

表4　氣門緩沖影響因素及目標函數(shù)約束范圍列表

圖9為采用遺傳算法求解的尋優(yōu)過程，優(yōu)化結果為lt1=6.6866 mm，s1=0.0931；lt2=0.7401 mm,s2=0.1138。圖10為優(yōu)化前后開啟和關閉過程氣門速度和升程曲線，優(yōu)化前最佳的結果為vomax=0.23 m/s，vcmax=0.19 m/s；采用遺傳算法優(yōu)化后，vomax=0.11 m/s，vcmax=0.07 m/s。另外，優(yōu)化后氣門開啟響應時間略有延長，但是氣門關閉響應時間縮短，因此可以保證發(fā)動機整個配氣過程的響應速度要求。

(a)氣門開啟過程

(b)氣門關閉過程圖9　氣門開啟和關閉過程lt和s尋優(yōu)過程

(a)氣門開啟過程

(b)氣門關閉過程圖10　優(yōu)化前后開啟和關閉過程氣門速度和升程曲線

3　結論

(1) 氣門緩沖過程運動最多經(jīng)歷三個階段：急減速階段、過渡階段和勻速階段。

(2) 對于在急減速階段沒有到達最大行程的情形，節(jié)流行程一定時，氣門行程終了速度隨著節(jié)流面積的增大而減??；對于在急減速階段達到最大行程的情形，節(jié)流面積一定時，氣門行程終了速度隨著節(jié)流行程的增大而減小。

(3) 節(jié)流面積一定時，節(jié)流行程越小，氣門運動響應速度越快；節(jié)流行程一定時，節(jié)流面積越大，氣門運動響應速度越快。

(4) 基于遺傳算法進行氣門運動緩沖過程的控制參數(shù)優(yōu)化，氣門行程終了速度大大減小，vomax=0.11 m/s，vcmax=0.07 m/s。同時氣門運動的響應速度也能得到保證，可以較好地滿足發(fā)動機對氣門運動的要求。

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(編輯袁興玲)

Research on Buffering Process of Electro-hydraulic Variable Valve Train

Tu BoTian HuaWei HaiqiaoPan Mingzhang

State Key Laboratory of Engine Combustion，Tianjin University，Tianjin, 300072

The buffering of electro-hydraulic variable valve train might affect the impact properties and the response performance of the valve motions. Therefore, a electro-hydraulic variable valve train system was designed based on AMESim. Throttling area and throttling stroke of the throttle possessed effects on the buffering process of the valve motions. In addition, genetic algorithm was used to search for the optimization control parameters of throttle to improve buffering performance of the valve motions. It may be concluded that decreasing throttling stroke and increasing throttling area may improve the response performance of valve motions. The final speed of valve stroke may be greatly optimized by genetic algorithm, and may be reduced to 0.11m/s in valve opening process and 0.07m/s in valve closing process, as well as guarantee of the response performance of valve motions.

AMESim simulation；electro-hydraulic control；variable valve train；buffering process

2015-12-02

國家自然科學基金資助項目(51476114)

TH113.2；TH137.52

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.19.016

涂波，男，1991年生。天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室碩士研究生。主要研究方向為內(nèi)燃機工作過程控制。田華，男，1984年生。天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室副教授。衛(wèi)海橋，男，1974年生。天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室研究員。潘明章(通信作者)，男，1982年生。天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室博士后研究人員。