循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)改進(jìn)分析

任翠翠，張毅，楊靖，趙璐璐，唐堅(jiān)，羅亞妮

(1.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，先進(jìn)動(dòng)力總成技術(shù)研究中心，湖南 長沙 410082; 2.湖北三江航天紅陽機(jī)電有限公司，湖北 孝感 432000)

循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)改進(jìn)分析

任翠翠1，張毅2，楊靖1，趙璐璐1，唐堅(jiān)1，羅亞妮1

(1.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，先進(jìn)動(dòng)力總成技術(shù)研究中心，湖南 長沙 410082; 2.湖北三江航天紅陽機(jī)電有限公司，湖北 孝感 432000)

基于發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性升級(jí)需求，將傳統(tǒng)的Otto循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)改為阿特金森(Atkinson)循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，其中，配氣機(jī)構(gòu)的改進(jìn)是完成循環(huán)改型的關(guān)鍵。對(duì)某汽油機(jī)配氣機(jī)構(gòu)建立模型，并進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)計(jì)算分析，進(jìn)而對(duì)凸輪型線進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，對(duì)配氣正時(shí)進(jìn)行再設(shè)計(jì)研究。利用進(jìn)排氣凸輪軸的雙VVT機(jī)構(gòu)，在不同轉(zhuǎn)速和負(fù)荷下對(duì)改型后的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了雙VVT的優(yōu)化控制設(shè)計(jì)。臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果表明，發(fā)動(dòng)機(jī)成功地完成了Atkinson循環(huán)的轉(zhuǎn)換，最低燃油消耗率由原機(jī)的250 g/(kW·h)降低到232 g/(kW·h)，且低油耗區(qū)向常用發(fā)動(dòng)機(jī)工況移動(dòng)，驗(yàn)證了配氣機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)方法的正確性和有效性。

Atkinson循環(huán)；凸輪型線；配氣正時(shí)；可變配氣機(jī)構(gòu)

目前，能源短缺和環(huán)境污染威脅著人類社會(huì)發(fā)展，節(jié)能減排已成為了各國政府的工作重點(diǎn)。Atkinson循環(huán)通過可變氣門正時(shí)并增大幾何壓縮比的方法，減少泵氣損失，提高膨脹效率，進(jìn)而提高發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性[1]。Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)有較高的熱效率，但功率偏低。與傳統(tǒng)汽油機(jī)相比，混合動(dòng)力車用發(fā)動(dòng)機(jī)只需在中低轉(zhuǎn)速和負(fù)荷區(qū)域內(nèi)工作，即在高效經(jīng)濟(jì)區(qū)內(nèi)工作?；旌蟿?dòng)力車若采用“蓄電池+電動(dòng)機(jī)”或電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)，則避開了Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)功率下降的弱點(diǎn)[2]，而相對(duì)于電動(dòng)車也降低了對(duì)電機(jī)和電池的負(fù)擔(dān)。

Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)是一個(gè)復(fù)雜的多變量系統(tǒng)，凸輪型線和配氣正時(shí)是Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)核心。目前，國內(nèi)Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)基本仍處于探索階段。王德倫等[3]只改變配氣相位和幾何壓縮比實(shí)現(xiàn)Atkinson循環(huán)；朱國輝等[4]通過增加進(jìn)氣凸輪工作包角推遲進(jìn)氣閥關(guān)閉時(shí)刻，增大幾何壓縮比來實(shí)現(xiàn)Atkinson循環(huán)。本研究一方面對(duì)傳統(tǒng)汽油機(jī)凸輪型線進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，增加進(jìn)氣凸輪包角推遲進(jìn)氣閥關(guān)閉時(shí)刻，減小排氣凸輪包角推遲排氣閥開啟時(shí)刻，另一方面，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)各個(gè)運(yùn)行工況下的特性進(jìn)行分析研究，結(jié)合雙VVT和改變活塞形狀提高幾何壓縮比的設(shè)計(jì)方案，實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)Otto循環(huán)向Atkinson循環(huán)的轉(zhuǎn)變。

1 Atkinson循環(huán)基本原理

膨脹比大于壓縮比是Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)最大的特點(diǎn)。通過推遲進(jìn)氣閥關(guān)閉來實(shí)現(xiàn)Atkinson循環(huán)，而進(jìn)氣閥關(guān)閉時(shí)刻也可用于控制負(fù)荷變化。

圖1為兩種循環(huán)的示意圖，1—2—3—4—1為Atkinson循環(huán),1′—2—3—4—1′為Otto循環(huán)。圖中，1—2為絕熱壓縮過程，2—3為定容加熱過程，3—4為絕熱膨脹過程，4—1為定壓放熱過程，1′—2為絕熱壓縮過程，4—1′為定容放熱過程[5]。

圖1 Atkinson循環(huán)和Otto循環(huán)示意

理想的Atkinson循環(huán)與Otto循環(huán)的差別在于：

1) Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門晚關(guān)使得實(shí)際壓縮起點(diǎn)比Otto循環(huán)遲，膨脹比大于壓縮比，而理想Otto循環(huán)放熱過程為定容放熱，膨脹比等于壓縮比。因此，與Otto循環(huán)相比，Atkinson循環(huán)可以更好地利用燃燒后的高壓廢氣充分膨脹，將熱能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能，增大膨脹功，提高指示熱效率，降低燃油消耗率。

2) 最大膨脹比決定于幾何壓縮比，而Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)通過控制進(jìn)氣閥晚關(guān)時(shí)刻降低有效壓縮比來避免爆震，因而可提高幾何壓縮比，從而提高膨脹比。同時(shí)進(jìn)氣閥晚關(guān)可以利用氣體慣性增加進(jìn)氣，并且增加缸內(nèi)掃氣。

研究對(duì)象為一款帶雙可變氣門正時(shí)執(zhí)行器的直列4缸汽油機(jī)，進(jìn)排氣VVT各自進(jìn)行操作，可變角度范圍均為30°曲軸轉(zhuǎn)角。發(fā)動(dòng)機(jī)具體技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

2 凸輪型線的改進(jìn)設(shè)計(jì)

2.1原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)分析

原機(jī)的進(jìn)、排氣機(jī)構(gòu)各項(xiàng)參數(shù)見表2和表3。

表2 原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)主要技術(shù)參數(shù)

表3 原機(jī)凸輪型線運(yùn)動(dòng)學(xué)性能參數(shù)

由上述數(shù)據(jù)可見，原機(jī)的配氣機(jī)構(gòu)存在以下不足：

1) 進(jìn)、排氣凸輪緩沖段高度與氣門間隙相比過大，嚴(yán)重影響了發(fā)動(dòng)機(jī)的性能[6]。進(jìn)、排氣門氣門間隙分別為0.1 mm和0.25 mm，而進(jìn)、排氣凸輪緩沖段的高度均為0.35 mm，都遠(yuǎn)大于進(jìn)、排氣門的氣門間隙，這樣會(huì)導(dǎo)致如下后果：第一，進(jìn)、排氣門在緩沖段內(nèi)開啟和落座，使得進(jìn)、排氣門維持在較小開度下的時(shí)間比較長，增大了泵氣損失，降低了熱效率；第二，凸輪實(shí)際工作段明顯加大，從而使得氣門工作包角增加，會(huì)造成氣體倒流，缸內(nèi)殘余廢氣增多，影響發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性能；第三，排氣門緩沖段高度大于排氣門的氣門間隙，使排氣門落座速度很小，導(dǎo)致排氣門附近積炭和密封失效。

2) 進(jìn)、排氣凸輪型線的躍度均過大，增大了配氣機(jī)構(gòu)沖擊力與沖擊噪聲，氣門的抖動(dòng)不僅破壞了氣流特性，而且整個(gè)配氣機(jī)構(gòu)的振動(dòng)加劇，發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)械效率下降，壽命縮短。

本研究針對(duì)原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)存在的問題，結(jié)合Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)配氣相位的要求，重新設(shè)計(jì)了進(jìn)、排氣凸輪型線。

2.2凸輪型線設(shè)計(jì)

凸輪型線緩沖段選擇余弦緩沖段，在AVL Excite Timing Drive軟件中輸入緩沖段高度和角度，可以方便獲得。

凸輪型線工作段采用高次多項(xiàng)函數(shù)設(shè)計(jì)方法。該方法考慮了配氣機(jī)構(gòu)存在的彈性變形，常應(yīng)用于采用平面挺柱的配氣機(jī)構(gòu)，本研究所用發(fā)動(dòng)機(jī)的配氣機(jī)構(gòu)正是采用平面挺柱。

工作段的氣門升程函數(shù)為

h=(hmax-hr)·

(1+C2χ2+C4χ4+Cpχp+Cqχq+Crχr+Csχs)。

2.3凸輪型線相關(guān)參數(shù)設(shè)置

經(jīng)過多組凸輪型線的性能分析，最終確定凸輪工作段高次多項(xiàng)函數(shù)各指數(shù)的取值。

進(jìn)氣凸輪：p=10，q=26，r=36，s=46；

排氣凸輪：p=10，q=26，r=30，s=36。

配氣機(jī)構(gòu)各項(xiàng)參數(shù)見表4。

表4 優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)主要技術(shù)參數(shù)

對(duì)比表4和表2可知，Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)與原機(jī)存在如下差異：

1) 進(jìn)氣提前角減小，進(jìn)氣門滯后角大幅度加大，使進(jìn)氣凸輪工作段包角明顯加大，這主要是為了推遲進(jìn)氣關(guān)閉時(shí)刻，減小實(shí)際壓縮比。

2) 排氣提前角減小，排氣滯后角減小，使排氣凸輪工作段包角減小，這主要是為了推遲排氣門開啟時(shí)刻，增大實(shí)際膨脹比，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)實(shí)際壓縮比小于實(shí)際膨脹比。

3) 緩沖段適當(dāng)降低，解決了原機(jī)緩沖段高度明顯大于氣門間隙所造成的各項(xiàng)問題。

2.4改進(jìn)后凸輪運(yùn)動(dòng)學(xué)計(jì)算

圖2 配氣機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)模型

在AVL Excite Timing Drive軟件中建立配氣模型，設(shè)計(jì)出新的凸輪型線，并對(duì)改進(jìn)后的配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)計(jì)算，得到其運(yùn)動(dòng)學(xué)特性。模型見圖2，計(jì)算出的凸輪運(yùn)動(dòng)學(xué)性能參數(shù)見表5。

表5 優(yōu)化后的凸輪型線運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)

由表5分析可知：

1) 原機(jī)進(jìn)、排氣凸輪躍度值過大，會(huì)造成氣門開閉時(shí)振動(dòng)加劇，平穩(wěn)性差。而新設(shè)計(jì)的進(jìn)、排氣凸輪型線的躍度值大大減小，均在正常范圍之內(nèi)，可減小從動(dòng)件的振動(dòng)，使配氣機(jī)構(gòu)平穩(wěn)性更好。

2) 凸輪與挺柱的許用接觸應(yīng)力為650 MPa[8]。改進(jìn)前后進(jìn)、排氣凸輪與挺柱的接觸應(yīng)力雖然均滿足工程要求，但是改進(jìn)后的接觸應(yīng)力比原機(jī)小很多，因此可以大大減小該摩擦副的摩擦，延長零件的使用壽命。

3) 改進(jìn)后的進(jìn)、排氣凸輪最小曲率半徑均比原機(jī)大，改善了凸輪與挺柱間的潤滑狀態(tài)[9]。

2.5動(dòng)力學(xué)計(jì)算

在動(dòng)力學(xué)計(jì)算中，計(jì)算工況選取發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定轉(zhuǎn)速5 200 r/min，取一個(gè)缸的進(jìn)、排氣門為研究對(duì)象。將每個(gè)零件的彈性變形考慮在內(nèi)，經(jīng)過動(dòng)力學(xué)計(jì)算得到氣門升程、速度、凸輪與挺柱間接觸應(yīng)力曲線以及進(jìn)排氣門彈簧各質(zhì)點(diǎn)升程(見圖3和圖4)。

圖3 進(jìn)、排氣門升程和速度

圖4 進(jìn)、排氣凸輪與挺柱間接觸應(yīng)力和氣門彈簧各質(zhì)點(diǎn)升程

由圖3可知，氣門升程曲線平滑，無反跳；在氣門落座時(shí)，氣門速度都有一定的波動(dòng)，但最大落座速度小于推薦值0.5 m/s(進(jìn)、排氣門最大落座速度分別為0.268 m/s，0.256 m/s)，因而不會(huì)產(chǎn)生較大的磨損。由圖4可知，凸輪和挺柱間接觸應(yīng)力在整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中總是大于0，表明兩者間無飛脫，且接觸應(yīng)力都在極限值范圍內(nèi)，達(dá)到設(shè)計(jì)要求；進(jìn)、排氣門彈簧均未出現(xiàn)并圈現(xiàn)象。

2.6VVT正時(shí)設(shè)定

配氣相位對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的容積效率、排氣能量利用和掃氣均產(chǎn)生重要影響,在進(jìn)、排氣閥開閉4個(gè)時(shí)期中, 對(duì)充氣效率產(chǎn)生最大影響的是進(jìn)氣遲閉角和排氣提前角[8]。配氣正時(shí)微小的改變量可能引起發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩、燃油消耗等變化，采用可變配氣正時(shí)可更好地提高發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。

對(duì)圖5和圖6配氣正時(shí)進(jìn)行分析可知：

1) 低負(fù)荷區(qū)是發(fā)動(dòng)機(jī)很少用到的工況，主要追求經(jīng)濟(jì)性，為減少發(fā)動(dòng)機(jī)泵氣損失，提高有效熱效率，隨著轉(zhuǎn)速增大進(jìn)氣提前角增大。

2) 高速大負(fù)荷區(qū)主要追求動(dòng)力性，此時(shí)進(jìn)氣提前角變小并出現(xiàn)負(fù)值。這是因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)高轉(zhuǎn)速下，進(jìn)氣溫度和壓力較高，混合氣偏濃，最高燃燒溫度較高，排溫高，爆震傾向變大，而進(jìn)氣提前角減小可以推遲進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻，在進(jìn)氣行程后期更多新鮮充量倒流進(jìn)入進(jìn)氣管，加強(qiáng)缸內(nèi)掃氣，降低缸內(nèi)進(jìn)氣溫度，降低爆震傾向，降低排溫。另外，Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)比Otto循環(huán)多了“回流”行程，其掃氣并不會(huì)將可燃混合氣掃入排氣道，而是推入了進(jìn)氣道，使進(jìn)氣道內(nèi)的混合氣達(dá)到一個(gè)平衡穩(wěn)定的狀態(tài)，不會(huì)降低發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性和排放性。

3) 中低轉(zhuǎn)速較高負(fù)荷為發(fā)動(dòng)機(jī)最常運(yùn)行區(qū)域，主要追求經(jīng)濟(jì)性，采用較稀混合氣，燃燒速率較慢，容易導(dǎo)致排氣溫度過高以及NOx排放增加。此工況下氣門重疊角增大，通過內(nèi)部EGR來降低最高燃燒溫度，從而降低排溫、減少NOx排放。

圖5 改進(jìn)后的進(jìn)氣提前角

圖6 改進(jìn)后的氣門重疊角

3 新機(jī)性能結(jié)果

將優(yōu)化設(shè)計(jì)的凸輪生產(chǎn)加工后，安裝到改型后的發(fā)動(dòng)機(jī)上，進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)，并對(duì)得到的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與原機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。由圖7可知，改進(jìn)后燃油消耗明顯降低，最低燃油消耗率從250 g/(kW·h)降到232 g/(kW·h)；改進(jìn)后的發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性有所降低，標(biāo)定功率為65 kW，比原機(jī)降低9 kW，最大扭矩為119 N·m，比原機(jī)降低了16 N·m，但仍達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)。

圖7 改進(jìn)前后燃油消耗率、扭矩對(duì)比

由圖8可知，改進(jìn)后的發(fā)動(dòng)機(jī)比原機(jī)燃油消耗整體大大降低，且最低油耗區(qū)域向混合動(dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)常用的低速區(qū)域移動(dòng)，最低油耗區(qū)域加寬。雖然動(dòng)力性有所降低，但該發(fā)動(dòng)機(jī)用于搭載混合動(dòng)力汽車，只需在中低轉(zhuǎn)速和負(fù)荷區(qū)域內(nèi)工作，即在高效經(jīng)濟(jì)區(qū)內(nèi)工作。

圖8 改進(jìn)前后萬有特性對(duì)比

4 結(jié)束語

通過對(duì)原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)、動(dòng)力學(xué)計(jì)算分析，發(fā)現(xiàn)其存在的問題，并結(jié)合Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)特點(diǎn)對(duì)進(jìn)、排氣凸輪型線進(jìn)行重新設(shè)計(jì)。采用新設(shè)計(jì)的凸輪型線后，解決了原機(jī)凸輪型線躍度值過大的問題，使得配氣機(jī)構(gòu)工作更加平穩(wěn)、可靠，并且滿足了Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)配氣相位的要求。分析改進(jìn)前后發(fā)動(dòng)機(jī)性能變化可看出，改進(jìn)后最低燃油消耗率大大降低，并且低油耗區(qū)更加寬泛，發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性大幅提升。Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)作為混合動(dòng)力專用機(jī)，工作區(qū)域定義在低油耗區(qū)，動(dòng)力性較Otto循環(huán)時(shí)降低，可以通過電動(dòng)機(jī)助力進(jìn)行彌補(bǔ)。

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Keywords: Atkinson cycle；cam profile；valve timing；variable valve train mechanism

ValveTrainImprovementofAtkinsonCycleEngine

REN Cuicui1,ZHANG Yi2，YANG Jing1,ZHAO Lulu1,TANG Jian1，LUO Yani1

(1.College of Mechanical and Vehicle Engineering Research Center for Advanced Powertrain Technology, Hu’nan University,Changsha 410082;2.Hubei Sanjiang Spaceflight Hongyang Machinery Co.,Ltd.,Xiaogan 432000)

Based on the requirements of improving fuel economy, the traditional Otto-cycle engine was changed into Atkinson-cycle engine. The design of valve train mechanism was very important for cycle modification. The model of valve train mechanism for gasoline engine was built, the kinematics and dynamics analysis were conducted, the cam profile was optimized and the valve timing was redesigned. By using DVVT of intake and exhaust camshaft, the optimal control design of DVVT for the optimized engine was conducted under different loads and speeds. Finally, the bench test results showed that the modification of engine cycle was successful. The optimal specific fuel consumption of original engine decreased from 250 g/(kW·h) to 232 g/(kW·h) and low fuel consumption area moved to the normal working area of the engine, which verified the accuracy and effectiveness of the design method of valve train.

2017-06-27；

2017-10-18

國家高新技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(“863”計(jì)劃)項(xiàng)目(2012AA111703)

任翠翠(1990—)，女，碩士，主要研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)優(yōu)化；rencuicui1217@126.com。

楊靖(1957—)，女，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)性能優(yōu)化與匹配；yangjing10@vip.sina.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.05.004

TK413.4

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1001-2222(2017)05-0016-05

[編輯： 潘麗麗]