凸輪驅(qū)動(dòng)式全可變液壓氣門系統(tǒng)仿真與試驗(yàn)研究

張晉群，李小霞，謝宗法，常英杰，韓 康，張 坤

(1.山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，濟(jì)南 250061；2.山東大學(xué) 高效潔凈機(jī)械制造教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室，濟(jì)南 250061；3.龍口中宇熱管理系統(tǒng)科技有限公司，煙臺(tái) 265700)

0 概述

隨著油耗標(biāo)準(zhǔn)和排放法規(guī)的日益嚴(yán)苛，發(fā)展高效、節(jié)能、清潔的汽車動(dòng)力成為迫切需求[1-2]。特別是近年來實(shí)行的國六排放標(biāo)準(zhǔn)對(duì)重型車用柴油機(jī)排放提出了更高要求，機(jī)內(nèi)凈化技術(shù)及排放后處理技術(shù)得到廣泛應(yīng)用。米勒循環(huán)因其在提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率、減少污染物生成[3]等方面具備的潛力成為研究重點(diǎn)。作為米勒循環(huán)的實(shí)現(xiàn)方式之一，全可變氣門技術(shù)能夠改變氣門升程、配氣相位和持續(xù)期，以達(dá)到發(fā)動(dòng)機(jī)不同工況下理想的配氣效果，從而靈活調(diào)整有效壓縮比，提高內(nèi)燃機(jī)動(dòng)力性，改善排放性能和燃油經(jīng)濟(jì)性[4]。選擇性催化還原(selective catalytic reduction, SCR)系統(tǒng)入口溫度高低直接影響NOx等污染物的催化轉(zhuǎn)化效率[5]，可變氣門技術(shù)因具有隨工況匹配最佳進(jìn)氣量的能力逐漸被用來改善發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣熱管理性能[6]。

目前，全可變氣門技術(shù)的實(shí)現(xiàn)途徑大致可分為兩種[7]：(1)凸輪驅(qū)動(dòng)方式，以德國寶馬公司的Valvetronic系統(tǒng)[8]和韓國現(xiàn)代汽車的連續(xù)可變氣門升程技術(shù)[9-10]為代表的機(jī)械控制機(jī)構(gòu)通過調(diào)節(jié)中間傳動(dòng)零件實(shí)現(xiàn)氣門連續(xù)可變功能，但存在著結(jié)構(gòu)復(fù)雜、整機(jī)高度增加較大的問題；以菲亞特的Multiair[11]和山東大學(xué)的全可變液壓氣門系統(tǒng)(fully hydraulic variable valve system，F(xiàn)HVVS)[12]為代表的凸輪驅(qū)動(dòng)、機(jī)械液壓復(fù)合傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，前者通過高頻電磁閥控制高、低壓系統(tǒng)通斷實(shí)現(xiàn)氣門升程連續(xù)變化，但其響應(yīng)速度和穩(wěn)定性等較傳統(tǒng)配氣機(jī)構(gòu)有所下降[13]，后者使用機(jī)械式泄油閥代替高頻電磁閥實(shí)現(xiàn)氣門可變，但僅能布置于凸輪軸上置式發(fā)動(dòng)機(jī)上。(2)無凸輪驅(qū)動(dòng)方式，這種方式對(duì)比基于凸輪驅(qū)動(dòng)的方式更加靈活多變[9]，能夠匹配更多的運(yùn)行工況，但存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜、氣門動(dòng)力學(xué)特性差和使用成本較高的缺點(diǎn)，同時(shí)在響應(yīng)速度、可靠性和耐久性等方面需要有進(jìn)一步改善[14-15]。

本文中介紹了一種自主研發(fā)設(shè)計(jì)的基于凸輪驅(qū)動(dòng)的FHVVS，適用上置式和下置式凸輪軸布置形式，傳動(dòng)結(jié)構(gòu)簡單，匹配適應(yīng)性好且對(duì)缸蓋改動(dòng)小。通過搭建AMESim仿真計(jì)算模型，優(yōu)選出柱塞控油裝置最佳節(jié)流方案，同時(shí)在搭載FHVVS的倒拖試驗(yàn)臺(tái)架上進(jìn)行氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律研究，驗(yàn)證了FHVVS可實(shí)現(xiàn)氣門最大升程、開啟持續(xù)期和配氣相位連續(xù)變化的功能，分析了氣門機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)性能及工作穩(wěn)定性問題。該系統(tǒng)能夠匹配柴油機(jī)使用，通過改變氣門最大升程、開啟持續(xù)期和配氣相位配合發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)及排氣熱管理，對(duì)改善柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性和排放性有重要意義。

1 全可變液壓氣門系統(tǒng)建模與試驗(yàn)

1.1 FHVVS的結(jié)構(gòu)與工作原理

圖1示出FHVVS在凸輪軸下置式柴油機(jī)上布置的結(jié)構(gòu)簡圖，該系統(tǒng)主要由氣門驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)和柱塞控油裝置組成。氣門驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)包括進(jìn)氣凸輪、挺柱推桿、柱塞、液壓活塞及氣門組件等。當(dāng)進(jìn)氣凸輪處于上升段時(shí)，柱塞上行使柱塞腔和高壓油道內(nèi)的機(jī)油壓力增高并流向液壓活塞腔，使液壓活塞克服氣門彈簧力開啟氣門；當(dāng)凸輪處于下降段時(shí)，在氣門彈簧力的作用下，柱塞隨凸輪回落，高壓油腔油液壓力下降，氣門升程逐漸降低；當(dāng)氣門升程降至低于 2 mm 升程后，在液壓活塞內(nèi)設(shè)置的落座緩沖裝置發(fā)揮作用，使液壓活塞腔與高壓油道之間的有效流通面積減小，通過節(jié)流的方式增大液壓活塞運(yùn)動(dòng)阻力，降低氣門落座速度，保證其平穩(wěn)落座。

圖1 全可變液壓氣門系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖

柱塞控油裝置是可變氣門的控制機(jī)構(gòu)，結(jié)構(gòu)如圖2所示，由柱塞套、柱塞、調(diào)節(jié)齒輪和柱塞彈簧等組成。其中，調(diào)節(jié)齒輪與柱塞在圓周方向固定連接，并通過齒條帶動(dòng)調(diào)節(jié)齒輪使柱塞做周向轉(zhuǎn)動(dòng)；柱塞彈簧確保凸輪和柱塞在運(yùn)動(dòng)過程中始終壓緊不發(fā)生飛脫；柱塞套上設(shè)置有徑向泄油孔，柱塞外圓面上設(shè)置有軸向直槽和周向環(huán)槽。工作時(shí)，柱塞在柱塞套內(nèi)既可以通過進(jìn)氣凸輪驅(qū)動(dòng)做上下往復(fù)直線運(yùn)動(dòng)，也可以在調(diào)節(jié)齒輪的作用下做周向轉(zhuǎn)動(dòng)以改變徑向泄油孔與周向環(huán)槽的相對(duì)位置。柱塞周向環(huán)槽與柱塞套泄油孔相互配合，可以控制柱塞腔內(nèi)的液壓油的泄油量，從而改變氣門的升程和配氣相位實(shí)現(xiàn)對(duì)氣門運(yùn)動(dòng)的控制。此時(shí)，液壓油從柱塞腔內(nèi)依次通過軸向直槽、周向環(huán)槽和徑向泄油孔流入低壓腔，低壓腔與發(fā)動(dòng)機(jī)潤滑系統(tǒng)相連通。

圖2 柱塞控油裝置結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 AMESim仿真模型

FHVVS是一個(gè)由凸輪驅(qū)動(dòng)的機(jī)械-液壓復(fù)合傳動(dòng)的復(fù)雜系統(tǒng)。為了對(duì)其可變性能和動(dòng)力學(xué)性能有更好的驗(yàn)證，減少樣件加工及試驗(yàn)的資金投入和時(shí)間花費(fèi)，使用能同時(shí)滿足機(jī)械、液壓、信號(hào)控制三者耦合計(jì)算的AMESim軟件進(jìn)行仿真建模，實(shí)現(xiàn)對(duì)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸的參數(shù)優(yōu)化。根據(jù)文獻(xiàn)[12]中的仿真建模理論，建立如圖3所示的仿真模型，該模型包括凸輪驅(qū)動(dòng)、液壓管路傳動(dòng)、氣門運(yùn)動(dòng)組件及信號(hào)控制4個(gè)子系統(tǒng)。

圖3 FHVVS仿真模型示意圖

模型中凸輪驅(qū)動(dòng)子系統(tǒng)按照設(shè)定的轉(zhuǎn)速及型線推動(dòng)柱塞質(zhì)量模塊運(yùn)動(dòng)，并實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)凸輪轉(zhuǎn)角信號(hào)及柱塞升程信號(hào)作為控制柱塞泄油面積的輸入信號(hào)。液壓管路傳動(dòng)子系統(tǒng)的功能是將柱塞上行過程中產(chǎn)生的高壓傳遞到液壓活塞上，并接收來自控制系統(tǒng)的輸出信號(hào)對(duì)關(guān)鍵元件工作參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，另外其中的單向閥、蓄能器等元件使機(jī)構(gòu)高、低壓系統(tǒng)在氣門動(dòng)作準(zhǔn)備階段維持穩(wěn)定的工作條件。氣門運(yùn)動(dòng)組件子系統(tǒng)主要由氣門質(zhì)量塊、氣門彈簧和位移傳感器組成，用于模擬氣門運(yùn)動(dòng)。以傳感器測(cè)量的升程作為輸入信號(hào)控制液壓活塞與高壓油道間有效流通面積。

信號(hào)控制子系統(tǒng)由三種類型的插值表組成，包括柱塞控油裝置決定的泄油節(jié)流面積(插值表1)和液壓活塞決定的氣門開啟階段油液流入面積(插值表2)、氣門關(guān)閉階段油液流出面積(插值表3)。按照零件尺寸計(jì)算出的插值表可以根據(jù)模型中轉(zhuǎn)角和氣門升程信號(hào)輸出對(duì)應(yīng)的流通面積值，作為模擬計(jì)算過程中的必要參數(shù)。圖4為氣門開啟階段和關(guān)閉階段液壓活塞的有效流通面積(插值表2和插值表3)。由圖4可以看出在2 mm以下升程時(shí)，由于設(shè)置有氣門落座緩沖裝置，關(guān)閉階段流通面積明顯低于開啟階段。

1.3 氣門升程試驗(yàn)測(cè)量

為了驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，同時(shí)探究試制樣件在實(shí)際運(yùn)行中的性能表現(xiàn)，確保發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架性能試驗(yàn)的可行性，搭建配氣機(jī)構(gòu)倒拖臺(tái)架進(jìn)行氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律測(cè)量。圖5為倒拖臺(tái)架基本組成及相關(guān)測(cè)試設(shè)備連接示意圖，主要包括柴油機(jī)機(jī)體、FHVVS機(jī)構(gòu)、潤滑油供給系統(tǒng)、電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

圖5 倒拖試驗(yàn)臺(tái)架結(jié)構(gòu)示意圖

柴油機(jī)機(jī)體作為臺(tái)架的裝配基體，能夠盡可能還原樣機(jī)凸輪軸下置式配氣系統(tǒng)的工作過程。FHVVS機(jī)構(gòu)代替原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)安裝于氣缸蓋上，控制進(jìn)氣門開啟和關(guān)閉。潤滑油供給系統(tǒng)由電動(dòng)機(jī)油泵和濾清器等組成，為FHVVS提供0～0.5 MPa的潤滑油，并潤滑發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)零部件。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由激光位移傳感器、磁電傳感器、上止點(diǎn)信號(hào)傳感器和采集卡組成，分別對(duì)氣門升程信號(hào)、曲軸轉(zhuǎn)角信號(hào)、上止點(diǎn)信號(hào)等數(shù)據(jù)進(jìn)行采集和處理，獲得FHVVS氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

在圖5所示的倒拖試驗(yàn)臺(tái)架中，為了便于把激光位移傳感器安裝在氣缸套內(nèi)，斷開曲軸正時(shí)齒輪與曲軸的固定連接使發(fā)動(dòng)機(jī)活塞固定在下止點(diǎn)位置。電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的倒拖電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)曲軸正時(shí)齒輪并帶動(dòng)凸輪軸旋轉(zhuǎn)，保證氣門機(jī)構(gòu)及其FHVVS正常運(yùn)行。試驗(yàn)過程中，通過變頻器調(diào)節(jié)倒拖電機(jī)轉(zhuǎn)速模擬發(fā)動(dòng)機(jī)不同轉(zhuǎn)速的運(yùn)行狀況。表1為試驗(yàn)過程中使用到的主要儀器設(shè)備。

表1 試驗(yàn)使用的主要儀器設(shè)備

2 結(jié)果與分析

2.1 仿真模型的驗(yàn)證

圖6(a)為柱塞控油裝置調(diào)節(jié)示意圖，柱塞從初始0°位置逆時(shí)針轉(zhuǎn)過的角度稱為泄油轉(zhuǎn)角，記為α，即相當(dāng)于柱塞套反向旋轉(zhuǎn)角度，其中0°位置為徑向泄油孔剛好不與柱塞環(huán)槽接通時(shí)的初始位置。圖 6(b)為不同泄油轉(zhuǎn)角時(shí)凸輪從動(dòng)件(柱塞)位移與柱塞控油裝置的泄油節(jié)流面積對(duì)應(yīng)關(guān)系，具有以下特點(diǎn)：(1)隨著凸輪從動(dòng)件位移不斷增加，泄油節(jié)流面積由0逐漸增大，當(dāng)凸輪從動(dòng)件位移達(dá)到一定升程(圖中約為2.5 mm)時(shí)泄油節(jié)流面積不再增加，形成穩(wěn)定的節(jié)流面積。(2)當(dāng)泄油轉(zhuǎn)角在0°～60°范圍內(nèi)時(shí)，由于環(huán)槽深度較小，此時(shí)無論徑向泄油孔與柱塞環(huán)槽之間是部分接通還是完全接通，節(jié)流面積均受到環(huán)槽深度的限制，最終穩(wěn)定節(jié)流面積由泄油轉(zhuǎn)角對(duì)應(yīng)的環(huán)槽深度決定；當(dāng)泄油轉(zhuǎn)角超過60°時(shí)，環(huán)槽形成的節(jié)流面積已經(jīng)大于徑向泄油孔面積，此時(shí)最終穩(wěn)定節(jié)流面積為徑向泄油孔面積。

圖6 柱塞控油裝置的泄油節(jié)流面積

圖7為1 200 r/min時(shí)實(shí)測(cè)氣門升程和仿真氣門升程結(jié)果對(duì)比?？梢钥闯?，實(shí)測(cè)氣門升程曲線與仿真計(jì)算得到的氣門升程曲線形狀和趨勢(shì)吻合良好，驗(yàn)證了仿真計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，因此可以通過搭建的仿真計(jì)算模型對(duì)全可變液壓氣門系統(tǒng)的運(yùn)行性能進(jìn)行預(yù)測(cè)和分析。

圖7 轉(zhuǎn)速1 200 r/min時(shí)實(shí)測(cè)與仿真升程對(duì)比

2.2 柱塞泄油節(jié)流面積參數(shù)優(yōu)化

柱塞控油裝置是實(shí)現(xiàn)氣門升程可變和相位可變的核心零件，其泄油節(jié)流面積的變化方式直接影響氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律。為了獲得最佳的控制效果，使用驗(yàn)證后的仿真模型對(duì)柱塞節(jié)流面積參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。根據(jù)柱塞的運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)，設(shè)置如圖8所示的三種柱塞泄油節(jié)流方案，探索各種方案對(duì)氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律的影響。其中，方案一的特點(diǎn)是凸輪從動(dòng)件從小升程開始節(jié)流且節(jié)流面積變化較大，方案二的特點(diǎn)為凸輪從動(dòng)件從較大升程開始節(jié)流且節(jié)流面積變化較大，方案三的特點(diǎn)為全程節(jié)流且節(jié)流面積保持均勻。

圖8 三種方案的泄油節(jié)流面積

針對(duì)三種泄油方案，對(duì)全可變液壓氣門系統(tǒng)在標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min時(shí)的氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行模擬仿真計(jì)算，獲得如圖9所示的氣門升程和加速度曲線。可以看出：方案一和方案二的氣門升程曲線發(fā)生不同程度的扭曲變形，且加速度曲線波動(dòng)較大；方案三的氣門升程曲線最為平滑，其加速度曲線波動(dòng)最小。方案一在小升程時(shí)即開始節(jié)流，導(dǎo)致氣門的初始正加速度值減小，但隨著凸輪從動(dòng)件位移增大，泄油面積達(dá)到最大，且與負(fù)加速度相互疊加，形成最低負(fù)加速度值(加速度絕對(duì)值最大)，使加速度曲線出現(xiàn)劇烈波動(dòng)；方案二小升程時(shí)不泄油，此時(shí)氣門完全按照凸輪理論型線運(yùn)動(dòng)，氣門開啟階段正加速度達(dá)到最大，在負(fù)加速度段時(shí)泄油節(jié)流面積較大導(dǎo)致加速度波動(dòng)增大；方案三在小升程時(shí)即開始節(jié)流，氣門的初始正加速度值也相應(yīng)減小，并在整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中節(jié)流量較小且均勻，使得正、負(fù)加速度過渡平順，加速度波動(dòng)小。綜合比較以上三種泄油節(jié)流方案，全程節(jié)流且節(jié)流面積保持均勻的方案三為最理想的設(shè)計(jì)方案。

圖9 三種節(jié)流方案的氣門升程和加速度曲線

2.3 氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律分析

采用理想的柱塞泄油節(jié)流面積設(shè)計(jì)方案，對(duì)柱塞控油裝置進(jìn)行樣件加工及安裝調(diào)試。在圖5所示的試驗(yàn)臺(tái)上測(cè)量了不同轉(zhuǎn)速、不同泄油轉(zhuǎn)角時(shí)的氣門升程。圖10示出轉(zhuǎn)速為600 r/min和1 900 r/min時(shí)的氣門升程曲線?？梢钥闯?，在同一轉(zhuǎn)速下隨著泄油轉(zhuǎn)角逐漸增大，氣門開啟最大升程逐漸減小，氣門開啟時(shí)刻有所推遲，氣門關(guān)閉時(shí)刻顯著提前，達(dá)到了全可變液壓氣門系統(tǒng)升程連續(xù)可變、相位連續(xù)可變的目的。

圖10 不同轉(zhuǎn)速和泄油轉(zhuǎn)角下的氣門升程曲線

比較不同轉(zhuǎn)速時(shí)的氣門升程曲線可以發(fā)現(xiàn)，在同一泄油轉(zhuǎn)角下，高轉(zhuǎn)速時(shí)的氣門升程大，而低轉(zhuǎn)速時(shí)的氣門升程小。這是因?yàn)樾褂徒油ǔ掷m(xù)期用曲軸轉(zhuǎn)角表示時(shí)是相同的，而不同轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)過相同曲軸轉(zhuǎn)角的絕對(duì)時(shí)間不同，轉(zhuǎn)速越高，時(shí)間越短，泄油量也相應(yīng)減少，導(dǎo)致高轉(zhuǎn)速時(shí)氣門升程比低轉(zhuǎn)速時(shí)大。同時(shí)發(fā)現(xiàn)隨著泄油轉(zhuǎn)角的增大，這種氣門升程的差距呈現(xiàn)出更加明顯的差異。

圖11(a)為轉(zhuǎn)速1 200 r/min、泄油轉(zhuǎn)角為25°時(shí)實(shí)測(cè)多循環(huán)氣門升程瀑布圖，可以看出多個(gè)循環(huán)的氣門升程曲線基本保持一致。進(jìn)一步分析獲得如圖11(b)所示的多循環(huán)進(jìn)氣門開啟角面值分布圖，其中角面值的多循環(huán)算數(shù)平均值為744.5 cm2·(°)，標(biāo)準(zhǔn)差為0.57 cm2·(°)，循環(huán)波動(dòng)率為0.08%；圖中多循環(huán)最大角面值為745.7 cm2·(°)，最小角面值為743.2 cm2·(°)，與算數(shù)平均值的最大相對(duì)差值僅為0.18%。由此可以看出多循環(huán)工作過程中氣門升程波動(dòng)較小，表明FHVVS的氣門工作過程平順穩(wěn)定，能夠滿足發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)對(duì)循環(huán)穩(wěn)定性的要求。

圖11 多循環(huán)氣門升程瀑布圖及角面值分布圖

2.4 氣門動(dòng)力學(xué)性能分析

2.4.1 液壓壓力波動(dòng)規(guī)律分析

FHVVS采用機(jī)械-液壓復(fù)合傳動(dòng)方式，液壓油在工作過程中作為傳動(dòng)介質(zhì)發(fā)揮重要作用，而液壓油的可壓縮性導(dǎo)致系統(tǒng)內(nèi)部產(chǎn)生壓力波動(dòng)，為此使用仿真模型對(duì)FHVVS的液壓壓力波動(dòng)和氣門動(dòng)力學(xué)性能進(jìn)行研究。在全可變液壓氣門系統(tǒng)的正常運(yùn)行過程中，當(dāng)量質(zhì)量為M的液壓活塞和氣門運(yùn)動(dòng)組件主要受氣門彈簧力、液壓活塞腔壓力和阻尼力的作用，根據(jù)牛頓第二定律，氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律應(yīng)滿足式(1)所示微分方程。

(1)

式中，H為氣門升程;t為時(shí)間；ph為液壓活塞腔壓力;S為液壓活塞的橫截面積；K為氣門彈簧剛度；F0為氣門彈簧預(yù)緊力；c為氣門運(yùn)動(dòng)的阻尼系數(shù)。由于當(dāng)量質(zhì)量M、氣門彈簧預(yù)緊力F0和彈簧剛度K為定值，阻尼力相對(duì)較小，因此氣門加速度的波動(dòng)主要取決于活塞腔壓力ph的變化。

圖12為轉(zhuǎn)速1 600 r/min，泄油轉(zhuǎn)角為20°時(shí)的活塞腔壓力ph、柱塞腔壓力pz和氣門加速度J曲線。可以看出:在氣門開啟階段，挺柱腔與活塞腔壓力以相同的規(guī)律呈現(xiàn)出周期性波動(dòng)，且氣門加速度與活塞腔壓力波動(dòng)趨勢(shì)基本一致，壓力波動(dòng)的峰值與加速度峰值相對(duì)應(yīng)；氣門回落階段，受氣門彈簧力作用，高壓系統(tǒng)持續(xù)向低壓系統(tǒng)泄油；當(dāng)氣門回落到一定升程時(shí)，落座緩沖裝置發(fā)揮作用，使柱塞腔與活塞腔之間產(chǎn)生節(jié)流作用，柱塞腔壓力迅速降低，而活塞腔壓力急劇升高，產(chǎn)生阻礙氣門快速回落的正加速度，使氣門回落速度降低，實(shí)現(xiàn)平穩(wěn)落座。

圖12 液壓壓力波動(dòng)與氣門加速度曲線

圖13為轉(zhuǎn)速1 600 r/min時(shí)不同泄油轉(zhuǎn)角下柱塞腔和活塞腔壓力的波動(dòng)情況?？梢钥闯?，隨著泄油轉(zhuǎn)角的增大，柱塞腔和活塞腔的壓力波動(dòng)幅值減小，壓力波動(dòng)的頻率基本保持不變。液壓系統(tǒng)泄油量Δq與柱塞腔與低壓系統(tǒng)間的壓差Δp之間的關(guān)系如式(2)所示。

圖13 轉(zhuǎn)速1 600 r/min時(shí)不同泄油轉(zhuǎn)角柱塞腔和活塞腔壓力

(2)

Δp=pz-p0

(3)

式中，A為有效流通面積；p0為低壓系統(tǒng)壓力(定值)；ρ為液壓流體密度。在FHVVS正常運(yùn)行時(shí)，若有效流通面積為一定值，當(dāng)柱塞腔瞬時(shí)壓力pz升高時(shí)，Δp增大，泄油量也隨之增多，對(duì)液壓波動(dòng)的波峰有相應(yīng)的削弱作用；當(dāng)柱塞腔瞬時(shí)壓力pz降低時(shí)，Δp減小，泄油量也隨之減少，對(duì)液壓波動(dòng)的波谷有相應(yīng)的填補(bǔ)作用。即柱塞控油裝置的泄油作用對(duì)液壓波動(dòng)起到“削峰填谷”的效果。隨著泄油轉(zhuǎn)角的增大，有效節(jié)流面積也相應(yīng)變大，這種“削峰填谷”的作用更為明顯，使得液壓波動(dòng)的幅值隨之減小。

2.4.2 轉(zhuǎn)速對(duì)液壓波動(dòng)的影響

圖14為泄油轉(zhuǎn)角為5°，轉(zhuǎn)速分別為600 r/min、1 600 r/min和1 900 r/min時(shí)的液壓壓力曲線?？梢钥闯?，同一泄油轉(zhuǎn)角下，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，柱塞腔及活塞腔內(nèi)的液壓壓力均呈現(xiàn)更加劇烈波動(dòng)趨勢(shì)，波動(dòng)幅值隨轉(zhuǎn)速增大而迅速增加，以曲軸轉(zhuǎn)角計(jì)量的波動(dòng)周期也相應(yīng)增大，但以絕對(duì)時(shí)間計(jì)量的波動(dòng)周期仍保持不變。從圖14中還可以看出，即使在標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min時(shí)高壓系統(tǒng)內(nèi)的最低壓力波谷值仍高于低壓系統(tǒng)的壓力(0.5 MPa)，從而防止FHVVS在高轉(zhuǎn)速運(yùn)行時(shí)，低壓系統(tǒng)內(nèi)部液壓油向高壓系統(tǒng)內(nèi)部流動(dòng)的異?，F(xiàn)象發(fā)生。

圖14 不同轉(zhuǎn)速時(shí)柱塞腔和活塞腔壓力波動(dòng)

為了進(jìn)一步研究高轉(zhuǎn)速時(shí)的氣門動(dòng)力學(xué)性能，選取標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min，泄油轉(zhuǎn)角為0°、20°、35°時(shí)的氣門運(yùn)動(dòng)加速度曲線進(jìn)行分析,參見圖15。圖中氣門理論允許最大負(fù)加速度值J0主要由氣門彈簧力和低壓系統(tǒng)液壓壓力決定，根據(jù)牛頓第二定律，其計(jì)算公式為：

圖15 轉(zhuǎn)速1 900 r/min時(shí)不同泄油轉(zhuǎn)角下的加速度曲線

(4)

對(duì)比式(1)和式(4)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)氣門運(yùn)動(dòng)的負(fù)加速度值低于上述氣門理論允許最大負(fù)加速度值時(shí)，將會(huì)使FHVVS的柱塞腔壓力pz低于低壓系統(tǒng)壓力p0，從而導(dǎo)致低壓系統(tǒng)內(nèi)部液壓油向高壓系統(tǒng)內(nèi)部流動(dòng)的異?，F(xiàn)象發(fā)生，是不被允許的。從圖15中可以看出，各泄油轉(zhuǎn)角下的氣門加速度值均遠(yuǎn)離J0，因此FHVVS能夠滿足發(fā)動(dòng)機(jī)高速運(yùn)動(dòng)的需求，具有良好的氣門動(dòng)力學(xué)性能。

3 結(jié)論

(1)依據(jù)仿真計(jì)算獲得的最優(yōu)方案研制了基于凸輪驅(qū)動(dòng)的全可變液壓氣門系統(tǒng)，倒拖試驗(yàn)結(jié)果表明：該FHVVS能夠?qū)崿F(xiàn)氣門的最大升程、開啟持續(xù)期和配氣相位在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)無級(jí)連續(xù)可變，多循環(huán)氣門開啟角面值的循環(huán)波動(dòng)率僅為0.08%，具有良好的循環(huán)穩(wěn)定性。

(2)FHVVS的液壓系統(tǒng)存在周期性波動(dòng)，在泄油轉(zhuǎn)角一定時(shí)，隨著轉(zhuǎn)速的增大，液壓波動(dòng)的幅值明顯增大；在轉(zhuǎn)速一定時(shí)，隨著泄油轉(zhuǎn)角的增大，有效節(jié)流面積也相應(yīng)變大，液壓波動(dòng)的幅值相應(yīng)減小，即柱塞控油裝置的節(jié)流作用對(duì)FHVVS的液壓壓力波動(dòng)具有“削峰填谷”的效果。

(3)FHVVS的氣門加速度曲線與液壓系統(tǒng)的壓力波動(dòng)具有相同的變化趨勢(shì)，研制的FHVVS在標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min、不同泄油轉(zhuǎn)角下的氣門加速度值均高于理論允許最大負(fù)加速度值，具有良好的高速動(dòng)力學(xué)性能。