米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析及對(duì)比

許恩永，陳諭潼，唐競(jìng)*，楊銳，王庚

1.東風(fēng)柳州汽車有限公司，廣西 柳州 545005；2.廣西大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧 530004

0 引言

隨著汽車保有量的快速增長(zhǎng)，能源消耗和環(huán)境污染越來(lái)越得到關(guān)注[1]，提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能是解決能源和環(huán)境問(wèn)題的重要途徑。文獻(xiàn)[2-4]的研究表明，米勒循環(huán)能在一定程度上改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能。Patel等[5-7]對(duì)無(wú)節(jié)氣門直噴汽油機(jī)采用進(jìn)氣門早關(guān)(early intake valve closing, EIVC)和進(jìn)氣門晚關(guān)(late intake valve closing, LIVC)2種控制方式進(jìn)行對(duì)比研究，發(fā)現(xiàn)2種控制方式的指示熱效率均提高約6%。鄭斌等[8-10]對(duì)一臺(tái)2.0 L汽油機(jī)在部分負(fù)荷工況下采用米勒循環(huán)進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果表明EIVC和LIVC控制策略均能降低發(fā)動(dòng)機(jī)的泵氣損失和缸內(nèi)傳熱損失。本文中通過(guò)改變汽油機(jī)的凸輪型線，研究EIVC和LIVC 2種配氣機(jī)構(gòu)控制策略下米勒循環(huán)[11-12]的動(dòng)力學(xué)特性；基于AVL-EXCITE Timing Drive軟件對(duì)沒(méi)有采用米勒循環(huán)的原汽油機(jī)(以下簡(jiǎn)稱原機(jī))配氣機(jī)構(gòu)和米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析對(duì)比，研究配氣機(jī)構(gòu)應(yīng)用米勒循環(huán)的優(yōu)勢(shì)。

1 配氣機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型

在一臺(tái)排量為1.49 L的雙頂置凸輪軸四缸四氣門汽油機(jī)上應(yīng)用米勒循環(huán)，基于AVL-EXCITE Timing Drive軟件建立動(dòng)力學(xué)模型，研究轉(zhuǎn)速為4000 r/min時(shí)不同EIVC和LIVC控制策略下的發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力學(xué)性能。

1.1 模型建立

配氣機(jī)構(gòu)的單閥系動(dòng)力學(xué)模型如圖1所示，主要結(jié)構(gòu)包括進(jìn)氣凸輪軸、排氣凸輪軸、平面挺柱、氣閥桿、氣閥面、氣門彈簧等，模型中加入旋轉(zhuǎn)激勵(lì)模擬凸輪軸轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖1 單閥系動(dòng)力學(xué)模型

1.2 參數(shù)設(shè)置

運(yùn)用UG NX軟件分別對(duì)各零部件進(jìn)行建模，并在ANSYS中進(jìn)行有限元?jiǎng)偠确治觥Ｅ錃鈾C(jī)構(gòu)各零部件的主要參數(shù)如表1所示。

表1 配氣機(jī)構(gòu)主要參數(shù)

連接各單元并輸入相關(guān)參數(shù)，構(gòu)建汽油機(jī)應(yīng)用米勒循環(huán)的動(dòng)力學(xué)模型；進(jìn)行仿真運(yùn)行，檢查模型是否運(yùn)行平穩(wěn)；調(diào)整相關(guān)參數(shù)，使模型滿足使用要求。動(dòng)力學(xué)模型需要考慮氣閥桿、氣閥面等重要零部件的剛度。

2 進(jìn)氣門控制策略及米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析對(duì)比

本文中主要對(duì)原機(jī)和EIVC、LIVC控制策略的米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)氣門進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析。通過(guò)改變進(jìn)氣凸輪型線，調(diào)整配氣相位，實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)EIVC和LIVC不同控制策略。以原機(jī)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角作為基準(zhǔn)相位，3種EIVC策略進(jìn)氣門早關(guān)角距基準(zhǔn)相位的曲軸轉(zhuǎn)角分別為12°、24°、36°，記為E12、E24、E36；3種LIVC策略進(jìn)氣門晚關(guān)角距基準(zhǔn)相位的曲軸轉(zhuǎn)角分別為12°、24°、36°，記為L(zhǎng)12、L24、L36。

2.1 進(jìn)氣門升程、速度、加速度

原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略的進(jìn)氣門升程曲線如圖2所示。

圖2 原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略的進(jìn)氣門升程曲線

由圖2可知：原機(jī)和米勒循環(huán)不同進(jìn)氣門控制策略的氣門升程光滑、無(wú)突變，說(shuō)明氣門均無(wú)反跳現(xiàn)象，原機(jī)和米勒循環(huán)不同進(jìn)氣門控制策略的發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)穩(wěn)定性較好。

原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略的進(jìn)氣門速度曲線如圖3所示。

由圖3可知：EIVC和LIVC配氣機(jī)構(gòu)的進(jìn)氣門速度均小于原機(jī)，且進(jìn)氣門最大落座速度均小于汽油機(jī)最大落座速度推薦值1 m/s；EIVC控制策略中，進(jìn)氣門早關(guān)角越大，進(jìn)氣門的最大落座速度越?。籐IVC控制策略中，進(jìn)氣門晚關(guān)角越大，進(jìn)氣門的最大落座速度越小。

a)原機(jī)和EIVC策略 b)原機(jī)和LIVC策略

綜上所述，米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)進(jìn)氣門落座速度比原機(jī)小，進(jìn)氣門落座更平穩(wěn)，滿足氣門穩(wěn)定運(yùn)行的要求，說(shuō)明米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)可一定程度降低進(jìn)氣門落座速度，減小因?yàn)闅忾T落座而產(chǎn)生的沖擊和磨損。

原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略的進(jìn)氣門加速度曲線如圖4所示。

a)原機(jī)和EIVC策略 b)原機(jī)和LIVC策略

由圖4可知：LIVC控制策略進(jìn)氣門加速度峰值小于原機(jī)，但EIVC控制策略進(jìn)氣門加速度峰值略大于原機(jī)；受凸輪軸扭曲變形的影響，原機(jī)及米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)在氣門開啟階段加速度均存在波動(dòng)，進(jìn)氣門早關(guān)角越大，進(jìn)氣門加速度的波動(dòng)幅度越大，進(jìn)氣門晚關(guān)角越大，進(jìn)氣門加速度波動(dòng)幅度越小。

綜上所述，從受凸輪軸扭曲影響方面考慮，LIVC控制策略優(yōu)于原機(jī)，原機(jī)優(yōu)于EIVC控制策略。

2.2 凸輪與挺柱接觸應(yīng)力

原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略配氣機(jī)構(gòu)凸輪與挺柱的接觸力曲線如圖5所示。

由圖5可知：原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略配氣機(jī)構(gòu)工作段的接觸力均大于0，表明凸輪和挺柱在工作段始終保持接觸，無(wú)飛脫現(xiàn)象。

a)原機(jī)和EIVC策略 b)原機(jī)和LIVC策略

原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略的配氣機(jī)構(gòu)凸輪與挺柱間接觸應(yīng)力曲線如圖6所示。

a)原機(jī)和EIVC策略 b)原機(jī)和LIVC策略

由圖6可知：EIVC控制策略中，進(jìn)氣門早關(guān)角越大，凸輪與挺柱的接觸應(yīng)力越大，越接近許用限值；在LIVC控制策略中，進(jìn)氣門晚關(guān)角越大，接觸應(yīng)力越小。

綜上所述，原機(jī)和米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)的凸輪不存在飛脫現(xiàn)象，EIVC控制策略的米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)凸輪與挺柱間接觸應(yīng)力隨進(jìn)氣門早關(guān)角增大而增大，進(jìn)氣門早關(guān)角大，應(yīng)力增大，影響凸輪和挺柱的使用壽命；而LIVC控制策略的米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)凸輪與挺柱間接觸應(yīng)力隨進(jìn)氣門晚關(guān)角增大而減小，從配氣機(jī)構(gòu)凸輪與挺柱接觸應(yīng)力方面考慮，LIVC控制策略優(yōu)于EIVC控制策略。

2.3 氣門落座力

原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略的進(jìn)氣門落座力曲線如圖7所示。

a)原機(jī)和EIVC策略 b)原機(jī)和LIVC策略

由圖7可知：米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)的最大氣門落座力比原機(jī)小，均小于最大許用力2 884.8 N(即6倍的彈簧預(yù)緊力，本文中的彈簧預(yù)緊力為480.8 N)；氣門落座力曲線與氣門落座速度曲線相契合，驗(yàn)證了氣門落座速度曲線結(jié)論的正確性；在EIVC控制策略中，進(jìn)氣門早關(guān)角越大，氣門的最大落座力越小；在LIVC控制策略中，進(jìn)氣門晚關(guān)角越大，氣門的最大落座力越小，米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)的最大氣門落座力可以滿足磨去堆積在氣門和氣門座上的積碳等其他沉積物的要求。

綜上所述，米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)的氣門落座力處于理想范圍，米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)的氣門最大落座力小于原機(jī)，氣門落座引起的沖擊、磨損和噪聲比原機(jī)小，能夠在一定程度上延長(zhǎng)配氣機(jī)構(gòu)的使用壽命。

2.4 氣門彈簧特性

氣門彈簧工作狀態(tài)是否良好，主要考察非工作段是否出現(xiàn)非正常彈簧力，原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略氣門彈簧質(zhì)點(diǎn)的升程曲線如圖8所示。

a)原機(jī)和EIVC策略 b)原機(jī)和LIVC策略

由圖8可知，米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)在非工作段的彈簧質(zhì)點(diǎn)升程波動(dòng)比原機(jī)大。

原機(jī)和不同進(jìn)氣門控制策略的氣門彈簧力曲線如圖9所示。

a)原機(jī)和EIVC策略 b)原機(jī)和LIVC策略

由圖9可知：米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)的氣門彈簧質(zhì)點(diǎn)的彈簧力波動(dòng)在非工作段均比原機(jī)大，但未出現(xiàn)非正常的彈簧力，說(shuō)明各氣門彈簧工作良好；彈簧力振幅一定程度上受氣門升程的影響，EIVC控制策略的彈簧力振幅比LIVC大，EIVC控制策略的彈簧力振幅隨進(jìn)氣門早關(guān)角度增大而增加，LIVC控制策略的彈簧力振幅隨著進(jìn)氣門晚關(guān)角度增大而增加；受到凸輪激勵(lì)產(chǎn)生自振的影響，氣門關(guān)閉后的彈簧力波動(dòng)幅度大于氣門開啟前，EIVC控制策略配氣機(jī)構(gòu)的波動(dòng)幅度大于LIVC控制策略。

綜上所述，原機(jī)和米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)均不存在氣門彈簧并圈現(xiàn)象，各氣門彈簧工作狀況良好。但米勒循環(huán)配氣機(jī)構(gòu)的氣門彈簧力和升程波動(dòng)都比原機(jī)大，說(shuō)明原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)氣門彈簧的工作穩(wěn)定性優(yōu)于米勒循環(huán)。EIVC控制策略配氣機(jī)構(gòu)彈簧力受凸輪軸激勵(lì)振動(dòng)的影響比LIVC控制策略更大。

3 結(jié)論

1)EIVC和LIVC控制策略米勒循環(huán)氣門落座速度均小于原機(jī)，氣門落座比原機(jī)平穩(wěn)。

2)LIVC控制策略米勒循環(huán)凸輪軸扭曲變形小于原機(jī)，但EIVC控制策略凸輪軸扭曲變形大于原機(jī)。

3)EIVC和LIVC控制策略米勒循環(huán)氣門落座力小于原機(jī)，氣門落座引起的沖擊、磨損和噪聲比原機(jī)小，能夠在一定程度上延長(zhǎng)配氣機(jī)構(gòu)的使用壽命。

4)LIVC控制策略米勒循環(huán)凸輪與挺柱的接觸應(yīng)力小于EIVC控制策略米勒循環(huán)。

5)原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)的氣門彈簧工作穩(wěn)定性優(yōu)于EIVC和LIVC控制策略的米勒循環(huán)。