兩段式可變配氣技術(shù)研究

王文泰，韓耀輝，賈曉亮，張俊瑋，劉凡碩，黃樹(shù)和

(1.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表局駐臨汾地區(qū)軍事代表室，山西 侯馬 043011；3.中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400)

內(nèi)燃機(jī)自第二次工業(yè)革命誕生，時(shí)至今日依然在人類社會(huì)中發(fā)揮著至關(guān)重要的作用。近些年來(lái)，可變配氣技術(shù)作為提高發(fā)動(dòng)機(jī)效率的有效手段發(fā)展迅速。該技術(shù)可大致分為基于凸輪的可變配氣技術(shù)和無(wú)凸輪的可變配氣技術(shù)。無(wú)凸輪式系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜且控制困難，短時(shí)間內(nèi)難以普及。目前，方案較為成熟且市場(chǎng)應(yīng)用廣泛的均為基于凸輪的可變配氣技術(shù)?；谕馆喌目勺兣錃饧夹g(shù)最早是通過(guò)調(diào)節(jié)凸輪軸相對(duì)于曲軸的運(yùn)動(dòng)，改變氣門(mén)正時(shí)角，比較具有代表性的有Alfa Romeo、寶馬的VANOS系統(tǒng)、豐田的VVT-i系統(tǒng)等。此外，還存在另一種可變配氣技術(shù)，即階段式氣門(mén)可變技術(shù)，設(shè)計(jì)不同型線的凸輪，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)需求改變時(shí)，通過(guò)改變驅(qū)動(dòng)氣門(mén)運(yùn)動(dòng)的凸輪控制其切換實(shí)現(xiàn)氣門(mén)調(diào)節(jié)，其中以?shī)W迪公司的AVS系統(tǒng)和本田公司的i-VETC系統(tǒng)為代表。

過(guò)去，對(duì)于高強(qiáng)化柴油機(jī)來(lái)說(shuō)，由于循環(huán)進(jìn)氣量充足，一般不需要采用可變配氣技術(shù)。但隨著高強(qiáng)化柴油機(jī)工作過(guò)程的不斷強(qiáng)化，逐漸帶來(lái)缸內(nèi)燃燒壓力難以控制的問(wèn)題，特別是在標(biāo)定工況點(diǎn)附近存在燃燒壓力超限，進(jìn)而帶來(lái)安全性的問(wèn)題。近年來(lái)，對(duì)于這類機(jī)型，多采用諸如米勒循環(huán)等低壓縮技術(shù)來(lái)抑制最高燃燒壓力。米勒循環(huán)可以通過(guò)可變配氣技術(shù)調(diào)整進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻，增加進(jìn)氣晚關(guān)角，降低有效壓縮比，最終實(shí)現(xiàn)降低燃燒壓力的目的。傳統(tǒng)可變配氣技術(shù)通常只能通過(guò)平移整體相位角達(dá)到可變配氣的效果。

針對(duì)此需求，開(kāi)發(fā)研究了一種階段式電液可變氣門(mén)系統(tǒng)。通過(guò)設(shè)計(jì)可變配氣調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)，不同的凸輪型線可滿足柴油機(jī)在啟動(dòng)和正常工作時(shí)的工作需求。建立了機(jī)構(gòu)的數(shù)學(xué)模型，通過(guò)仿真分析得到了機(jī)構(gòu)切換響應(yīng)性的影響規(guī)律，并搭建試驗(yàn)臺(tái)驗(yàn)證了這種機(jī)構(gòu)的響應(yīng)特性，為該技術(shù)的實(shí)用化奠定了基礎(chǔ)。

1 系統(tǒng)工作原理與機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 工作原理

傳統(tǒng)可變氣門(mén)技術(shù)通常只能完成相位角的平移，而無(wú)法在保持氣門(mén)開(kāi)點(diǎn)不變的情況下調(diào)整進(jìn)氣晚關(guān)角。如圖1所示，其只能在AC和BD兩種工況下切換，即增大晚關(guān)角的同時(shí)會(huì)減小早開(kāi)角，這會(huì)導(dǎo)致進(jìn)氣量減少，功率降低。針對(duì)這種情況，高強(qiáng)化柴油機(jī)采用階段式氣門(mén)可變技術(shù)，可以實(shí)現(xiàn)氣門(mén)開(kāi)點(diǎn)為A不變，閉點(diǎn)在C和E之間切換，使柴油機(jī)同時(shí)滿足啟動(dòng)時(shí)壓縮比大和標(biāo)定工況下晚關(guān)角大、燃燒壓力小的要求。

圖1 可變配氣技術(shù)相位

氣門(mén)的兩級(jí)可調(diào)機(jī)構(gòu)是一種典型的電液切換系統(tǒng)，通過(guò)電磁閥控制油路壓力，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)兩段式挺柱的控制。系統(tǒng)機(jī)油回路見(jiàn)圖2a，主要包括油箱、油泵、溢流閥和電磁閥等部分。油泵將機(jī)油從油箱內(nèi)抽出，一部分用于對(duì)凸輪軸軸承潤(rùn)滑，另一部分通過(guò)與之并聯(lián)的溢流閥得到穩(wěn)定油壓。電磁閥有兩種工作狀態(tài)，通電時(shí)對(duì)應(yīng)兩段式挺柱的泄壓過(guò)程，斷電時(shí)則對(duì)應(yīng)穩(wěn)定油壓驅(qū)動(dòng)挺柱鎖止過(guò)程。所用電磁閥結(jié)構(gòu)示意見(jiàn)圖2b。

圖2 兩級(jí)氣門(mén)電液切換系統(tǒng)

挺柱總成與凸輪塊總成共同實(shí)現(xiàn)氣門(mén)的兩級(jí)可調(diào)。挺柱總成由內(nèi)外挺柱、鎖止銷、固定套等組成，凸輪塊總成由高低兩種不同型線的凸輪組成。內(nèi)挺柱置于外挺柱內(nèi)部，內(nèi)外挺柱分別對(duì)應(yīng)高低升程兩種凸輪。低氣門(mén)升程時(shí)，低凸輪起主要控制作用，外挺柱在高凸輪的作用下與內(nèi)挺柱之間發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，外挺柱內(nèi)底與大彈簧連接，大彈簧由內(nèi)挺柱金屬片支架支撐，保證外挺柱與高凸輪始終接觸；高氣門(mén)升程時(shí)，機(jī)油從油道進(jìn)入外挺柱固定套，油壓推動(dòng)外挺柱鎖止銷移動(dòng)，從而內(nèi)外挺柱形成一個(gè)整體共同運(yùn)動(dòng)，內(nèi)挺柱失去與低凸輪的接觸，高凸輪起主要控制作用，實(shí)現(xiàn)氣門(mén)的切換。凸輪總成、挺柱總成具體結(jié)構(gòu)及氣門(mén)高低升程對(duì)應(yīng)的挺柱狀態(tài)見(jiàn)圖3。

1—低升程凸輪；2—高升程凸輪；3—外挺柱；4—外挺柱鎖止銷；5—外挺柱固定套；6—進(jìn)油口；7—內(nèi)挺柱固定套；8—鎖止銷彈簧；9—內(nèi)挺柱鎖止銷；10—內(nèi)挺柱；11—大彈簧。圖3 挺柱總成與凸輪總成結(jié)構(gòu)

綜上所述，兩段式可變氣門(mén)系統(tǒng)的基本原理是通過(guò)調(diào)節(jié)電磁閥開(kāi)閉實(shí)現(xiàn)升程的調(diào)節(jié)。氣門(mén)的兩級(jí)可調(diào)需要對(duì)凸輪塊與挺柱的合理設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)快速切換。

1.2 氣門(mén)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

兩級(jí)式氣門(mén)調(diào)節(jié)通過(guò)切換凸輪型線實(shí)現(xiàn)，凸輪塊與挺柱是其關(guān)鍵部件，凸輪塊上的兩種凸輪型線保證了高低升程和相位的準(zhǔn)確性，挺柱內(nèi)鎖止銷與柱塞彈簧保證了切換的響應(yīng)性。

1.2.1 凸輪型線設(shè)計(jì)

凸輪型線的設(shè)計(jì)依據(jù)已有的理論開(kāi)展，分為緩沖段和工作段設(shè)計(jì)。緩沖段設(shè)計(jì)確定補(bǔ)償升程為0.35 mm，曲線種類選擇等加速-等速段。等加速-等速段的一般表達(dá)式可由式(1)表示，其具有高階導(dǎo)數(shù)在終點(diǎn)處均為0的特點(diǎn)，適合與工作段平穩(wěn)相接。

(1)

式中：為等加速末端角度；為緩沖段包角；，，均為常數(shù)。

工作段選取五項(xiàng)式高次方凸輪，其升程曲線可表達(dá)為

(2)

式中：，，，，為待定系數(shù)；，，，為冪指數(shù)；為凸輪轉(zhuǎn)角，以工作段的起點(diǎn)為=0；為基本段包角。

以凸輪最小曲率半徑以及豐滿系數(shù)為限制條件，綜合考慮配氣機(jī)構(gòu)的磨損和進(jìn)氣能力，最終優(yōu)化設(shè)計(jì)的兩種凸輪型線如圖4所示。

圖4 凸輪升程曲線

1.2.2 鎖止銷彈簧設(shè)計(jì)

由上述機(jī)構(gòu)原理介紹可知，油壓推動(dòng)鎖止銷將內(nèi)外挺柱結(jié)合作為一個(gè)整體運(yùn)動(dòng)是實(shí)現(xiàn)凸輪切換的關(guān)鍵，而卸除油壓后鎖止銷的回位是依靠彈簧的作用，在油壓與鎖止銷直徑一定的條件下，鎖止銷彈簧的參數(shù)決定了凸輪型線切換的可行性與響應(yīng)性。鎖止銷在油壓作用下與回位狀態(tài)下，根據(jù)受力平衡可得：

(3)

式中：為油壓；為鎖止銷橫截面積；為彈簧預(yù)緊力；為彈簧剛度；為鎖止銷位移；為鎖止銷與挺柱間摩擦力；、為對(duì)應(yīng)工作階段的鎖止銷加速度。

通過(guò)上述分析，最終選取鎖止銷彈簧參數(shù)為剛度=1 000 N/m，彈簧預(yù)緊量為0.25 mm，代入式(3)可得鎖止銷最大位移時(shí)仍受到0.25 N的合力防止與彈簧脫離，油液卸除瞬間彈簧對(duì)其有1.25 N的力使其回位，綜合考慮鎖止銷的質(zhì)量和位移量，上述動(dòng)作都具有足夠的響應(yīng)時(shí)間。

1.2.3 挺柱供油套設(shè)計(jì)

挺柱從低升程工作狀態(tài)切換到高升程工作狀態(tài)需要鎖止銷進(jìn)油端液壓油克服彈簧力將內(nèi)外挺柱進(jìn)行鎖止，而挺柱在凸輪驅(qū)動(dòng)下不斷高速往復(fù)運(yùn)動(dòng)，因此需要設(shè)計(jì)固定的供油套對(duì)挺柱進(jìn)行供油，供油套與挺柱之間為高精度間隙配合。高升程凸輪工作時(shí)，供油套與挺柱間相對(duì)位移范圍在0～10 mm之間，即該范圍內(nèi)應(yīng)保持供油套供油口與挺柱進(jìn)油口之間的接觸。設(shè)計(jì)供油套進(jìn)油口一端通過(guò)M10螺紋孔與液壓油管連接，另一端通過(guò)直槽口與挺柱油道連接供油。因供油套僅起固定供油作用，不承受較大的力，為節(jié)約成本，選取鋁合金材料進(jìn)行加工制造。

2 兩段式可變氣門(mén)特性仿真分析

氣門(mén)的調(diào)節(jié)通過(guò)控制電磁閥的開(kāi)閉來(lái)實(shí)現(xiàn)，在仿真中可以通過(guò)設(shè)置穩(wěn)壓油源的油壓獲得時(shí)刻來(lái)控制。為了分析系統(tǒng)的調(diào)節(jié)特性，對(duì)兩段式可變升程系統(tǒng)進(jìn)行了詳細(xì)的建模研究。通過(guò)Simulink和AMEsim的聯(lián)合仿真策略實(shí)現(xiàn)了控制模型與物理模型連接，進(jìn)行了系統(tǒng)仿真分析。

圖5示出凸輪軸轉(zhuǎn)速1 000 r/min工況下，在=200 ms時(shí)刻切換氣門(mén)的仿真曲線。由圖5a可以看出，在不考慮油路油壓建立時(shí)間的情況下，電磁閥狀態(tài)改變后，液壓油進(jìn)入挺柱油路，鎖止銷迅速運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)內(nèi)外挺柱的鎖止，在下一循環(huán)氣門(mén)運(yùn)動(dòng)變?yōu)楦呱虪顟B(tài)，即實(shí)現(xiàn)了氣門(mén)的切換。圖5b示出氣門(mén)切換前后凸輪軸扭矩的變化，可見(jiàn)電磁閥開(kāi)啟后凸輪軸扭矩明顯增大，包括氣門(mén)升程增加帶來(lái)的扭矩提高和克服挺柱大彈簧的扭矩兩部分。

圖5 氣門(mén)切換仿真結(jié)果

氣門(mén)切換響應(yīng)性的關(guān)鍵在于電磁閥開(kāi)啟到鎖止銷到達(dá)一定位移所用的時(shí)間，在凸輪軸轉(zhuǎn)速與電機(jī)轉(zhuǎn)速相同、電磁閥開(kāi)啟時(shí)刻相同的條件下，分別探究不同系統(tǒng)參數(shù)對(duì)切換過(guò)程響應(yīng)性的影響。鎖止銷受到液壓油的壓力從而克服彈簧力運(yùn)動(dòng)，油壓對(duì)鎖止銷受到的力有影響，進(jìn)而影響鎖止銷運(yùn)動(dòng)。氣門(mén)的切換是由于鎖止銷將內(nèi)外挺柱鎖止，因此觀測(cè)鎖止銷的位移情況更為直接。在凸輪軸轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時(shí)，=0 s時(shí)刻關(guān)閉電磁閥，分別探究不同油壓時(shí)鎖止銷運(yùn)動(dòng)情況，結(jié)果見(jiàn)圖6。

圖6 不同油壓下鎖止銷運(yùn)動(dòng)曲線

可以看到，油壓變化對(duì)鎖止銷運(yùn)動(dòng)規(guī)律的影響與理想情況較為一致，即隨著油壓的增大，鎖止銷達(dá)到最大位移的時(shí)間減少。當(dāng)=0.05 MPa時(shí)，油壓不足以克服彈簧力使鎖止銷達(dá)到最大位移，無(wú)法完成內(nèi)外挺柱的鎖止；當(dāng)=0.08 MPa時(shí)，鎖止銷運(yùn)動(dòng)到最大位移所用時(shí)間為1.9 s；=0.12 MPa及=0.16 MPa時(shí)，鎖止銷運(yùn)動(dòng)到最大位移所用時(shí)間分別為1.1 s和0.7 s，即用時(shí)逐漸減少，但減少的幅度降低。實(shí)際使用中，油壓過(guò)低會(huì)導(dǎo)致鎖止銷運(yùn)動(dòng)變慢，導(dǎo)致切換的響應(yīng)性降低，甚至無(wú)法完成切換動(dòng)作，但油壓到達(dá)一定的數(shù)值后，氣門(mén)切換能夠在較短的時(shí)間內(nèi)完成，繼續(xù)增大油壓并不能明顯提高其響應(yīng)性。考慮到實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)油壓的建立過(guò)程，應(yīng)選擇適當(dāng)?shù)挠蛪鹤鳛殒i止銷運(yùn)動(dòng)的驅(qū)動(dòng)。

同時(shí)，氣門(mén)的切換是為了實(shí)現(xiàn)不同發(fā)動(dòng)機(jī)工況下的性能最優(yōu)，因此需要研究發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)切換過(guò)程響應(yīng)性的影響。對(duì)于該系統(tǒng)，不同的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下，供油套與挺柱進(jìn)油口之間連通的相對(duì)面積變化頻率也不同，通過(guò)對(duì)可變面積節(jié)流口和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速參數(shù)的設(shè)置，仿真分析不同轉(zhuǎn)速下氣門(mén)切換響應(yīng)性規(guī)律。圖7示出油壓0.12 MPa，不同轉(zhuǎn)速下，=0 s時(shí)刻開(kāi)啟電磁閥的情況下鎖止銷位移曲線。圖8和圖9分別為與圖7同時(shí)間軸的流量曲線和油壓變化曲線?？梢钥闯觯l(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)鎖止銷位移幾乎沒(méi)有影響。選取1 s附近的流量曲線進(jìn)行研究，由于可變節(jié)流口面積的變化，進(jìn)入鎖止銷一側(cè)腔內(nèi)的油液流量不同，進(jìn)而導(dǎo)致其油壓有略微差別，但由于整體油壓大小及變化趨勢(shì)相近，因此對(duì)其運(yùn)動(dòng)過(guò)程幾乎沒(méi)有影響。

圖7 不同轉(zhuǎn)速下鎖止銷運(yùn)動(dòng)曲線

圖8 不同轉(zhuǎn)速下流量曲線

圖9 不同轉(zhuǎn)速下油壓變化曲線

3 兩段式可變氣門(mén)調(diào)節(jié)試驗(yàn)研究

由于實(shí)際工作過(guò)程中存在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)、凸輪軸負(fù)載變化等影響，為進(jìn)一步探究其工作特性，開(kāi)展試驗(yàn)研究進(jìn)行驗(yàn)證分析。

試驗(yàn)中以單片機(jī)為氣門(mén)控制器，通過(guò)對(duì)升程切換系統(tǒng)的原理分析可知電磁閥為控制切換的關(guān)鍵執(zhí)行機(jī)構(gòu)，當(dāng)單片機(jī)接收到目標(biāo)氣門(mén)升程信號(hào)時(shí)，發(fā)出電壓信號(hào)控制電磁閥通斷。為了研究氣門(mén)切換影響規(guī)律，在不同凸輪軸轉(zhuǎn)速、油壓的條件下使單片機(jī)發(fā)送氣門(mén)切換信號(hào)，得到相應(yīng)的氣門(mén)升程曲線及切換時(shí)間。在試驗(yàn)臺(tái)中，使用異步交流電機(jī)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)。試驗(yàn)信號(hào)采集及處理示意見(jiàn)圖10。

圖10 試驗(yàn)信號(hào)采集及處理示意

3.1 油壓影響規(guī)律

根據(jù)仿真分析結(jié)果可知，油壓對(duì)氣門(mén)的切換有較大的影響。圖11示出發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，=0.1 s時(shí)關(guān)閉電磁閥(圖中紅線時(shí)刻)，不同油壓下的氣門(mén)升程曲線。

圖11 不同油壓下氣門(mén)升程切換曲線

從圖11可以看出，在不同油壓條件下，氣門(mén)切換響應(yīng)性與圖6中仿真所得到的規(guī)律基本相同，也和理想的變化規(guī)律基本一致，即隨著油壓的增加，氣門(mén)切換響應(yīng)性逐漸加快，切換升程所用的時(shí)間減少。同時(shí)也可以看出，隨著供油壓力的升高，氣門(mén)切換響應(yīng)的提升空間越來(lái)越小，這也與仿真結(jié)果相符。不同油壓下氣門(mén)切換時(shí)間變化規(guī)律見(jiàn)圖12。當(dāng)=0.08 MPa時(shí)即可完成氣門(mén)的切換，但用時(shí)較長(zhǎng)，為2.1 s；當(dāng)=0.12 MPa時(shí)完成氣門(mén)切換用時(shí)1.2 s；當(dāng)=0.16 MPa時(shí)則僅需0.8 s即可完成切換。需要注意的是，試驗(yàn)過(guò)程中，雖然=0.08 MPa和=0.10 MPa時(shí)都可以完成氣門(mén)的切換，但偶爾也出現(xiàn)不能切換的情況，這可能是低油壓時(shí)，油無(wú)法通過(guò)供油套等結(jié)構(gòu)造成的?？紤]到切換的可靠性，應(yīng)采用=0.12 MPa及以上油壓進(jìn)行切換。

相比仿真，試驗(yàn)用時(shí)與仿真用時(shí)相比略大，這是因?yàn)樵陔姶砰y關(guān)閉的瞬間，鎖止銷供油側(cè)壓力并不是立刻到達(dá)0.16 MPa，即挺柱內(nèi)油路的油壓建立需要一定的時(shí)間，仿真中也考慮了油壓建立過(guò)程，但與實(shí)際試驗(yàn)存在一定誤差。另外由于供油套與挺柱之間為間隙配合，挺柱在高速往復(fù)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，液壓油存在泄漏現(xiàn)象，這部分泄漏掉的液壓油并沒(méi)有起到推動(dòng)鎖止銷的作用，因此試驗(yàn)過(guò)程中氣門(mén)的實(shí)際切換時(shí)間大于仿真結(jié)果，但是其影響規(guī)律相同。

圖12 不同油壓下氣門(mén)升程切換時(shí)間

圖13 不同發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下氣門(mén)升程切換曲線

3.2 轉(zhuǎn)速影響規(guī)律

氣門(mén)的切換是為了實(shí)現(xiàn)不同發(fā)動(dòng)機(jī)工況下的性能最優(yōu)，上文已經(jīng)在仿真中研究了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)該系統(tǒng)氣門(mén)切換響應(yīng)性的影響規(guī)律，本節(jié)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證分析。圖13示出油壓0.14 MPa，不同轉(zhuǎn)速下，=0.1 s時(shí)關(guān)閉電磁閥的氣門(mén)升程曲線。可以看出，試驗(yàn)結(jié)果與圖7中仿真結(jié)果相同，即發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)氣門(mén)切換的響應(yīng)性幾乎沒(méi)有影響，從電磁閥關(guān)閉到氣門(mén)升程實(shí)現(xiàn)切換的用時(shí)均約為1 s。

4 結(jié)論

a) 針對(duì)高強(qiáng)化柴油機(jī)標(biāo)定點(diǎn)燃燒壓力抑制和起動(dòng)控制的需求，設(shè)計(jì)了兩段式可變配氣相位，驗(yàn)證了系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)低壓縮相位和起動(dòng)控制相位的兩段控制；

b) 進(jìn)行的切換試驗(yàn)表明，在油壓0.12 MPa的狀態(tài)下可以實(shí)現(xiàn)兩段式相位的穩(wěn)定切換；

c) 進(jìn)行的參數(shù)影響試驗(yàn)表明，隨機(jī)油壓力增高，切換響應(yīng)速度加快，在穩(wěn)定切換油壓下，轉(zhuǎn)速變化對(duì)切換特性沒(méi)有影響。