電液式可變氣門系統回油階段瞬時壓力的分析

吳學舜, 張洪川, 杜德峰, 韓志強, 趙家輝

(1. 西華大學 流體及動力機械教育部重點實驗室, 四川 成都 610039; 2. 中國船舶重工集團有限公司第七一一研究所, 上海 201108)

柴油發動機可變氣門技術可以根據發動機實際轉速、工況及負荷的需要合理調節氣門的啟閉時刻和升程,與EGR、渦輪增壓和高壓噴射等新技術配合使用有助于HCCI,RCCI等新型燃燒模式的實施[1],同時能夠合理組織缸內燃燒狀態參數,以降低碳煙和NOx的排放[2].

由于電液式可變氣門機構具有易于控制、響應靈活等優點而被廣泛應用.但是由于電液式可變氣門機構中存在液壓系統,液壓系統工作時會產生液體壓力波動[3-4].壓力波動會使液壓系統產生震蕩、噪聲、液壓元件的疲勞失效及空穴現象等,過早出現機械故障,縮短工件的使用壽命.同時,在電液式可變氣門系統中,液壓系統的壓力波動還會導致液壓腔的液壓低于供油壓力,使氣門的運動規律出現暫時“失控”,從而影響配氣機構的正常運行,使柴油發動機的燃燒和排放性能惡化,降低柴油發動機的整體工作性能[5].

針對電液可變氣門系統實際工作過程中存在的液力延遲、機構響應等工作特性,眾多學者展開了系列深入研究.M.POURNAZERI等[6]開發了一套滑閥式液壓可變氣門系統,根據試驗數據建立了關鍵參數的數學模型,并根據該模型對液壓可變氣門系統的控制性、重復性等進行評估,結果表明滑閥式液壓可變氣門系統控制簡單,且不受發動機轉速的影響.XIE H.等[7]開發了一套汽油發動機電液可變氣門系統,并基于自抗干擾控制概念,開發了混合擾動抑制控制策略,結果表明該策略能使可變氣門系統較好地適應發動機轉速和供油壓力的變化.韓偉強等[8]劃分了電液可變氣門系統的工作周期,并對周期的特征時間及占比進行了研究,研究表明不同特征時間對控制參數的敏感性不同,通過優化系統的控制參數、合理選擇氣門附加升程有助于縮短系統的工作周期.許回江[9]研究了電液可變氣門系統的氣門升程特性,研究表明系統的結構設計對氣門的開啟、關閉速度起著決定性的作用.劉發發等[10]研究了電液可變氣門系統的氣門速度、加速度和氣門升程波動等特性,研究表明合理控制液壓油的供油壓力與溫度有助于改善系統的響應.韓志強等[11]劃分了電液可變氣門系統液壓活塞腔內瞬時壓力的波動周期,并研究了供油壓力對周期特征參數的影響,研究表明供油壓力對液壓腔內瞬時壓力的峰值、相位及持續時間的影響較大.楊忠炯等[12]研究了液壓膠管出口壓力波動特性,研究發現液壓管長度對出口壓力波動的影響大于液壓管直徑,隨著流速增加,管徑出口壓力波動幅值逐漸減小,流體黏度對壓力波動影響較小.孟育博等[13]研究發現使用濾波器可以有效降低壓力波動的幅度.

綜上所述,關鍵參數對船用柴油發動機電液可變氣門系統液壓油路瞬時壓力的影響研究尚處于起步階段,且少有文獻探討參數之間的相互作用對壓力波動的影響.鑒于此,筆者結合自主設計研發的船用柴油發動機電液可變氣門系統液壓油路回油階段的瞬時壓力試驗數據和仿真數據,研究回油電磁閥的開啟斜率、最大開度、開啟相位和供油壓力等參數對電液可變氣門系統液壓油路回油階段瞬時壓力特征時間的影響,為合理控制液壓系統壓力波動提供理論支持.

1 電液式可變氣門系統的建模與試驗

1.1 仿真模型

圖1為電液式可變氣門系統油路模型示意圖.為了減小液壓油路瞬時壓力波動帶來的負面影響,進一步分析了電液可變氣門系統電磁閥的開啟斜率和供油壓力對進回油電磁閥的閥后液壓油路瞬時壓力變化量的影響,筆者利用GT-SUITE軟件建立了仿真模型,并對相關參數進行了仿真計算.仿真模型的系統動力學方程和流體力學方程遵循質量守恒原理、動量守恒原理和能量守恒原理,具體方程參考文獻[14].

電液可變氣門系統進油和回油的油路瞬時壓力波動模型包括凸輪、挺柱、進油油路、回油油路和液壓活塞腔等部分,模型中使用小孔模型代替電磁閥,通過對小孔孔徑、啟閉角度的設計來模擬電磁閥的工作;搭建蓄能器模型中的阻尼模塊、蓄能器的質量模塊和蓄能器組件中的彈簧模塊模型來模擬平臺中囊式蓄能器的工作;利用環形泄漏模型對活塞與活塞套之間液壓油的泄漏量進行計算.由于配氣機構的搖臂比為1.5,即氣門附加升程是液壓活塞升程的1.5倍,因此模型中略去搖臂及氣門組件,通過液壓活塞的升程乘以搖臂比便得到相應的氣門附加升程.

圖1 電液可變氣門系統油路模型

1.2 可變氣門系統平臺試驗驗證

為了驗證電液式可變氣門系統油路模型的準確性，在課題組自主設計研發的船用柴油發動機電液式可變氣門系統試驗平臺上進行瞬時壓力測試.船用柴油發動機電液式可變氣門系統的試驗平臺如圖2所示.

圖2 電液可變氣門系統試驗平臺

試驗平臺主要由控制系統、供油系統、數據采集系統和驅動系統4部分組成.平臺詳細的工作原理和控制邏輯詳見文獻[14].

1.3 測試傳感器及設備的規格和精度

為了保證試驗數據的精度和可靠性,需要對測量設備的規格和主要參數進行考察,結果見表1.

表1 主要測試傳感器及設備信息和主要參數

1.4 電液可變氣門系統工作時序

電液可變氣門系統工作時序見圖3,以光電編碼器發出的同步信號為基準,確定電磁閥的控制時序.當電磁閥收到ECU發出的電磁閥開啟信號,進油閥芯開啟,液壓油經電磁閥進入可變氣門機構液壓腔,并推動液壓活塞開啟氣門附加升程;液壓油的進油持續期(即電磁閥的進油脈寬)決定了進入液壓腔內的液壓油量.電磁閥進油脈寬結束時進油閥芯關閉,此時液壓腔與電磁閥間的液壓油路封閉.

圖3 電液可變氣門系統工作時序

該過程中電磁閥的保持過程持續時間即為保持脈寬.該過程中氣門的附加升程幾乎保持不變.保持脈寬結束后電磁閥回油閥芯開啟,電磁閥回油閥芯從開啟到關閉的持續時間為回油脈寬,可變氣門液壓腔里的液壓油經電磁閥流回液壓油箱.為使液壓腔內的液壓油完全泄出,電磁閥的回油脈寬應不小于進油脈寬.

1.5 電液可變氣門系統試驗的驗證

液壓油路瞬時壓力試驗值與仿真值的對比結果如圖4所示.

圖4 液壓油路瞬時壓力仿真值與試驗值對比

圖4顯示瞬時壓力試驗值與仿真值具有良好的一致性,說明所建模型能夠用于分析關鍵參數對系統液壓油路回油階段的瞬時壓力變化特征時間的影響.仿真模型主要參數及其設置數值如表2所示.

表2 仿真模型主要參數及設置數值

1.6 回油階段瞬時壓力特征時間的定義

電液可變氣門系統中電磁閥閥后液壓油路瞬時壓力、最大開度和附加升程隨時間變化曲線如圖5所示.以回油電磁閥開啟始點(a點)作為回油階段瞬時壓力的始點,以瞬時壓力消失點(d點)作為回油階段瞬時壓力的末點.將回油階段瞬時壓力分為壓力急降區(ab)、壓力穩定區(bc)和壓力自由下降區(cd).

圖5 瞬時壓力、最大開度和附加升程隨時間變化曲線

電磁閥閥后液壓油路回油階段瞬時壓力的特征時間定義如下: ①tab為瞬時壓力急降區的時間,電磁閥開啟始點至瞬時壓力平衡始點,液壓油在氣門彈簧力作用下流回液壓油箱,管內瞬時壓力急劇下降; ②tbc為瞬時壓力穩定區的時間,電磁閥保持最大開度,液壓油依然在氣門彈簧力作用下流回液壓油箱,管內瞬時壓力保持穩定; ③tcd為瞬時壓力自由下降區的時間,電磁閥保持最大開度,此時氣門附加升程完全消失,液壓油在慣性作用下流回液壓油箱,管內瞬時壓力下降至0.

2 結果分析

基于進油電磁閥各參數數值不變,通過改變回油電磁閥的開啟斜率k、最大開度d0、開啟相位β和液壓油的供油壓力來研究關鍵參數對回油階段瞬時壓力特征時間的影響.電磁閥結構參數之間的關系公式為

d0=kβ+b，

(1)

式中:b為系數.

2.1 開啟斜率與供油壓力對瞬時壓力的影響

根據式(1),保持回油電磁閥的最大開度為4 mm、開啟相位為435°和開啟斜率為0.3不變,不同供油壓力p′下,液壓油路瞬時壓力的變化曲線如圖6所示.保持最大開度為4 mm、開啟相位為435°和供油壓力為12 MPa不變,不同開啟斜率k下,電磁閥閥后瞬時壓力的變化曲線如圖7所示.

不同開啟斜率下,特征時間tab隨供油壓力變化曲線如圖8所示.由圖8可知:開啟斜率不變,液壓油供油壓力對tab的影響可以忽略;供油壓力不變,tab隨開啟斜率的增加而減小.

由圖6可知:不同供油壓力下,液壓管內急降區ab的瞬時壓力幾乎一致;由p=FS(其中p為壓力,F為作用力,S為面積)可知:由于液壓系統中液壓油的壓力與單位面積所受的作用力和流通面積有關,所以當電磁閥的開啟斜率、最大開度和開啟相位固定不變后,管內液壓油流動過程中獲得的動能一致,即液壓油的流動狀態也已經確定,液壓油的流速不變,所以tab幾乎不受供油壓力的影響.

圖6 供油壓力對瞬時壓力的影響

圖7 開啟斜率對瞬時壓力的影響

由圖7可知:液壓管內急降區ab同一時刻的瞬時壓力均隨開啟斜率的增加而減小,且管內瞬時壓力在任意時刻均有Fmax/Fmin<1.68;在電磁閥完全開啟之前,閥口處的流通面積均有Smax/Smin>1.76;結合管內的瞬時壓力和電磁閥流通面積,由p=FS可知,開啟斜率越大,液壓油流動過程中獲得的動能越大,液體流速越快,所以tab隨開啟斜率的增加而減小.

不同開啟斜率下,特征時間tbc隨供油壓力變化曲線如圖9所示.由圖9可知:開啟斜率不變,tbc隨供油壓力的增加而增加;供油壓力不變,tbc隨開啟斜率的增加而增加,開啟斜率k≥0.20時,k對tbc的影響較小.

圖8 不同開啟斜率下,tab隨供油壓力變化曲線

圖9 不同開啟斜率下,tbc隨供油壓力變化曲線

由圖6可知:不同供油壓力下雖然穩定區bc的瞬時壓力幾乎一致,但同一時刻的氣門附加升程隨供油壓力的增加而增加,由于課題組開發的可變氣門機構采用液壓活塞式,氣門附加升程越大,液壓活塞腔內儲存的液壓油越多,所需泄油時間越長,所以tbc隨供油壓力的增加而增加.由圖7可知:電磁閥在穩定區bc處于全開狀態,液壓管內穩定區的瞬時壓力幾乎相等,所以由p=FS可知:k≥0.20時,k對tbc的影響較小;k=0.15時急降區ab流出的液壓油較多,對應穩定區的液壓油較少,所需時間較短.

不同開啟斜率下,特征時間tcd隨供油壓力變化曲線如圖10所示.由圖10可知:特征時間tcd均約為2 ms,幾乎不受供油壓力和開啟斜率的影響.由圖6,7可知:自由下降區cd的附加升程已完全消失,管內殘余液壓油在慣性作用下流出,不同供油壓力或開啟斜率下,管內瞬時壓力初始值幾乎相等,由p=FS可知,tcd不受開啟斜率和供油壓力的影響.

圖10 不同開啟斜率下,tcd隨供油壓力變化曲線

2.2 最大開度和供油壓力對瞬時壓力的影響

根據公式(1),保持回油電磁閥的開啟斜率為0.3、開啟相位為435°和供油壓力為12 MPa不變,不同最大開度d0下液壓油路的瞬時壓力隨時間變化曲線如圖11所示.

圖11 最大開度對瞬時壓力的影響

回油電磁閥不同最大開度下,供油壓力對特征時間tab,tbc和tcd的影響如圖12-14所示,具體的討論分析與2.1小節中供油壓力對特征時間的影響類似,不再闡述.

圖12 不同最大開度下，tab隨供油壓力變化曲線

由圖12可知,供油壓力不變,tab隨最大開度d1的增加而增加.由圖11可知:d0≤3.0 mm時,急降區ab的瞬時壓力變化曲線一致;d0>3.0 mm時,d0越大,其額定流量越大,所需液壓油的量越多,充油時間越長,瞬時壓力達到穩定階段所需的時間越長,所以tab隨d0的增加而增加.

圖13 不同最大開度下，tbc隨供油壓力變化曲線

由圖13可知,供油壓力不變,tbc隨最大開度d0的增加而減小.由圖11可知:此時電磁閥全開,雖然穩定區bc的供油壓力均隨d0的增加而減小,但d0的變化對液壓油瞬時流量的影響大于管內供油壓力變化對液壓油瞬時流量的影響,所以tbc隨d0的增加而減小.

圖14 不同最大開度下，tcd隨供油壓力變化曲線

由圖14可知,供油壓力不變,tcd隨最大開度d0的增加而減小.由圖11可知:此時氣門附加升程消失;液壓油在慣性作用下流回油箱,回油電磁閥在不同d0下,瞬時壓力初始值均有Fmax/Fmin<1.16、電磁閥流通面積均有Smax/Smin>1.27;由p=FS可知:當電磁閥的開度越大時,電磁閥的流通截面越大,此時的液壓油流速越快,故液壓油獲取的動能越大,tcd隨d0的增加而減小.

2.3 開啟相位和供油壓力對瞬時壓力的影響

根據式(1),保持回油電磁閥的最大開度為4 mm、開啟斜率為0.15和供油壓力為12 MPa不變,不同開啟相位β下,液壓油路的瞬時壓力隨時間變化曲線如圖15所示.

圖15 開啟相位對瞬時壓力的影響

回油電磁閥不同開啟相位下,供油壓力對特征時間tab,tbc和tcd的影響如圖16-18所示,具體的討論分析與2.1小節中供油壓力對特征時間的影響類似,不再闡述.

圖16 不同開啟相位下,tab隨供油壓力變化曲線

圖17 不同開啟相位下,tbc隨供油壓力變化曲線

圖18 不同開啟相位下,tcd隨供油壓力變化曲線

由圖16,18可知,供油壓力不變,不同開啟相位下,tab均在5.1 ms附近,tcd值均在2.0 ms附近,且tab和tcd的波動幅度均小于0.2 ms.由圖15可知,開啟相位只是改變了管內液壓油的泄油時刻,而對電磁閥自身的結構參數沒有任何改變,所以電磁閥開啟相位對tab和tcd的影響可以忽略.

由圖17可知,供油壓力不變,tbc隨開啟相位的滯后略有增加,但不同開啟相位下tbc之間的差值均小于0.3 ms.由圖15可知:穩定區間bc的供油壓力隨開啟相位的滯后略有減小;由此p=FS可知,開啟相位越滯后,液壓油獲取的動能越小,流動過程所需時間越長,所以tbc隨開啟相位的滯后而略有增加.

3 結 論

1) 特征時間tab隨回油電磁閥開啟斜率的增加而減小,隨最大開度的增加而增加;特征時間tbc隨回油電磁閥開啟斜率的增加而增加,隨最大開度的增加而減小;回油電磁閥開啟斜率和最大開度對特征時間tab和tbc的影響大于開啟相位和供油壓力;特征時間tcd幾乎不受回油電磁閥開啟斜率、最大開度、開啟相位和供油壓力的影響.

2) 開啟斜率和最大開度對回油系統的影響大于開啟相位和供油壓力,因此在有效調控壓力波動時,可優先調整電磁閥的開啟斜率和最大開度,達到系統最有利的工作狀態.