關鍵參數對電液可變氣門升程規律影響的試驗研究

劉杰,劉智,田維,韓志強

(1.西華大學汽車與交通學院,四川 成都 610039;2.汽車測控及安全四川省重點實驗室,四川 成都 610039;3.流體及動力機械教育部重點實驗室,四川 成都 610039)

可變配氣機構能夠根據發動機的工作狀況靈活調節氣門正時和升程,保障氣缸內的充氣效率處于最佳水平,使得發動機具有良好的動力性、經濟性和排放性。因此可變氣門技術成為改善發動機性能的關鍵技術之一。

針對可變氣門技術的研究,楊靖等[1]設計了一款電控液壓可變氣門驅動系統,使用Matlab/Simulink建立該系統的仿真模型,并進行試驗驗證,研究探索可控性參數旋轉閥相位差角、蓄壓器壓力以及發動機轉速對氣門開啟持續期、氣門啟閉時刻、氣門速度和氣門最大升程產生的影響。韓志強等[2]研究電液可變氣門機構液壓供油壓力P0(10～13 MPa)和最大開度d(2.5～4 mm)對電磁閥液壓回路上游瞬時壓力變化的影響。結果表明,隨著供油壓力和最大開度的增加,特性參數Pa和Pc值減小,而Pb和Pd值增加,并且供油壓力和最大開度對特征相位βa～βe的影響有很大差異。韓志強等[3]通過某一型號的船用柴油機電液可變氣門系統的仿真模型,探索了回油電磁閥的開啟相位、開啟斜率、最大開度值、供油壓力對液壓油路回油階段瞬時壓力的影響。

謝宗法等[4]通過對相關結構參數進行匹配,使全可變液壓氣門機構實現氣門的平穩開啟和平穩落座。陳勤學[5]研究發現,隨著共軌壓力的增加,氣門開啟速度加快,氣門的最大升程增加。吳學舜等[6]結合試驗和仿真,研究進油電磁閥的最大開度D(2.5～4.0 mm)與供油壓力P(10～13 MPa)的耦合作用對電磁閥后液壓油路上各個點(a,b,…i)處瞬時壓力變化特征值(Pa～Pi)以及特征相位(βa～βi)的影響,結果表明:特征相位βa和βg近乎沒有受到供油壓力以及最大開度的影響,βb因為最大開度增加而稍微有一些提前,但是幾乎沒有受到供油壓力的影響;βc,βd,βf三點都隨供油壓力和最大開度的增加而提前,最大開度增加,βe提前,但βe幾乎沒有受到供油壓力的影響;隨供油壓力和最大開度增加,βh和βi延后。吳學舜等[7]通過對某一型號的柴油機電-液式可變氣門系統工作過程進行研究,探究電磁閥控制脈寬(8～20 ms)對柴油機可變氣門系統壓力波動的影響。結果表明:波峰峰值壓力隨控制脈寬增加而增加,但是峰值相位后移。吳學舜等[8]對某一型號的船用柴油發動機電液式可變氣門系統進行研究,結果表明:回油電磁閥的開啟相位以及供油壓力對于急降區時間、穩定區時間產生的影響全都小于開啟斜率和最大開度的影響;回油電磁閥的供油壓力、開啟斜率、開啟相位以及最大開度幾乎無法對自由下降區時間產生影響。

徐玉梁等[9]對配氣凸輪進行優化,各個轉速下的氣門實際相位接近當前轉速的最優相位,氣門的實際升程全都高于最優升程,對于提高換氣效率起到正面影響,并且試驗結果很大程度上達到了發動機最優配氣參數要求。張晉群等[10]搭建了AMESim仿真計算模型,研究泄油的起始、終止時刻以及節流面積等對氣門運動規律的影響,結果發現:FHVVS的液壓波動幅值隨著發動機轉速的增大而增大,柱塞控油裝置的節流作用可以使液壓的壓力波動“削峰填谷”,減小波動幅值。潘鎖柱等[11]研究了附加升程限位和進氣遲閉角對進氣狀態參數的影響。結果表明,進氣質量流量幾乎不受最大附加升程限位影響,相同的進氣遲閉角情況下,進氣流量的變化率全部不超過3%,并且進氣流量隨著進氣遲閉角的增大而減小。陳芳等[12]介紹了一種基于火花點火發動機BJ486EQ的全液壓可變氣門系統,建立了全液壓可變氣門系統仿真模型。研究發現,全液壓可變氣門系統中液壓系統的壓力波動隨著發動機轉速的增加而變大,甚至導致“升程畸變”。通過仿真優化全液壓可變氣門系統的凸輪輪廓和用于降低氣門落座速度的節流閥結構,優化后的全液壓可變氣門系統不發生升程變形和回彈。S. Saridemir等[13]使用時域和頻域分析技術研究和分析凸輪從動件系統在不同氣門升程和運行速度下的動態行為。在 450,930,1 440,1 950,2 430 r/min 的運行速度下,測試了最大氣門升程為8 mm和10 mm的兩種情況。從結果可以看出,運行速度越高,獲得的振幅值就越高。對獲得的數據進行統計分析表明,10 mm氣門升程比8 mm氣門升程產生更多的動力。

通過研究發現,在電液式可變氣門系統中,詳細分析關鍵參數對氣門升程曲線瞬時變化的研究較少,因此本研究基于自主開發的電液式可變氣門系統進行試驗,采用特征點來描述氣門升程曲線的特征變化,為合理選擇系統的控制參數提供理論支撐。

1 可變配氣系統試驗平臺的搭建

1.1 可變配氣系統試驗平臺

自主設計研發的柴油機電液可變氣門系統試驗平臺如圖1所示,該平臺主要由四部分組成,分別為驅動系統、供油系統、控制系統和數據采集系統。

1—溫度傳感器; 2—油箱; 3—油濾; 4—電機; 5—油泵; 6—蓄能器; 7—瞬時壓力傳感器; 8—推桿;9—搖臂;10—氣門;11—角位移傳感器;12—電力測功機;13—活塞腔;14—凸輪軸;15—編碼器;16—電磁閥;17—調壓閥;18—氣體出口。

控制系統通過對電磁閥的開啟時刻和充油持續時間進行控制,進而控制氣門開啟正時和升程。在該系統中,光電編碼器的旋轉軸與凸輪軸同軸,并以相同的速度和角度隨凸輪軸旋轉。同時發光元件發出的連續光信號被轉化為方波信號,將凸輪軸的位置實時輸出給ECU,ECU根據預先設置的MAP查表插值后計算出電磁閥的開啟相位、進油脈寬、保持脈寬和回油脈寬等參數。供油系統由液壓油箱、高壓油路、調壓閥和蓄能器等組成。電機驅動液壓油泵,油箱泵將液壓油泵進高壓油路,隨后經電磁閥流入可變氣門系統中由活塞球座與活塞套形成的液壓腔(活塞球座與活塞套之間距離稱為附加升程),并通過調壓閥調節供油壓力;蓄能器安裝在調壓閥和電磁閥之間,并維持供油壓力穩定。數據采集系統對供油壓力、閥前及閥后液壓油路瞬時壓力、液壓油溫度、電磁閥控制信號和搖臂的轉角信號進行實時采集、處理、顯示和存儲,其中閥前液壓油路瞬時壓力傳感器安裝在電磁閥前20 cm處的液壓油路上,閥后液壓油路瞬時壓力傳感器安裝在電磁閥后面20 cm處。驅動系統主要是調頻電機,通過調頻電機驅動配氣機構的凸輪運轉。

平臺試驗使用的各傳感器規格種類及精度如表1所示。

表1 主要測試傳感器及設備規格和主要參數

1.2 可變配氣系統原理

系統工作時序如圖2和圖3所示,凸輪每旋轉一圈,與凸輪同軸的光電編碼器發出一個同步信號,以同步信號的上升沿作為整個系統控制相位的始點,計算可變配氣機構進回油電磁閥的控制相位和脈寬。電磁閥的控制信號為方波信號,通過調整電磁閥上升沿與同步信號上升沿之間的曲軸轉角來控制進油電磁閥開啟相位,此時進油電磁閥開啟,高壓液壓油進入液壓活塞腔推動活塞球座與活塞套產生相對運動,氣門附加升程開始產生。通過進油脈寬控制電磁閥開啟的持續時間,進而控制附加升程的高度。通過進油脈寬下降沿控制電磁閥開始關閉的相位。同理,通過泄油電磁閥控制信號上升沿與同步信號上升沿之間的曲軸轉角控制泄油電磁閥開啟相位,進油相位下降沿與泄油相位上升沿之間的轉角稱為保持脈寬,此后泄油電磁閥開啟,高壓液壓油從活塞腔流出,附加升程開始下降。通過泄油脈寬控制電磁閥開啟的持續時間,從而控制附加升程高度的保持相位和氣門延遲關閉的相位。

圖2 氣門提前關閉工作時序圖

圖3 氣門延遲關閉工作時序圖

2 評價參數

為了更加細致地研究控制參數對氣門升程曲線的影響,定義不同的特征點來描述氣門升程曲線的特征,具體如圖4所示。 其中,βa為進油電磁閥開啟相位,該特征相位點為電磁閥進油開啟信號的上升沿。經過電磁閥開啟延遲,電磁閥完全開啟達到最大流量。βb為附加升程變化始點特征相位,由彈簧支撐起的液壓腔高度從這點開始減小。βc為進油電磁閥進油關閉相位,該特征相位為電磁閥進油開啟信號的下降沿。經過電磁閥關閉延遲,電磁閥完全關閉。特征相位βd為實際氣門升程起點,特征相位βe為附加升程曲線的峰值相位點,泄油電磁閥開啟相位(特征相位βf)為泄油始點,特征相位βg為氣門升程峰值點,特征相位βh為氣門關閉相位點。

圖4 氣門升程曲線變化示意

3 控制參數對氣門升程曲線的影響

3.1 供油壓力與進油相位耦合的影響

在凸輪轉速300 r/min、供油壓力10 MPa保持不變的情況下,進油相位(280°～340°曲軸轉角)對氣門升程曲線的影響如圖5所示。在凸輪轉速300 r/min、進油相位300°保持不變的情況下,供油壓力(9～12 MPa)對氣門升程曲線的影響見圖6。

圖5 進油相位對氣門升程曲線的影響

圖6 供油壓力對氣門升程曲線的的影響

供油壓力與進油相位對特征相位βd的影響如圖7所示。圖中結果顯示:進油相位βa=320°為特征相位βd變化的轉折點,進油相位βa≤320°時,特征相位βd隨著進油相位提前而提前,且進油相位越延遲,特征相位βd延遲幅度越小;進油相位βa≥320°時,特征相位βd保持不變;進油相位不變,特征相位βd隨供油壓力的增加而提前。320°進油開啟相位下出現拐點的主要原因是凸輪已過基圓位置,液壓腔的高度發生變化,從而導致后續所選參數的相位或者幅值出現拐點。進油相位βa≤320°時,凸輪經過基圓后,雖然電磁閥進油口開啟向液壓腔供油,但活塞球座與活塞套形成的液壓腔從點b開始仍然逐漸減小。如圖8中液壓腔體積與液壓腔進油量變化曲線所示,液壓腔高度L會先下降是由于在進油初期液壓腔內油液充滿的體積小于凸輪轉動導致液壓腔減小體積。液壓腔是利用彈簧在活塞套與活塞球座之間形成的空腔,當凸輪經過基圓位置后若此時未進油或者進油量不夠,空腔未填滿或空腔尚未形成足夠液壓,凸輪就會推動活塞套,進而壓縮彈簧導致液壓腔高度減小。如圖5所示,進油開啟的相位越提前,則附加升程(液壓腔高度L)下降得越少。液壓油是不可壓縮的流體,隨著液壓油不斷流入液壓腔,占據液壓腔的體積,附加升程曲線到達最低點(氣門升程曲線的始點d),其最低點的特征值Qd由進入液壓腔內液壓油的體積決定,進油相位越提前,進入液壓腔的液壓油越多,所以特征相位βd隨著進油相位的提前而提前。進油相位βa≥320°時,液壓腔高度L=0(即彈簧達到最大壓縮量,活塞球座底面與活塞套內底面相接觸),進油相位對特征相位βd基本沒有影響,特征相位βd完全由凸輪型線和初始液壓腔高度L決定,所以隨著進油相位的延遲特征相位βd保持不變。進油相位不變,供油壓力越大液壓油獲得的動能越大,流速越快,流出的液壓油量越多。相同時間內進入液壓腔的液壓油越多,所以特征相位βd隨供油壓力的增加而提前。

圖7 供油壓力與進油相位對βd 的影響

圖8 液壓腔進油量與體積變化

供油壓力與進油相位對特征相位βg的影響如圖9所示。圖中結果顯示:進油相位βa≤320°時,特征相位βg幾乎不受進油相位的影響;進油相位βa>320°時,特征相位βg隨著進油相位的延遲而延遲;進油相位保持不變,特征相位βg隨供油壓力增加而提前。這是因為,如圖5所示,當進油相位βa≤320°時,附加升程的峰值相位βe遠小于氣門原機升程峰值相位,所以特征相位βg幾乎不受進油相位的影響;進油相位βa>320°時,特征相位βe大于氣門原機升程峰值相位,所以其特征相位βg隨著進油相位延遲而延遲。

圖9 供油壓力與進油相位對βg 的影響

供油壓力與進油相位對特征值Pg的影響如圖10所示。圖中結果顯示:進油相位βa≤320°時,特征值Pg隨進油相位延遲而減小;進油相位βa>320°時,Pg隨著進油相位延遲而增加;進油相位保持不變,特征值Pg隨著供油壓力增加而增加。這是因為,進油相位βa≤320°時,如圖5所示,凸輪經過基圓后,活塞球座與活塞套形成的液壓腔高度L從點b開始逐漸減小,充油后液壓腔的高度L取決于凸輪的轉速、供油壓力和進油相位。在相同的供油壓力和凸輪轉速下,越早進油,一方面液壓腔減少的高度少,另一方面氣門彈簧壓縮量小,液壓力所克服氣門彈簧力阻力小,所以特征值Pg隨進油相位延遲而減小;在特征相位βc～βe之間不進油也不泄油,由于活塞球座與活塞套之間是偶件,βc～βe間相位越長,泄漏量越大,液壓腔高度L降低的幅度越大,進油相位βa>320°時,βc～βe間相位更短,并且進油結束相位βc更加靠近氣門原機升程峰值相位,雖然其附加升程的特征值Pe比其他進油相位小,但附加升程的特征相位βe持續時間更長,一直到氣門原機升程峰值相位,因此特征值Pg隨著進油相位延遲而增加。如圖6所示,隨著供油壓力增加,電磁閥后的壓力也增加,由公式F=PS(P為供油壓力,F為瞬時壓力,S為活塞球座截面積)可知,瞬時液壓力隨供油壓力增加而增加,克服氣門彈簧阻力也越大,在相同的進油始點和脈寬下推動活塞球座運動的距離越大,即形成的液壓腔高度越高,所以特征值Pg隨供油壓力增加而增加。

圖10 供油壓力與進油相位對Pg的影響

3.2 供油壓力與泄油相位耦合的影響

在凸輪轉速300 r/min、供油壓力12 MPa、進油相位310°保持不變時,泄油相位(350°～410°)對氣門升程的影響如圖11所示。

圖11 泄油相位對氣門升程曲線的影響

供油壓力與泄油相位對特征相位βd的影響如圖12所示,可見特征相位βd不受壓力和泄油相位的影響。這是由于,如圖11中附加升程曲線所示,在相同的進油相位下,不同的泄油相位并不影響附加升程的最小值,即在氣門關閉時刻留在液壓腔內的液壓油體積相同。

圖12 供油壓力與泄油相位對βd的影響

供油壓力與泄油相位對特征相位βg的影響如圖13所示。特征相位βg不受供油壓力的影響。當泄油相位βf≤370°時,特征相位βg不隨泄油相位變化;當泄油相位βf>370°時, 特征相位βg隨泄油相位延遲而延遲。這是由于,供油壓力僅僅影響附加升程峰值Qe,而不影響附加升程的峰值相位βe。

圖13 供油壓力與泄油相位對βg的影響

供油壓力與泄油相位對特征值Pg的影響如圖14所示。特征值Pg隨壓力增加而增加。當泄油相位βf≤370°時,特征值Pg隨泄油相位延遲而減小;當泄油相位βf>370°時,特征值Pg隨泄油相位延遲而增加。370°泄油開啟相位出現拐點是多因素綜合造成的,如圖11所示,泄油相位的改變對附加升程在達到最大值前幅值的影響很小,在經過最大值點后,泄油相位延遲意味著凸輪在頂點處較大泄油相位會擁有較大的附加升程(液壓腔內還有更多的油量),所以在370°之后隨著泄油相位的延遲Pg有所增大。

圖14 供油壓力與泄油相位對Pg的影響

3.3 凸輪轉速和與進油相位耦合的影響

保持供油壓力12 MPa不變,凸輪轉速對氣門升程的影響如圖15所示。

圖15 凸輪轉速對氣門升程曲線的影響

凸輪轉速與進油相位對特征相位βd的影響如圖16所示,圖中結果顯示:進油相進油相位βa≥340°時,轉速對特征相位βd的影響不大。這是由于,當進油相位βa≥340°后,活塞腔高度為L=0,特征相位βd不受進油相位和轉速的影響。不同的轉速和進油相位影響的是氣門升程曲線的斜率。

圖16 凸輪轉速與進油相位對βd的影響

凸輪轉速與進油相位對特征相位βg的影響如圖17所示。圖中結果顯示:特征相位βg隨進油相位延遲而延遲,隨轉速增加而延遲。這是由于轉速升高附加升程峰值相位延遲,所以特征相位βg延遲。

圖17 凸輪轉速與進油相位對βg的影響

凸輪轉速與進油相位對特征值Pg的影響如圖18所示。圖中結果顯示:特征值Pg隨進油相位的延遲而減小;保持進油相位不變,特征值Pg隨轉速增加而減小。這是由于在相同進油相位下轉速越快進油相位所對應的絕對時間越短,進油量減小,因此特征值Pg隨轉速升高而降低。凸輪轉速與進油相位對特征相位βh的影響如圖19所示。圖中結果顯示:特征相位βh隨轉速升高而延遲,這是因為在相同的泄油相位下轉速越高泄油的絕對時間越短。

圖18 凸輪轉速與進油相位對Pg的影響

圖19 凸輪轉速與進油相位對βh的影響

4 結論

a) 進油相位對特征相位βd、特征相位βg以及特征值Pg的影響都存在臨界值;在臨界值之前,特征相位βd隨進油相位的延遲而延遲,臨界值之后特征相位βd不隨進油相位改變;而特征相位βg在臨界值前幾乎不受進油相位的影響,臨界值后隨進油相位延遲而延遲;特征值Pg在臨界值之前隨進油相位延遲而減小,臨界值之后隨進油相位延遲而增加;

b) 特征相位βd和特征相位βg隨供油壓力增加而提前,特征值Pg隨供油壓力增加而增加;

c) 特征相位βd不受泄油相位的影響,而泄油相位對特征相位βg的影響存在拐點;泄油相位對特征值Pg的影響存在臨界值,臨界值之前特征值Pg隨泄油相位延遲而減小,臨界值之后特征值Pg隨泄油相位延遲而增加;

d) 特征相位βd和特征相位βg都隨轉速的增加而延遲,特征值Pg隨轉速增加而減小。