電控液壓全可變氣門驅動系統(tǒng)的設計與分析

楊靖+王子昌+王毅+李洋濤+Amir+Khajepour+馮仁華

摘 要：為了滿足發(fā)動機設計及性能指標要求，比較分析國內外先進氣門執(zhí)行機構的優(yōu)缺點，設計一種新型電控液壓全可變氣門驅動系統(tǒng).在此基礎上，建立氣門驅動系統(tǒng)的數(shù)學、物理模型，借助MATLAB/Simulink計算平臺搭建本系統(tǒng)計算仿真模型并用試驗結果進行驗證，保證了計算模型的可靠性.根據(jù)系統(tǒng)結構，詳細分析了可控性參數(shù)旋轉閥相位差角及蓄壓器壓力和發(fā)動機轉速對氣門最大升程、氣門開啟持續(xù)期、氣門啟閉時刻、氣門速度及加速度的影響.研究結果表明，旋轉閥相位差角通過改變氣門開啟持續(xù)期改變氣門關閉時刻，但不影響氣門開啟段升程規(guī)律；蓄壓器壓力對氣門最大升程有重要影響，但不改變氣門開啟持續(xù)期及啟閉時刻；在不同發(fā)動機轉速下，氣門最大升程、關閉時刻均有改變；隨著發(fā)動機轉速的提高，氣門升程斷面積減小，氣門關閉時刻推遲.

關鍵詞：發(fā)動機；可變氣門正時；可變氣門升程；氣門速度；流體控制；電控液壓

中圖分類號：U464.134 文獻標志碼：A

Design and Analysis of Electro-hydraulic

Fully Variable Valve Actuation System

YANG Jing1，2，WANG Zichang1， WANG Yi1，3， LI Yangtao3， Amir Khajepour1，3， FENG Renhua2

（1. State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body， Hunan University， Changsha 410082， China；

2. Key Laboratory of Advanced Manufacture Technology for Automobile Parts， Ministry of Education，

Chongqing University of Technology， Chongqing 400054，China；

3. Department of Mechanical and Mechatronics Engineering， University of Waterloo， Waterloo， Ontario N2L3G1， Canada）

Abstract：In order to satisfy the requirements of design and performance of an internal combustion engine， all kinds of existing variable valve actuation systems were compared by analyzing their advantages and disadvantages， and a novel electro-hydraulic variable valve actuation system was then developed. Afterwards， a simulation model based on the mathematical and physical equations was developed through MATLAB/Simulink softwares， and the developed model was verified by experimental results. Furthermore， the effects of controllable parameters such as the phase angle difference between high and low pressure rotary valve， accumulator pressure and engine speed on maximum lift， valve open duration， and valve velocity and acceleration were investigated. The results showed that phase angle difference had limited influence on valve trajectory at the beginning section of lift， but changed the valve closing by altering valve open duration. The pressure of accumulator did not change the valve timing and its duration， but influenced significantly on the maximum valve lift. The maximum valve lift and valve closing were affected by the engine speed variance. Sectional area of valve lift decreased and valve closing delayed with the increasing engine speed.

Key words：internal combustion engine； variable valve timing； variable valve lift； valve velocity； fluid control；electro-hydraulic

近年來，迫于環(huán)境惡化的壓力，發(fā)動機動力性、經(jīng)濟性及排放性要求日益嚴格.為了滿足相應的法律法規(guī)要求，發(fā)動機先進技術不斷向前發(fā)展[1]，配氣機構的發(fā)展直接影響發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性和排放水平[2]，先進可變氣門相位與升程技術是發(fā)動機提高動力性、改善燃油經(jīng)濟性與降低有害排放的有效途徑[3-4].

目前，可變氣門驅動系統(tǒng)主要包括凸輪驅動氣門可變執(zhí)行機構、電磁式可變氣門驅動系統(tǒng)及電液式可變氣門驅動系統(tǒng).其中，采用凸輪的機械式結構是通過控制中間傳動機構調節(jié)發(fā)動機氣門開閉時刻及氣門的最大升程，如BMW的Vanos系統(tǒng)、Valvetronic系統(tǒng)，Honda的VTEC系統(tǒng)等[5].此類結構控制簡單易行，可重復性高，耐久性好，但實現(xiàn)全可變氣門的靈活控制較為困難.電磁式可變氣門驅動系統(tǒng)在氣門正時與升程控制的靈活性方面得到了進一步改善，但由于電磁力的高度非線性特征，此類系統(tǒng)氣門落座速度較高（當發(fā)動機轉速為1 500 r/min時，其大于0.5 m/s）、過渡時間長，對缸內氣體的敏感性較高，與傳統(tǒng)凸輪驅動的氣門機構相比，其能量消耗較大[6-7]；因此，電磁式可變氣門驅動系統(tǒng)在發(fā)動機上的應用以及進一步商業(yè)化就出現(xiàn)了很多困難.然而，電液式可變氣門驅動系統(tǒng)能夠克服電磁式落座速度高、過渡時間長等缺點，實現(xiàn)氣門開閉時刻、開啟持續(xù)時間及氣門升程的獨立調節(jié)[3-4，8-9]，從而提高發(fā)動機性能，改善燃燒排放特性.

本文提出了一種電控液壓全可變氣門驅動系統(tǒng)設計方案.基于此方案，建立了系統(tǒng)數(shù)學、物理計算模型，研究了系統(tǒng)可控性參數(shù)旋轉閥相位差角、液壓蓄能器壓力及發(fā)動機轉速對最大氣門升程、氣門開啟持續(xù)期、氣門啟閉時刻、氣門速度及加速度的影響程度及規(guī)律，為實現(xiàn)氣門全可變控制策略的制定及控制器開發(fā)奠定基礎.該系統(tǒng)實現(xiàn)了氣門相位及升程的獨立調節(jié)，控制方法簡單易行.

1 電控液壓全可變氣門驅動系統(tǒng)設計

如圖1所示，在發(fā)動機運行的每一個循環(huán)內，氣門工作過程分成4個階段：氣門開啟階段、氣門開啟保持階段、氣門關閉階段及氣門關閉保持階段.當進油控制激活的時候，氣門開始打開，進入開啟階段.當進油控制失效而出油控制還沒激活的階段是氣門開啟保持階段，此階段，氣門保持最大升程狀態(tài).當進油控制失效而出油控制激活的時候，氣門開始關閉，進入氣門關閉階段.出油控制失效后，系統(tǒng)處于氣門關閉保持階段.

在不同發(fā)動機工況下，為了實現(xiàn)氣門正時及升程的全可變，系統(tǒng)必須實現(xiàn)氣門正時及升程的可控.如圖2所示，系統(tǒng)在發(fā)動機曲軸及電機的聯(lián)合作用下，通過進出油控制機構及供油壓力實現(xiàn)對氣門正時及升程的控制.同時，為了滿足系統(tǒng)的高響應特征，進出油控制機構開啟頻率必須滿足系統(tǒng)需求.

雙旋轉閥電控液壓全可變氣門驅動系統(tǒng)原理如圖3所示，在發(fā)動機曲軸的驅動下，齒輪泵轉動，液壓油經(jīng)過濾器過濾后，將油箱中的液壓油吸入泵內.液壓油在齒輪泵內增壓后，進入蓄能器，蓄能器有穩(wěn)壓的作用，因此保證了高壓閥進油口的壓力穩(wěn)定同時，在發(fā)動機曲軸的驅動下，通過皮帶傳動機構，相位轉換器開始動作，高低壓旋轉閥隨相位轉換器的輸出端同步轉動.皮帶傳動機構傳動比根據(jù)發(fā)動機沖程數(shù)決定，相位轉換器能夠改變旋轉閥啟閉時刻，從而對氣門啟閉時刻進行控制.

當高壓旋轉閥打開后，高壓油進入液壓缸，驅動活塞使得氣門開啟，即為圖1所示的氣門開啟階段.高壓旋轉閥關閉后，氣門運行到最大升程并保持其最大升程直到低壓旋轉閥打開.低壓旋轉閥打開后，氣門開始進入關閉階段，低壓旋轉閥關閉后，氣門處于完全關閉狀態(tài).

2 系統(tǒng)數(shù)學物理模型及其模型驗證

2.1 系統(tǒng)數(shù)學物理模型

電控液壓全可變氣門驅動系統(tǒng)計算模型如圖4所示.系統(tǒng)包括油泵、蓄能器、高、低壓旋轉閥、管路及液壓缸等.應用其各種數(shù)學、物理方程模擬不同運行條件下的氣門運動特性，從而確定本系統(tǒng)結構參數(shù)及相關參數(shù)對氣門升程、開閉時刻、持續(xù)期及氣門落座速度的影響規(guī)律.

1）油泵流量計算公式為：

Q=Vdisp×n6×107（1）

式中：Vdisp為油泵的排量，m3；n為發(fā)動機轉速，r/min.

4）管路壓力損失計算公式為[10]：

dpdx=-128μπd4 Qpipe （7）

式中：x為管路單位長度，m；μ為動力粘度，Pa·s； d為管路半徑，m.

5）液壓缸組件動力學模型.

mx″=p0Ac-kx-Fpre-cx′-

sign（x′）Ff-Fgas（8）

式中：m為活塞組件質量，kg；k為彈簧剛度，N/m；Fpre為彈簧預緊力，N；c為阻尼系數(shù)，N/（m·s-1）；Ff為活塞運動摩擦力，N；Fgas為缸內氣體力，N； P0為液壓缸缸內壓力.

dp0dt=βVc0+Acx（Q0-Acx′）（9）

式中：Vc0為液壓缸壓縮余隙，m3；Ac為活塞頂部面積，m2.

6）低壓旋轉閥流量計算[9].

QLPSV=CdALPSVsign（pLPSV，in-pLPSV，out）×

2pLPSV，in-pLPSV，outρ（10）

式中：pLPSV，in為高壓旋轉閥進口壓力，Pa；pLPSV，out為高壓旋轉閥出口壓力，Pa；ALPSV為流體流通面積，計算方程如式（4），式（5）及式（6）.

2.2 非線性微分方程求解及模型驗證

由式（1）-式（10）可知，此系統(tǒng)求解方程屬于二階非線性方程組，由于系統(tǒng)高度的非線性特征，因此給系統(tǒng)的求解帶來了一定的難度.本次計算基于MATLAB/Simulink平臺，動力學方程采用4階龍格庫塔方法進行求解.

為了校核計算模型的精確性，搭建可變氣門驅動系統(tǒng)試驗臺架，如圖6所示.試驗模擬了發(fā)動機轉速為1 000 r/min，氣門升程預設目標為5 mm的運行工況，其他主要系統(tǒng)參數(shù)如表1所示.

3 全可變氣門驅動系統(tǒng)的可控性分析

3.1 旋轉閥相位差角的影響

旋轉閥相位差角指低壓旋轉閥開啟時刻與高壓旋轉閥開啟時刻的曲軸轉角之差，如圖8所示.驅動系統(tǒng)通過控制相位器控制此相位差角從而對氣門相位進行控制，結合系統(tǒng)控制策略，以實現(xiàn)可變氣門正時.

曲軸轉角/（°）

旋轉閥相位差角對氣門升程的影響如圖9所示.本次計算旨在發(fā)動機轉速為2 000 r/min，保持蓄能器壓力為4.5 MPa，研究可變氣門驅動系統(tǒng)在不同的旋轉閥相位差角下氣門運行參數(shù)的變化規(guī)律.按照如圖1所示對氣門升程進行分段，因此可以看出，氣門開啟階段及氣門關閉階段升程曲線沒有變化，氣門開啟保持階段隨旋轉閥相位差角增大而增大.氣門最大升程保持不變，氣門開啟持續(xù)期隨旋轉閥相位差角增大而延長，氣門關閉時刻推遲.同時可以看出，氣門開啟時刻完全由高壓旋轉閥啟動時刻控制，而氣門關閉時刻則不完全由低壓旋轉閥決定.當?shù)蛪盒D閥全關閉的時刻，氣門已經(jīng)提前完全關閉.所以，氣門關閉時刻需要考慮更多的因素對其進行控制.當旋轉閥相位差角為180°CA（Crank Angle）的時候，氣門關閉時刻為240°CA.

在不同旋轉閥相位差角下，可變氣門驅動系統(tǒng)氣門速度及加速度曲線如圖10所示.與氣門升程趨勢相似，旋轉閥相位差角對氣門開啟階段氣門速度與加速度沒有影響.在氣門關閉階段，旋轉閥相位差角改變了速度的相位而未改變其幅值.其對加速度的影響基本相同，不同的是當旋轉閥相位差角為120°CA的時候，氣門關閉階段加速度幅值增大.這是因為當旋轉閥相位差角為120°CA的時候，高、低壓閥存在同時開啟的現(xiàn)象從而導致液壓缸內壓力波動（高、低壓閥開啟持續(xù)角度是132.5°CA，其大于旋轉閥相位差角）.

3.2 液壓蓄能器壓力的影響

液壓蓄能器為可變氣門驅動系統(tǒng)提供穩(wěn)定、連續(xù)的高壓壓力，從而保證系統(tǒng)實時、精確運行在發(fā)動機的各個工況.不同的蓄能器壓力產(chǎn)生不同的氣門升程，因此，通過控制蓄能器壓力的方法可以達到氣門驅動系統(tǒng)氣門升程連續(xù)可變的目的.不同蓄能器壓力對氣門升程的影響如圖11所示.從圖11可以看出，氣門最大升程隨蓄能器壓力的增大而增大，氣門關閉時刻及氣門開啟持續(xù)期均保持不變，當蓄壓器壓力為4.8 MPa的時候，最大氣門升程達到了12 mm，完全滿足發(fā)動機最大氣門升程的需求蓄壓器壓力對氣門速度和加速度的影響如圖12所示.氣門最大速度隨蓄壓器壓力增大而遞增，因此，當采用控制蓄壓器壓力對可變氣門升程進行控制的時候，有必要采用合適的控制方法及其實現(xiàn)方式對氣門速度進行控制，從而保證驅動系統(tǒng)正常、可持續(xù)運行.蓄壓器壓力對氣門加速度沒有明顯的影響，就數(shù)值大小而言，在本文研究的4個蓄壓器壓力下，其最大加速度均小于4 000 m/s2，且出現(xiàn)在氣門關閉階段.

4 發(fā)動機轉速對氣門驅動系統(tǒng)的影響

發(fā)動機為電控液壓全可變氣門驅動系統(tǒng)提供液壓泵動力源，同時驅動高、低壓旋轉閥保持氣門的正常工作.因此，發(fā)動機轉速主要通過兩個方面影響氣門驅動系統(tǒng)，其一是影響高壓閥輸入端的壓力；其二是通過影響高、低壓閥轉速導致氣門升程規(guī)律的變化.發(fā)動機轉速對氣門升程規(guī)律的影響如圖13所示.從圖中可以看出，發(fā)動機轉速不僅影響氣門開啟段與關閉段升程規(guī)律，還影響氣門關閉時刻.隨著發(fā)動機轉速的提高，最大氣門升程有減小的趨勢，氣門關閉時刻推遲，氣門開啟持續(xù)期延遲但氣門升程斷面積減小.

發(fā)動機轉速對氣門速度和加速度的影響如圖14所示.隨著發(fā)動機轉速的提高，氣門開啟段與關閉段速度最大值均延遲；同時，關閉段的速度最大值隨發(fā)動機轉速的提高有增大的趨勢.加速度受發(fā)動機轉速的影響規(guī)律與速度相同，即在氣門關閉階段，加速度最大值隨發(fā)動機轉速的提高而增大.

5 結 論

1）旋轉閥相位差角通過延長氣門開啟持續(xù)期推遲氣門關閉時刻，不改變氣門最大升程.旋轉閥相位差角不影響氣門開啟段升程規(guī)律；同時，旋轉閥相位差角是影響氣門關閉時刻最重要的因素，但不是唯一因素.旋轉閥相位差角改變了速度及加速度的相位而不改變其幅值.

2）氣門最大升程隨蓄能器壓力的增大而增大，氣門關閉時刻及氣門開啟持續(xù)期均保持不變.氣門最大速度隨蓄壓器壓力增大而遞增，最大加速度有增大趨勢，但不明顯.

3）發(fā)動機轉速不僅影響氣門開啟段與關閉段升程規(guī)律，還影響氣門關閉時刻.隨著發(fā)動機轉速的提高，最大氣門升程有減小的趨勢，氣門關閉時刻推遲，氣門開啟持續(xù)期延遲但氣門升程斷面積減小.氣門開啟段與關閉段速度最大值均延遲；同時，關閉段的速度最大值隨發(fā)動機轉速的提高有增大的趨勢.在氣門關閉階段，加速度最大值隨發(fā)動機轉速的提高而增大.

4）本次研究僅是通過仿真和初步試驗的方法對設計的系統(tǒng)的升程規(guī)律、速度和加速度進行了分析，但沒有涉及到氣門落座速度的控制研究，有待在今后進行研究.

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