電液驅動可變氣門機構性能試驗及應用

葉年業,楊曉,藍志寶

(上汽通用五菱汽車股份有限公司，廣西 柳州 545007)

隨著能源危機及環境污染問題的日益突出，提高燃油經濟性和降低排放成為內燃機發展的目標。其中，無凸輪軸可變氣門機構可以實現氣門正時、氣門升程的連續可變，是優化發動機性能的有效手段之一。無凸輪軸可變氣門機構主要有電磁驅動、電控氣壓驅動和電液驅動3種方式：電磁驅動可變氣門機構的氣門升程曲線接近矩形，氣門開啟及關閉速度很大，氣門落座速度及沖擊噪聲較大[1]；電控氣壓驅動可變氣門機構的系統體積大，并且氣體可壓縮性高，難以實現精確控制[2-3]；電液驅動可變氣門機構主要有單向作用活塞[4]和雙向作用活塞[5]兩種驅動液壓缸結構型式，其緩沖設計能充分利用液壓阻尼，控制方式靈活[6-8]。因此，相比電磁驅動方式，電液驅動具有氣門落座緩沖方式豐富、控制靈活的優點；相比電控氣壓驅動方式，電液驅動具有控制精度高、響應快、體積小的優點。因此，本研究基于電液驅動可變氣門機構開展性能試驗及應用研究。

可變氣門機構由于其配氣性能的優勢，除了在傳統發動機上得到應用，還應用于GCI等高效清潔燃燒方式的研究中。Mark Sellnau等人采用機械式可變氣門機構實現排氣門二次開啟，研究了中低負荷下GCI燃燒性能[9]。堯命發等人采用電液式可變氣門機構實現排氣門二次開啟，研究了GCI低負荷下的燃燒性能，實現NOx排放低于0.4 g/(kW·h)、炭煙排放低于0.1 FSN、指示熱效率達到40%以上的GCI穩定燃燒，并將低負荷極限拓展至0.15 MPa[10]。王云開通過改變配氣正時和升程，設計了5種捕捉高溫廢氣參與下一循環燃燒的策略[11]。其中，負氣門重疊配氣策略(排氣門早關，進氣門晚開)與排氣門二次開啟配氣策略相比，可以實現更廣的內部EGR率調節范圍，對混合氣的均勻性調節效果更加顯著。

本研究在電液驅動可變氣門機構與發動機匹配的試驗平臺上，首先確定了氣門正時的控制方式；然后在發動機著火條件下，設計了負氣門重疊配氣策略下進、排氣門氣門正時變化范圍，并對控制參數進行標定；進一步分析了氣門升程曲線的可重復性，考察機構的配氣性能。在此基礎上，研究了負氣門重疊配氣策略對GCI燃燒性能的影響。

1 試驗裝置與試驗方法

1.1 試驗裝置

1.1.1電液驅動可變氣門機構

圖1示出了電液驅動可變氣門機構的實物圖，主要由高壓液源、液壓控制單元、氣門運動機構及信號采集單元4個部分組成。高壓液源包括液壓站及蓄能器；液壓控制單元為三位四通電磁閥(G761-3004B)及控制單元，通過控制三位四通電磁閥的動作，進而控制氣門的運動特性；氣門運動機構包括液壓缸(YG40/8-8)及氣門運動組件，根據液壓控制單元的信號輸入實現相應的氣門運動；信號采集單元包括位移傳感器(EX-422V)及數據采集單元等，對氣門位移進行采集、顯示和記錄。電液驅動可變氣門機構的原理見圖2。

圖1 電液驅動可變氣門機構實物圖

1.1.2發動機試驗裝置

將上述可變氣門機構與Ricardo E6試驗單缸機進行匹配，其試驗裝置示意見圖3。該試驗單缸機的主要參數見表1。

圖3 發動機試驗裝置示意

型式單缸、立式、水冷、四沖程缸徑/mm80行程/mm100排量/L0．5壓縮比3．5～17．5配氣機構電液驅動可變氣門機構供油方式氣道噴射+缸內直噴

1.2 試驗方法

在電液驅動可變氣門機構性能試驗中，首先發動機不點火，通過改變電磁閥輸入信號確定電磁閥輸入信號對氣門正時的影響規律；然后考慮到發動機缸內壓力對氣門正時的影響，在發動機著火條件下設計了負氣門重疊配氣策略下進、排氣門正時變化范圍，并對控制參數進行標定，同時對氣門升程曲線的可重復性作進一步分析。本機構中所使用的三位四通電磁閥輸入信號為±40 mA的額定電流，其中“±”表示電流的方向，電磁閥輸入信號為3階段信號輸入方式(見圖4)。給定階段1的信號時，三位四通電磁閥向一個方向動作，使高壓液源與液壓缸上方連通，油箱與液壓缸下方連通，氣門開啟；給定階段2的信號時，三位四通電磁閥回到中間位置，切斷液壓缸與高壓液源的管路，液壓缸活塞上方和下方液壓力迅速平衡，使氣門達到某個升程并保持不變；給定階段3的信號時，三位四通電磁閥向另一個方向動作，使高壓液源與液壓缸下方連通，油箱與液壓缸上方連通，氣門關閉。

圖4 電磁閥輸入信號方式

基于負氣門重疊配氣策略進行GCI燃燒性能試驗，試驗在壓縮比為17∶1下進行，采用進氣加熱的方式進行冷起動，將進氣溫度加熱至60 ℃可以實現GCI冷起動，并調節參數保證GCI的穩定燃燒，然后將進氣溫度降至50 ℃后保持不變，并在此進氣溫度下進行GCI性能的試驗研究。試驗過程中冷卻水溫度固定在(75±3) ℃，進氣溫度維持在(50±2) ℃，潤滑油溫度保持在(80±3) ℃，每個工況采集200個循環的缸壓數據，以保證試驗的可重復性。

2 試驗結果與分析

2.1 負氣門重疊配氣策略設計

在發動機轉速1 500 r/min，系統液壓力為10 MPa時，電磁閥輸入信號為3階段方式，以進氣上止點為0°，電磁閥輸入信號與曲軸轉角對應關系見表2，表中a，b，c，d參照圖4。

表2 電磁閥輸入信號對應的曲軸轉角

根據表2中電磁閥輸入信號，得到電磁閥輸入信號對氣門正時的影響規律(見圖5)。對于表2中1～3信號，電磁閥輸入信號階段1和階段3持續的曲軸轉角不變，起始角信號a及階段2持續角發生改變，氣門升程曲線如圖5a所示。可以看到，隨著起始角信號a的推遲和階段2持續角減小，氣門開啟時刻逐漸推遲，氣門關閉時刻保持不變。對于表3中4～6信號，電磁閥輸入信號階段1和階段3持續的曲軸轉角不變，結束角信號d及階段2持續角發生改變，氣門升程曲線如圖5b所示。可以看到，隨著結束角信號d的提前和階段2持續角減小，氣門關閉時刻逐漸提前，氣門開啟時刻保持不變。

圖5 電磁閥輸入信號對氣門正時的影響

對于負氣門重疊配氣策略，需要改變進氣門開啟時刻及排氣門關閉時刻，而進氣門關閉時刻及排氣門開啟時刻保持不變。從上述試驗結果可以看出，電磁閥輸入信號調節方式可以很好地實現負氣門重疊配氣策略。

在發動機轉速1 500 r/min，系統液壓力6 MPa時，進行發動機著火狀態下負氣門重疊配氣策略的電磁閥輸入信號標定。根據上述電磁閥輸入信號對氣門正時的影響規律，設定控制進氣門的電磁閥輸入信號為a—(a+40°)—190°—260°，控制排氣門的電磁閥輸入信號為590°—630°—(d-70°)—d，標定結果見圖6。可以看到，隨著進氣門開啟時刻的推遲，信號a對應曲軸轉角線性推遲；隨著排氣門關閉時刻的推遲，信號d對應曲軸轉角線性推遲。

圖6 負氣門重疊配氣策略控制信號標定

2.2 氣門機構重復性試驗

在上述試驗基礎上，進一步分析氣門升程曲線的可重復性，以保證機構的配氣性能。圖7示出發動機著火狀態下100個循環的氣門升程曲線。圖中氣門升程曲線整體上可重復性較好，但是還是有小幅波動，需要進一步量化和分析。

對于負氣門重疊配氣策略，分析進氣門開啟角及排氣門關閉角改變對氣門升程的影響，結果見圖8。由圖8a可知，隨著進氣門開啟時刻的推遲，進氣門升程小幅降低；由圖8b可知，隨著排氣門關閉時刻的推遲，排氣門升程小幅升高。這是因為進氣門開啟時刻推遲，氣門開啟持續期減小，對應的電磁閥輸入信號脈寬減小，使進氣門升程減小；排氣門關閉時刻推遲，氣門開啟持續期增大，對應的電磁閥輸入信號脈寬增大，使排氣門升程增大。同時，氣門升程有小幅波動，其中進氣門升程偏差上限最大值為0.10 mm，偏差下限最大值為0.07 mm，標準差最大值為0.032 mm；排氣門升程偏差上限最大值為0.11 mm，偏差下限最大值為0.12 mm，標準差最大值為0.056 mm。可以看到，排氣門升程比進氣門升程波動相對要大一些，這是因為發動機處于著火狀態，排氣門開啟過程中缸內壓力較大，缸內壓力的變化對氣門運動的影響更為顯著，因此排氣門升程波動更大。從整體上來說，在每一個試驗工況，氣門升程波動幅值都在0.2 mm以內，因此可以滿足使用要求。

圖7 氣門升程曲線可重復性

圖8 氣門升程、偏差及標準差

3 電液式可變氣門機構對GCI燃燒性能的影響

負氣門重疊配氣策略可以實現內部EGR率的改變，進而研究其對GCI燃燒性能的影響。在發動機轉速1 500 r/min時，采用燃油兩次噴射策略，第一次噴射時刻220°BTDC，噴油脈寬0.7 ms，第二次噴油時刻34°BTDC，噴油脈寬1.4 ms，并保持噴油參數不變，改變進氣門開啟時刻及排氣門關閉時刻，研究其對GCI燃燒性能的影響。

內部EGR率及當量比隨著進氣門開啟時刻(θIVO)及排氣門關閉時刻(θEVC)的變化見圖9。可以看到，隨著排氣門關閉時刻的提前，內部EGR率增大；進氣門開啟時刻改變時，內部EGR率會有小幅波動，但是其對內部EGR率的變化趨勢沒有影響。這是因為排氣門關閉時刻越提前，殘留在缸內的廢氣量越大，下一循環的進氣量越少，內部EGR率也越大。當量比的變化規律與內部EGR率基本一致，這是因為噴油參數保持不變時，隨著內部EGR率的增大，循環新鮮進氣量減少，當量比減小，混合氣變濃。

圖9 不同θIVO和θEVC下的內部EGR率、當量比

保持進氣門開啟時刻不變，改變排氣門關閉時刻時缸內壓力及放熱率見圖10a。由圖10a可知，隨著排氣門關閉時刻的提前，發動機著火時刻提前，峰值壓力降低。保持排氣門關閉時刻不變，改變進氣門開啟時刻缸內壓力及放熱率見圖10b，可以看出，進氣門開啟時刻對GCI燃燒影響較小，且沒有明顯規律。

圖10 缸內壓力及放熱率曲線

進一步分析進氣門開啟時刻及排氣門關閉時刻對GCI燃燒性能的影響，結果見圖11。可以看到，平均指示壓力隨著排氣門關閉時刻提前而減小，其循環變動隨著排氣門關閉時刻提前而增大，燃料燃燒質量分數50%時對應的曲軸轉角θCA50隨著排氣門關閉時刻提前而提前，排氣溫度隨著排氣門關閉時刻的提前而降低。進氣門開啟時刻對燃燒性能參數影響較小，這與上述缸內壓力變化一致。進氣門開啟時刻及排氣門關閉時刻對燃燒持續期都有影響，這是因為燃燒持續期不僅取決于著火時刻，還取決于發動機缸內充量均勻性及溫度均勻性等因素，進氣門開啟時刻的變化會引起進氣參數的波動，影響發動機缸內充量及溫度均勻性，進而影響燃燒持續期。同理，在排氣門關閉時刻提前角較小時，進氣門開啟時刻的改變對排氣溫度的影響較大，也是因為排氣門關閉時刻提前角較小時，內部EGR率較小，進氣門開啟時刻的變化對缸內充量均勻性及溫度均勻性影響顯著，從而引起燃燒溫度的波動。

綜上所述，對于負氣門重疊配氣策略，內部EGR率的變化主要受排氣門關閉時刻的影響，因此相比進氣門開啟時刻，排氣門關閉時刻對GCI燃燒性能的影響占主導作用。

圖11 θIVO和θEVC改變對GCI燃燒性能的影響

4 結論

a) 通過改變電磁閥輸入信號，可以實現氣門正時的線性調節；

b) 采用改變電磁閥輸入信號的方式調節氣門正時，氣門升程會發生變化，隨著氣門開啟持續期的減小，氣門升程小幅減小；

c) 在發動機著火狀態下，改變進排氣門的氣門正時，氣門升程曲線重復性較好，氣門升程波動幅值在0.2 mm以內，最大標準差為0.056 mm；

d) 相比于進氣門開啟時刻，排氣門關閉時刻對GCI燃燒性能的影響較大，占主導作用。

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