柴油機電動可變氣門正時機構特性

于飛， 劉波瀾， 顏超， 韓耀輝， 王文泰

(北京理工大學 機械與車輛學院， 北京 100081)

0 引言

高強化柴油機功率密度的進一步提升帶來缸內爆發壓力控制更加困難的問題，采用米勒循環是一種可有效降低爆發壓力的技術手段，是未來高強化柴油機發展的主流技術方向[1-2]。米勒循環控制參數即米勒率的提高可有效降低壓縮比，研究表明米勒率達到2左右時有效壓縮比減少近半，這種情況會帶來柴油機啟動困難的問題[3]。因此，未來高強化柴油機采用可變配氣相位技術，已成為技術發展的必然選擇。

可變配氣技術被民用車輛普遍采用，具有減少泵氣損失、提高充氣效率、實現可變有效壓縮比、提高怠速穩定性、優化膨脹比、實現內部廢氣再循環等優點?？勺儦忾T正時可以根據發動機的不同轉速和負荷提供合適的氣門正時角，從而改善發動機的動力、經濟和排放等性能。

目前最常用的可變氣門正時技術包括豐田vvt-i[4]、寶馬vanos[5]等，它們通過液壓調節凸輪軸轉動來改變氣門正時角，其性能和響應受發動機工況影響較大。無凸輪式可變氣門機構成本較高且控制復雜，短時間內難以應用[6-8]。電動可變氣門正時機構結構簡單，控制方便，逐漸被國內外研究人員所重視[9-12]。在電動可變氣門正時機構中，電機作為驅動裝置[13]，其減速器為執行裝置[14]，大減速比的減速器可以增加電機輸出扭矩，減少氣門正時角調節誤差[15]，達到更好的氣門正時角調節效果。

電動可變配氣相位技術也是柴油機逐漸走向電器化的技術內容之一，帶來柴油機性能調節更大的裕度?？勺兣錃庀辔患夹g在柴油機領域的應用目前較少，這與柴油機的強化程度及機構的性能有關系。

本文針對某柴油機對配氣正時的調節需求開展新型電動配氣相位機構的研究，研究設計了基于無刷直流電機結合大減速比NN型減速器的調節系統，建立了系統的數學模型，仿真分析了基本調節特性和控制參數初選，開展了模擬臺架試驗研究，驗證了基本調整特性、啟動調節特性和電壓影響特性等性能，從而為可變氣門正時機構的實用奠定了技術基礎。

1 電動可變氣門正時機構設計

1.1 設計依據

針對研究的某型高強化柴油機實現米勒循環的技術需求，其進氣門晚關角的調整范圍如圖1所示。配氣的調節主要分為兩個方面，首先，根據柴油機的轉速和負荷調節氣門晚關角，在高轉速高負荷時采用較大進氣門晚關角實現米勒循環，從而減少爆發壓力并提高循環效率；在低轉速低負荷時采用較小的進氣門晚關角，以提高進氣效率、減少對進氣壓力要求。其次，在柴油機進入啟動階段時，需要較小的進氣門晚關角來保證循環的有效壓縮比處于較高水平，從而保證柴油機啟動過程缸內燃燒順利地進行。由此可以看出，所需進氣門晚關角的調節范圍為26.5°. 為方便研究，本文設計電動可變氣門正時角可調節范圍為35°.

圖1 不同工況下需要的進氣門晚關角Fig.1 Late intake valve closing angle required by different operating conditions

該柴油機氣門彈簧剛度40 000 N/m，預緊力290 N，發動機轉速為1 000 r/min時凸輪軸實際負載轉矩如圖2所示，其平均轉矩為4.7 N·m.

圖2 發動機轉速1 000 r/min時凸輪軸扭矩Fig.2 Cam shaft torque at 1 000 r/min

1.2 電動可變配氣機構

電動可變配氣相位調節機構基本調節原理與電液式的基本相同，即通過在曲軸- 凸輪軸的主傳動系統中加入電機調節凸輪軸的附加運行，從而使凸輪軸相對曲軸發生相位變化，達到相位調節的效果。電動可變配氣相位系統組成如圖3所示，機構總成安裝在凸輪正時齒輪端面側，分別由無刷直流電機、NN型減速器、曲軸相位傳感器、凸輪軸相位傳感器和發電機電子控制單元組成。

圖3 電動可變配氣相位系統組成Fig.3 Composition of electric variable valve system

其核心裝置NN型減速器總成由5個主要組件組成，如圖4所示：輸出端外齒輪，即凸輪軸正時皮帶輪通過正時鏈條與曲軸正時皮帶輪連接，輸出端內齒輪連接到凸輪軸，輸入端雙聯外齒輪套在偏心軸上，與輸入端內齒輪嚙合；偏心軸由電機驅動作為機構的輸入。

圖4 NN型少齒差行星減速器Fig.4 NN planetary reductor

NN型減速器本質上為2K-H行星輪系，為兩套齒圈、行星輪、行星架機構的組合。組件輸出端外齒輪與輸入端內齒輪通過螺釘連接固定旋轉，輸出端外齒輪在曲軸帶動下將轉動速度傳遞給輸入端內齒輪，即第1套行星系統的齒圈結構；兩套行星系統的行星輪同軸固定旋轉，即雙聯齒輪中的大齒輪為第1套行星系統的行星輪，小齒輪為第2套行星系統的行星輪。該減速器以第2套行星系統的齒圈(輸出端內齒輪)作為輸出，同時兩套行星輪系的行星架為共用的偏心軸。當發動機轉速與電機轉速相同，即輸入端內齒輪與偏心軸轉速相同時，減速器各組件以相同的轉速共同旋轉；當電機轉速增加時，偏心軸帶動雙聯齒輪轉速增加，與輸入端內齒輪之間形成轉速差，該轉速差經過行星輪的自轉以及圍繞偏心軸的公轉，減速輸出到輸出端內齒輪，從而使輸出轉速增加。

該系統的具體工作原理為，當氣門正時角不需要改變時，曲軸帶動凸輪軸轉動(凸輪軸轉速為曲軸的一半)，電機轉速保持與凸輪軸轉速相同；當需要改變氣門正時角時，改變電機轉速，電機帶動凸輪軸轉速改變，從而改變氣門正時角，相應的調節原理如圖5所示。

圖5 氣門正時角調節原理Fig.5 Valve timing angle adjustment principle

1.3 機構運動學分析

NN型少齒差行星減速器傳動簡圖如圖6所示。圖6中，X為輸入端，a為輸入端外齒輪，b為輸入端內齒輪，c為輸出端內齒輪，d為輸出端外齒輪。

圖6 NN型少齒差行星減速器傳動簡圖Fig.6 Schematic diagram of NN planetary reductor transmission

使用轉化機構法可以求得傳動比計算公式為

(1)

式中:nX、nd分別為減速器對應部件轉速；Za、Zb、Zc和Zd為對應齒輪的齒數。

氣門正時角θ是電機與凸輪軸速差的積分，

(2)

式中：ne為電機轉速；nf為發動機轉速；t為工作終止時刻；τ為時間。

考慮到電機尺寸以及輸出扭矩，設計NN型少齒差行星減速器齒輪齒數如下：

(3)

其減速比計算可得為154，無刷直流電機的輸出扭矩由減速器放大(1∶154)，一般情況下對于通用的少齒差減速器，傳動效率可取為0.85. 因此，電機輸出扭矩即使只有0.1 N·m也可以帶動凸輪軸轉動。

通過試驗可測得目標電機轉速穩定在1 000 r/min時實際電機轉速圖如圖7所示。由圖7可以看出，電機轉速波動在±3 r/min，通過減速器的減速作用，由(4)式可以計算出實際氣門正時角的控制精度Eθ為0.116°.

(4)

式中：Ene為電機轉速調節誤差(°/s)。

圖7 電機轉速波動Fig.7 Motor speed fluctuation

2 系統建模

由第1節分析可知，該機構實現所需功能是根據外部輸入的目標轉角信號，通過調節伺服電機的轉速來改變氣門正時角大小。設計機構控制結構圖如圖8所示，電機用于驅動NN型減速器的偏心軸，電機內部有閉環調速器控制電機的轉速，該閉環調速器的輸入為參考轉速，參考轉速由反饋控制器及前饋控制器給出。本文中電機及其控制器被視為執行器，輸入為參考凸輪相位以及凸輪負載，輸出電機轉速并經過機構運動學計算后得到實際凸輪相位。

圖8 機構控制結構圖Fig.8 Control structure of system

2.1 電機模塊

本文所用電機為無刷直流電機，其等效電路圖如圖9所示，分析無刷直流電機的等效數學模型作為其建模的依據。圖9中，U為電源電壓，R為繞樞電阻，i為回路電流，L為繞樞電感，E為電機反電動勢，Te為電機電磁轉矩，n為電機轉速，TL為負載轉矩，θe為電機轉角，M為電機本體。

圖9 直流電機等效電路圖Fig.9 Equivalent circuit diagram of brushless DC motor

由基爾霍夫電壓定律，可得

(5)

電磁轉矩E與電機反電動勢Te分別為

(6)

式中：Ce為反電動勢常數；Cm為轉矩常數。

根據負載平衡關系，可得

(7)

式中:J為電動機軸上的總轉動慣量。

2.2 機構模型

基于Simulink軟件建立系統模型如圖10所示，相位調節器與轉速調節器模塊均為PID控制器，其輸入為目標值與實際值的差值；電機驅動模塊的作用是調整電機的工作電壓，通過改變脈沖調制(PWM)波占空比的方式來實現；直流電機模塊依據2.1節數學公式進行建模，其輸入包括工作電壓與凸輪負載，模型中凸輪負載為通過對凸輪軸克服氣門彈簧帶動氣門開關所需的轉矩進行計算，取一個工作周期的平均值。相位調節機構模塊通過對電機轉速與發動機轉速差值的積分求取實際氣門正時角。

圖10 電動氣門正時系統控制模型Fig.10 Control model of electric valve timing system

3 仿真結果分析

3.1 恒定轉速相位調節

圖11所示為凸輪軸轉速保持1 500 r/min不變的情況下，隨著目標氣門正時角的變化，電機轉速變化規律以及實際氣門正時角的跟蹤情況。由圖11可以看出：當目標氣門正時角不變時，電機轉速與凸輪軸的轉速相同；當目標氣門正時角變大時，電機轉速迅速增加；當目標氣門正時角變小時，電機轉速迅速降低。目標氣門正時角在5 s時發生階躍，實際角度迅速跟蹤并出現超調，隨后實際角度緩慢下降并逐漸趨于穩定，穩態時間為4 s.

圖11 凸輪軸轉速1 500 r/min時電機轉速和正時角Fig.11 Motor speed and timing angle at camshaft speed of 1 500 r/min

3.2 變轉速相位調節

圖12所示為凸輪軸轉速從1 500 r/min增加到2 000 r/min、氣門正時角從20°變化到30°的電機轉速曲線和實際氣門正時角跟蹤曲線。由圖12可見，調節過程可以分為3個階段：第一階段是發動機轉速開始變化，目標相位角剛剛開始發生變化到相位角第1次達到目標值。這段時間內電機的轉速很快上升至調節過程的峰值，然后振蕩下降。在這段時間內，引起電機轉速變化的主要原因是相位角目標值的突變，電機轉速快速增加以實現機構相位角的變化。第二階段為相位角第1次達到目標值至相位角的超調過程結束。在這個階段，影響電機轉速變化的兩個要素是相位調節的需要和凸輪軸轉速的跟隨，二者比重接近，電機轉速表現為從高轉速急速下降后再迅速貼近凸輪軸的轉速。第三階段為相位調節的超調過程結束到系統重新達到穩定。這個階段電機轉速基本與凸輪軸保持一致，相位角已不產生明顯變化。此時，影響電機轉速的主要因素為凸輪軸轉速。

圖13所示為凸輪軸轉速從1 500 r/min減小到1 000 r/min、氣門正時角從20°變化到10°的電機轉速曲線和實際氣門正時角角跟蹤曲線。由圖13可以看出：該調節過程與轉速增加的情況類似，當發動機轉速減小、所需氣門正時角也減小時，電機轉速迅速降低，實際氣門正時角減小并出現超調，然后電機轉速增大直至實際值接近目標值且穩定，電機與凸輪軸保持相同轉速。

圖12 凸輪軸轉速增大時目標氣門角跟蹤曲線Fig.12 Tracking curve of target valve angle when camshaft speed increases

圖13 凸輪軸轉速減小時目標氣門角跟蹤曲線Fig.13 Tracking curve of target valve angle when camshaft speed decreases

4 電動可變配氣相位試驗系統

4.1 試驗裝置與試驗方法

為了驗證所設計的電動可變氣門正時機構的實際可行性，以及探究該機構在實際工作過程中氣門正時角變化響應速度等，設計試驗系統原理圖如圖14所示，該系統包括3個組成部分：控制模塊、無刷直流電機、NN型減速器構成電動可變氣門正時系統；變頻柜、直流電機、曲軸正時皮帶輪、氣門、凸輪機構構成凸輪驅動部分；曲軸信號盤、凸輪軸信號盤、齒輪傳感器、信號采集裝置構成信號采集部分。各部分組成如表1所示，搭建模擬臺架如圖15所示。

圖14 試驗系統原理圖Fig.14 Schematic diagram of test system

圖15 試驗臺架結構示意圖Fig.15 Schematic diagram of test bench structure

試驗系統的工作原理為：潤滑油泵將油箱潤滑油輸送到機構各摩擦副，并循環回到潤滑油箱；電控柜控制直流電機的開關與轉速，帶動曲軸旋轉，曲軸正時皮帶輪與減速器通過正時鏈條連接，速度傳遞關系為2∶1，模擬帶動凸輪軸的旋轉；12 V穩壓直流電源帶動伺服電機轉動，從而通過減速器帶動凸輪軸轉動，與曲軸形成轉速差，進而改變氣門正時角。凸輪軸端的轉速信號盤和轉速傳感器用以采集凸輪軸轉速信號，曲軸端的轉速信號盤和轉速傳感器用以采集曲軸轉速信號，伺服電機轉速通過采集電機自帶轉速信號得到。

表1 試驗臺架系統各部分組成Tab.1 Components of test bench system

試驗裝置具體參數為：電控柜控制的直流電機額定功率為5.5 kW，工作電壓為380 V. 轉速傳感器均為中國德克傳感器廠生產的CY12-02PK型霍爾傳感器，其響應頻率可達20 kHz. 示波器型號為美國泰克公司生產的Tektronic TDS3032C，帶寬為300 MHz，采樣率為2.5 GS/s. 伺服電機選取日本豐田公司生產的無刷直流電機，工作電壓12 V.

4.2 試驗結果與分析

4.2.1 基本正時調節試驗

根據電動可變氣門正時機構的工作原理，電機轉速大于凸輪軸轉速將增大氣門正時角，電機轉速等于凸輪軸轉速時氣門正時角保持不變，電機轉速小于凸輪軸轉速時氣門正時角減小。圖16所示為凸輪軸轉速保持600 r/min時，電機轉速變化以及對應氣門正時角的變化。由圖16可以看出：當凸輪軸轉速不變時，電機轉速增加、氣門正時角變大；當電機轉速減小時氣門正時角變小。該變化規律與分析相同，從而驗證了電動可變氣門正時機構改變氣門正時角的可行性。

4.2.2 啟動工況正時角調節試驗

圖17所示為發動機剛啟動氣門正時角調節到最大時電機轉速與氣門角變化曲線圖。發動機在冷啟動工況下5 s時轉速可達到1 000 r/min，本次試驗凸輪軸轉速變化模擬冷啟動工況。由圖17可以看出，氣門正時角只需要5 s即可得到最大角度，驗證了該機構在發動機啟動工況下的工作性能。

4.2.3 蓄電池電壓對機構性能影響試驗

對于電驅動可變配氣機構而言，蓄電池電壓直接影響機構的性能，無刷直流電機的工作電壓為12 V. 圖18和圖19分別為蓄電池電壓13 V和11 V相位調節過程電機轉速和相位角變化曲線。結合圖16可以看出：當蓄電池電壓降低后，提前相位所需要的時間增加，電機轉速波動增加。由于電機輸出功率的下降，相位角達到最大所需的時間大幅延長；當電壓提高到13 V后，電機轉速的波動過程比12 V時更小。

圖16 凸輪軸轉速600 r/min時電機轉速和正時角Fig.16 Motor speed and timing angle at camshaft speed of 600 r/min

圖17 啟動工況電機轉速和正時角Fig.17 Motor speed and timing angle under starting conditions

圖18 電壓13 V時相位調節過程中電機轉速與正時角Fig.18 Motor speed and timing angle in the process of phase adjustment at 13 V

圖19 電壓11 V時相位調節過程的電機轉速與正時角Fig.19 Motor speed and timing angle in the process of phase adjustment at 11 V

圖20所示為不同蓄電池電壓相位角到達最早所需的時間，圖21所示為不同蓄電池電壓相位角到達最晚所需的時間。從圖20和圖21可知，蓄電池電壓的降低對相位提前有較大影響，但電壓的變化并不影響相位角延后所需的時間。

圖20 不同蓄電池電壓下相位角到達最早所需的時間Fig.20 Time required for reaching the earliest phase angles at different battery voltages

圖21 不同蓄電池電壓下相位角到達最晚所需的時間Fig.21 Time required for reaching the latest phase angles at different battery voltages

5 結論

本文設計開發了一種電動可變氣門正時機構，針對該機構搭建臺架進行了試驗和仿真分析研究。得到以下主要結論：

1)電動可變氣門正時系統的氣門正時角可以通過調節電機轉速來改變。電機轉速大于凸輪軸轉速時可以增大氣門正時角，電機轉速小于凸輪軸轉速時可以減小氣門正時角。

2)模擬試驗條件下，發動機冷啟動氣門正時角在5 s達到最大角度。

3)模擬試驗條件下，蓄電池電壓對機構性能有直接影響。一定范圍內，蓄電池電壓的降低對相位提前有較大影響，但電壓的變化并不影響相位角延后所需的時間。