葉年業(yè),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(huán)境污染問題的日益突出，提高燃油經(jīng)濟性和降低排放成為內(nèi)燃機發(fā)展的目標。其中，無凸輪軸可變氣門機構(gòu)可以實現(xiàn)氣門正時、氣門升程的連續(xù)可變，是優(yōu)化發(fā)動機性能的有效手段之一。無凸輪軸可變氣門機構(gòu)主要有電磁驅(qū)動、電控氣壓驅(qū)動和電液驅(qū)動3種方式：電磁驅(qū)動可變氣門機構(gòu)的氣門升程曲線接近矩形，氣門開啟及關(guān)閉速度很大，氣門落座速度及沖擊噪聲較大[1]；電控氣壓驅(qū)動可變氣門機構(gòu)的系統(tǒng)體積大，并且氣體可壓縮性高，難以實現(xiàn)精確控制[2-3]；電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)主要有單向作用活塞[4]和雙向作用活塞[5]兩種驅(qū)動液壓缸結(jié)構(gòu)型式，其緩沖設(shè)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(qū)動方式，電液驅(qū)動具有氣門落座緩沖方式豐富、控制靈活的優(yōu)點；相比電控氣壓驅(qū)動方式，電液驅(qū)動具有控制精度高、響應快、體積小的優(yōu)點。因此，本研究基于電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)開展性能試驗及應用研究。

可變氣門機構(gòu)由于其配氣性能的優(yōu)勢，除了在傳統(tǒng)發(fā)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(gòu)實現(xiàn)排氣門二次開啟，研究了中低負荷下GCI燃燒性能[9]。堯命發(fā)等人采用電液式可變氣門機構(gòu)實現(xiàn)排氣門二次開啟，研究了GCI低負荷下的燃燒性能，實現(xiàn)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(wěn)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(shè)計了5種捕捉高溫廢氣參與下一循環(huán)燃燒的策略[11]。其中，負氣門重疊配氣策略(排氣門早關(guān)，進氣門晚開)與排氣門二次開啟配氣策略相比，可以實現(xiàn)更廣的內(nèi)部EGR率調(diào)節(jié)范圍，對混合氣的均勻性調(diào)節(jié)效果更加顯著。

本研究在電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)與發(fā)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(fā)動機著火條件下，設(shè)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(shù)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(gòu)的配氣性能。在此基礎(chǔ)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(qū)動可變氣門機構(gòu)

圖1示出了電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)的實物圖，主要由高壓液源、液壓控制單元、氣門運動機構(gòu)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(gòu)包括液壓缸(YG40/8-8)及氣門運動組件，根據(jù)液壓控制單元的信號輸入實現(xiàn)相應的氣門運動；信號采集單元包括位移傳感器(EX-422V)及數(shù)據(jù)采集單元等，對氣門位移進行采集、顯示和記錄。電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)的原理見圖2。

圖1 電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)實物圖

1.1.2發(fā)動機試驗裝置

將上述可變氣門機構(gòu)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(shù)見表1。

圖3 發(fā)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(gòu)電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)供油方式氣道噴射+缸內(nèi)直噴

1.2 試驗方法

在電液驅(qū)動可變氣門機構(gòu)性能試驗中，首先發(fā)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(guī)律；然后考慮到發(fā)動機缸內(nèi)壓力對氣門正時的影響，在發(fā)動機著火條件下設(shè)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(shù)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(gòu)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(guān)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(xiàn)GCI冷起動，并調(diào)節(jié)參數(shù)保證GCI的穩(wěn)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(huán)的缸壓數(shù)據(jù)，以保證試驗的可重復性。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 負氣門重疊配氣策略設(shè)計

在發(fā)動機轉(zhuǎn)速1 500 r/min，系統(tǒng)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(zhuǎn)角對應關(guān)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(zhuǎn)角

根據(jù)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(guī)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(xù)的曲軸轉(zhuǎn)角不變，起始角信號a及階段2持續(xù)角發(fā)生改變，氣門升程曲線如圖5a所示?？梢钥吹剑S著起始角信號a的推遲和階段2持續(xù)角減小，氣門開啟時刻逐漸推遲，氣門關(guān)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(xù)的曲軸轉(zhuǎn)角不變，結(jié)束角信號d及階段2持續(xù)角發(fā)生改變，氣門升程曲線如圖5b所示?？梢钥吹?，隨著結(jié)束角信號d的提前和階段2持續(xù)角減小，氣門關(guān)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(guān)閉時刻，而進氣門關(guān)閉時刻及排氣門開啟時刻保持不變。從上述試驗結(jié)果可以看出，電磁閥輸入信號調(diào)節(jié)方式可以很好地實現(xiàn)負氣門重疊配氣策略。

在發(fā)動機轉(zhuǎn)速1 500 r/min，系統(tǒng)液壓力6 MPa時，進行發(fā)動機著火狀態(tài)下負氣門重疊配氣策略的電磁閥輸入信號標定。根據(jù)上述電磁閥輸入信號對氣門正時的影響規(guī)律，設(shè)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(jié)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(zhuǎn)角線性推遲；隨著排氣門關(guān)閉時刻的推遲，信號d對應曲軸轉(zhuǎn)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(gòu)重復性試驗

在上述試驗基礎(chǔ)上，進一步分析氣門升程曲線的可重復性，以保證機構(gòu)的配氣性能。圖7示出發(fā)動機著火狀態(tài)下100個循環(huán)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(guān)閉角改變對氣門升程的影響，結(jié)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(guān)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(xù)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(guān)閉時刻推遲，氣門開啟持續(xù)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?？梢钥吹?，排氣門升程比進氣門升程波動相對要大一些，這是因為發(fā)動機處于著火狀態(tài)，排氣門開啟過程中缸內(nèi)壓力較大，缸內(nèi)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(nèi)，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(gòu)對GCI燃燒性能的影響

負氣門重疊配氣策略可以實現(xiàn)內(nèi)部EGR率的改變，進而研究其對GCI燃燒性能的影響。在發(fā)動機轉(zhuǎn)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(shù)不變，改變進氣門開啟時刻及排氣門關(guān)閉時刻，研究其對GCI燃燒性能的影響。

內(nèi)部EGR率及當量比隨著進氣門開啟時刻(θIVO)及排氣門關(guān)閉時刻(θEVC)的變化見圖9?？梢钥吹?，隨著排氣門關(guān)閉時刻的提前，內(nèi)部EGR率增大；進氣門開啟時刻改變時，內(nèi)部EGR率會有小幅波動，但是其對內(nèi)部EGR率的變化趨勢沒有影響。這是因為排氣門關(guān)閉時刻越提前，殘留在缸內(nèi)的廢氣量越大，下一循環(huán)的進氣量越少，內(nèi)部EGR率也越大。當量比的變化規(guī)律與內(nèi)部EGR率基本一致，這是因為噴油參數(shù)保持不變時，隨著內(nèi)部EGR率的增大，循環(huán)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(nèi)部EGR率、當量比

保持進氣門開啟時刻不變，改變排氣門關(guān)閉時刻時缸內(nèi)壓力及放熱率見圖10a。由圖10a可知，隨著排氣門關(guān)閉時刻的提前，發(fā)動機著火時刻提前，峰值壓力降低。保持排氣門關(guān)閉時刻不變，改變進氣門開啟時刻缸內(nèi)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(guī)律。

圖10 缸內(nèi)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(guān)閉時刻對GCI燃燒性能的影響，結(jié)果見圖11?？梢钥吹?，平均指示壓力隨著排氣門關(guān)閉時刻提前而減小，其循環(huán)變動隨著排氣門關(guān)閉時刻提前而增大，燃料燃燒質(zhì)量分數(shù)50%時對應的曲軸轉(zhuǎn)角θCA50隨著排氣門關(guān)閉時刻提前而提前，排氣溫度隨著排氣門關(guān)閉時刻的提前而降低。進氣門開啟時刻對燃燒性能參數(shù)影響較小，這與上述缸內(nèi)壓力變化一致。進氣門開啟時刻及排氣門關(guān)閉時刻對燃燒持續(xù)期都有影響，這是因為燃燒持續(xù)期不僅取決于著火時刻，還取決于發(fā)動機缸內(nèi)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(shù)的波動，影響發(fā)動機缸內(nèi)充量及溫度均勻性，進而影響燃燒持續(xù)期。同理，在排氣門關(guān)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(guān)閉時刻提前角較小時，內(nèi)部EGR率較小，進氣門開啟時刻的變化對缸內(nèi)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(nèi)部EGR率的變化主要受排氣門關(guān)閉時刻的影響，因此相比進氣門開啟時刻，排氣門關(guān)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(jié)論

a) 通過改變電磁閥輸入信號，可以實現(xiàn)氣門正時的線性調(diào)節(jié)；

b) 采用改變電磁閥輸入信號的方式調(diào)節(jié)氣門正時，氣門升程會發(fā)生變化，隨著氣門開啟持續(xù)期的減小，氣門升程小幅減?。?/p>

c) 在發(fā)動機著火狀態(tài)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(nèi)，最大標準差為0.056 mm；

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

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