韓志強(qiáng)，姚乙鵬，王鈺鑫，田 維，趙家輝

（1.西華大學(xué)汽車與交通學(xué)院，四川 成都 610039；2.西華大學(xué)流體及動力機(jī)械教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610039；3.中國船舶重工集團(tuán)公司第七一一研究所，上海 201108）

電液式可變氣門系統(tǒng)能在最大程度上不改變發(fā)動機(jī)原有結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的同時(shí)，實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)[1]，降低泵氣損失，提高熱效率，能為緩解全球能源短缺與環(huán)境污染問題提供有效的應(yīng)對策略。該技術(shù)越來越受到國內(nèi)外科研工作者的重視[2－3]。然而，在電液式可變氣門系統(tǒng)中，液壓系統(tǒng)的壓力波動會改變氣門原有的運(yùn)動規(guī)律，使配氣機(jī)構(gòu)對進(jìn)氣量的調(diào)節(jié)失控，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)的燃燒與排放惡化，發(fā)動機(jī)的工作性能降低，因此，具有高干擾抑制可變氣門液壓系統(tǒng)壓力波動的能力對于實(shí)現(xiàn)電液式可變氣門的控制十分重要[4]。

液壓系統(tǒng)的壓力波動會產(chǎn)生氣穴現(xiàn)象，還會導(dǎo)致系統(tǒng)的震動、噪聲及液壓元件疲勞失效，從而縮短液壓元件的使用壽命，降低系統(tǒng)的穩(wěn)定性[5－6]，使系統(tǒng)過早地出現(xiàn)機(jī)械故障。針對這一現(xiàn)象，各個(gè)液壓領(lǐng)域的科研工作者對此展開了大量研究。Wang 等[7]通過實(shí)驗(yàn)研究了流速和轉(zhuǎn)速對雙吸離心泵的壓力波動的影響，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)速的降低有助于降低壓力波動，而流速低于設(shè)計(jì)流速時(shí)，壓力波動會增加；Yao 等[8]和Tang 等[9]通過研究也得出相同的結(jié)論。孟育博等[10]通過實(shí)驗(yàn)研究了帶有阻尼孔和容腔的液力式濾波器對高壓共軌系統(tǒng)中噴油器入口的壓力波動的影響，發(fā)現(xiàn)阻尼孔直徑為0.4 mm時(shí)壓力波動抑制效果最好，而隨著容腔容積的增加，壓力波動也隨之減??；孫柏剛等[11]也以高壓共軌為研究對象，通過理論分析，研究了噴油過程壓力下降幅值與燃油密度、壓力波傳播速度以及燃油流速的關(guān)系；李丕茂等[12]通過實(shí)驗(yàn)得出共軌系統(tǒng)壓力波動與軌壓的關(guān)系；代蒙蒙等[13]通過仿真分析得到平均壓力波動量隨長徑比的變化規(guī)律。謝宗法等[14－15]、徐玉梁等[16]以全可變液壓氣門機(jī)構(gòu)為對象，研究發(fā)現(xiàn)液壓系統(tǒng)的壓力波動的程度會決定發(fā)動機(jī)所能達(dá)到的最高轉(zhuǎn)速，但通過在液壓挺柱和活塞腔之間增設(shè)單向閥通道可以有效降低液壓系統(tǒng)的壓力波動，還發(fā)現(xiàn)降低氣門機(jī)構(gòu)運(yùn)動件質(zhì)量、提高氣門機(jī)構(gòu)的剛度、減小液壓系統(tǒng)內(nèi)的節(jié)流作用以及合理設(shè)計(jì)配氣凸輪形線，均可以有效降低液壓系統(tǒng)的壓力波動。壓力波動會影響液壓可變氣門的發(fā)展[17]。

研究現(xiàn)有文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn)，系統(tǒng)分析電液式可變氣門液壓系統(tǒng)壓力波動的文章較少，且這些文章大多數(shù)僅針對壓力波動產(chǎn)生的結(jié)果現(xiàn)象進(jìn)行簡單描述，而對于導(dǎo)致系統(tǒng)壓力波動的參數(shù)之間的影響關(guān)系的研究很少。因此，本文基于自主研發(fā)的船用柴油機(jī)電液可變氣門，搭建仿真模型，建立壓力波動評價(jià)參數(shù)體系，分析了液壓油供油壓力與電磁閥的開啟相位耦合對電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化的影響，為合理調(diào)節(jié)壓力波動進(jìn)行有益探索。

1 電液可變氣門系統(tǒng)的建模與試驗(yàn)

1.1 仿真模型

為減小液壓油路瞬時(shí)壓力波動帶來的負(fù)面影響，進(jìn)一步分析電液可變氣門系統(tǒng)電磁閥的開啟斜率和供油壓力對進(jìn)油回油電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的影響，筆者利用GT-SUITE 軟件建立了仿真模型并對相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了仿真計(jì)算。仿真模型的系統(tǒng)動力學(xué)方程和流體力學(xué)方程遵循質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒原理，具體方程詳見參考文獻(xiàn)[18]。電液可變氣門系統(tǒng)的進(jìn)油和回油油路瞬時(shí)壓力波動模型包括凸輪、挺柱、進(jìn)油油路、回油油路和液壓活塞腔等部分。模型中使用小孔模型代替電磁閥，通過對小孔孔徑、啟閉角度的設(shè)計(jì)來模擬電磁閥的工作；利用環(huán)形泄漏模型對活塞與活塞套之間液壓油的泄漏量進(jìn)行計(jì)算。由于配氣機(jī)構(gòu)的搖臂比為1.5，即氣門附加升程是液壓活塞升程的1.5 倍，因此模型中省去了搖臂及氣門組件，通過液壓活塞的升程乘上搖臂比便得到相應(yīng)的氣門附加升程。

1.2 試驗(yàn)驗(yàn)證平臺

本試驗(yàn)驗(yàn)證是在自主設(shè)計(jì)研發(fā)試驗(yàn)平臺上進(jìn)行瞬時(shí)壓力的測試。試驗(yàn)平臺如圖1 所示，主要由4 部分組成：驅(qū)動系統(tǒng)、供油系統(tǒng)、控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。控制系統(tǒng)通過控制電磁閥的啟閉時(shí)刻和充油時(shí)間來實(shí)現(xiàn)對氣門啟閉正時(shí)和升程曲線的調(diào)節(jié)。為了保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的精度和可靠性，需要考慮測量設(shè)備的規(guī)格和主要參數(shù)，測量設(shè)備規(guī)格及精度如表1 所示。平臺詳細(xì)的工作原理和控制邏輯參見文獻(xiàn)[18]。工作時(shí)序和仿真模型如圖2和圖3 所示。

圖1 電液可變氣門試驗(yàn)平臺示意圖

表1 主要測試傳感器及設(shè)備規(guī)格和主要參數(shù)

圖2 電液可變氣門系統(tǒng)工作時(shí)序

1.3 電液可變氣門系統(tǒng)試驗(yàn)的驗(yàn)證

圖3 電液可變氣門系統(tǒng)油路模型示意圖

為了保證所建立的模型具有適用性，需要進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。模型所考慮的參數(shù)設(shè)置如表2 所示，其中，排氣沖程上止點(diǎn)定義為0 °CA。電磁閥前液壓油路瞬時(shí)壓力試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)如圖4 所示。其結(jié)果表明，電磁閥前液壓油路瞬時(shí)壓力的試驗(yàn)數(shù)據(jù)值與仿真數(shù)據(jù)值具有一致性。因此所建模型能夠用于分析供油壓力和電磁閥的最大開度的耦合作用對電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化的影響。

表2 仿真模型主要參數(shù)及設(shè)置

圖4 電磁閥閥前仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比圖

1.4 參數(shù)定義

圖5 為電液可變氣門系統(tǒng)電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的示意圖。將瞬時(shí)壓力變化量的波動曲線分為3 個(gè)階段(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ)，選取電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的波動曲線拐點(diǎn)處的特征值(Pa、Pb、Pc、Pd、Pe)與特征相位(βa、βb、βc、βd、βe)來描述液壓油供油壓力與進(jìn)油電磁閥開啟相位對電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的影響。

圖5 電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的示意圖

2 結(jié)果分析

通過電液可變氣門系統(tǒng)的仿真模型，研究供油壓力與進(jìn)油電磁閥開啟相位對電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的影響。

式中：d2為電磁閥最大開度；k1為電磁閥開啟斜率；β為電磁閥開啟相位；b為系數(shù)。

根據(jù)式(1)，保持進(jìn)油電磁閥的最大度d2(3.5 mm)、開啟相位β(320 °CA)和開啟斜率k1(0.3)不變，供油壓力P0(10～13 MPa)對液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的影響如圖6 所示；保持電磁閥最大開度d2(3.5 mm)、開啟斜率k1(0.3)和供油壓力P0(12 MPa)不變，開啟相位β(317～332 °CA)對電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量的影響如圖7 所示。表3 為試驗(yàn)與仿真的主要測試條件。

2.1 供油壓力與開啟相位對第Ⅰ階段特征參數(shù)的影響

圖6 不同供油壓力下液壓油路的瞬時(shí)壓力變化量

圖7 不同開啟相位下液壓油路的瞬時(shí)壓力變化量

供油壓力與電磁閥開啟相位對特征參數(shù)Pa值的影響如圖8 所示。圖中結(jié)果顯示：特征參數(shù)Pa值的降幅隨供油壓力的增加而增加，而不受電磁閥開啟相位的影響。如圖6 所示，電磁閥的開啟過程一致，由Pyq=FS(Pyq為壓強(qiáng)、F為瞬時(shí)壓力、S為承壓面積)可知，供油壓力越大、液壓油獲得的動能越大、流速越快、流出的量越多、電磁閥閥前液壓油管內(nèi)的瞬時(shí)壓力下降得越快，所以特征參數(shù)Pa值的降幅隨供油壓力的增加而增加；電磁閥的開啟相位只是改變了液壓油進(jìn)入液壓腔的時(shí)刻，而電磁閥和液壓油路本身的結(jié)構(gòu)參數(shù)沒有任何改變，所以特征參數(shù)Pa值的降幅不受電磁閥開啟相位的影響。

表3 試驗(yàn)與仿真的測試條件

圖8 供油壓力與開啟相位對Pa 的影響

供油壓力與進(jìn)油電磁閥開啟相位對特征相位βa的影響如圖9 所示。圖中結(jié)果顯示：開啟相位不變，特征相位βa則不受供油壓力的影響；供油壓力不變，特征相位βa之間的相位間隔差值均不受電磁閥開啟相位的影響。如圖6 所示，由于電磁閥的開啟過程一致，電磁閥完全開啟后閥口處的瞬時(shí)流量不再變化，所以特征相位βa不受供油壓力的影響；進(jìn)油電磁閥的開啟相位并未改變液壓油路和電磁閥的結(jié)構(gòu)參數(shù)，僅僅改變了進(jìn)油時(shí)刻，所以特征相位βa之間的相位間隔差值不受電磁閥開啟相位的影響。

圖9 供油壓力與開啟相位對βa 的影響

如圖5 所示，區(qū)間a-b為液壓油的建壓過程，在該區(qū)間內(nèi)并未產(chǎn)生氣門附加升程。液壓油進(jìn)入可變氣門機(jī)構(gòu)液壓腔后出現(xiàn)堆積而使液壓腔及液壓油管內(nèi)的油壓急劇上升，當(dāng)液壓腔內(nèi)液壓油產(chǎn)生的液壓力大于液壓活塞與活塞套之間的液壓附著力、摩擦力和氣門彈簧力之和時(shí)，氣門附加升程開啟。在氣門附加升程開啟瞬間，液壓活塞與活塞套之間的液壓附著力消失，液壓活塞運(yùn)動加速、附加升程快速增加(如圖5 的區(qū)間b-c所示)，液壓活塞的加速運(yùn)動使得液壓腔容積的增量大于新進(jìn)入液壓腔的液壓油的供應(yīng)量，從而導(dǎo)致液壓油路瞬時(shí)壓力下降而出現(xiàn)拐點(diǎn)b。

供油壓力與進(jìn)油電磁閥開啟相位對特征參數(shù)Pb值的影響如圖10 所示。圖中結(jié)果顯示：特征參數(shù)Pb值的增幅隨供油壓力的增加而增加，且開啟相位越延遲，特征參數(shù)Pb值的增幅越大。當(dāng)電磁閥的開啟過程一致，供油壓力越大、進(jìn)入液壓腔內(nèi)的液壓油越多，在氣門附加升程開啟初期，新進(jìn)入液壓腔內(nèi)的液壓油量大于液壓腔容積的增量，所以特征參數(shù)Pb值的增幅隨供油壓力的增加而增加；供油壓力不變，進(jìn)油電磁閥開啟相位越延遲，由圖5可知，氣門升程曲線在區(qū)間b-c之間處于上升狀態(tài)，氣門彈簧不斷被壓縮，彈力不斷增加，因此需要克服氣門彈簧力的液壓力隨電磁閥開啟相位的延遲而增加，所以特征參數(shù)Pb值的增幅隨開啟相位的延遲而增加。

圖10 供油壓力與開啟相位對Pb 的影響

供油壓力與電磁閥開啟相位對特征相位βb的影響如圖11 所示。圖中結(jié)果顯示：特征相位βb隨供油壓力增加而提前，而特征相位βb之間的相位間隔差值幾乎不受電磁閥開啟相位的影響。如圖6所示，供油壓力越大、液壓油獲得的動能越大、流速越快、腔內(nèi)液壓油建壓越迅速，所以特征相位βb隨供油壓力的增加而提前；液壓力克服增加的氣門彈簧力所需的建壓時(shí)間相對整個(gè)液壓油的建壓過程來說幾乎可以忽略，所以特征相位βb之間的相位間隔差值幾乎不受開啟相位的影響。

圖11 供油壓力與開啟相位對βb 的影響

2.2 供油壓力與開啟相位對第Ⅱ階段特征參數(shù)的影響

如圖5 所示，氣門升程曲線在區(qū)間b-c內(nèi)處于上升階段，液壓力需要克服的氣門彈簧力越來越大，故液壓活塞做加速度減小的加速運(yùn)動、液壓腔容積的增量逐漸減小。當(dāng)新進(jìn)入液壓腔的液壓油量大于液壓腔容積的增量時(shí)，液壓油管內(nèi)的瞬時(shí)壓力不再下降而出現(xiàn)拐點(diǎn)c，相應(yīng)的c點(diǎn)也是氣門附加升程曲線的拐點(diǎn)，氣門附加升程曲線在區(qū)間b-c 內(nèi)的上升斜率大于在區(qū)間c-d內(nèi)的上升斜率。

供油壓力與開啟相位對特征參數(shù)Pc和βc的影響如圖12 和圖13 所示。圖中結(jié)果顯示：特征參數(shù)Pc的降幅均隨供油壓力的增加而增加，而受開啟相位的影響很?。惶卣飨辔沪耤隨供油壓力的增加而提前，而特征相位βc之間的相位間隔差值幾乎不受電磁閥開啟相位的影響。從圖6可知，電磁閥閥后液壓油路的瞬時(shí)壓力隨供油壓力的增加而增加，電磁閥閥后液壓油路(液壓腔)的瞬時(shí)壓力越大、液壓活塞受力越大、液壓腔容積增量減小得越慢、新進(jìn)入可變氣門液壓腔的液壓油越多、電磁閥閥前液壓油路的瞬時(shí)壓力因液壓油的流動慣性而下降越多，所以特征參數(shù)Pc值的降幅隨供油壓力的增加而增加。由圖5 可知，區(qū)間b-c為液壓腔容積的增量與新進(jìn)液壓油量之間的平衡過程。如圖7所示，液壓油路的壓力波動曲線和氣門附加升程曲線均呈等間距的平行狀態(tài)分布，且在氣門附加升程開啟瞬間，腔內(nèi)液壓油作用在液壓活塞上的液壓力遠(yuǎn)大于氣門彈簧力，液壓活塞做加速運(yùn)動，因電磁閥開啟相位延遲而增加的氣門彈簧力遠(yuǎn)不及作用在液壓活塞上的液壓力，因此特征參數(shù)Pc值和特征相位βc之間的相位間隔差值幾乎不受開啟相位的影響。電磁閥閥后液壓油路的瞬時(shí)壓力越大、氣門附加升程開啟越提前、c點(diǎn)處的氣門附加升程值越大、需要克服的氣門彈簧力越大、進(jìn)入液壓腔內(nèi)的液壓油量越早超越液壓腔容積的增量，所以特征相位βc均隨供油壓力的增加而提前。

圖12 供油壓力與開啟相位對Pc 的影響

圖13 供油壓力與開啟相位對βc 的影響

從圖5 可知，氣門升程曲線在區(qū)間c-d內(nèi)仍處于上升階段，氣門彈簧力繼續(xù)增加，此時(shí)需要更大的液壓力才能克服氣門彈簧力以繼續(xù)開啟氣門附加升程，因此電磁閥閥前和閥后液壓油路的瞬時(shí)壓力均上升；隨著進(jìn)油電磁閥的關(guān)閉，部分液壓油在閥口處堆積而使電磁閥閥前液壓油路的瞬時(shí)壓力持續(xù)上升，由于液壓油在液壓活塞與活塞套之間存在泄漏以及液壓油能量的衰減，閥前液壓油路的瞬時(shí)壓力不再上升而出現(xiàn)拐點(diǎn)d。

供油壓力與開啟相位對特征參數(shù)Pd值的影響如圖14 所示。圖中結(jié)果顯示：特征參數(shù)Pd值的增幅隨供油壓力的增加而增加；當(dāng)供油壓力P0＞10 MPa 時(shí)，特征參數(shù)Pd值的增幅隨開啟相位的延遲而減小。從圖5 可知，拐點(diǎn)d出現(xiàn)在進(jìn)油電磁閥的關(guān)閉過程中，供油壓力越大、堆積在電磁閥閥口處的液壓油越多，所以特征參數(shù)Pd值的增幅隨供油壓力的增加而增加；如圖7 所示，拐點(diǎn)d處的附加升程值開始減小，由于此時(shí)氣門彈簧力的增加使得腔內(nèi)液壓油的泄漏量增加，所以特征參數(shù)Pd值的增幅隨開啟相位的延遲而減小。

圖14 供油壓力與開啟相位對Pd 的影響

供油壓力與開啟相位對特征相位βd的影響如圖15 所示。圖中結(jié)果顯示：供油壓力P0＜11 MPa時(shí)，特征相位βd隨開啟相位的延遲而延遲，供油壓力P0≥11 MPa 時(shí)，特征相位βd幾乎不受供油壓力的影響；特征相位βd之間的相位間隔差值幾乎不受開啟相位的影響。當(dāng)供油壓力P0＜11 MPa 時(shí)，在較低的供油壓力下，氣門附加升程達(dá)到相同值時(shí)需要花更長的時(shí)間充入更多的液壓油，因此在這個(gè)階段特征相位βd隨開啟相位的延遲而延遲；從圖6可知，供油壓力P0≥11 MPa 時(shí)，氣門附加升程在d點(diǎn)處的差值較小，腔內(nèi)液壓油的泄漏量受供油壓力的影響較小，所以供油壓力P0≥11 MPa 時(shí)，特征相位βd幾乎不受供油壓力的影響。此外，由圖7可知，拐點(diǎn)d處的氣門彈簧力增加使得液壓腔內(nèi)液壓油的泄漏量增加，氣門附加升程值減小，而腔內(nèi)液壓油產(chǎn)生的液壓力能在極短的時(shí)間內(nèi)適應(yīng)氣門彈簧力的變化，因此特征相位βd之間的相位間隔差值幾乎不受開啟相位的影響。

圖15 供油壓力與開啟相位對βd 的影響

2.3 供油壓力與開啟相位對第Ⅲ階段特征參數(shù)的影響

供油壓力與進(jìn)油電磁閥開啟相位對特征參數(shù)Pe和βe的影響如圖16 和圖17 所示。圖中結(jié)果顯示：最大開度不變，特征參數(shù)Pe值的降幅隨供油壓力的增加而增加；供油壓力不變，特征參數(shù)Pe值幾乎不受電磁閥開啟相位的影響。特征相位βe之間的相位間隔角幾乎不受供油壓力的影響，且電磁閥的開啟相位幾乎不影響特征相位βe之間的相位間隔差值。如圖4 所示，拐點(diǎn)e出現(xiàn)在電磁閥進(jìn)油完全結(jié)束之后，此時(shí)液壓油的壓力波在液壓站和電磁閥之間封閉的油路中來回震蕩，衰減直至管內(nèi)瞬時(shí)壓力趨于穩(wěn)定（等于液壓站的供油壓力）。管內(nèi)液壓油瞬時(shí)壓力的再平衡過程主要受液壓油路中蓄能器的影響，而不受供油壓力和開啟相位的影響。

圖16 供油壓力與開啟相位對Pe 的影響

圖17 供油壓力與開啟相位對βe 的影響

3 結(jié)論

本文基于船用柴油機(jī)電液可變氣門系統(tǒng)的仿真模型，研究了進(jìn)油電磁閥的開啟相位β（317～332 °CA）和供油壓力P0(10～13 MPa)的耦合作用對電磁閥閥前液壓油路瞬時(shí)壓力變化量特征值（Pa-e）和特征相位（βa-e）的影響，得出以下結(jié)論。

1）特征參數(shù)Pa值的降幅隨供油壓力的增加而增加，而不受電磁閥開啟相位的影響；特征參數(shù)Pb值的增幅隨供油壓力的增加而增加，且開啟相位越延遲，特征參數(shù)Pb值越大。

2）特征參數(shù)Pc值的降幅均隨供油壓力的增加而增加，受開啟相位的影響很小。

3）特征參數(shù)Pd值的增幅隨供油壓力的增加而增加，隨開啟相位的延遲而減小。

4）最大開度不變，特征參數(shù)Pe值的降幅隨供油壓力的增加而增加，供油壓力不變，特征參數(shù)Pe值幾乎不受開啟相位的影響。

5）特征相位βa-e幾乎不受供油壓力的影響，特征相位之間的間隔差值與電磁閥開啟相位的間隔差值幾乎一致，不受電磁閥開啟相位的影響。