班智博，謝 輝，何 宇

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

汽油機(jī)全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的運(yùn)行能耗

班智博，謝 輝，何 宇

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

在汽油機(jī)中配置可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)會(huì)改變因驅(qū)動(dòng)氣門(mén)機(jī)構(gòu)而消耗的能量．為了研究全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)汽油機(jī)氣門(mén)機(jī)構(gòu)消耗的能量，在實(shí)驗(yàn)臺(tái)架上測(cè)取了可變氣門(mén)正時(shí)(VVT)、可變氣門(mén)升程(VVL)執(zhí)行器消耗的電能以及驅(qū)動(dòng)氣門(mén)機(jī)構(gòu)的扭矩，并計(jì)算了驅(qū)動(dòng)功率．實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，VVT及VVL電子執(zhí)行器消耗的電能較小，氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)消耗機(jī)械能量相對(duì)較大．發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為 1,500,r/min，機(jī)油溫度為 60,℃時(shí)，氣門(mén)升程從 9,mm 下降到 1,mm，氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率從700,W下降到50,W．負(fù)氣門(mén)重疊角負(fù)荷控制在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1,500,r/min，平均有效壓力0.2 MPa時(shí)最高可節(jié)油18.8%，進(jìn)排氣門(mén)最大升程均較小是其節(jié)油的重要原因．

可變氣門(mén)正時(shí)；可變氣門(mén)升程；能耗；驅(qū)動(dòng)功率

和柴油機(jī)相比，汽油機(jī)因壓縮比小、泵氣損失大、比熱比小導(dǎo)致熱效率較低[1]．在部分負(fù)荷，汽油機(jī)的泵氣損失及摩擦損失消耗了很大一部分能量，使得汽油機(jī)有效熱效率下降．因此，國(guó)內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)及廠家對(duì)降低汽油機(jī)泵氣損失及降低摩擦損失進(jìn)行了大量研究[2-6]，采用可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)是提高汽油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的行之有效的方法[7-10]．

為了提高充氣效率，傳統(tǒng)的汽油機(jī)進(jìn)排氣門(mén)升程都比較大，在要求改變發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷時(shí)則由控制節(jié)氣門(mén)開(kāi)度來(lái)實(shí)現(xiàn)．氣門(mén)機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功率一般占整個(gè)機(jī)械損失功率的 2%～3%[11]，在發(fā)動(dòng)機(jī)額定工況下所占燃料燃燒總能量的百分比很小，但在低速小負(fù)荷時(shí)，它的比例將增大．

在氣門(mén)打開(kāi)的過(guò)程中，曲軸帶動(dòng)配氣機(jī)構(gòu)克服氣門(mén)彈簧力做功，這部分功在氣門(mén)關(guān)閉的過(guò)程中由于氣門(mén)彈簧回位而回收了一部分能量，另一部分能量則因機(jī)構(gòu)摩擦和碰撞損失掉．

傳統(tǒng)的汽油機(jī)配氣機(jī)構(gòu)的相位和升程是固定不變的，配氣機(jī)構(gòu)損失的能量?jī)H與發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)有關(guān)，如發(fā)動(dòng)機(jī)溫度、轉(zhuǎn)速、負(fù)荷等．而對(duì)于靠氣門(mén)升程控制負(fù)荷的汽油機(jī)來(lái)說(shuō)，由于氣門(mén)最大升程是變化的，不同升程下摩擦力不同，會(huì)影響配氣機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功耗．此外，實(shí)現(xiàn)配氣機(jī)構(gòu)參數(shù)的可變一般需要電子執(zhí)行器(如通?？勺儦忾T(mén)正時(shí)(variable valve timing，VVT)需要電磁閥，可變氣門(mén)升程(variable valve lift，VVL)需要直流電機(jī))，執(zhí)行器消耗的電能也需要進(jìn)行測(cè)量及優(yōu)化．

當(dāng)前國(guó)內(nèi)外對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)能耗的研究較少. Perugia大學(xué)的 Postrioti等[12]在自主研發(fā)的液壓式可變升程機(jī)構(gòu)中加入了回油通道，以此在氣門(mén)回位過(guò)程中將高壓液壓油回收到高壓油腔，防止液壓油直接排入低壓油箱，從而回收液壓油的能量．Postrioti等[12]還對(duì)液壓式可變升程機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)能耗進(jìn)行研究，在一款2,L,16氣門(mén) SI汽油機(jī)中，在全負(fù)荷時(shí)，驅(qū)動(dòng)液壓式VVA機(jī)構(gòu)所需要的摩擦平均有效壓力(friction mean effective pressure，F(xiàn)MEP)為 29.6,kPa，略高于傳統(tǒng)的汽油機(jī)(FMEP為 25.0,kPa)，而在部分負(fù)荷時(shí)，氣門(mén)機(jī)構(gòu)的FMEP為20.8,kPa，遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)汽油機(jī)的驅(qū)動(dòng)能耗. 因此對(duì)于全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)來(lái)說(shuō)，氣門(mén)機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)能耗有很大的優(yōu)化空間．

天津大學(xué)自主研發(fā)的多缸機(jī)全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)(four variable valve actuating system，4VVAS)在BMW公司的Valvetronic機(jī)構(gòu)的基礎(chǔ)上，增加了排氣側(cè)氣門(mén)升程連續(xù)調(diào)整功能，可以實(shí)現(xiàn)進(jìn)排氣門(mén)相位和升程均連續(xù)調(diào)整[13]．

由于該機(jī)構(gòu)的進(jìn)排氣門(mén)升程均連續(xù)可調(diào)，因此可以實(shí)現(xiàn)無(wú)節(jié)氣門(mén)負(fù)荷控制，即通過(guò)降低氣門(mén)最大升程的方法來(lái)減小發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷，從而取消了汽油機(jī)的節(jié)氣門(mén)．采用了無(wú)節(jié)氣門(mén)負(fù)荷控制之后，由于在中小負(fù)荷氣門(mén)最大升程降低，驅(qū)動(dòng)氣門(mén)機(jī)構(gòu)的能耗必然下降，因此有必要研究在不同的氣門(mén)升程下氣門(mén)機(jī)構(gòu)的能量消耗情況．

本文在自主開(kāi)發(fā)的測(cè)試平臺(tái)及發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上對(duì)全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的能量消耗進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)各執(zhí)行器的電能及氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)機(jī)械能消耗進(jìn)行測(cè)試和分析．

1 實(shí)驗(yàn)裝置及設(shè)備

本實(shí)驗(yàn)的研究對(duì)象4,VVAS示意如圖1所示．圖1所示的系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了氣門(mén)升程的連續(xù)可調(diào)．其原理是：在凸輪軸 8與氣門(mén) 6之間增加了中間擺桿 9，并且在缸蓋上增加了一根偏心軸2，偏心軸2上設(shè)計(jì)了偏心軸凸輪．回位彈簧 3使得中間擺桿 9的小滾輪與偏心軸2的凸輪始終保持接觸，中間擺桿9的大滾輪與進(jìn)氣凸輪始終保持接觸，這樣，中間擺桿 9的運(yùn)動(dòng)由凸輪軸8與偏心軸2共同決定；凸輪軸8通過(guò)中間擺桿 9上的弧線(xiàn)驅(qū)動(dòng)搖臂 4，進(jìn)而控制氣門(mén) 6運(yùn)動(dòng)．當(dāng)偏心軸2相位不變時(shí)，中間擺桿9在凸輪軸8的驅(qū)動(dòng)下圍繞某一個(gè)中心旋轉(zhuǎn)，中間擺桿9弧線(xiàn)發(fā)生作用的為弧線(xiàn)的某一段區(qū)域；當(dāng)伺服電機(jī)通過(guò)渦輪蝸桿機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)偏心軸2旋轉(zhuǎn)一定角度后，中間擺桿9旋轉(zhuǎn)中心的位置就會(huì)發(fā)生變化，改變了中間擺桿9弧線(xiàn)發(fā)生作用的區(qū)域，進(jìn)而改變了氣門(mén)升程．

圖1 全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)示意Fig.1 Layoutof 4VVAS

圖2為全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)的調(diào)整功能，采用全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)可以實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣門(mén)最大升程在 0～9,mm之間連續(xù)調(diào)整，自主設(shè)計(jì)的可變氣門(mén)正時(shí)相位器(發(fā)明專(zhuān)利授權(quán)號(hào) 201110219766.5)如圖3所示，本相位器安裝在凸輪軸8上，可以在100°CA范圍內(nèi)連續(xù)調(diào)整配氣正時(shí)．

圖2 全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的功能Fig.2 Function schematic of 4VVAS

全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的能耗可分為2部分：一部分為電能消耗，主要是控制配氣相位的電磁閥及控制氣門(mén)最大升程的直流電機(jī)所消耗的電能；另一部分是機(jī)械能消耗，在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中由于凸輪軸旋轉(zhuǎn)及氣門(mén)的打開(kāi)和關(guān)閉等消耗一部分機(jī)械能，這部分機(jī)械能還與氣門(mén)升程大小、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速及潤(rùn)滑油的潤(rùn)滑性能相關(guān)．

圖3 可變氣門(mén)正時(shí)相位器Fig.3 Variable valve timing phaser

圖 4和圖 5為全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)測(cè)試評(píng)價(jià)平臺(tái)的主要部件及傳感器．

圖 4為配置了全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的缸蓋及其執(zhí)行器．圖 5所示為扭矩傳感器．主要測(cè)試設(shè)備包括示波器(型號(hào)：Yokogawa DL9,040)、電流鉗和扭矩傳感器(量程為 50,N·m，線(xiàn)性度為 0.1%，響應(yīng)時(shí)間為100,ms，精度為0.5%)．

圖4 全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)缸蓋及其執(zhí)行器Fig.4 Cylinder head and actuators of 4VVAS

圖5 扭矩傳感器照片F(xiàn)ig.5 Photo of torque sensor

圖6為配備了全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表1所示．

圖6 全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)Fig.6 Experimental engine of 4VVAS

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)Tab.1 Engine parameters

2 可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)控制電磁閥的能耗

可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)的執(zhí)行器為電液比例電磁閥.對(duì)電磁閥的控制主要是對(duì)其電流的控制，通過(guò)電壓占空比的變化，改變電流大小，進(jìn)而改變電磁閥中間柱塞的位置，以此來(lái)控制通過(guò)電磁閥的液壓油流量與方向．在實(shí)驗(yàn)中電磁閥控制電壓在 0和 12,V之間跳變，控制電流在0到1,A變化．通過(guò)示波器采集到瞬態(tài)電壓和電流，并采用梯形積分法計(jì)算各占空比下電磁閥消耗的功率，電磁閥消耗的功率隨電磁閥占空比的變化規(guī)律如圖7所示．

圖7 電磁閥消耗功率隨占空比的變化規(guī)律Fig.7 Effect of duty ratio on electromagnetic valve power consumption

對(duì)圖7中曲線(xiàn)擬合，呈現(xiàn)二次多項(xiàng)式的關(guān)系，即

式中：P為電磁閥消耗的功率；x為電磁閥占空比．

電磁閥中間柱塞受電磁力及柱塞端部彈簧力的作用．為了維持電磁閥中間柱塞穩(wěn)定在某一個(gè)位置，需要克服中間柱塞端部彈簧力，從而消耗電能．占空比越高、彈簧的壓縮量越大，需要的能量也越多．彈簧因壓縮而產(chǎn)生的彈性勢(shì)能與彈簧的壓縮量為二次方關(guān)系，因此電磁閥消耗功率隨占空比基本呈二次多項(xiàng)式的關(guān)系．

如圖7所示，電磁閥功率在0～14,W之間，相對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)的功率是非常小的，對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化的潛力不大．

3 可變升程機(jī)構(gòu)直流電機(jī)的電能消耗

可變氣門(mén)升程機(jī)構(gòu)的執(zhí)行器為直流電機(jī)，它的控制是反饋控制，反饋值為偏心軸的角度．控制器根據(jù)偏心軸的目標(biāo)角度和實(shí)際角度的偏差進(jìn)行計(jì)算，發(fā)出控制指令，該控制指令影響了驅(qū)動(dòng)直流電機(jī)的占空比和控制電流，驅(qū)動(dòng)直流電機(jī)旋轉(zhuǎn)到目標(biāo)角度，從而改變氣門(mén)的最大升程．在整個(gè)過(guò)程中，可變氣門(mén)升程機(jī)構(gòu)中有3種作用力影響機(jī)構(gòu)的能耗：一是氣門(mén)開(kāi)啟和關(guān)閉過(guò)程中氣門(mén)彈簧的彈簧力，彈簧力與氣門(mén)升程的大小基本呈正比例關(guān)系；二是偏心軸扭簧的作用力，在氣門(mén)開(kāi)啟及關(guān)閉過(guò)程中該作用力也隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化而變化；三是機(jī)構(gòu)的摩擦力．這 3種力隨著偏心軸轉(zhuǎn)角的變化而變化，對(duì)能耗造成不同的影響．

由于電機(jī)特性及機(jī)械機(jī)構(gòu)的特點(diǎn)，驅(qū)動(dòng)電壓的占空比需要超過(guò)一定的閾值偏心軸才會(huì)發(fā)生旋轉(zhuǎn)，且在旋轉(zhuǎn)過(guò)程中阻力矩并非固定值．

圖 8所示為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的電機(jī)控制占空比與能量消耗之間的關(guān)系．實(shí)驗(yàn)是在發(fā)動(dòng)機(jī)靜止時(shí)進(jìn)行的，每次實(shí)驗(yàn)的偏心軸初始轉(zhuǎn)角一致．通過(guò)上位機(jī)軟件發(fā)送占空比指令，測(cè)量不同占空比下 VVL機(jī)構(gòu)中電機(jī)帶動(dòng)偏心軸正向和反向轉(zhuǎn)動(dòng)的功率消耗．

圖8 電機(jī)正轉(zhuǎn)和反轉(zhuǎn)時(shí)不同占空比對(duì)應(yīng)的功率消耗Fig.8 Effect of duty ratio on DC motor power consumption in positive and reverse rotations

由圖8可擬合出功率與占空比之間的關(guān)系，大致呈二次多項(xiàng)式關(guān)系．

在電機(jī)正轉(zhuǎn)時(shí)兩者的擬合關(guān)系為

式中mpP′為直流電機(jī)正轉(zhuǎn)達(dá)時(shí)消耗的功率．

在電機(jī)反轉(zhuǎn)時(shí)兩者的擬合關(guān)系為

式中mrP′為直流電機(jī)反轉(zhuǎn)時(shí)消耗的功率．

占空比信號(hào)控制電流時(shí)，電流隨著占空比的增加而逐漸增大，因而功率消耗隨占空比增加而增大．

為了消除蝸輪蝸桿機(jī)構(gòu)之間的間隙，偏心軸后端裝有回位扭簧，偏心軸正向旋轉(zhuǎn)和反向旋轉(zhuǎn)時(shí)回位扭簧的壓縮量不同，使得偏心軸正向調(diào)節(jié)和反向調(diào)節(jié)的扭矩存在差異，電機(jī)在正向調(diào)節(jié)與反向調(diào)節(jié)時(shí)消耗的功率不同．正向調(diào)節(jié)時(shí)回位扭簧壓縮量大，偏心軸受到的作用力大，因此正向調(diào)節(jié)時(shí)功率消耗較大．由于在占空比超過(guò) 20%時(shí)，偏心軸才開(kāi)始旋轉(zhuǎn)，所以這一差異在占空比較小時(shí)不明顯，隨占空比的增大，偏心軸回位扭簧受力增大，正反調(diào)節(jié)的能耗差異變大．

偏心軸驅(qū)動(dòng)電機(jī)消耗的功率范圍在 0～120,W，比電磁閥略大．但由于在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中偏心軸并不總是調(diào)整，只在需要調(diào)整負(fù)荷時(shí)才給電機(jī)通電，因此電機(jī)消耗的功率在發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的考慮中比例很小，也可以忽略不計(jì)．

4 全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的機(jī)械能損失

4.1 氣門(mén)最大升程對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率的影響

圖 9是發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為 1,500,r/min、機(jī)油溫度為60,℃時(shí)測(cè)得的不同氣門(mén)升程下氣門(mén)機(jī)構(gòu)消耗的平均扭矩，實(shí)驗(yàn)中保持進(jìn)排氣門(mén)升程相同．

圖9 1,500,r/min時(shí)氣門(mén)最大升程對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)扭矩的影響Fig.9 Effect of valve maximum lift on valve train driven torque at 1,500,r/min

從圖9中可以看出，氣門(mén)機(jī)構(gòu)消耗的扭矩隨氣門(mén)升程的增大呈單調(diào)增加的趨勢(shì)．氣門(mén)機(jī)構(gòu)平均消耗的功率、扭矩和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系為

式中：PV為氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率，kW；T為驅(qū)動(dòng)氣門(mén)機(jī)構(gòu)的扭矩，N·m；n為轉(zhuǎn)速，r/min．

根據(jù)式(4)可計(jì)算出氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率，如圖 10所示．

從圖 10所示的曲線(xiàn)中可以看出，當(dāng)氣門(mén)最大升程為 1,mm時(shí)，氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率為 128,W，當(dāng)氣門(mén)最大升程為 9,mm時(shí)，氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率為 713,W，而傳統(tǒng)的汽油機(jī)最大氣門(mén)升程都在 9,mm附近或更大．氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率隨升程的單調(diào)遞增規(guī)律，是由于隨氣門(mén)升程的增大，氣門(mén)彈簧的壓縮量增大，氣門(mén)彈簧的作用力增強(qiáng)，導(dǎo)致氣門(mén)機(jī)構(gòu)動(dòng)作時(shí)摩擦力增大，同時(shí)氣門(mén)機(jī)構(gòu)各部件之間的碰撞也會(huì)加劇，從而消耗的功率增加．

圖10 1,500,r/min時(shí)氣門(mén)最大升程對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率的影響Fig.10 Effect of valve maximum lift on valve train driven power at 1,500,r/min

4.2 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速及機(jī)油溫度對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)扭矩的影響

圖 11所示為在 60,℃機(jī)油溫度下氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)扭矩隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律．在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速增加的過(guò)程中，由于需要在更短的時(shí)間驅(qū)動(dòng)氣門(mén)機(jī)構(gòu)動(dòng)作，需要更大的驅(qū)動(dòng)扭矩來(lái)增大機(jī)構(gòu)的加速度．另一方面，隨轉(zhuǎn)速的增大，因氣門(mén)機(jī)構(gòu)各部件間的碰撞加強(qiáng)而引起的損失增大，因此氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)扭矩隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的增加呈單調(diào)遞增的規(guī)律．

圖11 60,℃機(jī)油溫度下發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)扭矩的影響Fig.11 Effect of engine speed on valve train driven torque with oil temperature at 60,℃

如圖12所示，隨機(jī)油溫度的增加，機(jī)油黏度下降，機(jī)油流動(dòng)性能增加，潤(rùn)滑性能改善，因此氣門(mén)機(jī)構(gòu)摩擦損失減小，驅(qū)動(dòng)功率減小．當(dāng)機(jī)油溫度大于50,℃時(shí)，機(jī)油黏度的減小不再明顯，氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率略有降低．另外，隨溫度的增加，黏性摩擦因數(shù)下降[14]，這也是溫度升高導(dǎo)致氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率下降的另一原因．

圖12 1 500,r/min時(shí)機(jī)油溫度對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)扭矩的影響Fig.12 Effect of oil temperature on valve train driven torque at 1,500 r/min

另外，氣門(mén)型線(xiàn)及氣門(mén)彈簧剛度也會(huì)對(duì)氣門(mén)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的摩擦力產(chǎn)生一定影響，若摩擦力增大，則氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率也相應(yīng)增大．由于實(shí)驗(yàn)條件及加工條件的限制，沒(méi)有進(jìn)行不同氣門(mén)型線(xiàn)及氣門(mén)彈簧剛度的影響規(guī)律測(cè)試實(shí)驗(yàn)．

5 全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性影響

在圖6和表1所示的發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行了3種負(fù)荷控制方式的實(shí)驗(yàn)，這 3種負(fù)荷控制方式包括：傳統(tǒng)的節(jié)氣門(mén)開(kāi)度負(fù)荷控制、進(jìn)氣門(mén)升程負(fù)荷控制(取消節(jié)氣門(mén))、負(fù)氣門(mén)重疊角負(fù)荷控制(取消節(jié)氣門(mén))，3種負(fù)荷控制方式的氣門(mén)型線(xiàn)如圖13所示．

圖13所示是采用全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)進(jìn)行負(fù)荷控制的 3種氣門(mén)型線(xiàn)．節(jié)氣門(mén)控制下的 SI燃燒采用固定的氣門(mén)型線(xiàn)，進(jìn)排氣門(mén)升程均為 9,mm，開(kāi)啟持續(xù)期均為 201°CA，氣門(mén)重疊角為 30°CA．進(jìn)氣門(mén)升程負(fù)荷控制下的 SI燃燒的氣門(mén)型線(xiàn)：保持排氣門(mén)型線(xiàn)不變，進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻不變，進(jìn)氣門(mén)最大升程從0.9,mm變化到 2.5,mm 可實(shí)現(xiàn)負(fù)荷(平均有效壓力 pe) 0.2,MPa到0.6,MPa的燃燒，而進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟持續(xù)期從50°CA變化到 98°CA．對(duì)于負(fù)氣門(mén)重疊角控制的燃燒，進(jìn)排氣門(mén)相位及升程均有所變化，排氣門(mén)升程1.4,mm，排氣門(mén)持續(xù)期為 75°CA，進(jìn)氣門(mén)升程在0.9,mm到 2.7,mm之間變化，進(jìn)氣門(mén)持續(xù)期 50°CA到 105°CA．為了優(yōu)化燃燒，在最大升程變化的同時(shí)會(huì)適當(dāng)調(diào)整進(jìn)排氣門(mén)正時(shí)．

圖13 3種負(fù)荷控制方式的氣門(mén)型線(xiàn)Fig.13 Valve profiles for three load control methods

如圖 14所示，3種負(fù)荷控制方式下氣門(mén)機(jī)構(gòu)消耗的驅(qū)動(dòng)功率隨平均有效壓力增加變化不大，主要是因?yàn)殡S負(fù)荷增加氣門(mén)最大升程變化很小，但三者之間差別較大．傳統(tǒng)的節(jié)氣門(mén)負(fù)荷控制進(jìn)排氣門(mén)最大升程均較大，驅(qū)動(dòng)功率也較高，約為 700,W．其次是進(jìn)氣門(mén)升程負(fù)荷控制，驅(qū)動(dòng)功率最小的是負(fù)氣門(mén)重疊角負(fù)荷控制．負(fù)氣門(mén)重疊角負(fù)荷控制由于進(jìn)排氣門(mén)最大升程均較小，消耗的氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率僅為 50,W左右．

圖15所示是3種負(fù)荷控制方式下的燃油經(jīng)濟(jì)性對(duì)比．從圖中可以看出，采用升程較小的負(fù)荷控制方法，發(fā)動(dòng)機(jī)油耗較小，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速 1,500,r/min，平均有效壓力為 0.2,MPa時(shí)油耗較傳統(tǒng)的節(jié)氣門(mén)開(kāi)度負(fù)荷控制方法降低 18.8%．氣門(mén)升程的降低是燃油經(jīng)濟(jì)性改善的重要原因之一．除此之外，泵氣損失的降低及燃燒速度的加快也是燃油經(jīng)濟(jì)性改善的原因．

對(duì)于傳統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)而言，由于沒(méi)有可變升程機(jī)構(gòu)，為保證發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性，通常氣門(mén)最大升程設(shè)計(jì)的較大，在額定工況點(diǎn)能夠取得較佳的充氣效率[15]，而在中小負(fù)荷則消耗了大量的驅(qū)動(dòng)功率．

對(duì)于采用可變升程機(jī)構(gòu)的發(fā)動(dòng)機(jī)，在不同的負(fù)荷采用不同的氣門(mén)最大升程，在取消節(jié)氣門(mén)后可以同時(shí)兼顧充氣效率以及氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)能耗，同時(shí)泵氣損失還因?yàn)槿∠斯?jié)氣門(mén)而大幅度下降，因此能夠取得較好的發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性[13]．

圖14 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速 1,500,r/min時(shí)不同負(fù)荷下的氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率Fig.14 Valve train driven power under different engine loads at 1,500,r/min

圖15 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為 1,500,r/min、不同 BMEP下，3種負(fù)荷控制方式的有效比油耗Fig.15 Effect of BMEP on brake specific fuel consumption of three load control methods at 1,500 r/min

6 結(jié) 語(yǔ)

本文對(duì)全可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的能量消耗進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究．測(cè)量了VVT電磁閥、VVL直流電機(jī)的電能消耗以及不同氣門(mén)升程、不同機(jī)油溫度、不同發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速下氣門(mén)機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)功率消耗．實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，電磁閥和直流電機(jī)消耗的電能較?。畾忾T(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率隨氣門(mén)最大升程增加變化較大，氣門(mén)最大升程從1,mm增加到9,mm，氣門(mén)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)功率從59,W增加到 700,W．采用氣門(mén)升程控制負(fù)荷的方法，由于氣門(mén)機(jī)構(gòu)能耗降低等原因，發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性有大幅度的改善，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速 1,500,r/min，平均有效壓力為0.2,MPa時(shí)油耗降低18.8%．

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(責(zé)任編輯：孫立華)

Energy Consumption on a Variable Valve Actuating System of Gasoline Engine

Ban Zhibo，Xie Hui，He Yu
(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Application of the variable valve actuation (VVA) system is an effective way to reduce the gasoline engine fuel consumption. Energy consumption of valve train system will be changed after VVA system applied on the gasoline engine. Aim of the study is to understanding the energy consumption of VVA system which is equipped on the gasoline engine. Experimental data on the electronic power consumption of both the electromagnetic valve for variable valve timing (VVT) system and DC motor for variable valve lift (VVL) system were analyzed. The driven power of valve train system was measured and analyzed. Results show that the energy consumption of both the electromagnetic valve and DC motor is quite small compared to the driven power of the valve train system. At 1 500 r/min engine speed and 60 ℃ oil temperature，the decrease of valve lift from 9 mm to 1 mm has led to valve train energy consumption reduction from 700,W to 50,W. Engine load controlled by negative valve overlap can reduce fuel consumption by 18.8% at 1,500,r/min and 0.2 MPa BMEP(brake mean effective pressure). Small intake and exhaust valve lifts are key reason of reducing fuel consumption.

variable valve timing(VVT)；variable valve lift(VVL)；energy consumption；driven power

TK417

A

0493-2137(2014)08-0665-07

10.11784/tdxbz201210025

2012-10-15；

2012-12-19.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50776061).

班智博（1984— ），男，博士研究生，banzhibo@163.com.通訊作者：謝 輝，xiehui@tju.edu.cn.