鐘 兵，洪 偉，金兆輝，蘇 巖，解方喜，張富偉

(1.吉林大學(xué) 汽車(chē)仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長(zhǎng)春 130022；2.吉林大學(xué) 汽車(chē)工程學(xué)院,長(zhǎng)春 130022；3.北京汽車(chē)動(dòng)力總成有限公司 技術(shù)中心,北京 101100)

0 引 言

為了不損失動(dòng)力性和滿(mǎn)足排放法規(guī)的要求，進(jìn)氣增壓、缸內(nèi)直噴、小型化和降低轉(zhuǎn)速成為當(dāng)前車(chē)用汽油機(jī)主要采用的技術(shù)[1]。發(fā)動(dòng)機(jī)小型化可以將發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況向較大負(fù)荷遷移,能夠有效降低換氣過(guò)程中的泵氣損失，從而降低發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗率[2,3]。直噴式汽油機(jī)(Gasoline direct injection engine，GDI)直接將燃油噴入缸內(nèi)，可以在不同工況下同時(shí)對(duì)燃油噴射量和燃燒過(guò)程進(jìn)行更為精確的控制，從而降低燃油消耗量、提高輸出功率[4，5]。增壓可以提高進(jìn)氣密度從而不破壞發(fā)動(dòng)機(jī)全負(fù)荷性能。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)具有較高的增壓壓力時(shí)，上述技術(shù)可能會(huì)導(dǎo)致諸如爆震等不正常燃燒現(xiàn)象的發(fā)生[6-9]。推遲燃燒相位的確可以抑制爆震，但這是以犧牲燃燒效率為代價(jià)并會(huì)造成排氣溫度升高[10，11]。另一種方法是采用濃混合氣燃燒，但同樣是以犧牲經(jīng)濟(jì)性為基礎(chǔ)的[12]。

在眾多解決上述問(wèn)題的方案中，諸如米勒和阿特金森等非傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)循環(huán)成為有效的方式[13-15]。采用米勒和阿特金森循環(huán)可以降低發(fā)動(dòng)機(jī)的有效壓縮比，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)膨脹比大于壓縮比，進(jìn)而降低壓縮沖程末期的缸內(nèi)壓力和溫度，最終可以減小爆震趨勢(shì)[16]。爆震得到抑制之后就可以進(jìn)一步提高發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何壓縮比，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)獲得較高的熱效率。

實(shí)現(xiàn)上述循環(huán)需要愈發(fā)靈活的發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)系統(tǒng)，主要涉及凸輪軸相位、氣門(mén)升程和開(kāi)啟持續(xù)期等參數(shù)可變的技術(shù)?？勺儦忾T(mén)驅(qū)動(dòng)(Variable valve actuation,VVA)機(jī)構(gòu)按照有無(wú)凸輪軸可分為有凸輪軸和無(wú)凸輪軸可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)，其中有凸輪軸式分為升程可變、正時(shí)可變和開(kāi)啟持續(xù)時(shí)間可變及前者的組合；無(wú)凸輪軸式可變氣門(mén)驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)又可以分為電磁式、電液式和氣動(dòng)式。20世紀(jì)末，國(guó)外學(xué)者對(duì)可變氣門(mén)驅(qū)動(dòng)進(jìn)行了大量研究，電液式和電磁式可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)取消了傳動(dòng)凸輪軸和搖臂等組件，通過(guò)高壓油或電磁機(jī)構(gòu)直接驅(qū)動(dòng)氣門(mén)，與有凸輪軸式可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)相比具有更好的控制靈活性和更好的表現(xiàn)[16]，但控制精度、重復(fù)性和噪聲等問(wèn)題依舊突出。而國(guó)內(nèi)相關(guān)研究起步相對(duì)較晚，有凸輪軸式的液壓可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)更是鮮有見(jiàn)報(bào)。山東大學(xué)謝宗法[16]開(kāi)發(fā)了SDFVVS可變氣門(mén)系統(tǒng)及落座緩沖機(jī)構(gòu)，其使用隨凸輪軸同步轉(zhuǎn)動(dòng)的泄油控制機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)氣門(mén)升程和正時(shí)的可變。大連理工大學(xué)崔靖晨等[17]提出了雙模式電液全可變氣門(mén)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)方案，該系統(tǒng)減少了供油器和電磁閥的數(shù)量，實(shí)現(xiàn)了制動(dòng)和驅(qū)動(dòng)模式所要求的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)過(guò)程。

本文提出了一種進(jìn)氣門(mén)早關(guān)液壓可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)，在供油和氣門(mén)柱塞之間安裝結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單且成本低廉的直動(dòng)式溢流閥，通過(guò)設(shè)定溢流閥的壓力即可控制系統(tǒng)內(nèi)的最高壓力，實(shí)現(xiàn)氣門(mén)升程和關(guān)閉時(shí)刻的連續(xù)可變。該系統(tǒng)可以最大限度地降低改裝成本和機(jī)構(gòu)的復(fù)雜程度。最后，通過(guò)試驗(yàn)探究了不同溢流閥設(shè)定壓力和倒拖轉(zhuǎn)速下的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性，由于氣門(mén)動(dòng)作一致性嚴(yán)重影響發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣量及其后期燃燒的循環(huán)變動(dòng)，因此本文還對(duì)氣門(mén)動(dòng)作偏差進(jìn)行了分析評(píng)價(jià)。

1 機(jī)構(gòu)原理和試驗(yàn)裝置

1.1 機(jī)構(gòu)原理和運(yùn)動(dòng)學(xué)方程

圖1為所開(kāi)發(fā)機(jī)構(gòu)整體布置示意圖。該機(jī)構(gòu)由低壓系統(tǒng)、高壓系統(tǒng)和溫度控制系統(tǒng)組成，其中高壓系統(tǒng)由挺柱活塞腔、氣門(mén)活塞腔、溢流閥和緩沖機(jī)構(gòu)等組成。低壓系統(tǒng)作為恒定壓力源，負(fù)責(zé)為高壓系統(tǒng)補(bǔ)油；凸輪轉(zhuǎn)動(dòng)推動(dòng)挺柱和挺柱活塞向上運(yùn)動(dòng)，此時(shí)挺柱活塞腔逐漸建立高壓，高低壓?jiǎn)蜗蜷y關(guān)閉，進(jìn)而推動(dòng)氣門(mén)活塞開(kāi)啟，若此時(shí)系統(tǒng)壓力高于溢流閥設(shè)定壓力，溢流閥開(kāi)啟出現(xiàn)介質(zhì)外泄，從而控制氣門(mén)最大升程，通過(guò)控制其設(shè)定壓力即可實(shí)現(xiàn)升程連續(xù)可變；凸輪轉(zhuǎn)過(guò)尖角后系統(tǒng)壓力降低氣門(mén)逐漸回落，回落后期落座緩沖機(jī)構(gòu)為氣門(mén)落座提供液壓制動(dòng)，實(shí)現(xiàn)平穩(wěn)落座；溫度控制系統(tǒng)負(fù)責(zé)液壓油溫度的恒定控制。

氣門(mén)動(dòng)作過(guò)程中，液壓油溫度和供油壓力會(huì)對(duì)氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性產(chǎn)生重要影響。溫度變化使液體內(nèi)聚力發(fā)生變化，因此液體的黏度對(duì)溫度變化十分敏感：溫度升高，黏度下降[18]。黏度隨溫度發(fā)生改變時(shí)會(huì)造成壓力損失和泄漏量的改變。氣門(mén)不發(fā)生動(dòng)作時(shí)，由于泄露的存在，低壓系統(tǒng)提供恒定壓力的油液，因此高壓系統(tǒng)初始?jí)毫楣┯蛪毫?，供油壓力作用于氣門(mén)活塞端相當(dāng)于改變了氣門(mén)預(yù)緊力，預(yù)緊力的改變會(huì)嚴(yán)重影響氣門(mén)的啟閉特性。

圖1 機(jī)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of mechanism

圖2為機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)模型。根據(jù)氣門(mén)活塞受力情況，對(duì)其應(yīng)用動(dòng)量方程可得下式：

(1)

式中：m2為氣門(mén)活塞組件當(dāng)量質(zhì)量，kg；h2為氣門(mén)升程，m；P2為氣門(mén)活塞頂端所受壓力，Pa；A2為氣門(mén)活塞頂面積，m2；g為重力加速度=9.81 m/s2；F20為氣門(mén)彈簧預(yù)緊力；k2為氣門(mén)彈簧剛度，N/m；Fr2為氣門(mén)柱塞所受摩擦力，N；c為氣門(mén)組件運(yùn)動(dòng)阻尼系數(shù)，N·m/s。

圖2 機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)模型Fig.2 Kinematic model of mechanism

氣門(mén)組件重力和所受摩擦力與其所受的液壓力相比較小，可忽略不計(jì)，則：

(2)

挺柱活塞腔的流量連續(xù)性方程為：

(3)

式中：A1為挺柱活塞頂面面積，m2；Q1為流向氣門(mén)活塞腔的流量，L/min；Qout為溢流閥溢流量，L/min；c1為挺柱活塞泄露系數(shù)，m3/Pa·s；P1為挺柱活塞腔壓力，Pa；β為流體壓縮系數(shù)，1/Pa；V1為挺柱活塞強(qiáng)瞬時(shí)體積，m3。

氣門(mén)活塞腔的流量連續(xù)性方程為：

(4)

式中：Q2為氣門(mén)活塞腔流量，L/min；c2為氣門(mén)活塞泄露系數(shù)，m3/Pa·s；P2為氣門(mén)活塞腔壓力，Pa；V2為挺柱活塞腔瞬時(shí)體積，m3，V2的計(jì)算公式如下：

(5)

管道壓力存在沿程阻力損失和局部阻力損失：

ΔP=P1-P2=ΔPλ+ΔPξ=

(6)

式中：ΔP為管道流動(dòng)壓力損失，Pa；ΔPλ為管道流動(dòng)沿程阻力損失，Pa；ΔPξ為管道流動(dòng)局部阻力損失，Pa；λ為沿程阻力系數(shù)；ξ為局部阻力系數(shù)；l為管道長(zhǎng)度，m；d為管道直徑，m；ρ為液壓介質(zhì)密度，kg/m3；vp為管道內(nèi)液體流動(dòng)速度，m/s。

計(jì)算獲得此管道中流動(dòng)的雷諾數(shù)近似值為：

(7)

由此可判定液壓油在管道中的流動(dòng)為湍流，當(dāng)3000

λ=0.3164Re-0.25

(8)

聯(lián)立式(2)～(6)可得如下方程組：

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

選用F416單缸汽油機(jī)作為改裝樣機(jī)(僅改裝進(jìn)氣門(mén))，選用長(zhǎng)春第一光學(xué)有限公司生產(chǎn)的WYCH21A3型光電信號(hào)編碼器采集曲軸轉(zhuǎn)角信號(hào)，其分辨率為0.25oCA；采用上海江晶翔電子有限公司的KDW-25-V1測(cè)量氣門(mén)升程，其量程為0～25 mm，精度為0.01 mm；使用北京瑞博華RBH8362高速數(shù)據(jù)采集卡記錄曲軸轉(zhuǎn)角和氣門(mén)升程，采樣頻率為50 000 Hz。改裝樣機(jī)原機(jī)參數(shù)和相關(guān)設(shè)備如表1和表2所示。

表1 改裝樣機(jī)參數(shù)Table 1 Modified prototype parameters

表2 試驗(yàn)設(shè)備參數(shù)Table 2 Test equipments parameters

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)過(guò)程中，供油壓力為0.5 MPa，控制倒拖轉(zhuǎn)速一定，通過(guò)改變直動(dòng)式溢流閥的設(shè)定壓力控制機(jī)構(gòu)工作過(guò)程中的最高壓力，從而實(shí)現(xiàn)升程和氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻的連續(xù)變化，使用RBH8362高速數(shù)據(jù)采集卡記錄氣門(mén)升程和曲軸轉(zhuǎn)角，采集數(shù)據(jù)并進(jìn)行后處理，即可研究不同轉(zhuǎn)速和溢流閥設(shè)定壓力下液壓可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)特性，并進(jìn)行氣門(mén)動(dòng)作偏差分析。具體試驗(yàn)方法如表3所示。

表3 具體試驗(yàn)方法Table 3 Specific test methods

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

下文中的0oCA為進(jìn)氣上止點(diǎn)，即排氣上止點(diǎn)。

2.1 不同溢流閥設(shè)定壓力的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性

控制液壓站的供油壓力和液壓油溫度分別為0.5 MPa和(30±1)oC并保持其恒定，改變溢流閥的設(shè)定壓力，探究氣門(mén)的運(yùn)動(dòng)特性，1000 r/min時(shí)的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性如圖3所示。

圖3 1000 r/min時(shí)不同設(shè)定壓力的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性Fig.3 Valve movement characteristics under different set pressure with 1000 r/min

保持供油壓力、油液溫度和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速不變，氣門(mén)所能獲得的最大升程、最大升程所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角和氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻只與設(shè)定壓力有關(guān)，呈現(xiàn)隨著設(shè)定壓力的增大而逐漸增大的趨勢(shì)。因此當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速固定，控制其他條件不變，只需通過(guò)設(shè)定溢流閥壓力即可獲得不同的氣門(mén)升程曲線(xiàn)，實(shí)現(xiàn)升程由0到最大升程的連續(xù)可變?？刂埔缌鏖y設(shè)定壓力是本機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)升程可變的重要控制手段。不同的溢流閥設(shè)定壓力可以控制系統(tǒng)工作時(shí)的最高壓力，設(shè)定壓力越高，氣門(mén)升程越大；氣門(mén)升程越大氣門(mén)落座所需的時(shí)間也就越長(zhǎng)，因此隨著設(shè)定壓力的增大，氣門(mén)落座時(shí)刻逐漸滯后。不同設(shè)定壓力下氣門(mén)開(kāi)啟角度差異較小，其均值為-15oCA ATDC，與原機(jī)-40oCA ATDC相比推遲了25oCA。

2.2 不同倒拖轉(zhuǎn)速的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性

使用與2.1節(jié)相同的控制方法，改變發(fā)動(dòng)機(jī)倒拖轉(zhuǎn)速，獲得不同轉(zhuǎn)速下的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)相關(guān)參數(shù)如圖3所示。

圖4 不同轉(zhuǎn)速和設(shè)定壓力下的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性Fig.4 Valve movement characteristics under different set pressure and speed

圖4給出了不同轉(zhuǎn)速和設(shè)定壓力下的氣門(mén)最大升程、最大升程對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角、氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻和關(guān)閉時(shí)刻的變化過(guò)程。

由于同一轉(zhuǎn)速、不同設(shè)定壓力下氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻差異不明顯，因此取其平均值用于探究不同轉(zhuǎn)速下氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻的變化趨勢(shì)。由圖4可知：隨著設(shè)定壓力的增大，氣門(mén)最大升程、最大升程對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角和氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻是逐漸增大的；保持設(shè)定壓力不變，隨著倒拖轉(zhuǎn)速的升高，氣門(mén)能夠獲得的最大升程逐漸變大，并且在較高的設(shè)定壓力(4.5 MPa)時(shí)上述增大趨勢(shì)減緩。設(shè)定壓力為2.5 MPa時(shí)，2000和1000 r/min兩轉(zhuǎn)速之間的氣門(mén)最大升程之差為1.3 mm；而設(shè)定壓力為4.5 MPa時(shí)，兩者之差僅為0.6 mm；同一倒拖轉(zhuǎn)速，不同設(shè)定壓力下氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻基本保持不變，轉(zhuǎn)速分別為1000和1500 r/min時(shí)，氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻相差不大，轉(zhuǎn)速繼續(xù)升高氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻逐漸滯后。出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因主要可以歸結(jié)為以下幾個(gè)方面：①隨著設(shè)定壓力的逐漸增大，系統(tǒng)內(nèi)所能達(dá)到的最高壓力是逐漸增大的，因此最大升程隨著設(shè)定壓力的增大而增大。②隨著倒拖轉(zhuǎn)速的升高，氣門(mén)動(dòng)作一次所需的時(shí)間減少，由于溢流閥從達(dá)到開(kāi)啟壓力到開(kāi)啟溢流需要一定的響應(yīng)時(shí)間并且是一個(gè)定值，因此轉(zhuǎn)速越高溢流閥實(shí)際開(kāi)啟持續(xù)時(shí)間是相應(yīng)減小的，液壓油溢流量也隨之減小，系統(tǒng)內(nèi)增多的工質(zhì)作用于氣門(mén)端柱塞，所以隨著轉(zhuǎn)速的升高，相同設(shè)定壓力下氣門(mén)的最大升程是逐漸增大的。設(shè)定壓力為4.5 MPa時(shí)，高于氣門(mén)獲得最大升程所需壓力，但是由于高速運(yùn)動(dòng)的系統(tǒng)內(nèi)存在液壓波動(dòng)，所以溢流閥的泄漏量完全是由于液壓波動(dòng)造成的；轉(zhuǎn)速升高液壓波動(dòng)峰值壓力增大使得泄漏量增大，但由于溢流閥開(kāi)啟時(shí)間較短加之隨轉(zhuǎn)速升高而減小的溢流閥實(shí)際開(kāi)啟持續(xù)時(shí)間，所以高設(shè)定壓力(4.5 MPa)時(shí)，升程增幅隨轉(zhuǎn)速增大出現(xiàn)減小的趨勢(shì)。由于系統(tǒng)從開(kāi)始建立壓力到氣門(mén)開(kāi)啟所需壓力需要一定的時(shí)間，相同時(shí)間內(nèi)轉(zhuǎn)速越高轉(zhuǎn)過(guò)的曲軸轉(zhuǎn)角也越多，因此開(kāi)啟時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角隨轉(zhuǎn)速的增大而增大。③在氣門(mén)最大升程隨轉(zhuǎn)速增大而增大的過(guò)程中，機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)件存在的慣性可能也起著一定的作用。為了判斷這種現(xiàn)象是否是由慣性造成的，將溢流閥拆除后探究發(fā)動(dòng)機(jī)單一因素對(duì)氣門(mén)升程的影響，結(jié)果如圖5所示。

圖5 不同轉(zhuǎn)速下無(wú)溢流閥氣門(mén)最大升程Fig.5 Maximum lift under different speeds without relief valve

2000和1000 r/min兩轉(zhuǎn)速間的最大升程之差僅為0.1 mm。二者之差與設(shè)定壓力為4.5 MPa時(shí)的升程之差(0.6 mm)相差較大，可見(jiàn)機(jī)構(gòu)慣性對(duì)升程增大的貢獻(xiàn)量微乎其微，其主要是由于溢流閥實(shí)際開(kāi)啟持續(xù)時(shí)間隨轉(zhuǎn)速升高而減小所導(dǎo)致的。

2.3 氣門(mén)動(dòng)作偏差分析

試驗(yàn)過(guò)程中，連續(xù)采集100個(gè)循環(huán)，對(duì)氣門(mén)最大升程、氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻和關(guān)閉時(shí)刻的一致性進(jìn)行研究。100個(gè)循環(huán)的發(fā)動(dòng)機(jī)升程曲線(xiàn)如圖6所示。

圖6 100個(gè)循環(huán)的氣門(mén)升程曲線(xiàn)Fig.6 Valve lift curves of 100 cycles

圖7為上述測(cè)量條件下，100個(gè)工作循環(huán)氣門(mén)最大升程的測(cè)量值，由圖7可知：它們是離散的數(shù)值分布狀態(tài)，采用極大似然估計(jì)法利用式(1)(2)獲得其估計(jì)均值、估計(jì)方差和估計(jì)均方差，結(jié)果如表4所示。

(1)

(2)

圖7 100個(gè)工作循環(huán)最大氣門(mén)升程測(cè)量值Fig.7 Maximum measured valve lifts of 100 cycles

表4 相關(guān)參數(shù)估計(jì)值Table 4 Estimated values of correlation parameters

在顯著水平α=0.05下檢驗(yàn)假設(shè)：

H0=x～N(μ,σ2)=N(6.883,0.000827)

對(duì)氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻和氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻分別進(jìn)行χ2檢驗(yàn)，χ2值和查表所得值如表5所示，其結(jié)果均符合正態(tài)分布，說(shuō)明相關(guān)參數(shù)值為估計(jì)均值且其偏差值為各自的估計(jì)均方差，具有較小的差異，氣門(mén)動(dòng)作具有較好的一致性。

表5 相關(guān)參數(shù)χ2值和查表值Table 5 Chi-square and lookup values of correlation parameters

實(shí)際液體是有黏性的，所以流動(dòng)時(shí)黏性阻力要損耗一定的能量，這種能量損耗表現(xiàn)為壓力損失。損耗的能量轉(zhuǎn)變?yōu)闊崃浚挂簤合到y(tǒng)溫度升高，甚至性能變差。因此有必要對(duì)液壓油溫度進(jìn)行恒溫控制并研究其對(duì)氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性的影響。倒拖轉(zhuǎn)速為1000 r/min，供油壓力0.5 MPa，溢流閥設(shè)定壓力為4.5 MPa，改變液壓油溫度分別為14、18、22、26、30oC，研究油溫對(duì)氣門(mén)運(yùn)動(dòng)特性的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示。

圖8 不同油溫下的氣門(mén)升程曲線(xiàn)Fig.8 Valve lift curves under different hydraulic oil temperature

氣門(mén)運(yùn)動(dòng)的最大升程和最大升程對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角具有一致的變化趨勢(shì)，均隨著液壓油溫度的升高而逐漸降低。氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻保持不變，氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻隨著溫度液壓油溫度的升高而逐漸降低。溫度從14 ℃升高到30℃，氣門(mén)最大升程降低幅度為0.4 mm；最大升程對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角由128.5oCA ATDC提前到117.5oCA ATDC，變化幅度為11oCA；氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻和最大升程對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角具有相同的變化幅度，都為11oCA。液壓油溫度升高，液壓油的黏度降低，隨之降低的黏性阻力損失，減小的液壓油黏度使得機(jī)構(gòu)整體泄漏量增多，在此過(guò)程中泄露起著主導(dǎo)作用，最終溫度升高后氣門(mén)最大升程降低。

3 結(jié) 論

(1)同一轉(zhuǎn)速下，氣門(mén)所能獲得的最大升程、最大升程所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角和氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻只與設(shè)定壓力有關(guān)，呈現(xiàn)隨設(shè)定壓力增大而逐漸增大的趨勢(shì)。不同設(shè)定壓力下氣門(mén)開(kāi)啟角度差異較小且隨著轉(zhuǎn)速的升高而逐漸滯后，轉(zhuǎn)速為1000 r/min時(shí)，其均值為-15oCA ATDC，與原機(jī)(-40oCA ATDC)相比推遲了25oCA。

(2)保持設(shè)定壓力不變，隨著倒拖轉(zhuǎn)速的升高氣門(mén)能夠獲得的最大升程逐漸變大，并且在高設(shè)定壓力(4.5 MPa)時(shí)上述增大趨勢(shì)減緩。機(jī)構(gòu)慣性的對(duì)升程增大的貢獻(xiàn)量微乎其微。

(3)氣門(mén)最大升程、氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻和氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻的χ2檢驗(yàn)結(jié)果說(shuō)明其均符合正態(tài)分布，相關(guān)參數(shù)值為估計(jì)均值且其偏差值為各自的估計(jì)均方差，具有較小的差異，氣門(mén)動(dòng)作具有較好的一致性。隨著液壓油溫度的升高，氣門(mén)最大升程逐漸降低，關(guān)閉時(shí)刻逐漸提前。

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