張鵬博，何義團，洪云，陶友東，袁晨恒

(重慶交通大學(xué)交通運輸學(xué)院，重慶 400074)

配氣機構(gòu)是實現(xiàn)發(fā)動機高效換氣過程的關(guān)鍵執(zhí)行機構(gòu)。合理優(yōu)化配氣機構(gòu)，確保發(fā)動機換氣順暢[1]，直接影響發(fā)動機性能。

受凸輪軸的限制，傳統(tǒng)配氣機構(gòu)的氣門正時與升程不隨發(fā)動機工況變化而改變，發(fā)動機綜合性能不能發(fā)揮到最優(yōu)。發(fā)動機可變配氣機構(gòu)能在不同工況下顯著提高發(fā)動機性能[2-3]，寶馬的Valvetronic，本田的VTEC及豐田的VVTL等是典型的凸輪式可變配氣機構(gòu)[4]。而在眾多的可變氣門驅(qū)動機構(gòu)中，無凸輪軸式配氣機構(gòu)由于不受凸輪型線的制約，氣門參數(shù)調(diào)節(jié)更為靈活。趙振峰等[5]對一種電液驅(qū)動無凸輪式配氣機構(gòu)進行了仿真研究，發(fā)現(xiàn)該機構(gòu)可以實現(xiàn)氣門開啟時刻、氣門最大升程、氣門關(guān)閉時刻、氣門時面值等參數(shù)的全柔性調(diào)節(jié)。采用無凸輪軸式配氣機構(gòu)的發(fā)動機能夠?qū)崿F(xiàn)進排氣門的全可變控制，對于增強發(fā)動機的動力性，提高燃油經(jīng)濟性以及改善發(fā)動機整體的排放性能具有重要意義[4-5]。本研究主要針對汽油機進行仿真，通過設(shè)計新型無凸輪式配氣型線，探究無凸輪式配氣型線對汽油機性能的影響。

1 模型建立與標(biāo)定

建立發(fā)動機一維計算模型，將發(fā)動機的幾何參數(shù)、邊界條件、設(shè)計的氣門升程曲線等參數(shù)輸入模型中進行仿真計算。

表1和圖1分別示出研究用發(fā)動機的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)及一維仿真模型?？諝馔ㄟ^進氣總管經(jīng)空濾器進入穩(wěn)壓腔，再通過進氣歧管分配至各個氣缸，缸內(nèi)氣體燃燒后經(jīng)排氣歧管匯至排氣總管，通過催化裝置排出。

圖2示出模型的標(biāo)定結(jié)果，采用外特性計算得到的扭矩和功率與試驗值進行對比?？梢钥闯觯囼炛蹬c仿真值誤差在1%以內(nèi)，說明模型可信度較高，模型搭建較為合理，能夠進行后續(xù)仿真計算的研究。

表1 發(fā)動機模型基本參數(shù)

圖1 原機仿真模型

圖2 外特性工況試驗與仿真對比

傳統(tǒng)凸輪軸式的配氣型線由于受凸輪的限制，進氣初期有效流通截面較小，節(jié)流損失嚴(yán)重，阻礙了發(fā)動機效率的提高。原機的進排氣門型線見圖3。無凸輪式配氣型線擺脫凸輪的限制，通過電液等方式控制氣門運動，在提高發(fā)動機充氣效率、降低換氣損失等方面有很大優(yōu)勢。本研究在原機相位的基礎(chǔ)上，通過設(shè)計無凸輪式配氣型線及優(yōu)化配氣相位，探究其對汽油機低負(fù)荷性能的影響情況。

圖3 原機配氣型線

2 無凸輪式進氣型線對發(fā)動機性能的影響研究

與傳統(tǒng)凸輪式配氣型線不同，采用無凸輪式氣門型線，發(fā)動機換氣過程有效流通截面更大，能夠有效降低部分負(fù)荷發(fā)動機的換氣損失。城市工況下，小轎車絕大部分時間均處于中低轉(zhuǎn)速、中低負(fù)荷工況，因此，模擬工況設(shè)定轉(zhuǎn)速1 000 r/min，50%負(fù)荷。

無凸輪式配氣型線直接通過電液、電磁或電氣等方式進行驅(qū)動控制。本研究在原機型線的基礎(chǔ)上進行優(yōu)化設(shè)計，運用函數(shù)擬合的方法設(shè)計多組無凸輪式配氣型線，由于不需要進行傳統(tǒng)凸輪型線的設(shè)計，可以設(shè)計較大時面值的氣門型線以探究其對發(fā)動機性能的影響。

2.1 無凸輪式進氣型線設(shè)計與優(yōu)化

為避免氣門與活塞運動發(fā)生干涉，在原機配氣型線的基礎(chǔ)上進行設(shè)計，保持氣門最大升程與原機一致。進氣初期氣門開啟速度高于原凸輪式，相同進氣時間段進氣量高于原機，同一工況下，進氣晚關(guān)角(θIVC)應(yīng)變小。設(shè)計的無凸輪式進氣門型線如圖4所示。

圖4 無凸輪式進氣型線設(shè)計

實踐證明，當(dāng)氣門沖擊速度超過0.5～0.8 m/s時，一般材料的氣門和氣門座會很快損壞[8]。由于電液控制式配氣機構(gòu)存在響應(yīng)延遲，無法在進氣初期開至較大升程，此外，為降低落座沖擊，氣門關(guān)閉速度不宜過快。因此，在氣門開啟初期與關(guān)閉末期分別設(shè)計緩沖段以實現(xiàn)氣門平穩(wěn)開啟與落座。圖5、圖6示出在θIVC為20°ABDC無凸輪式進氣型線基礎(chǔ)上設(shè)計的新型無凸輪式進氣型線以及氣門運動速度對比。

據(jù)此，可以設(shè)計出工件燒傷度評價系統(tǒng)，如圖20所示。只要輸入工件原始圖像，便可以獲得燒傷等級。一方面，可以克服目測法帶來的人為誤差，同時不需要對工件進行破壞。不過，在獲取原始圖像時，環(huán)境光的影響較大，不同工件材料的燒傷圖像特征也有所不同。需要相應(yīng)的數(shù)據(jù)庫支持。

圖5 緩沖段無凸輪式進氣型線設(shè)計

圖6 三組進氣型線下氣門運動速度對比

同樣，對其他進氣型線進行添加緩沖段的優(yōu)化設(shè)計，氣門運動最大速度如表2所示。由表2可知，新設(shè)計緩沖段無凸輪式進氣門運動速度在可靠范圍內(nèi)。

表2 進氣門最大運動速度

2.2 無凸輪式進氣型線對進氣性能的影響

將多組無凸輪式進氣型線代入模型中進行計算，分析發(fā)動機充氣效率的變化。采用充氣效率最佳時的進氣門型線，然后優(yōu)化排氣型線，通過調(diào)整排氣早開角(θEVO)進一步探究發(fā)動機換氣過程的性能變化。

θIVC過小時，不能充分利用進氣氣流的慣性，充氣效率較低，而θIVC過大時，已進入氣缸的新鮮充量則被反推回進氣管，進氣效率也會降低。只有合理優(yōu)化進氣門相位，選擇合適的θIVC才能夠有效提高發(fā)動機充氣效率。

從圖7可知，θIVC從10°ABDC變化至100°ABDC時，充氣效率呈現(xiàn)先增加然后下降的趨勢，尤其在θIVC為20°ABDC時，發(fā)動機充氣效率最大，相比原機的80.48%提高至90%。θIVC在80°ABDC后，充氣效率快速降低。這是因為采用無凸輪式進氣型線，進氣時面值較大，減小θIVC能使充氣效率得到提高，但若θIVC減小過多，不能充分利用進氣慣性，而θIVC過大，進入缸內(nèi)的充量被反推至進氣管，二者均會使充氣效率降低。

圖7 充氣效率變化

3 無凸輪式排氣型線對發(fā)動機性能的影響研究

以上文確定的計算模型和設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)，進行無凸輪式排氣型線及θEVO的優(yōu)化設(shè)計。需要說明的是，其他3個相位角中，θIVC采用已經(jīng)完成優(yōu)化的相位，另外兩個配氣相位角仍采用原機相位。

3.1 無凸輪式排氣型線設(shè)計與優(yōu)化

為進一步探究無凸輪式排氣型線對發(fā)動機性能的影響，設(shè)計了6組θEVO在10°BBDC～60°BBDC范圍的無凸輪式排氣門型線(見圖8)。排氣門開啟過早，膨脹沖程末期的高壓能量不能被充分利用，膨脹損失增加；而排氣門開啟過晚，缸內(nèi)壓力降低較慢，此外，排氣門開啟初期上升較慢，開度也相對較小，排氣門有效流通面積較小，再加上氣流因慣性不會立刻高速流出，自由排氣性能變差，缸內(nèi)壓力下降較慢，活塞越過下止點后進入強制排氣階段，泵氣損失加大，因而需要選擇適當(dāng)?shù)呐艢庠玳_角以降低排氣損失。

圖8 無凸輪式排氣門型線

圖9 緩沖段無凸輪式排氣型線設(shè)計

圖10 排氣門運動速度

表3 排氣門最大運動速度

3.2 無凸輪式排氣型線對發(fā)動機排氣性能的影響

當(dāng)θIVC為20°BBDC時，發(fā)動機缸內(nèi)壓力隨θEVO變化如圖11所示。進氣、壓縮線基本重合，無凸輪式排氣型線下發(fā)動機排氣壓力線均低于原機，每條排氣線所對應(yīng)的排氣損失由排氣提前開啟的膨脹損失和排氣過程的泵氣損失組成。θEVO較小時，膨脹損失較小而泵氣損失大；θEVO過大時，膨脹損失大而泵氣損失較小。因此，必定存在一個最佳的θEVO，使得總排氣損失最小。

圖11 不同θEVO下的示功圖對比

圖12示出發(fā)動機泵氣過程功隨排氣早開角的變化關(guān)系。膨脹損失功隨θEVO的增大不斷增加，泵氣損失功隨θEVO的增大先減小后增加，然后又呈現(xiàn)降低的趨勢，這主要是因為排氣門開啟較早時，缸內(nèi)壓力下降較快，排氣阻力較小?？偟呐艢鈸p失功呈現(xiàn)先降低后快速增加的趨勢，這是因為θEVO過大時，膨脹損失功較大，當(dāng)θEVO為40°BBDC時，總的排氣損失功最小。

3.3 無凸輪式配氣型線對汽油機整機性能的影響

進氣充量對發(fā)動機動力性有顯著影響，而進排氣相位的合理優(yōu)化對于提高發(fā)動機充氣效率有關(guān)鍵作用。θIVC對發(fā)動機充量系數(shù)影響較大，當(dāng)進氣缸壓接近進氣門外背壓時進氣門關(guān)閉，可獲得最大的進氣慣性效應(yīng)，合理優(yōu)化θIVC可以充分利用進氣慣性增大進氣量。θEVO對排氣損失影響較大，同時也會間接影響進氣充量，采用無凸輪式配氣型線并合理優(yōu)化配氣相位，發(fā)動機性能才能得到改善。

采用無凸輪式配氣型線，發(fā)動機指示扭矩及有效燃油消耗率隨θEVO的變化如圖13所示。指示扭矩隨著θEVO的增大先升高后降低，在θEVO為40°BBDC時，發(fā)動機指示扭矩最大，相對原機提高16.88%；有效燃油消耗率在θEVO為50°BBDC時最低，相對原機降低14.91%。

圖13 發(fā)動機指示扭矩及有效燃油消耗率變化

4 結(jié)論

a) 采用無凸輪式配氣型線，氣門開啟較快，有效流通截面較大，可減小θIVC以保證進氣充量；

b) 優(yōu)化進氣型線及θIVC，保持θIVO為20°BTDC不變，在θIVC為20°ABDC時，充氣效率由原機的80.48%提高至90%；該進氣相位下，進一步優(yōu)化排氣型線及θEVO，θEVO為40°BBDC時，總的排氣損失最小，發(fā)動機指示扭矩相比原機提高16.88%；θEVO為50°BBDC時，有效燃油消耗率相對原機降低14.91%，燃油經(jīng)濟性最好；

c) 采用無凸輪式配氣型線，合理優(yōu)化組合進排氣相位，能夠有效提高充氣效率，降低排氣損失，改善發(fā)動機動力性和經(jīng)濟性。