（中國(guó)第一汽車股份有限公司研發(fā)總院 吉林 長(zhǎng)春 130013）

引言

隨著油耗和排放法規(guī)的不斷升級(jí)，越來(lái)越多的汽油機(jī)應(yīng)用米勒循環(huán)加高壓縮比的技術(shù)方案，以提升熱效率及抑制爆震，同時(shí)降低部分負(fù)荷工況下的泵氣損失，從而提升整車燃油經(jīng)濟(jì)性。小排量增壓發(fā)動(dòng)機(jī)為保證其動(dòng)力性，增壓壓力較高，大負(fù)荷時(shí)的爆震傾向增大。相比傳統(tǒng)的奧拓循環(huán)，米勒循環(huán)通過(guò)進(jìn)氣門(mén)早關(guān)EIVC 或進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)LIVC，降低發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比從而維持膨脹比不變，在保證高幾何壓縮比的同時(shí)有效緩解爆震[1]。米勒循環(huán)降低了部分負(fù)荷的泵氣平均有效壓力，顯著降低了部分負(fù)荷工況時(shí)的油耗[2]。相比于LIVC，EIVC 在部分負(fù)荷工況下缸內(nèi)傳熱損失更低，機(jī)械效率更高，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗改善更明顯[3]。應(yīng)用弧形挺柱，可以允許凸輪型線設(shè)計(jì)存在負(fù)曲率并增大挺柱的滑移范圍，凸輪型線設(shè)計(jì)更自由，更加輕松設(shè)計(jì)出小包角大升程EIVC 米勒循環(huán)凸輪型線。本文將一臺(tái)1.0L TD 汽油機(jī)由奧拓循環(huán)改為EIVC 米勒循環(huán)，研究其對(duì)動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性的影響。

1 配氣機(jī)構(gòu)單閥系分析

1.1 氣門(mén)機(jī)構(gòu)參數(shù)

發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)機(jī)構(gòu)為雙頂置凸輪軸機(jī)構(gòu)，進(jìn)氣側(cè)為弧形機(jī)械挺柱見(jiàn)圖1，排氣側(cè)為平面機(jī)械挺柱。相比于平面機(jī)械挺柱，弧形機(jī)械挺柱與凸輪的接觸面是一個(gè)R50 mm 的弧面，凸輪有更大的滑移范圍?；⌒瓮χ试S凸輪型線有一定的負(fù)曲率，在進(jìn)行凸輪型線設(shè)計(jì)時(shí)可以選用分段函數(shù)式型線，型線設(shè)計(jì)更加自由。進(jìn)氣門(mén)機(jī)構(gòu)主要參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 弧形機(jī)械挺柱氣門(mén)機(jī)構(gòu)

表1 進(jìn)氣門(mén)機(jī)構(gòu)主要參數(shù)

1.2 單閥系氣門(mén)機(jī)構(gòu)模型建立

基于EXCITE Timing Drive，搭建弧形挺柱進(jìn)氣門(mén)單閥系模型，見(jiàn)圖2。該單閥系由凸輪軸、弧形挺柱、氣門(mén)桿、氣門(mén)座圈及氣門(mén)彈簧構(gòu)成。單閥系模型為單自由度模型，所有元件都只有氣門(mén)升程方向一個(gè)自由度。在油膜單元輸入50，描述弧形挺柱頂端曲率半徑R50 mm，進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)與動(dòng)力學(xué)計(jì)算。

圖2 弧形機(jī)械挺柱單閥系氣門(mén)機(jī)構(gòu)模型

1.3 進(jìn)氣凸輪型線設(shè)計(jì)

凸輪型線包含緩沖段和工作段2 部分。緩沖段可以補(bǔ)償氣門(mén)間隙以及預(yù)緊力和氣缸壓力造成的變形，減小氣門(mén)開(kāi)啟和落座時(shí)的沖擊，降低氣門(mén)機(jī)構(gòu)的振動(dòng)噪聲及磨損情況。一般機(jī)械挺柱的緩沖段選用矩形等加速度形式，緩沖段高度設(shè)為0.35 mm，緩沖段末段速度0.3 m/s。工作段選用分段函數(shù)ISAC，包括開(kāi)啟段與關(guān)閉段2 部分。根據(jù)配氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)要求，開(kāi)啟段正加速分為3 段函數(shù)，第一段函數(shù)選用直線類型加速度，加速度寬度1.5 末段加速度50，較小的加速度寬度使氣門(mén)迅速開(kāi)啟；第二段函數(shù)選用多項(xiàng)式函數(shù)，幅值12，階次4，末段加速度仍為50，4 階加速度函數(shù)為“平頭”形狀，最大加速度較小，可以減小配氣機(jī)構(gòu)沖擊；第三段函數(shù)為直線類型加速度，末段加速度為0。

開(kāi)啟段負(fù)加速度段函數(shù)也分為3 段，第一段為正弦曲線加速度函數(shù)；第二段為圓弧類型函數(shù)用于連接相鄰2 段函數(shù)，保證加速度曲線連續(xù)過(guò)渡；最后一段函數(shù)為正弦曲線函數(shù)，正弦函數(shù)sin 一次積分后為cos，2 次積分后又是sin，sin-sin 連接比較容易，適于桃尖連接[4]。關(guān)閉段加速度函數(shù)也分為6 段，與開(kāi)啟段函數(shù)設(shè)計(jì)方法類似，其中最后一段函數(shù)加速度寬度為5，較大的加速度寬度使氣門(mén)落座速度較小，實(shí)現(xiàn)平緩落座。分段函數(shù)設(shè)計(jì)見(jiàn)圖3。最終設(shè)計(jì)出一條168°CA 小包角，最大升程7.6 mm 的EIVC 米勒循環(huán)凸輪型線。

圖3 工作段函數(shù)分段設(shè)計(jì)

1.4 進(jìn)氣運(yùn)動(dòng)學(xué)結(jié)果分析

凸輪型線運(yùn)動(dòng)學(xué)分析主要考核凸挺接觸應(yīng)力、彈簧裕度、豐滿系數(shù)及凸輪最小負(fù)曲率幾項(xiàng)內(nèi)容，具體結(jié)果見(jiàn)表2，運(yùn)動(dòng)學(xué)計(jì)算結(jié)果均滿足評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)[4]。

表2 運(yùn)動(dòng)學(xué)評(píng)價(jià)結(jié)果

1.5 進(jìn)氣動(dòng)力學(xué)結(jié)果分析

在運(yùn)動(dòng)學(xué)分析通過(guò)后，需要進(jìn)行動(dòng)力學(xué)校核。基于多質(zhì)量模擬模型的方法，來(lái)進(jìn)行弧形挺柱氣門(mén)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)的模擬計(jì)算。在EXCITE Timing Drive 軟件中，每一配氣機(jī)構(gòu)的零件由一模塊代表，其中包含質(zhì)量、剛度、阻尼等特性參數(shù)，每一模塊又通過(guò)彈簧和阻尼單元與前一模塊相連。運(yùn)動(dòng)學(xué)計(jì)算中只考慮閥系總剛度，而動(dòng)力學(xué)計(jì)算中要考慮從動(dòng)件系統(tǒng)中各彈性構(gòu)件產(chǎn)生彈性變形，因此動(dòng)力學(xué)情況更復(fù)雜，考慮到閥系和彈簧的固有頻率，可能會(huì)發(fā)生顫振效應(yīng)，需要避免產(chǎn)生共振[4]。

動(dòng)力學(xué)主要考察凸輪與從動(dòng)件是否存在飛脫，飛脫產(chǎn)生的原因是彈簧力不足以控制從動(dòng)件的慣性力，一般發(fā)生在負(fù)加速度段。為防止發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)缸壓不足，要求在額定轉(zhuǎn)速內(nèi)不允許有飛脫，超速情況下允許有輕微飛脫。同時(shí)氣門(mén)落座力與落座速度也不宜過(guò)大，否則會(huì)出現(xiàn)座圈異常磨損。最大凸挺接觸應(yīng)力需在最大許用應(yīng)力范圍內(nèi)，接觸應(yīng)力過(guò)大會(huì)導(dǎo)致凸輪與挺柱異常磨損。動(dòng)力學(xué)具體結(jié)果見(jiàn)表3，計(jì)算結(jié)果均滿足評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)[4]。

表3 動(dòng)力學(xué)評(píng)價(jià)結(jié)果

額定轉(zhuǎn)速5 500 rpm 時(shí)凸挺接觸應(yīng)力結(jié)果見(jiàn)圖4，在凸輪工作段始終沒(méi)有應(yīng)力為0 的情況，沒(méi)有發(fā)生飛脫。

圖4 額定轉(zhuǎn)速5 500 rpm 動(dòng)力學(xué)氣門(mén)升程及接觸應(yīng)力

2 GT-POWER 性能計(jì)算

2.1 GT-POWER 模型搭建

GT-Power 是常用的發(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真軟件，可以計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)的性能指標(biāo)，如發(fā)動(dòng)機(jī)功率、轉(zhuǎn)矩、充氣效率等。

原機(jī)進(jìn)排氣均為平面直推機(jī)械挺柱氣門(mén)機(jī)構(gòu)，發(fā)動(dòng)機(jī)工作循環(huán)為奧拓循環(huán)。通過(guò)將進(jìn)氣平面機(jī)械挺柱改為弧形機(jī)械挺柱，應(yīng)用新設(shè)計(jì)的小包角凸輪型線，實(shí)現(xiàn)EIVC 米勒循環(huán)。發(fā)動(dòng)機(jī)排氣型線不變，通過(guò)改進(jìn)燃燒室結(jié)構(gòu)，增大幾何壓縮比。發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)見(jiàn)表4。

表4 原機(jī)與改進(jìn)后發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

基于原機(jī)參數(shù)建立GT-Power 如圖5 所示。

圖5 GT-Power 模型

根據(jù)原機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行校核，圖6 為仿真值與試驗(yàn)值的結(jié)果對(duì)比。仿真計(jì)算結(jié)果的外特性轉(zhuǎn)矩、進(jìn)氣量和比油耗與試驗(yàn)值相差在3%以內(nèi)，能夠達(dá)到較高的計(jì)算精度，模型滿足下一步改進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)的計(jì)算需求。

圖6 原機(jī)試驗(yàn)值與仿真值結(jié)果對(duì)比

2.2 GT-POWER 計(jì)算結(jié)果

基于校正后的GT-Power 模型對(duì)改進(jìn)后的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行仿真。采用更大的壓縮比12，更小的進(jìn)氣包角168°CA，實(shí)現(xiàn)EIVC 米勒循環(huán)以改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。由于進(jìn)氣氣門(mén)機(jī)構(gòu)采用了弧形挺柱，在包角較原機(jī)減小31°CA 的情況下，升程與原機(jī)相比只降低了0.4 mm，保證發(fā)動(dòng)機(jī)有足夠的進(jìn)氣量，減小外特性工況時(shí)的功率損失。

改進(jìn)前后進(jìn)氣型線對(duì)比如圖7 所示。

根據(jù)改進(jìn)后發(fā)動(dòng)機(jī)的參數(shù)進(jìn)行仿真計(jì)算，轉(zhuǎn)矩對(duì)比如圖8 所示，功率對(duì)比如圖9 所示。改進(jìn)后發(fā)動(dòng)機(jī)的最大轉(zhuǎn)矩與原機(jī)相同，可達(dá)170 N·m，對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)速1 500～4 500 r/min，低速轉(zhuǎn)矩水平基本與原機(jī)一致。改進(jìn)后發(fā)動(dòng)機(jī)的最大凈功率相比原機(jī)88 kW@5 500 r/min降低至80 kW@4 500～5 500 r/min，主要原因是壓縮比提高至12，最大功率受限于壓后溫度、爆震傾向等因素有所降低。

圖7 改進(jìn)前后進(jìn)氣型線對(duì)比

圖8 改進(jìn)前后轉(zhuǎn)矩對(duì)比

圖9 改進(jìn)前后功率對(duì)比

改進(jìn)后發(fā)動(dòng)機(jī)的最低比油耗和最高有效熱效率對(duì)比如圖10 所示。改進(jìn)后最低比油耗由原機(jī)的246 g/（kW·h）下降至232 g/（kW·h），有效熱效率由35.3%提升至37.5%。發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性顯著提升。

3 臺(tái)架性能、可靠性試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)對(duì)象

圖10 改進(jìn)前后熱效率對(duì)比

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)為一臺(tái)1.0L 增壓直噴三缸GDI 發(fā)動(dòng)機(jī)，原機(jī)進(jìn)氣側(cè)為平面挺柱，將其改進(jìn)為弧形挺柱，同時(shí)優(yōu)化了燃燒室結(jié)構(gòu)增大壓縮比，發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)見(jiàn)表4。在發(fā)動(dòng)機(jī)上連接燃燒分析儀和缸壓傳感器，燃料為92#汽油，見(jiàn)圖11。

圖11 發(fā)動(dòng)機(jī)性能試驗(yàn)臺(tái)架

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

在外特性工況下，測(cè)量改進(jìn)后發(fā)動(dòng)機(jī)的功率，轉(zhuǎn)矩與油耗，并與原機(jī)比較，見(jiàn)圖12、13、14，試驗(yàn)結(jié)果與GT-Power 仿真結(jié)果基本一致。

從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，由于壓縮比增大，與原機(jī)相比4 500 rpm 以上動(dòng)力性略有下降，但油耗降低明顯，加權(quán)NEDC 油耗較原機(jī)降低5%。

3.3 100 h 耐久試驗(yàn)

圖12 外特性轉(zhuǎn)矩比較

圖13 外特性功率比較

圖14 NEDC 降油耗效果

弧形挺柱由于側(cè)壁有導(dǎo)向，無(wú)法旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致氣門(mén)旋轉(zhuǎn)減弱，氣門(mén)導(dǎo)管可能會(huì)產(chǎn)生偏磨。凸輪軸與挺柱也有異常磨損的風(fēng)險(xiǎn)。為驗(yàn)證弧形挺柱的可靠性，對(duì)性能試驗(yàn)后的改進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了100 h 額定轉(zhuǎn)速5 500 rpm 全負(fù)荷耐久試驗(yàn)。

試驗(yàn)后的弧形挺柱、凸輪軸外觀見(jiàn)圖15、16，目視無(wú)異常磨損。

試驗(yàn)后的凸輪型線變化很小，通過(guò)塞尺測(cè)量凸挺間隙[5]，考察挺柱的磨損程度，結(jié)果見(jiàn)表5。

試驗(yàn)后某些凸挺間隙略微增大，但在可接受范圍內(nèi)。

測(cè)量氣門(mén)導(dǎo)管7 個(gè)截面的內(nèi)徑，考察氣門(mén)導(dǎo)管有無(wú)偏磨，結(jié)果見(jiàn)圖17。

圖15 100 h 試驗(yàn)后弧形挺柱

圖16 試驗(yàn)后進(jìn)氣凸輪軸

表5 試驗(yàn)前后進(jìn)氣凸挺間隙（從左至右一缸至三缸）mm

圖17 氣門(mén)導(dǎo)管內(nèi)徑測(cè)量

7 個(gè)截面導(dǎo)管內(nèi)徑取平均值，所有進(jìn)氣門(mén)側(cè)導(dǎo)管內(nèi)徑均在公差范圍內(nèi)，氣門(mén)導(dǎo)管磨損正常。

4 結(jié)論

綜合前文所述，基于EXCITE Timing Drive 搭建弧形挺柱單閥系模型，設(shè)計(jì)小包角大升程的EIVC 米勒循環(huán)凸輪型線。通過(guò)GT-power 對(duì)米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行性能計(jì)算，最低比油耗由原機(jī)的246g/（kW·h）下降至232g/（kW·h），有效熱效率由35.3%提升至37.5%。在一臺(tái)1.0L 增壓直噴三缸GDI 發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行性能試驗(yàn)，動(dòng)力性與原機(jī)基本相當(dāng)?shù)那闆r下，實(shí)現(xiàn)NEDC 降油耗5%。最后發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)進(jìn)行100h 全速全負(fù)荷耐久試驗(yàn)，氣門(mén)機(jī)構(gòu)磨損正常，滿足可靠性要求。