張晉群，李小霞，謝宗法，常英杰，韓 康，張 坤

(1.山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，濟(jì)南 250061；2.山東大學(xué) 高效潔凈機(jī)械制造教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室，濟(jì)南 250061；3.龍口中宇熱管理系統(tǒng)科技有限公司，煙臺 265700)

0 概述

隨著油耗標(biāo)準(zhǔn)和排放法規(guī)的日益嚴(yán)苛，發(fā)展高效、節(jié)能、清潔的汽車動力成為迫切需求[1-2]。特別是近年來實(shí)行的國六排放標(biāo)準(zhǔn)對重型車用柴油機(jī)排放提出了更高要求，機(jī)內(nèi)凈化技術(shù)及排放后處理技術(shù)得到廣泛應(yīng)用。米勒循環(huán)因其在提高發(fā)動機(jī)熱效率、減少污染物生成[3]等方面具備的潛力成為研究重點(diǎn)。作為米勒循環(huán)的實(shí)現(xiàn)方式之一，全可變氣門技術(shù)能夠改變氣門升程、配氣相位和持續(xù)期，以達(dá)到發(fā)動機(jī)不同工況下理想的配氣效果，從而靈活調(diào)整有效壓縮比，提高內(nèi)燃機(jī)動力性，改善排放性能和燃油經(jīng)濟(jì)性[4]。選擇性催化還原(selective catalytic reduction, SCR)系統(tǒng)入口溫度高低直接影響NOx等污染物的催化轉(zhuǎn)化效率[5]，可變氣門技術(shù)因具有隨工況匹配最佳進(jìn)氣量的能力逐漸被用來改善發(fā)動機(jī)的排氣熱管理性能[6]。

目前，全可變氣門技術(shù)的實(shí)現(xiàn)途徑大致可分為兩種[7]：(1)凸輪驅(qū)動方式，以德國寶馬公司的Valvetronic系統(tǒng)[8]和韓國現(xiàn)代汽車的連續(xù)可變氣門升程技術(shù)[9-10]為代表的機(jī)械控制機(jī)構(gòu)通過調(diào)節(jié)中間傳動零件實(shí)現(xiàn)氣門連續(xù)可變功能，但存在著結(jié)構(gòu)復(fù)雜、整機(jī)高度增加較大的問題；以菲亞特的Multiair[11]和山東大學(xué)的全可變液壓氣門系統(tǒng)(fully hydraulic variable valve system，F(xiàn)HVVS)[12]為代表的凸輪驅(qū)動、機(jī)械液壓復(fù)合傳動機(jī)構(gòu)，前者通過高頻電磁閥控制高、低壓系統(tǒng)通斷實(shí)現(xiàn)氣門升程連續(xù)變化，但其響應(yīng)速度和穩(wěn)定性等較傳統(tǒng)配氣機(jī)構(gòu)有所下降[13]，后者使用機(jī)械式泄油閥代替高頻電磁閥實(shí)現(xiàn)氣門可變，但僅能布置于凸輪軸上置式發(fā)動機(jī)上。(2)無凸輪驅(qū)動方式，這種方式對比基于凸輪驅(qū)動的方式更加靈活多變[9]，能夠匹配更多的運(yùn)行工況，但存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜、氣門動力學(xué)特性差和使用成本較高的缺點(diǎn)，同時在響應(yīng)速度、可靠性和耐久性等方面需要有進(jìn)一步改善[14-15]。

本文中介紹了一種自主研發(fā)設(shè)計(jì)的基于凸輪驅(qū)動的FHVVS，適用上置式和下置式凸輪軸布置形式，傳動結(jié)構(gòu)簡單，匹配適應(yīng)性好且對缸蓋改動小。通過搭建AMESim仿真計(jì)算模型，優(yōu)選出柱塞控油裝置最佳節(jié)流方案，同時在搭載FHVVS的倒拖試驗(yàn)臺架上進(jìn)行氣門運(yùn)動規(guī)律研究，驗(yàn)證了FHVVS可實(shí)現(xiàn)氣門最大升程、開啟持續(xù)期和配氣相位連續(xù)變化的功能，分析了氣門機(jī)構(gòu)動力學(xué)性能及工作穩(wěn)定性問題。該系統(tǒng)能夠匹配柴油機(jī)使用，通過改變氣門最大升程、開啟持續(xù)期和配氣相位配合發(fā)動機(jī)實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)及排氣熱管理，對改善柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性和排放性有重要意義。

1 全可變液壓氣門系統(tǒng)建模與試驗(yàn)

1.1 FHVVS的結(jié)構(gòu)與工作原理

圖1示出FHVVS在凸輪軸下置式柴油機(jī)上布置的結(jié)構(gòu)簡圖，該系統(tǒng)主要由氣門驅(qū)動機(jī)構(gòu)和柱塞控油裝置組成。氣門驅(qū)動機(jī)構(gòu)包括進(jìn)氣凸輪、挺柱推桿、柱塞、液壓活塞及氣門組件等。當(dāng)進(jìn)氣凸輪處于上升段時，柱塞上行使柱塞腔和高壓油道內(nèi)的機(jī)油壓力增高并流向液壓活塞腔，使液壓活塞克服氣門彈簧力開啟氣門；當(dāng)凸輪處于下降段時，在氣門彈簧力的作用下，柱塞隨凸輪回落，高壓油腔油液壓力下降，氣門升程逐漸降低；當(dāng)氣門升程降至低于 2 mm 升程后，在液壓活塞內(nèi)設(shè)置的落座緩沖裝置發(fā)揮作用，使液壓活塞腔與高壓油道之間的有效流通面積減小，通過節(jié)流的方式增大液壓活塞運(yùn)動阻力，降低氣門落座速度，保證其平穩(wěn)落座。

圖1 全可變液壓氣門系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖

柱塞控油裝置是可變氣門的控制機(jī)構(gòu)，結(jié)構(gòu)如圖2所示，由柱塞套、柱塞、調(diào)節(jié)齒輪和柱塞彈簧等組成。其中，調(diào)節(jié)齒輪與柱塞在圓周方向固定連接，并通過齒條帶動調(diào)節(jié)齒輪使柱塞做周向轉(zhuǎn)動；柱塞彈簧確保凸輪和柱塞在運(yùn)動過程中始終壓緊不發(fā)生飛脫；柱塞套上設(shè)置有徑向泄油孔，柱塞外圓面上設(shè)置有軸向直槽和周向環(huán)槽。工作時，柱塞在柱塞套內(nèi)既可以通過進(jìn)氣凸輪驅(qū)動做上下往復(fù)直線運(yùn)動，也可以在調(diào)節(jié)齒輪的作用下做周向轉(zhuǎn)動以改變徑向泄油孔與周向環(huán)槽的相對位置。柱塞周向環(huán)槽與柱塞套泄油孔相互配合，可以控制柱塞腔內(nèi)的液壓油的泄油量，從而改變氣門的升程和配氣相位實(shí)現(xiàn)對氣門運(yùn)動的控制。此時，液壓油從柱塞腔內(nèi)依次通過軸向直槽、周向環(huán)槽和徑向泄油孔流入低壓腔，低壓腔與發(fā)動機(jī)潤滑系統(tǒng)相連通。

圖2 柱塞控油裝置結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 AMESim仿真模型

FHVVS是一個由凸輪驅(qū)動的機(jī)械-液壓復(fù)合傳動的復(fù)雜系統(tǒng)。為了對其可變性能和動力學(xué)性能有更好的驗(yàn)證，減少樣件加工及試驗(yàn)的資金投入和時間花費(fèi)，使用能同時滿足機(jī)械、液壓、信號控制三者耦合計(jì)算的AMESim軟件進(jìn)行仿真建模，實(shí)現(xiàn)對關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸的參數(shù)優(yōu)化。根據(jù)文獻(xiàn)[12]中的仿真建模理論，建立如圖3所示的仿真模型，該模型包括凸輪驅(qū)動、液壓管路傳動、氣門運(yùn)動組件及信號控制4個子系統(tǒng)。

圖3 FHVVS仿真模型示意圖

模型中凸輪驅(qū)動子系統(tǒng)按照設(shè)定的轉(zhuǎn)速及型線推動柱塞質(zhì)量模塊運(yùn)動，并實(shí)時監(jiān)測凸輪轉(zhuǎn)角信號及柱塞升程信號作為控制柱塞泄油面積的輸入信號。液壓管路傳動子系統(tǒng)的功能是將柱塞上行過程中產(chǎn)生的高壓傳遞到液壓活塞上，并接收來自控制系統(tǒng)的輸出信號對關(guān)鍵元件工作參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，另外其中的單向閥、蓄能器等元件使機(jī)構(gòu)高、低壓系統(tǒng)在氣門動作準(zhǔn)備階段維持穩(wěn)定的工作條件。氣門運(yùn)動組件子系統(tǒng)主要由氣門質(zhì)量塊、氣門彈簧和位移傳感器組成，用于模擬氣門運(yùn)動。以傳感器測量的升程作為輸入信號控制液壓活塞與高壓油道間有效流通面積。

信號控制子系統(tǒng)由三種類型的插值表組成，包括柱塞控油裝置決定的泄油節(jié)流面積(插值表1)和液壓活塞決定的氣門開啟階段油液流入面積(插值表2)、氣門關(guān)閉階段油液流出面積(插值表3)。按照零件尺寸計(jì)算出的插值表可以根據(jù)模型中轉(zhuǎn)角和氣門升程信號輸出對應(yīng)的流通面積值，作為模擬計(jì)算過程中的必要參數(shù)。圖4為氣門開啟階段和關(guān)閉階段液壓活塞的有效流通面積(插值表2和插值表3)。由圖4可以看出在2 mm以下升程時，由于設(shè)置有氣門落座緩沖裝置，關(guān)閉階段流通面積明顯低于開啟階段。

1.3 氣門升程試驗(yàn)測量

為了驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，同時探究試制樣件在實(shí)際運(yùn)行中的性能表現(xiàn)，確保發(fā)動機(jī)臺架性能試驗(yàn)的可行性，搭建配氣機(jī)構(gòu)倒拖臺架進(jìn)行氣門運(yùn)動規(guī)律測量。圖5為倒拖臺架基本組成及相關(guān)測試設(shè)備連接示意圖，主要包括柴油機(jī)機(jī)體、FHVVS機(jī)構(gòu)、潤滑油供給系統(tǒng)、電機(jī)驅(qū)動系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

圖5 倒拖試驗(yàn)臺架結(jié)構(gòu)示意圖

柴油機(jī)機(jī)體作為臺架的裝配基體，能夠盡可能還原樣機(jī)凸輪軸下置式配氣系統(tǒng)的工作過程。FHVVS機(jī)構(gòu)代替原機(jī)配氣機(jī)構(gòu)安裝于氣缸蓋上，控制進(jìn)氣門開啟和關(guān)閉。潤滑油供給系統(tǒng)由電動機(jī)油泵和濾清器等組成，為FHVVS提供0～0.5 MPa的潤滑油，并潤滑發(fā)動機(jī)運(yùn)動零部件。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由激光位移傳感器、磁電傳感器、上止點(diǎn)信號傳感器和采集卡組成，分別對氣門升程信號、曲軸轉(zhuǎn)角信號、上止點(diǎn)信號等數(shù)據(jù)進(jìn)行采集和處理，獲得FHVVS氣門運(yùn)動規(guī)律。

在圖5所示的倒拖試驗(yàn)臺架中，為了便于把激光位移傳感器安裝在氣缸套內(nèi)，斷開曲軸正時齒輪與曲軸的固定連接使發(fā)動機(jī)活塞固定在下止點(diǎn)位置。電機(jī)驅(qū)動系統(tǒng)的倒拖電機(jī)直接驅(qū)動曲軸正時齒輪并帶動凸輪軸旋轉(zhuǎn)，保證氣門機(jī)構(gòu)及其FHVVS正常運(yùn)行。試驗(yàn)過程中，通過變頻器調(diào)節(jié)倒拖電機(jī)轉(zhuǎn)速模擬發(fā)動機(jī)不同轉(zhuǎn)速的運(yùn)行狀況。表1為試驗(yàn)過程中使用到的主要儀器設(shè)備。

表1 試驗(yàn)使用的主要儀器設(shè)備

2 結(jié)果與分析

2.1 仿真模型的驗(yàn)證

圖6(a)為柱塞控油裝置調(diào)節(jié)示意圖，柱塞從初始0°位置逆時針轉(zhuǎn)過的角度稱為泄油轉(zhuǎn)角，記為α，即相當(dāng)于柱塞套反向旋轉(zhuǎn)角度，其中0°位置為徑向泄油孔剛好不與柱塞環(huán)槽接通時的初始位置。圖 6(b)為不同泄油轉(zhuǎn)角時凸輪從動件(柱塞)位移與柱塞控油裝置的泄油節(jié)流面積對應(yīng)關(guān)系，具有以下特點(diǎn)：(1)隨著凸輪從動件位移不斷增加，泄油節(jié)流面積由0逐漸增大，當(dāng)凸輪從動件位移達(dá)到一定升程(圖中約為2.5 mm)時泄油節(jié)流面積不再增加，形成穩(wěn)定的節(jié)流面積。(2)當(dāng)泄油轉(zhuǎn)角在0°～60°范圍內(nèi)時，由于環(huán)槽深度較小，此時無論徑向泄油孔與柱塞環(huán)槽之間是部分接通還是完全接通，節(jié)流面積均受到環(huán)槽深度的限制，最終穩(wěn)定節(jié)流面積由泄油轉(zhuǎn)角對應(yīng)的環(huán)槽深度決定；當(dāng)泄油轉(zhuǎn)角超過60°時，環(huán)槽形成的節(jié)流面積已經(jīng)大于徑向泄油孔面積，此時最終穩(wěn)定節(jié)流面積為徑向泄油孔面積。

圖6 柱塞控油裝置的泄油節(jié)流面積

圖7為1 200 r/min時實(shí)測氣門升程和仿真氣門升程結(jié)果對比?？梢钥闯?，實(shí)測氣門升程曲線與仿真計(jì)算得到的氣門升程曲線形狀和趨勢吻合良好，驗(yàn)證了仿真計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，因此可以通過搭建的仿真計(jì)算模型對全可變液壓氣門系統(tǒng)的運(yùn)行性能進(jìn)行預(yù)測和分析。

圖7 轉(zhuǎn)速1 200 r/min時實(shí)測與仿真升程對比

2.2 柱塞泄油節(jié)流面積參數(shù)優(yōu)化

柱塞控油裝置是實(shí)現(xiàn)氣門升程可變和相位可變的核心零件，其泄油節(jié)流面積的變化方式直接影響氣門運(yùn)動規(guī)律。為了獲得最佳的控制效果，使用驗(yàn)證后的仿真模型對柱塞節(jié)流面積參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。根據(jù)柱塞的運(yùn)動特點(diǎn)，設(shè)置如圖8所示的三種柱塞泄油節(jié)流方案，探索各種方案對氣門運(yùn)動規(guī)律的影響。其中，方案一的特點(diǎn)是凸輪從動件從小升程開始節(jié)流且節(jié)流面積變化較大，方案二的特點(diǎn)為凸輪從動件從較大升程開始節(jié)流且節(jié)流面積變化較大，方案三的特點(diǎn)為全程節(jié)流且節(jié)流面積保持均勻。

圖8 三種方案的泄油節(jié)流面積

針對三種泄油方案，對全可變液壓氣門系統(tǒng)在標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min時的氣門運(yùn)動規(guī)律進(jìn)行模擬仿真計(jì)算，獲得如圖9所示的氣門升程和加速度曲線?？梢钥闯觯悍桨敢缓头桨付臍忾T升程曲線發(fā)生不同程度的扭曲變形，且加速度曲線波動較大；方案三的氣門升程曲線最為平滑，其加速度曲線波動最小。方案一在小升程時即開始節(jié)流，導(dǎo)致氣門的初始正加速度值減小，但隨著凸輪從動件位移增大，泄油面積達(dá)到最大，且與負(fù)加速度相互疊加，形成最低負(fù)加速度值(加速度絕對值最大)，使加速度曲線出現(xiàn)劇烈波動；方案二小升程時不泄油，此時氣門完全按照凸輪理論型線運(yùn)動，氣門開啟階段正加速度達(dá)到最大，在負(fù)加速度段時泄油節(jié)流面積較大導(dǎo)致加速度波動增大；方案三在小升程時即開始節(jié)流，氣門的初始正加速度值也相應(yīng)減小，并在整個運(yùn)動過程中節(jié)流量較小且均勻，使得正、負(fù)加速度過渡平順，加速度波動小。綜合比較以上三種泄油節(jié)流方案，全程節(jié)流且節(jié)流面積保持均勻的方案三為最理想的設(shè)計(jì)方案。

圖9 三種節(jié)流方案的氣門升程和加速度曲線

2.3 氣門運(yùn)動規(guī)律分析

采用理想的柱塞泄油節(jié)流面積設(shè)計(jì)方案，對柱塞控油裝置進(jìn)行樣件加工及安裝調(diào)試。在圖5所示的試驗(yàn)臺上測量了不同轉(zhuǎn)速、不同泄油轉(zhuǎn)角時的氣門升程。圖10示出轉(zhuǎn)速為600 r/min和1 900 r/min時的氣門升程曲線?？梢钥闯?，在同一轉(zhuǎn)速下隨著泄油轉(zhuǎn)角逐漸增大，氣門開啟最大升程逐漸減小，氣門開啟時刻有所推遲，氣門關(guān)閉時刻顯著提前，達(dá)到了全可變液壓氣門系統(tǒng)升程連續(xù)可變、相位連續(xù)可變的目的。

圖10 不同轉(zhuǎn)速和泄油轉(zhuǎn)角下的氣門升程曲線

比較不同轉(zhuǎn)速時的氣門升程曲線可以發(fā)現(xiàn)，在同一泄油轉(zhuǎn)角下，高轉(zhuǎn)速時的氣門升程大，而低轉(zhuǎn)速時的氣門升程小。這是因?yàn)樾褂徒油ǔ掷m(xù)期用曲軸轉(zhuǎn)角表示時是相同的，而不同轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)過相同曲軸轉(zhuǎn)角的絕對時間不同，轉(zhuǎn)速越高，時間越短，泄油量也相應(yīng)減少，導(dǎo)致高轉(zhuǎn)速時氣門升程比低轉(zhuǎn)速時大。同時發(fā)現(xiàn)隨著泄油轉(zhuǎn)角的增大，這種氣門升程的差距呈現(xiàn)出更加明顯的差異。

圖11(a)為轉(zhuǎn)速1 200 r/min、泄油轉(zhuǎn)角為25°時實(shí)測多循環(huán)氣門升程瀑布圖，可以看出多個循環(huán)的氣門升程曲線基本保持一致。進(jìn)一步分析獲得如圖11(b)所示的多循環(huán)進(jìn)氣門開啟角面值分布圖，其中角面值的多循環(huán)算數(shù)平均值為744.5 cm2·(°)，標(biāo)準(zhǔn)差為0.57 cm2·(°)，循環(huán)波動率為0.08%；圖中多循環(huán)最大角面值為745.7 cm2·(°)，最小角面值為743.2 cm2·(°)，與算數(shù)平均值的最大相對差值僅為0.18%。由此可以看出多循環(huán)工作過程中氣門升程波動較小，表明FHVVS的氣門工作過程平順穩(wěn)定，能夠滿足發(fā)動機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時對循環(huán)穩(wěn)定性的要求。

圖11 多循環(huán)氣門升程瀑布圖及角面值分布圖

2.4 氣門動力學(xué)性能分析

2.4.1 液壓壓力波動規(guī)律分析

FHVVS采用機(jī)械-液壓復(fù)合傳動方式，液壓油在工作過程中作為傳動介質(zhì)發(fā)揮重要作用，而液壓油的可壓縮性導(dǎo)致系統(tǒng)內(nèi)部產(chǎn)生壓力波動，為此使用仿真模型對FHVVS的液壓壓力波動和氣門動力學(xué)性能進(jìn)行研究。在全可變液壓氣門系統(tǒng)的正常運(yùn)行過程中，當(dāng)量質(zhì)量為M的液壓活塞和氣門運(yùn)動組件主要受氣門彈簧力、液壓活塞腔壓力和阻尼力的作用，根據(jù)牛頓第二定律，氣門運(yùn)動規(guī)律應(yīng)滿足式(1)所示微分方程。

(1)

式中，H為氣門升程;t為時間；ph為液壓活塞腔壓力;S為液壓活塞的橫截面積；K為氣門彈簧剛度；F0為氣門彈簧預(yù)緊力；c為氣門運(yùn)動的阻尼系數(shù)。由于當(dāng)量質(zhì)量M、氣門彈簧預(yù)緊力F0和彈簧剛度K為定值，阻尼力相對較小，因此氣門加速度的波動主要取決于活塞腔壓力ph的變化。

圖12為轉(zhuǎn)速1 600 r/min，泄油轉(zhuǎn)角為20°時的活塞腔壓力ph、柱塞腔壓力pz和氣門加速度J曲線。可以看出:在氣門開啟階段，挺柱腔與活塞腔壓力以相同的規(guī)律呈現(xiàn)出周期性波動，且氣門加速度與活塞腔壓力波動趨勢基本一致，壓力波動的峰值與加速度峰值相對應(yīng)；氣門回落階段，受氣門彈簧力作用，高壓系統(tǒng)持續(xù)向低壓系統(tǒng)泄油；當(dāng)氣門回落到一定升程時，落座緩沖裝置發(fā)揮作用，使柱塞腔與活塞腔之間產(chǎn)生節(jié)流作用，柱塞腔壓力迅速降低，而活塞腔壓力急劇升高，產(chǎn)生阻礙氣門快速回落的正加速度，使氣門回落速度降低，實(shí)現(xiàn)平穩(wěn)落座。

圖12 液壓壓力波動與氣門加速度曲線

圖13為轉(zhuǎn)速1 600 r/min時不同泄油轉(zhuǎn)角下柱塞腔和活塞腔壓力的波動情況?？梢钥闯觯S著泄油轉(zhuǎn)角的增大，柱塞腔和活塞腔的壓力波動幅值減小，壓力波動的頻率基本保持不變。液壓系統(tǒng)泄油量Δq與柱塞腔與低壓系統(tǒng)間的壓差Δp之間的關(guān)系如式(2)所示。

圖13 轉(zhuǎn)速1 600 r/min時不同泄油轉(zhuǎn)角柱塞腔和活塞腔壓力

(2)

Δp=pz-p0

(3)

式中，A為有效流通面積；p0為低壓系統(tǒng)壓力(定值)；ρ為液壓流體密度。在FHVVS正常運(yùn)行時，若有效流通面積為一定值，當(dāng)柱塞腔瞬時壓力pz升高時，Δp增大，泄油量也隨之增多，對液壓波動的波峰有相應(yīng)的削弱作用；當(dāng)柱塞腔瞬時壓力pz降低時，Δp減小，泄油量也隨之減少，對液壓波動的波谷有相應(yīng)的填補(bǔ)作用。即柱塞控油裝置的泄油作用對液壓波動起到“削峰填谷”的效果。隨著泄油轉(zhuǎn)角的增大，有效節(jié)流面積也相應(yīng)變大，這種“削峰填谷”的作用更為明顯，使得液壓波動的幅值隨之減小。

2.4.2 轉(zhuǎn)速對液壓波動的影響

圖14為泄油轉(zhuǎn)角為5°，轉(zhuǎn)速分別為600 r/min、1 600 r/min和1 900 r/min時的液壓壓力曲線?？梢钥闯?，同一泄油轉(zhuǎn)角下，隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，柱塞腔及活塞腔內(nèi)的液壓壓力均呈現(xiàn)更加劇烈波動趨勢，波動幅值隨轉(zhuǎn)速增大而迅速增加，以曲軸轉(zhuǎn)角計(jì)量的波動周期也相應(yīng)增大，但以絕對時間計(jì)量的波動周期仍保持不變。從圖14中還可以看出，即使在標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min時高壓系統(tǒng)內(nèi)的最低壓力波谷值仍高于低壓系統(tǒng)的壓力(0.5 MPa)，從而防止FHVVS在高轉(zhuǎn)速運(yùn)行時，低壓系統(tǒng)內(nèi)部液壓油向高壓系統(tǒng)內(nèi)部流動的異?，F(xiàn)象發(fā)生。

圖14 不同轉(zhuǎn)速時柱塞腔和活塞腔壓力波動

為了進(jìn)一步研究高轉(zhuǎn)速時的氣門動力學(xué)性能，選取標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min，泄油轉(zhuǎn)角為0°、20°、35°時的氣門運(yùn)動加速度曲線進(jìn)行分析,參見圖15。圖中氣門理論允許最大負(fù)加速度值J0主要由氣門彈簧力和低壓系統(tǒng)液壓壓力決定，根據(jù)牛頓第二定律，其計(jì)算公式為：

圖15 轉(zhuǎn)速1 900 r/min時不同泄油轉(zhuǎn)角下的加速度曲線

(4)

對比式(1)和式(4)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)氣門運(yùn)動的負(fù)加速度值低于上述氣門理論允許最大負(fù)加速度值時，將會使FHVVS的柱塞腔壓力pz低于低壓系統(tǒng)壓力p0，從而導(dǎo)致低壓系統(tǒng)內(nèi)部液壓油向高壓系統(tǒng)內(nèi)部流動的異?，F(xiàn)象發(fā)生，是不被允許的。從圖15中可以看出，各泄油轉(zhuǎn)角下的氣門加速度值均遠(yuǎn)離J0，因此FHVVS能夠滿足發(fā)動機(jī)高速運(yùn)動的需求，具有良好的氣門動力學(xué)性能。

3 結(jié)論

(1)依據(jù)仿真計(jì)算獲得的最優(yōu)方案研制了基于凸輪驅(qū)動的全可變液壓氣門系統(tǒng)，倒拖試驗(yàn)結(jié)果表明：該FHVVS能夠?qū)崿F(xiàn)氣門的最大升程、開啟持續(xù)期和配氣相位在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)無級連續(xù)可變，多循環(huán)氣門開啟角面值的循環(huán)波動率僅為0.08%，具有良好的循環(huán)穩(wěn)定性。

(2)FHVVS的液壓系統(tǒng)存在周期性波動，在泄油轉(zhuǎn)角一定時，隨著轉(zhuǎn)速的增大，液壓波動的幅值明顯增大；在轉(zhuǎn)速一定時，隨著泄油轉(zhuǎn)角的增大，有效節(jié)流面積也相應(yīng)變大，液壓波動的幅值相應(yīng)減小，即柱塞控油裝置的節(jié)流作用對FHVVS的液壓壓力波動具有“削峰填谷”的效果。

(3)FHVVS的氣門加速度曲線與液壓系統(tǒng)的壓力波動具有相同的變化趨勢，研制的FHVVS在標(biāo)定轉(zhuǎn)速1 900 r/min、不同泄油轉(zhuǎn)角下的氣門加速度值均高于理論允許最大負(fù)加速度值，具有良好的高速動力學(xué)性能。