許恩永，陳諭潼，唐競*，楊銳，王庚

1.東風柳州汽車有限公司，廣西 柳州 545005；2.廣西大學 機械工程學院，廣西 南寧 530004

0 引言

隨著汽車保有量的快速增長，能源消耗和環(huán)境污染越來越得到關注[1]，提高發(fā)動機性能是解決能源和環(huán)境問題的重要途徑。文獻[2-4]的研究表明，米勒循環(huán)能在一定程度上改善發(fā)動機性能。Patel等[5-7]對無節(jié)氣門直噴汽油機采用進氣門早關(early intake valve closing, EIVC)和進氣門晚關(late intake valve closing, LIVC)2種控制方式進行對比研究，發(fā)現(xiàn)2種控制方式的指示熱效率均提高約6%。鄭斌等[8-10]對一臺2.0 L汽油機在部分負荷工況下采用米勒循環(huán)進行數(shù)值模擬，結果表明EIVC和LIVC控制策略均能降低發(fā)動機的泵氣損失和缸內(nèi)傳熱損失。本文中通過改變汽油機的凸輪型線，研究EIVC和LIVC 2種配氣機構控制策略下米勒循環(huán)[11-12]的動力學特性；基于AVL-EXCITE Timing Drive軟件對沒有采用米勒循環(huán)的原汽油機(以下簡稱原機)配氣機構和米勒循環(huán)配氣機構進行動力學分析對比，研究配氣機構應用米勒循環(huán)的優(yōu)勢。

1 配氣機構動力學模型

在一臺排量為1.49 L的雙頂置凸輪軸四缸四氣門汽油機上應用米勒循環(huán)，基于AVL-EXCITE Timing Drive軟件建立動力學模型，研究轉速為4000 r/min時不同EIVC和LIVC控制策略下的發(fā)動機動力學性能。

1.1 模型建立

配氣機構的單閥系動力學模型如圖1所示，主要結構包括進氣凸輪軸、排氣凸輪軸、平面挺柱、氣閥桿、氣閥面、氣門彈簧等，模型中加入旋轉激勵模擬凸輪軸轉動。

圖1 單閥系動力學模型

1.2 參數(shù)設置

運用UG NX軟件分別對各零部件進行建模，并在ANSYS中進行有限元剛度分析。配氣機構各零部件的主要參數(shù)如表1所示。

表1 配氣機構主要參數(shù)

連接各單元并輸入相關參數(shù)，構建汽油機應用米勒循環(huán)的動力學模型；進行仿真運行，檢查模型是否運行平穩(wěn)；調(diào)整相關參數(shù)，使模型滿足使用要求。動力學模型需要考慮氣閥桿、氣閥面等重要零部件的剛度。

2 進氣門控制策略及米勒循環(huán)配氣機構動力學分析對比

本文中主要對原機和EIVC、LIVC控制策略的米勒循環(huán)配氣機構進氣門進行動力學分析。通過改變進氣凸輪型線，調(diào)整配氣相位，實現(xiàn)米勒循環(huán)EIVC和LIVC不同控制策略。以原機進氣門關閉時對應的曲軸轉角作為基準相位，3種EIVC策略進氣門早關角距基準相位的曲軸轉角分別為12°、24°、36°，記為E12、E24、E36；3種LIVC策略進氣門晚關角距基準相位的曲軸轉角分別為12°、24°、36°，記為L12、L24、L36。

2.1 進氣門升程、速度、加速度

原機和不同進氣門控制策略的進氣門升程曲線如圖2所示。

圖2 原機和不同進氣門控制策略的進氣門升程曲線

由圖2可知：原機和米勒循環(huán)不同進氣門控制策略的氣門升程光滑、無突變，說明氣門均無反跳現(xiàn)象，原機和米勒循環(huán)不同進氣門控制策略的發(fā)動機配氣機構穩(wěn)定性較好。

原機和不同進氣門控制策略的進氣門速度曲線如圖3所示。

由圖3可知：EIVC和LIVC配氣機構的進氣門速度均小于原機，且進氣門最大落座速度均小于汽油機最大落座速度推薦值1 m/s；EIVC控制策略中，進氣門早關角越大，進氣門的最大落座速度越??；LIVC控制策略中，進氣門晚關角越大，進氣門的最大落座速度越小。

a)原機和EIVC策略 b)原機和LIVC策略

綜上所述，米勒循環(huán)配氣機構進氣門落座速度比原機小，進氣門落座更平穩(wěn)，滿足氣門穩(wěn)定運行的要求，說明米勒循環(huán)配氣機構可一定程度降低進氣門落座速度，減小因為氣門落座而產(chǎn)生的沖擊和磨損。

原機和不同進氣門控制策略的進氣門加速度曲線如圖4所示。

a)原機和EIVC策略 b)原機和LIVC策略

由圖4可知：LIVC控制策略進氣門加速度峰值小于原機，但EIVC控制策略進氣門加速度峰值略大于原機；受凸輪軸扭曲變形的影響，原機及米勒循環(huán)配氣機構在氣門開啟階段加速度均存在波動，進氣門早關角越大，進氣門加速度的波動幅度越大，進氣門晚關角越大，進氣門加速度波動幅度越小。

綜上所述，從受凸輪軸扭曲影響方面考慮，LIVC控制策略優(yōu)于原機，原機優(yōu)于EIVC控制策略。

2.2 凸輪與挺柱接觸應力

原機和不同進氣門控制策略配氣機構凸輪與挺柱的接觸力曲線如圖5所示。

由圖5可知：原機和不同進氣門控制策略配氣機構工作段的接觸力均大于0，表明凸輪和挺柱在工作段始終保持接觸，無飛脫現(xiàn)象。

a)原機和EIVC策略 b)原機和LIVC策略

原機和不同進氣門控制策略的配氣機構凸輪與挺柱間接觸應力曲線如圖6所示。

a)原機和EIVC策略 b)原機和LIVC策略

由圖6可知：EIVC控制策略中，進氣門早關角越大，凸輪與挺柱的接觸應力越大，越接近許用限值；在LIVC控制策略中，進氣門晚關角越大，接觸應力越小。

綜上所述，原機和米勒循環(huán)配氣機構的凸輪不存在飛脫現(xiàn)象，EIVC控制策略的米勒循環(huán)配氣機構凸輪與挺柱間接觸應力隨進氣門早關角增大而增大，進氣門早關角大，應力增大，影響凸輪和挺柱的使用壽命；而LIVC控制策略的米勒循環(huán)配氣機構凸輪與挺柱間接觸應力隨進氣門晚關角增大而減小，從配氣機構凸輪與挺柱接觸應力方面考慮，LIVC控制策略優(yōu)于EIVC控制策略。

2.3 氣門落座力

原機和不同進氣門控制策略的進氣門落座力曲線如圖7所示。

a)原機和EIVC策略 b)原機和LIVC策略

由圖7可知：米勒循環(huán)配氣機構的最大氣門落座力比原機小，均小于最大許用力2 884.8 N(即6倍的彈簧預緊力，本文中的彈簧預緊力為480.8 N)；氣門落座力曲線與氣門落座速度曲線相契合，驗證了氣門落座速度曲線結論的正確性；在EIVC控制策略中，進氣門早關角越大，氣門的最大落座力越小；在LIVC控制策略中，進氣門晚關角越大，氣門的最大落座力越小，米勒循環(huán)配氣機構的最大氣門落座力可以滿足磨去堆積在氣門和氣門座上的積碳等其他沉積物的要求。

綜上所述，米勒循環(huán)配氣機構的氣門落座力處于理想范圍，米勒循環(huán)配氣機構的氣門最大落座力小于原機，氣門落座引起的沖擊、磨損和噪聲比原機小，能夠在一定程度上延長配氣機構的使用壽命。

2.4 氣門彈簧特性

氣門彈簧工作狀態(tài)是否良好，主要考察非工作段是否出現(xiàn)非正常彈簧力，原機和不同進氣門控制策略氣門彈簧質(zhì)點的升程曲線如圖8所示。

a)原機和EIVC策略 b)原機和LIVC策略

由圖8可知，米勒循環(huán)配氣機構在非工作段的彈簧質(zhì)點升程波動比原機大。

原機和不同進氣門控制策略的氣門彈簧力曲線如圖9所示。

a)原機和EIVC策略 b)原機和LIVC策略

由圖9可知：米勒循環(huán)配氣機構的氣門彈簧質(zhì)點的彈簧力波動在非工作段均比原機大，但未出現(xiàn)非正常的彈簧力，說明各氣門彈簧工作良好；彈簧力振幅一定程度上受氣門升程的影響，EIVC控制策略的彈簧力振幅比LIVC大，EIVC控制策略的彈簧力振幅隨進氣門早關角度增大而增加，LIVC控制策略的彈簧力振幅隨著進氣門晚關角度增大而增加；受到凸輪激勵產(chǎn)生自振的影響，氣門關閉后的彈簧力波動幅度大于氣門開啟前，EIVC控制策略配氣機構的波動幅度大于LIVC控制策略。

綜上所述，原機和米勒循環(huán)配氣機構均不存在氣門彈簧并圈現(xiàn)象，各氣門彈簧工作狀況良好。但米勒循環(huán)配氣機構的氣門彈簧力和升程波動都比原機大，說明原機配氣機構氣門彈簧的工作穩(wěn)定性優(yōu)于米勒循環(huán)。EIVC控制策略配氣機構彈簧力受凸輪軸激勵振動的影響比LIVC控制策略更大。

3 結論

1)EIVC和LIVC控制策略米勒循環(huán)氣門落座速度均小于原機，氣門落座比原機平穩(wěn)。

2)LIVC控制策略米勒循環(huán)凸輪軸扭曲變形小于原機，但EIVC控制策略凸輪軸扭曲變形大于原機。

3)EIVC和LIVC控制策略米勒循環(huán)氣門落座力小于原機，氣門落座引起的沖擊、磨損和噪聲比原機小，能夠在一定程度上延長配氣機構的使用壽命。

4)LIVC控制策略米勒循環(huán)凸輪與挺柱的接觸應力小于EIVC控制策略米勒循環(huán)。

5)原機配氣機構的氣門彈簧工作穩(wěn)定性優(yōu)于EIVC和LIVC控制策略的米勒循環(huán)。