汽油机全可变气门机构的运行能耗

班智博，谢 辉，何 宇

(天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

汽油机全可变气门机构的运行能耗

班智博，谢 辉，何 宇

(天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

在汽油机中配置可变气门机构会改变因驱动气门机构而消耗的能量．为了研究全可变气门机构汽油机气门机构消耗的能量，在实验台架上测取了可变气门正时(VVT)、可变气门升程(VVL)执行器消耗的电能以及驱动气门机构的扭矩，并计算了驱动功率．实验结果表明，VVT及VVL电子执行器消耗的电能较小，气门机构驱动消耗机械能量相对较大．发动机转速为 1,500,r/min，机油温度为 60,℃时，气门升程从 9,mm 下降到 1,mm，气门机构驱动功率从700,W下降到50,W．负气门重叠角负荷控制在发动机转速1,500,r/min，平均有效压力0.2 MPa时最高可节油18.8%，进排气门最大升程均较小是其节油的重要原因．

可变气门正时；可变气门升程；能耗；驱动功率

和柴油机相比，汽油机因压缩比小、泵气损失大、比热比小导致热效率较低[1]．在部分负荷，汽油机的泵气损失及摩擦损失消耗了很大一部分能量，使得汽油机有效热效率下降．因此，国内外研究机构及厂家对降低汽油机泵气损失及降低摩擦损失进行了大量研究[2-6]，采用可变气门机构是提高汽油机燃油经济性的行之有效的方法[7-10]．

为了提高充气效率，传统的汽油机进排气门升程都比较大，在要求改变发动机负荷时则由控制节气门开度来实现．气门机构的驱动功率一般占整个机械损失功率的 2%～3%[11]，在发动机额定工况下所占燃料燃烧总能量的百分比很小，但在低速小负荷时，它的比例将增大．

在气门打开的过程中，曲轴带动配气机构克服气门弹簧力做功，这部分功在气门关闭的过程中由于气门弹簧回位而回收了一部分能量，另一部分能量则因机构摩擦和碰撞损失掉．

传统的汽油机配气机构的相位和升程是固定不变的，配气机构损失的能量仅与发动机状态有关，如发动机温度、转速、负荷等．而对于靠气门升程控制负荷的汽油机来说，由于气门最大升程是变化的，不同升程下摩擦力不同，会影响配气机构的驱动功耗．此外，实现配气机构参数的可变一般需要电子执行器(如通常可变气门正时(variable valve timing，VVT)需要电磁阀，可变气门升程(variable valve lift，VVL)需要直流电机)，执行器消耗的电能也需要进行测量及优化．

当前国内外对气门机构能耗的研究较少. Perugia大学的 Postrioti等[12]在自主研发的液压式可变升程机构中加入了回油通道，以此在气门回位过程中将高压液压油回收到高压油腔，防止液压油直接排入低压油箱，从而回收液压油的能量．Postrioti等[12]还对液压式可变升程机构的驱动能耗进行研究，在一款2,L,16气门 SI汽油机中，在全负荷时，驱动液压式VVA机构所需要的摩擦平均有效压力(friction mean effective pressure，FMEP)为 29.6,kPa，略高于传统的汽油机(FMEP为 25.0,kPa)，而在部分负荷时，气门机构的FMEP为20.8,kPa，远小于传统汽油机的驱动能耗. 因此对于全可变气门机构来说，气门机构的驱动能耗有很大的优化空间．

天津大学自主研发的多缸机全可变气门机构(four variable valve actuating system，4VVAS)在BMW公司的Valvetronic机构的基础上，增加了排气侧气门升程连续调整功能，可以实现进排气门相位和升程均连续调整[13]．

由于该机构的进排气门升程均连续可调，因此可以实现无节气门负荷控制，即通过降低气门最大升程的方法来减小发动机负荷，从而取消了汽油机的节气门．采用了无节气门负荷控制之后，由于在中小负荷气门最大升程降低，驱动气门机构的能耗必然下降，因此有必要研究在不同的气门升程下气门机构的能量消耗情况．

本文在自主开发的测试平台及发动机台架上对全可变气门机构的能量消耗进行了实验研究，对全可变气门机构各执行器的电能及气门机构驱动机械能消耗进行测试和分析．

1 实验装置及设备

本实验的研究对象4,VVAS示意如图1所示．图1所示的系统实现了气门升程的连续可调．其原理是：在凸轮轴 8与气门 6之间增加了中间摆杆 9，并且在缸盖上增加了一根偏心轴2，偏心轴2上设计了偏心轴凸轮．回位弹簧 3使得中间摆杆 9的小滚轮与偏心轴2的凸轮始终保持接触，中间摆杆9的大滚轮与进气凸轮始终保持接触，这样，中间摆杆 9的运动由凸轮轴8与偏心轴2共同决定；凸轮轴8通过中间摆杆 9上的弧线驱动摇臂 4，进而控制气门 6运动．当偏心轴2相位不变时，中间摆杆9在凸轮轴8的驱动下围绕某一个中心旋转，中间摆杆9弧线发生作用的为弧线的某一段区域；当伺服电机通过涡轮蜗杆机构驱动偏心轴2旋转一定角度后，中间摆杆9旋转中心的位置就会发生变化，改变了中间摆杆9弧线发生作用的区域，进而改变了气门升程．

图1 全可变气门机构示意Fig.1 Layoutof 4VVAS

图2为全可变气门机构能够实现的调整功能，采用全可变气门机构可以实现发动机进排气门最大升程在 0～9,mm之间连续调整，自主设计的可变气门正时相位器(发明专利授权号 201110219766.5)如图3所示，本相位器安装在凸轮轴8上，可以在100°CA范围内连续调整配气正时．

图2 全可变气门机构的功能Fig.2 Function schematic of 4VVAS

全可变气门机构的能耗可分为2部分：一部分为电能消耗，主要是控制配气相位的电磁阀及控制气门最大升程的直流电机所消耗的电能；另一部分是机械能消耗，在发动机运转过程中由于凸轮轴旋转及气门的打开和关闭等消耗一部分机械能，这部分机械能还与气门升程大小、发动机转速及润滑油的润滑性能相关．

图3 可变气门正时相位器Fig.3 Variable valve timing phaser

图 4和图 5为全可变气门机构测试评价平台的主要部件及传感器．

图 4为配置了全可变气门机构的缸盖及其执行器．图 5所示为扭矩传感器．主要测试设备包括示波器(型号：Yokogawa DL9,040)、电流钳和扭矩传感器(量程为 50,N·m，线性度为 0.1%，响应时间为100,ms，精度为0.5%)．

图4 全可变气门机构缸盖及其执行器Fig.4 Cylinder head and actuators of 4VVAS

图5 扭矩传感器照片Fig.5 Photo of torque sensor

图6为配备了全可变气门机构的实验发动机，发动机参数如表1所示．

图6 全可变气门机构实验发动机Fig.6 Experimental engine of 4VVAS

表1 发动机参数Tab.1 Engine parameters

2 可变气门正时机构控制电磁阀的能耗

可变气门正时机构的执行器为电液比例电磁阀.对电磁阀的控制主要是对其电流的控制，通过电压占空比的变化，改变电流大小，进而改变电磁阀中间柱塞的位置，以此来控制通过电磁阀的液压油流量与方向．在实验中电磁阀控制电压在 0和 12,V之间跳变，控制电流在0到1,A变化．通过示波器采集到瞬态电压和电流，并采用梯形积分法计算各占空比下电磁阀消耗的功率，电磁阀消耗的功率随电磁阀占空比的变化规律如图7所示．

图7 电磁阀消耗功率随占空比的变化规律Fig.7 Effect of duty ratio on electromagnetic valve power consumption

对图7中曲线拟合，呈现二次多项式的关系，即

式中：P为电磁阀消耗的功率；x为电磁阀占空比．

电磁阀中间柱塞受电磁力及柱塞端部弹簧力的作用．为了维持电磁阀中间柱塞稳定在某一个位置，需要克服中间柱塞端部弹簧力，从而消耗电能．占空比越高、弹簧的压缩量越大，需要的能量也越多．弹簧因压缩而产生的弹性势能与弹簧的压缩量为二次方关系，因此电磁阀消耗功率随占空比基本呈二次多项式的关系．

如图7所示，电磁阀功率在0～14,W之间，相对于发动机的功率是非常小的，对其进行优化的潜力不大．

3 可变升程机构直流电机的电能消耗

可变气门升程机构的执行器为直流电机，它的控制是反馈控制，反馈值为偏心轴的角度．控制器根据偏心轴的目标角度和实际角度的偏差进行计算，发出控制指令，该控制指令影响了驱动直流电机的占空比和控制电流，驱动直流电机旋转到目标角度，从而改变气门的最大升程．在整个过程中，可变气门升程机构中有3种作用力影响机构的能耗：一是气门开启和关闭过程中气门弹簧的弹簧力，弹簧力与气门升程的大小基本呈正比例关系；二是偏心轴扭簧的作用力，在气门开启及关闭过程中该作用力也随偏心轴转角的变化而变化；三是机构的摩擦力．这 3种力随着偏心轴转角的变化而变化，对能耗造成不同的影响．

由于电机特性及机械机构的特点，驱动电压的占空比需要超过一定的阈值偏心轴才会发生旋转，且在旋转过程中阻力矩并非固定值．

图 8所示为实验测得的电机控制占空比与能量消耗之间的关系．实验是在发动机静止时进行的，每次实验的偏心轴初始转角一致．通过上位机软件发送占空比指令，测量不同占空比下 VVL机构中电机带动偏心轴正向和反向转动的功率消耗．

图8 电机正转和反转时不同占空比对应的功率消耗Fig.8 Effect of duty ratio on DC motor power consumption in positive and reverse rotations

由图8可拟合出功率与占空比之间的关系，大致呈二次多项式关系．

在电机正转时两者的拟合关系为

式中mpP′为直流电机正转达时消耗的功率．

在电机反转时两者的拟合关系为

式中mrP′为直流电机反转时消耗的功率．

占空比信号控制电流时，电流随着占空比的增加而逐渐增大，因而功率消耗随占空比增加而增大．

为了消除蜗轮蜗杆机构之间的间隙，偏心轴后端装有回位扭簧，偏心轴正向旋转和反向旋转时回位扭簧的压缩量不同，使得偏心轴正向调节和反向调节的扭矩存在差异，电机在正向调节与反向调节时消耗的功率不同．正向调节时回位扭簧压缩量大，偏心轴受到的作用力大，因此正向调节时功率消耗较大．由于在占空比超过 20%时，偏心轴才开始旋转，所以这一差异在占空比较小时不明显，随占空比的增大，偏心轴回位扭簧受力增大，正反调节的能耗差异变大．

偏心轴驱动电机消耗的功率范围在 0～120,W，比电磁阀略大．但由于在发动机运转过程中偏心轴并不总是调整，只在需要调整负荷时才给电机通电，因此电机消耗的功率在发动机燃油经济性的考虑中比例很小，也可以忽略不计．

4 全可变气门机构的机械能损失

4.1 气门最大升程对气门机构驱动功率的影响

图 9是发动机转速为 1,500,r/min、机油温度为60,℃时测得的不同气门升程下气门机构消耗的平均扭矩，实验中保持进排气门升程相同．

图9 1,500,r/min时气门最大升程对气门机构驱动扭矩的影响Fig.9 Effect of valve maximum lift on valve train driven torque at 1,500,r/min

从图9中可以看出，气门机构消耗的扭矩随气门升程的增大呈单调增加的趋势．气门机构平均消耗的功率、扭矩和发动机转速之间的关系为

式中：PV为气门机构驱动功率，kW；T为驱动气门机构的扭矩，N·m；n为转速，r/min．

根据式(4)可计算出气门机构驱动功率，如图 10所示．

从图 10所示的曲线中可以看出，当气门最大升程为 1,mm时，气门机构驱动功率为 128,W，当气门最大升程为 9,mm时，气门机构驱动功率为 713,W，而传统的汽油机最大气门升程都在 9,mm附近或更大．气门机构驱动功率随升程的单调递增规律，是由于随气门升程的增大，气门弹簧的压缩量增大，气门弹簧的作用力增强，导致气门机构动作时摩擦力增大，同时气门机构各部件之间的碰撞也会加剧，从而消耗的功率增加．

图10 1,500,r/min时气门最大升程对气门机构驱动功率的影响Fig.10 Effect of valve maximum lift on valve train driven power at 1,500,r/min

4.2 发动机转速及机油温度对气门机构驱动扭矩的影响

图 11所示为在 60,℃机油温度下气门机构驱动扭矩随发动机转速的变化规律．在发动机转速增加的过程中，由于需要在更短的时间驱动气门机构动作，需要更大的驱动扭矩来增大机构的加速度．另一方面，随转速的增大，因气门机构各部件间的碰撞加强而引起的损失增大，因此气门机构驱动扭矩随发动机转速的增加呈单调递增的规律．

图11 60,℃机油温度下发动机转速对气门机构驱动扭矩的影响Fig.11 Effect of engine speed on valve train driven torque with oil temperature at 60,℃

如图12所示，随机油温度的增加，机油黏度下降，机油流动性能增加，润滑性能改善，因此气门机构摩擦损失减小，驱动功率减小．当机油温度大于50,℃时，机油黏度的减小不再明显，气门机构驱动功率略有降低．另外，随温度的增加，黏性摩擦因数下降[14]，这也是温度升高导致气门机构驱动功率下降的另一原因．

图12 1 500,r/min时机油温度对气门机构驱动扭矩的影响Fig.12 Effect of oil temperature on valve train driven torque at 1,500 r/min

另外，气门型线及气门弹簧刚度也会对气门机构运动过程中的摩擦力产生一定影响，若摩擦力增大，则气门机构驱动功率也相应增大．由于实验条件及加工条件的限制，没有进行不同气门型线及气门弹簧刚度的影响规律测试实验．

5 全可变气门机构对发动机燃油经济性影响

在图6和表1所示的发动机上进行了3种负荷控制方式的实验，这 3种负荷控制方式包括：传统的节气门开度负荷控制、进气门升程负荷控制(取消节气门)、负气门重叠角负荷控制(取消节气门)，3种负荷控制方式的气门型线如图13所示．

图13所示是采用全可变气门机构进行负荷控制的 3种气门型线．节气门控制下的 SI燃烧采用固定的气门型线，进排气门升程均为 9,mm，开启持续期均为 201°CA，气门重叠角为 30°CA．进气门升程负荷控制下的 SI燃烧的气门型线：保持排气门型线不变，进气门开启时刻不变，进气门最大升程从0.9,mm变化到 2.5,mm 可实现负荷(平均有效压力 pe) 0.2,MPa到0.6,MPa的燃烧，而进气门开启持续期从50°CA变化到 98°CA．对于负气门重叠角控制的燃烧，进排气门相位及升程均有所变化，排气门升程1.4,mm，排气门持续期为 75°CA，进气门升程在0.9,mm到 2.7,mm之间变化，进气门持续期 50°CA到 105°CA．为了优化燃烧，在最大升程变化的同时会适当调整进排气门正时．

图13 3种负荷控制方式的气门型线Fig.13 Valve profiles for three load control methods

如图 14所示，3种负荷控制方式下气门机构消耗的驱动功率随平均有效压力增加变化不大，主要是因为随负荷增加气门最大升程变化很小，但三者之间差别较大．传统的节气门负荷控制进排气门最大升程均较大，驱动功率也较高，约为 700,W．其次是进气门升程负荷控制，驱动功率最小的是负气门重叠角负荷控制．负气门重叠角负荷控制由于进排气门最大升程均较小，消耗的气门机构驱动功率仅为 50,W左右．

图15所示是3种负荷控制方式下的燃油经济性对比．从图中可以看出，采用升程较小的负荷控制方法，发动机油耗较小，在发动机转速 1,500,r/min，平均有效压力为 0.2,MPa时油耗较传统的节气门开度负荷控制方法降低 18.8%．气门升程的降低是燃油经济性改善的重要原因之一．除此之外，泵气损失的降低及燃烧速度的加快也是燃油经济性改善的原因．

对于传统的发动机而言，由于没有可变升程机构，为保证发动机的动力性，通常气门最大升程设计的较大，在额定工况点能够取得较佳的充气效率[15]，而在中小负荷则消耗了大量的驱动功率．

对于采用可变升程机构的发动机，在不同的负荷采用不同的气门最大升程，在取消节气门后可以同时兼顾充气效率以及气门机构驱动能耗，同时泵气损失还因为取消了节气门而大幅度下降，因此能够取得较好的发动机燃油经济性[13]．

图14 发动机转速 1,500,r/min时不同负荷下的气门机构驱动功率Fig.14 Valve train driven power under different engine loads at 1,500,r/min

图15 发动机转速为 1,500,r/min、不同 BMEP下，3种负荷控制方式的有效比油耗Fig.15 Effect of BMEP on brake specific fuel consumption of three load control methods at 1,500 r/min

6 结 语

本文对全可变气门机构的能量消耗进行了实验研究．测量了VVT电磁阀、VVL直流电机的电能消耗以及不同气门升程、不同机油温度、不同发动机转速下气门机构的驱动功率消耗．实验结果表明，电磁阀和直流电机消耗的电能较小．气门机构驱动功率随气门最大升程增加变化较大，气门最大升程从1,mm增加到9,mm，气门机构驱动功率从59,W增加到 700,W．采用气门升程控制负荷的方法，由于气门机构能耗降低等原因，发动机燃油经济性有大幅度的改善，在发动机转速 1,500,r/min，平均有效压力为0.2,MPa时油耗降低18.8%．

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(责任编辑：孙立华)

Energy Consumption on a Variable Valve Actuating System of Gasoline Engine

Ban Zhibo，Xie Hui，He Yu
(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Application of the variable valve actuation (VVA) system is an effective way to reduce the gasoline engine fuel consumption. Energy consumption of valve train system will be changed after VVA system applied on the gasoline engine. Aim of the study is to understanding the energy consumption of VVA system which is equipped on the gasoline engine. Experimental data on the electronic power consumption of both the electromagnetic valve for variable valve timing (VVT) system and DC motor for variable valve lift (VVL) system were analyzed. The driven power of valve train system was measured and analyzed. Results show that the energy consumption of both the electromagnetic valve and DC motor is quite small compared to the driven power of the valve train system. At 1 500 r/min engine speed and 60 ℃ oil temperature，the decrease of valve lift from 9 mm to 1 mm has led to valve train energy consumption reduction from 700,W to 50,W. Engine load controlled by negative valve overlap can reduce fuel consumption by 18.8% at 1,500,r/min and 0.2 MPa BMEP(brake mean effective pressure). Small intake and exhaust valve lifts are key reason of reducing fuel consumption.

variable valve timing(VVT)；variable valve lift(VVL)；energy consumption；driven power

TK417

A

0493-2137(2014)08-0665-07

10.11784/tdxbz201210025

2012-10-15；

2012-12-19.

国家自然科学基金资助项目(50776061).

班智博（1984— ），男，博士研究生，banzhibo@163.com.通讯作者：谢 辉，xiehui@tju.edu.cn.