参数耦合对电磁阀前油路压力波动的影响研究

2020-07-20韩志强姚乙鹏王钰鑫赵家辉

西华大学学报（自然科学版） 2020年4期

韩志强，姚乙鹏，王钰鑫，田维，赵家辉

（1.西华大学汽车与交通学院，四川成都 610039；2.西华大学流体及动力机械教育部重点实验室，四川成都 610039；3.中国船舶重工集团公司第七一一研究所，上海 201108）

电液式可变气门系统能在最大程度上不改变发动机原有结构设计的同时，实现米勒循环[1]，降低泵气损失，提高热效率，能为缓解全球能源短缺与环境污染问题提供有效的应对策略。该技术越来越受到国内外科研工作者的重视[2－3]。然而，在电液式可变气门系统中，液压系统的压力波动会改变气门原有的运动规律，使配气机构对进气量的调节失控，导致发动机的燃烧与排放恶化，发动机的工作性能降低，因此，具有高干扰抑制可变气门液压系统压力波动的能力对于实现电液式可变气门的控制十分重要[4]。

液压系统的压力波动会产生气穴现象，还会导致系统的震动、噪声及液压元件疲劳失效，从而缩短液压元件的使用寿命，降低系统的稳定性[5－6]，使系统过早地出现机械故障。针对这一现象，各个液压领域的科研工作者对此展开了大量研究。Wang 等[7]通过实验研究了流速和转速对双吸离心泵的压力波动的影响，发现转速的降低有助于降低压力波动，而流速低于设计流速时，压力波动会增加；Yao 等[8]和Tang 等[9]通过研究也得出相同的结论。孟育博等[10]通过实验研究了带有阻尼孔和容腔的液力式滤波器对高压共轨系统中喷油器入口的压力波动的影响，发现阻尼孔直径为0.4 mm时压力波动抑制效果最好，而随着容腔容积的增加，压力波动也随之减小；孙柏刚等[11]也以高压共轨为研究对象，通过理论分析，研究了喷油过程压力下降幅值与燃油密度、压力波传播速度以及燃油流速的关系；李丕茂等[12]通过实验得出共轨系统压力波动与轨压的关系；代蒙蒙等[13]通过仿真分析得到平均压力波动量随长径比的变化规律。谢宗法等[14－15]、徐玉梁等[16]以全可变液压气门机构为对象，研究发现液压系统的压力波动的程度会决定发动机所能达到的最高转速，但通过在液压挺柱和活塞腔之间增设单向阀通道可以有效降低液压系统的压力波动，还发现降低气门机构运动件质量、提高气门机构的刚度、减小液压系统内的节流作用以及合理设计配气凸轮形线，均可以有效降低液压系统的压力波动。压力波动会影响液压可变气门的发展[17]。

研究现有文献发现，系统分析电液式可变气门液压系统压力波动的文章较少，且这些文章大多数仅针对压力波动产生的结果现象进行简单描述，而对于导致系统压力波动的参数之间的影响关系的研究很少。因此，本文基于自主研发的船用柴油机电液可变气门，搭建仿真模型，建立压力波动评价参数体系，分析了液压油供油压力与电磁阀的开启相位耦合对电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化的影响，为合理调节压力波动进行有益探索。

1 电液可变气门系统的建模与试验

1.1 仿真模型

为减小液压油路瞬时压力波动带来的负面影响，进一步分析电液可变气门系统电磁阀的开启斜率和供油压力对进油回油电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化量的影响，笔者利用GT-SUITE 软件建立了仿真模型并对相关参数进行了仿真计算。仿真模型的系统动力学方程和流体力学方程遵循质量守恒、动量守恒和能量守恒原理，具体方程详见参考文献[18]。电液可变气门系统的进油和回油油路瞬时压力波动模型包括凸轮、挺柱、进油油路、回油油路和液压活塞腔等部分。模型中使用小孔模型代替电磁阀，通过对小孔孔径、启闭角度的设计来模拟电磁阀的工作；利用环形泄漏模型对活塞与活塞套之间液压油的泄漏量进行计算。由于配气机构的摇臂比为1.5，即气门附加升程是液压活塞升程的1.5 倍，因此模型中省去了摇臂及气门组件，通过液压活塞的升程乘上摇臂比便得到相应的气门附加升程。

1.2 试验验证平台

本试验验证是在自主设计研发试验平台上进行瞬时压力的测试。试验平台如图1 所示，主要由4 部分组成：驱动系统、供油系统、控制系统和数据采集系统。控制系统通过控制电磁阀的启闭时刻和充油时间来实现对气门启闭正时和升程曲线的调节。为了保证试验数据的精度和可靠性，需要考虑测量设备的规格和主要参数，测量设备规格及精度如表1 所示。平台详细的工作原理和控制逻辑参见文献[18]。工作时序和仿真模型如图2和图3 所示。

图1 电液可变气门试验平台示意图

表1 主要测试传感器及设备规格和主要参数

图2 电液可变气门系统工作时序

1.3 电液可变气门系统试验的验证

图3 电液可变气门系统油路模型示意图

为了保证所建立的模型具有适用性，需要进行试验验证。模型所考虑的参数设置如表2 所示，其中，排气冲程上止点定义为0 °CA。电磁阀前液压油路瞬时压力试验数据与仿真数据如图4 所示。其结果表明，电磁阀前液压油路瞬时压力的试验数据值与仿真数据值具有一致性。因此所建模型能够用于分析供油压力和电磁阀的最大开度的耦合作用对电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化的影响。

表2 仿真模型主要参数及设置

图4 电磁阀阀前仿真数据与试验数据对比图

1.4 参数定义

图5 为电液可变气门系统电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化量的示意图。将瞬时压力变化量的波动曲线分为3 个阶段(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ)，选取电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化量的波动曲线拐点处的特征值(Pa、Pb、Pc、Pd、Pe)与特征相位(βa、βb、βc、βd、βe)来描述液压油供油压力与进油电磁阀开启相位对电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化量的影响。

图5 电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化量的示意图

2 结果分析

通过电液可变气门系统的仿真模型，研究供油压力与进油电磁阀开启相位对电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化量的影响。

式中：d2为电磁阀最大开度；k1为电磁阀开启斜率；β为电磁阀开启相位；b为系数。

根据式(1)，保持进油电磁阀的最大度d2(3.5 mm)、开启相位β(320 °CA)和开启斜率k1(0.3)不变，供油压力P0(10～13 MPa)对液压油路瞬时压力变化量的影响如图6 所示；保持电磁阀最大开度d2(3.5 mm)、开启斜率k1(0.3)和供油压力P0(12 MPa)不变，开启相位β(317～332 °CA)对电磁阀阀前液压油路瞬时压力变化量的影响如图7 所示。表3 为试验与仿真的主要测试条件。

2.1 供油压力与开启相位对第Ⅰ阶段特征参数的影响

图6 不同供油压力下液压油路的瞬时压力变化量

图7 不同开启相位下液压油路的瞬时压力变化量

供油压力与电磁阀开启相位对特征参数Pa值的影响如图8 所示。图中结果显示：特征参数Pa值的降幅随供油压力的增加而增加，而不受电磁阀开启相位的影响。如图6 所示，电磁阀的开启过程一致，由Pyq=FS(Pyq为压强、F为瞬时压力、S为承压面积)可知，供油压力越大、液压油获得的动能越大、流速越快、流出的量越多、电磁阀阀前液压油管内的瞬时压力下降得越快，所以特征参数Pa值的降幅随供油压力的增加而增加；电磁阀的开启相位只是改变了液压油进入液压腔的时刻，而电磁阀和液压油路本身的结构参数没有任何改变，所以特征参数Pa值的降幅不受电磁阀开启相位的影响。

表3 试验与仿真的测试条件

图8 供油压力与开启相位对Pa 的影响

供油压力与进油电磁阀开启相位对特征相位βa的影响如图9 所示。图中结果显示：开启相位不变，特征相位βa则不受供油压力的影响；供油压力不变，特征相位βa之间的相位间隔差值均不受电磁阀开启相位的影响。如图6 所示，由于电磁阀的开启过程一致，电磁阀完全开启后阀口处的瞬时流量不再变化，所以特征相位βa不受供油压力的影响；进油电磁阀的开启相位并未改变液压油路和电磁阀的结构参数，仅仅改变了进油时刻，所以特征相位βa之间的相位间隔差值不受电磁阀开启相位的影响。

图9 供油压力与开启相位对βa 的影响

如图5 所示，区间a-b为液压油的建压过程，在该区间内并未产生气门附加升程。液压油进入可变气门机构液压腔后出现堆积而使液压腔及液压油管内的油压急剧上升，当液压腔内液压油产生的液压力大于液压活塞与活塞套之间的液压附着力、摩擦力和气门弹簧力之和时，气门附加升程开启。在气门附加升程开启瞬间，液压活塞与活塞套之间的液压附着力消失，液压活塞运动加速、附加升程快速增加(如图5 的区间b-c所示)，液压活塞的加速运动使得液压腔容积的增量大于新进入液压腔的液压油的供应量，从而导致液压油路瞬时压力下降而出现拐点b。

供油压力与进油电磁阀开启相位对特征参数Pb值的影响如图10 所示。图中结果显示：特征参数Pb值的增幅随供油压力的增加而增加，且开启相位越延迟，特征参数Pb值的增幅越大。当电磁阀的开启过程一致，供油压力越大、进入液压腔内的液压油越多，在气门附加升程开启初期，新进入液压腔内的液压油量大于液压腔容积的增量，所以特征参数Pb值的增幅随供油压力的增加而增加；供油压力不变，进油电磁阀开启相位越延迟，由图5可知，气门升程曲线在区间b-c之间处于上升状态，气门弹簧不断被压缩，弹力不断增加，因此需要克服气门弹簧力的液压力随电磁阀开启相位的延迟而增加，所以特征参数Pb值的增幅随开启相位的延迟而增加。

图10 供油压力与开启相位对Pb 的影响

供油压力与电磁阀开启相位对特征相位βb的影响如图11 所示。图中结果显示：特征相位βb随供油压力增加而提前，而特征相位βb之间的相位间隔差值几乎不受电磁阀开启相位的影响。如图6所示，供油压力越大、液压油获得的动能越大、流速越快、腔内液压油建压越迅速，所以特征相位βb随供油压力的增加而提前；液压力克服增加的气门弹簧力所需的建压时间相对整个液压油的建压过程来说几乎可以忽略，所以特征相位βb之间的相位间隔差值几乎不受开启相位的影响。

图11 供油压力与开启相位对βb 的影响

2.2 供油压力与开启相位对第Ⅱ阶段特征参数的影响

如图5 所示，气门升程曲线在区间b-c内处于上升阶段，液压力需要克服的气门弹簧力越来越大，故液压活塞做加速度减小的加速运动、液压腔容积的增量逐渐减小。当新进入液压腔的液压油量大于液压腔容积的增量时，液压油管内的瞬时压力不再下降而出现拐点c，相应的c点也是气门附加升程曲线的拐点，气门附加升程曲线在区间b-c 内的上升斜率大于在区间c-d内的上升斜率。

供油压力与开启相位对特征参数Pc和βc的影响如图12 和图13 所示。图中结果显示：特征参数Pc的降幅均随供油压力的增加而增加，而受开启相位的影响很小；特征相位βc随供油压力的增加而提前，而特征相位βc之间的相位间隔差值几乎不受电磁阀开启相位的影响。从图6可知，电磁阀阀后液压油路的瞬时压力随供油压力的增加而增加，电磁阀阀后液压油路(液压腔)的瞬时压力越大、液压活塞受力越大、液压腔容积增量减小得越慢、新进入可变气门液压腔的液压油越多、电磁阀阀前液压油路的瞬时压力因液压油的流动惯性而下降越多，所以特征参数Pc值的降幅随供油压力的增加而增加。由图5 可知，区间b-c为液压腔容积的增量与新进液压油量之间的平衡过程。如图7所示，液压油路的压力波动曲线和气门附加升程曲线均呈等间距的平行状态分布，且在气门附加升程开启瞬间，腔内液压油作用在液压活塞上的液压力远大于气门弹簧力，液压活塞做加速运动，因电磁阀开启相位延迟而增加的气门弹簧力远不及作用在液压活塞上的液压力，因此特征参数Pc值和特征相位βc之间的相位间隔差值几乎不受开启相位的影响。电磁阀阀后液压油路的瞬时压力越大、气门附加升程开启越提前、c点处的气门附加升程值越大、需要克服的气门弹簧力越大、进入液压腔内的液压油量越早超越液压腔容积的增量，所以特征相位βc均随供油压力的增加而提前。

图12 供油压力与开启相位对Pc 的影响

图13 供油压力与开启相位对βc 的影响

从图5 可知，气门升程曲线在区间c-d内仍处于上升阶段，气门弹簧力继续增加，此时需要更大的液压力才能克服气门弹簧力以继续开启气门附加升程，因此电磁阀阀前和阀后液压油路的瞬时压力均上升；随着进油电磁阀的关闭，部分液压油在阀口处堆积而使电磁阀阀前液压油路的瞬时压力持续上升，由于液压油在液压活塞与活塞套之间存在泄漏以及液压油能量的衰减，阀前液压油路的瞬时压力不再上升而出现拐点d。

供油压力与开启相位对特征参数Pd值的影响如图14 所示。图中结果显示：特征参数Pd值的增幅随供油压力的增加而增加；当供油压力P0＞10 MPa 时，特征参数Pd值的增幅随开启相位的延迟而减小。从图5 可知，拐点d出现在进油电磁阀的关闭过程中，供油压力越大、堆积在电磁阀阀口处的液压油越多，所以特征参数Pd值的增幅随供油压力的增加而增加；如图7 所示，拐点d处的附加升程值开始减小，由于此时气门弹簧力的增加使得腔内液压油的泄漏量增加，所以特征参数Pd值的增幅随开启相位的延迟而减小。

图14 供油压力与开启相位对Pd 的影响

供油压力与开启相位对特征相位βd的影响如图15 所示。图中结果显示：供油压力P0＜11 MPa时，特征相位βd随开启相位的延迟而延迟，供油压力P0≥11 MPa 时，特征相位βd几乎不受供油压力的影响；特征相位βd之间的相位间隔差值几乎不受开启相位的影响。当供油压力P0＜11 MPa 时，在较低的供油压力下，气门附加升程达到相同值时需要花更长的时间充入更多的液压油，因此在这个阶段特征相位βd随开启相位的延迟而延迟；从图6可知，供油压力P0≥11 MPa 时，气门附加升程在d点处的差值较小，腔内液压油的泄漏量受供油压力的影响较小，所以供油压力P0≥11 MPa 时，特征相位βd几乎不受供油压力的影响。此外，由图7可知，拐点d处的气门弹簧力增加使得液压腔内液压油的泄漏量增加，气门附加升程值减小，而腔内液压油产生的液压力能在极短的时间内适应气门弹簧力的变化，因此特征相位βd之间的相位间隔差值几乎不受开启相位的影响。

图15 供油压力与开启相位对βd 的影响

2.3 供油压力与开启相位对第Ⅲ阶段特征参数的影响

供油压力与进油电磁阀开启相位对特征参数Pe和βe的影响如图16 和图17 所示。图中结果显示：最大开度不变，特征参数Pe值的降幅随供油压力的增加而增加；供油压力不变，特征参数Pe值几乎不受电磁阀开启相位的影响。特征相位βe之间的相位间隔角几乎不受供油压力的影响，且电磁阀的开启相位几乎不影响特征相位βe之间的相位间隔差值。如图4 所示，拐点e出现在电磁阀进油完全结束之后，此时液压油的压力波在液压站和电磁阀之间封闭的油路中来回震荡，衰减直至管内瞬时压力趋于稳定（等于液压站的供油压力）。管内液压油瞬时压力的再平衡过程主要受液压油路中蓄能器的影响，而不受供油压力和开启相位的影响。