米勒循环配气机构动力学分析及对比

许恩永，陈谕潼，唐竞*，杨锐，王庚

1.东风柳州汽车有限公司，广西 柳州 545005；2.广西大学 机械工程学院，广西 南宁 530004

0 引言

随着汽车保有量的快速增长，能源消耗和环境污染越来越得到关注[1]，提高发动机性能是解决能源和环境问题的重要途径。文献[2-4]的研究表明，米勒循环能在一定程度上改善发动机性能。Patel等[5-7]对无节气门直喷汽油机采用进气门早关(early intake valve closing, EIVC)和进气门晚关(late intake valve closing, LIVC)2种控制方式进行对比研究，发现2种控制方式的指示热效率均提高约6%。郑斌等[8-10]对一台2.0 L汽油机在部分负荷工况下采用米勒循环进行数值模拟，结果表明EIVC和LIVC控制策略均能降低发动机的泵气损失和缸内传热损失。本文中通过改变汽油机的凸轮型线，研究EIVC和LIVC 2种配气机构控制策略下米勒循环[11-12]的动力学特性；基于AVL-EXCITE Timing Drive软件对没有采用米勒循环的原汽油机(以下简称原机)配气机构和米勒循环配气机构进行动力学分析对比，研究配气机构应用米勒循环的优势。

1 配气机构动力学模型

在一台排量为1.49 L的双顶置凸轮轴四缸四气门汽油机上应用米勒循环，基于AVL-EXCITE Timing Drive软件建立动力学模型，研究转速为4000 r/min时不同EIVC和LIVC控制策略下的发动机动力学性能。

1.1 模型建立

配气机构的单阀系动力学模型如图1所示，主要结构包括进气凸轮轴、排气凸轮轴、平面挺柱、气阀杆、气阀面、气门弹簧等，模型中加入旋转激励模拟凸轮轴转动。

图1 单阀系动力学模型

1.2 参数设置

运用UG NX软件分别对各零部件进行建模，并在ANSYS中进行有限元刚度分析。配气机构各零部件的主要参数如表1所示。

表1 配气机构主要参数

连接各单元并输入相关参数，构建汽油机应用米勒循环的动力学模型；进行仿真运行，检查模型是否运行平稳；调整相关参数，使模型满足使用要求。动力学模型需要考虑气阀杆、气阀面等重要零部件的刚度。

2 进气门控制策略及米勒循环配气机构动力学分析对比

本文中主要对原机和EIVC、LIVC控制策略的米勒循环配气机构进气门进行动力学分析。通过改变进气凸轮型线，调整配气相位，实现米勒循环EIVC和LIVC不同控制策略。以原机进气门关闭时对应的曲轴转角作为基准相位，3种EIVC策略进气门早关角距基准相位的曲轴转角分别为12°、24°、36°，记为E12、E24、E36；3种LIVC策略进气门晚关角距基准相位的曲轴转角分别为12°、24°、36°，记为L12、L24、L36。

2.1 进气门升程、速度、加速度

原机和不同进气门控制策略的进气门升程曲线如图2所示。

图2 原机和不同进气门控制策略的进气门升程曲线

由图2可知：原机和米勒循环不同进气门控制策略的气门升程光滑、无突变，说明气门均无反跳现象，原机和米勒循环不同进气门控制策略的发动机配气机构稳定性较好。

原机和不同进气门控制策略的进气门速度曲线如图3所示。

由图3可知：EIVC和LIVC配气机构的进气门速度均小于原机，且进气门最大落座速度均小于汽油机最大落座速度推荐值1 m/s；EIVC控制策略中，进气门早关角越大，进气门的最大落座速度越小；LIVC控制策略中，进气门晚关角越大，进气门的最大落座速度越小。

a)原机和EIVC策略 b)原机和LIVC策略

综上所述，米勒循环配气机构进气门落座速度比原机小，进气门落座更平稳，满足气门稳定运行的要求，说明米勒循环配气机构可一定程度降低进气门落座速度，减小因为气门落座而产生的冲击和磨损。

原机和不同进气门控制策略的进气门加速度曲线如图4所示。

a)原机和EIVC策略 b)原机和LIVC策略

由图4可知：LIVC控制策略进气门加速度峰值小于原机，但EIVC控制策略进气门加速度峰值略大于原机；受凸轮轴扭曲变形的影响，原机及米勒循环配气机构在气门开启阶段加速度均存在波动，进气门早关角越大，进气门加速度的波动幅度越大，进气门晚关角越大，进气门加速度波动幅度越小。

综上所述，从受凸轮轴扭曲影响方面考虑，LIVC控制策略优于原机，原机优于EIVC控制策略。

2.2 凸轮与挺柱接触应力

原机和不同进气门控制策略配气机构凸轮与挺柱的接触力曲线如图5所示。

由图5可知：原机和不同进气门控制策略配气机构工作段的接触力均大于0，表明凸轮和挺柱在工作段始终保持接触，无飞脱现象。

a)原机和EIVC策略 b)原机和LIVC策略

原机和不同进气门控制策略的配气机构凸轮与挺柱间接触应力曲线如图6所示。

a)原机和EIVC策略 b)原机和LIVC策略

由图6可知：EIVC控制策略中，进气门早关角越大，凸轮与挺柱的接触应力越大，越接近许用限值；在LIVC控制策略中，进气门晚关角越大，接触应力越小。

综上所述，原机和米勒循环配气机构的凸轮不存在飞脱现象，EIVC控制策略的米勒循环配气机构凸轮与挺柱间接触应力随进气门早关角增大而增大，进气门早关角大，应力增大，影响凸轮和挺柱的使用寿命；而LIVC控制策略的米勒循环配气机构凸轮与挺柱间接触应力随进气门晚关角增大而减小，从配气机构凸轮与挺柱接触应力方面考虑，LIVC控制策略优于EIVC控制策略。

2.3 气门落座力

原机和不同进气门控制策略的进气门落座力曲线如图7所示。

a)原机和EIVC策略 b)原机和LIVC策略

由图7可知：米勒循环配气机构的最大气门落座力比原机小，均小于最大许用力2 884.8 N(即6倍的弹簧预紧力，本文中的弹簧预紧力为480.8 N)；气门落座力曲线与气门落座速度曲线相契合，验证了气门落座速度曲线结论的正确性；在EIVC控制策略中，进气门早关角越大，气门的最大落座力越小；在LIVC控制策略中，进气门晚关角越大，气门的最大落座力越小，米勒循环配气机构的最大气门落座力可以满足磨去堆积在气门和气门座上的积碳等其他沉积物的要求。

综上所述，米勒循环配气机构的气门落座力处于理想范围，米勒循环配气机构的气门最大落座力小于原机，气门落座引起的冲击、磨损和噪声比原机小，能够在一定程度上延长配气机构的使用寿命。

2.4 气门弹簧特性

气门弹簧工作状态是否良好，主要考察非工作段是否出现非正常弹簧力，原机和不同进气门控制策略气门弹簧质点的升程曲线如图8所示。

a)原机和EIVC策略 b)原机和LIVC策略

由图8可知，米勒循环配气机构在非工作段的弹簧质点升程波动比原机大。

原机和不同进气门控制策略的气门弹簧力曲线如图9所示。

a)原机和EIVC策略 b)原机和LIVC策略

由图9可知：米勒循环配气机构的气门弹簧质点的弹簧力波动在非工作段均比原机大，但未出现非正常的弹簧力，说明各气门弹簧工作良好；弹簧力振幅一定程度上受气门升程的影响，EIVC控制策略的弹簧力振幅比LIVC大，EIVC控制策略的弹簧力振幅随进气门早关角度增大而增加，LIVC控制策略的弹簧力振幅随着进气门晚关角度增大而增加；受到凸轮激励产生自振的影响，气门关闭后的弹簧力波动幅度大于气门开启前，EIVC控制策略配气机构的波动幅度大于LIVC控制策略。

综上所述，原机和米勒循环配气机构均不存在气门弹簧并圈现象，各气门弹簧工作状况良好。但米勒循环配气机构的气门弹簧力和升程波动都比原机大，说明原机配气机构气门弹簧的工作稳定性优于米勒循环。EIVC控制策略配气机构弹簧力受凸轮轴激励振动的影响比LIVC控制策略更大。

3 结论

1)EIVC和LIVC控制策略米勒循环气门落座速度均小于原机，气门落座比原机平稳。

2)LIVC控制策略米勒循环凸轮轴扭曲变形小于原机，但EIVC控制策略凸轮轴扭曲变形大于原机。

3)EIVC和LIVC控制策略米勒循环气门落座力小于原机，气门落座引起的冲击、磨损和噪声比原机小，能够在一定程度上延长配气机构的使用寿命。

4)LIVC控制策略米勒循环凸轮与挺柱的接触应力小于EIVC控制策略米勒循环。

5)原机配气机构的气门弹簧工作稳定性优于EIVC和LIVC控制策略的米勒循环。