氣動-內燃混合動力系統的電液可變氣門研究*

葉 錦，李道飛，王 雷，徐煥祥，俞小莉

（浙江大學 能源工程學系，浙江 杭州 310027）

0 引 言

內燃機作為汽車的主要動力源，其動力性、經濟性和排放性能在經過這一百多年的發展后都得到了很大的改善，但是能量利用效率依然很低，汽油機效率約為30%，柴油機效率約為40%［1］。為此，人們提出各種改進技術，包括油電混合技術、氣動-內燃混合技術、增壓技術、分層燃燒技術等［2-4］。

氣動-內燃混合動力技術是將氣動發動機和內燃機有機結合的一種新型技術，可有效提高燃料利用效率和排放性能:當車輛工作在低負荷區域，采用氣動發動機作為動力源，實現零排放；當車輛工作在中等負荷區域，采用內燃機作為動力源，實現內燃機高效運行；當車輛工作在大負荷區域，氣動發動機和內燃機同時工作，以提高車輛動力性，并且氣動發動機可以有效利用內燃機余熱，提高其效率；當車輛制動時，系統可以實現制動能量回收［5］。

已有研究表明，不同的配氣相位對氣動發動機動力性和經濟性有較大影響［6］。同時，氣動-內燃混合動力汽車在行駛過程中，經常在氣動、內燃、制動能量回收以及輔助增壓等工作模式下不斷切換［7］。采用傳統固定相位的配氣機構，難以實現氣門升程和正時靈活控制，極大地限制了氣動-內燃混合動力技術的應用。國內外一直致力于開發適用于氣動-內燃混合動力的可變氣門技術。瑞典Lund大學Sasa等人［8］采用電控氣動全可變氣門，將一臺Scania D12發動機改造成氣動-內燃混合動力發動機。浙江大學陳平錄等人［9］開發了滑閥式電控氣動全可變氣門，并將其應用于氣動發動機。由于氣體的可壓縮性，電控氣動全可變氣門控制較為復雜，在控制的動態響應和穩定性方面存在不足，此外還需要耗費一定的壓縮空氣。

為此，本研究設計制作電控液壓全可變氣門的原理樣機，并開發相應的控制系統軟、硬件，并進行初步的試驗分析。

1 混合動力工作模式分析

筆者研究的氣動-內燃混合動力系統如圖1所示，在傳統發動機基礎中增加一個可變氣門，作為壓縮空氣控制閥，這種形式的混合動力存在4種不同工作模式:內燃模式、氣動模式、制動模式以及輔助增壓模式。在內燃模式時，可變氣門關閉，此時工作過程等同于傳統內燃機。

圖1 氣動-內燃混合動力系統示意圖

1.1 氣動工作模式

氣動工作模式可用于車輛起步或者低速時使用。此時發動機停止噴油，原有進、排氣氣門工作條件不變，可變氣門激活。在原內燃模式膨脹沖程開啟，使氣罐內壓縮空氣進入氣缸推動活塞做功。此時的示功圖如圖2所示。通過延長可變進氣門的關閉時間，如將5延長至5'，則可以增大氣動模式的輸出功，提高氣動模式動力性，適用于車輛起動工況。

圖2 氣動模式示功圖

1.2 制動工作模式

制動工作模式可在車輛制動時回收車輛動能，以壓縮空氣能量儲存。此時發動機停止噴油，可變氣門激活。控制可變氣門在壓縮沖程中缸內壓力達到氣罐壓力時開啟，使缸內氣體進入氣罐內，而后在壓縮沖程上止點關閉。此時的缸內示功圖如圖3所示。通過提前開啟可變氣門，如將3提前至3'，則可增加制動功，提高車輛制動力。

圖3 制動模式示功圖

1.3 輔助增壓模式

當車輛處于起步或者加速工況時，噴油量增加導致空燃比減小，造成排放惡化等問題。通過輔助增壓可以很好地解決這一問題，同時能夠提高升功率［10］。該模式在發動機進氣過程結束后開啟可變氣門，利用氣罐內高壓氣體對缸內進行補氣，同時通過調整噴油量，提升發動機功率。此時的示功圖如圖4所示。在此模式中，提前開啟可變氣門，如將3提前至3'，此時缸內壓力較小，可增加補氣量，提高壓縮沖程最終壓力，增加輸出功率。

2 電控液壓全可變氣門系統設計

氣動-內燃混合動力系統在低速時，一般采用氣動模式，而根據文獻［11］的實驗結果，氣動發動機工作轉速超過1 200 r/min后，氣耗率惡化，效率大大降低。而可變氣門在不同模式工作時開啟持續角低于180°CA，同時壓縮空氣壓力遠高于大氣，氣門最大升程低于原有進排氣門的最大升程。本研究設計的可變氣門應用對象為290F發動機，總體設計目標為:滿足氣動模式轉速1 200 r/min，進氣持續角180°CA，最大氣門升程5 mm。

圖4 輔助增壓模式示功圖

2.1 總體方案

電液驅動可變氣門系統由液壓系統、氣門執行機構和控制系統3部分組成，電液驅動可變氣門系統示意圖如圖5所示。控制器接收參數指令，向電磁閥驅動器發出信號，控制氣門的開閉。

圖5 電液驅動可變氣門系統示意圖

工作原理如下:①氣門開啟階段，當進油電磁閥B、排油電磁閥A接受控制信號開啟，高壓油經過進油電磁閥A進入柱塞上腔室，推動柱塞向下運動，氣門開啟；②氣門保持開啟階段，進油電磁閥和泄油電磁閥全部關閉，上下腔室內油液被封存，由于油液的不可壓縮性，氣門保持開啟位置不變；③氣門關閉階段，進油電磁閥A和排油電磁閥B分別接收控制信號開啟，高壓油經過進油電磁閥A進入柱塞下腔室，推動柱塞向上運動，氣門開始關閉；④氣門保持關閉階段，進油電磁閥和泄油電磁閥保持關閉，氣門保持關閉位置不變。

2.2 氣門執行機構

可變氣門執行機構是液壓能向機械能轉化的核心部件，通過液壓油路切換可實現氣門執行機構開啟、保持和關閉動作。考慮到實際加工的難度，氣門機構的設計須盡量減少對原型機缸蓋結構的改變。氣門執行機構轉配圖如圖6所示，主要包括殼體、鎖緊螺栓、端蓋、柱塞和密封圈。這些部件構成氣門執行機構上、下液壓腔，氣門的開啟最大升程受下端蓋的限制。為保證氣門執行機構良好的密封性，本研究采用雙向密封的格萊圈來密封柱塞與殼體以及上、下端蓋配合面。

圖6 可變氣門執行機構

2.3 液壓系統

液壓系統［12］主要包括電動機、液壓泵、蓄能器以及傳感器等部件，其主要設計參數為液壓系統額定壓力、額定流量以及電機額定功率。

對于結構參數固定的電液驅動可變氣門系統，液壓系統壓力決定了氣門開啟的最大位移和速度。由于本研究的電液驅動可變氣門液壓系統氣門關閉過程中，液壓力大于壓縮空氣作用力，液壓系統額定壓力可由下式計算:

式中:PN—液壓系統額定壓力，λ—液壓系統壓力損失系數，δ—液壓系統安全裕度，Dl—柱塞下出桿直徑，Dm—柱塞直徑，F—氣門上壓縮空氣作用力，Dv—氣門直徑，pcom—壓縮空氣壓力。

將如表1所示的參數代入式（1，2）計算，得到:PN=14.5 MPa。

液壓系統額定流量是指液壓系統正常工作時的最大流量。對于結構參數固定的電液驅動可變氣門系統，液壓系統額定流量同樣決定了氣門開啟速度。由于柱塞上、下出桿直徑不同，氣門關閉時的液壓腔室的進油流量大于氣門打開時的進油流量，額定流量按氣門關閉時的流量計算:

表1 液壓系統額定壓力計算參數表

式中:QN—液壓系統額定流量，ξ—液壓系統流量損失系數，L—最大氣門升程，t—氣門關閉動作完成時間。

氣動-內燃混合動力系統工作于純氣動模式，其進氣過程持續180°CA，包括進氣門打開、保持和關閉3個過程，為簡化計算，假設3個過程所需要的時間一樣，因此可設置進氣門關閉持續角為60°CA，即氣門關閉動作完成時間為:

式中:r—可變氣門設計滿足的最高轉速。

將式（4）代入式（3），并將如表1、表2所示的參數代入計算，可以得到:QN=3.8 L/min。

表2 液壓系統額定流量計算參數表

對于液壓系統，電動機功率和液壓系統額定壓力和額定流量的關系如下式所示:

式中:P—電機動率，kW；PN—液壓系統額定壓力，MPa；QN—液壓系統額定流量，L/min；ηp—液壓泵總效率；ψ—轉換效率。

電機功率設計算參數表如表3所示。由表3參數進行計算，得到P=0.95 kW。

2.4 控制系統硬件選型

控制系統主要包括液壓電磁閥、電磁閥驅動器和控制器。電磁閥用于控制液壓油的通斷，其響應速度、流通面積對氣門的開啟速度和關閉速度有著重要的影響。因此，在滿足系統流量需求的情況下，宜盡量選擇開啟和關閉延遲小的電磁閥。本研究采用的HSV兩位兩通高速開關電磁閥如圖7所示，在壓力為14 MPa的時候，流量為9 L/min，大于液壓系統最大流量（3.8 L/min），滿足要求。同時電磁閥開啟時間小于3.5 ms，關閉時間小于2.5 ms。電磁閥驅動方法采用PWM調制方式，根據所選的電磁閥，本研究采用HLQDQ-4H電磁閥驅動器。控制器選用美國國家儀器公司NI-CompactRIO智能實時嵌入式控制系統，通過NI9401輸出5 V TTL信號作為電磁閥驅動器的控制信號。

表3 電機功率設計算參數表

圖7 兩位兩通高速開關電磁閥

2.5 控制器軟件開發

本研究中，控制器軟件采用LabVIEW圖形化編程平臺，包括Realtime（RT）程序和底層FPGA程序，可變氣門控制程序結構及控制信號示意圖如圖8所示，FP?GA程序包括電磁閥控制信號輸出模塊和傳感器信號采集模塊。RT程序的主要功能包括配置運行參數、試驗數據實時顯示、數據保存。氣門控制信號由主脈寬和PWM兩部分組成，系統通過信號的持續時間控制氣門的開啟與關閉。

圖8 可變氣門控制程序結構及控制信號示意圖

3 電控液壓全可變氣門測試分析

測試系統具體實物圖如圖9所示。氣門升程通過激光位移傳感器測量，液壓系統壓力通過壓力變送器測量。

圖9 電液氣門測試系統

控制器發出信號后，電控液壓驅動可變氣門需要經過一段延時后才能響應。延時主要由3個部分組成:電磁的電磁力延時、氣門執行機構液壓腔室內的液壓力變化延時以及電磁閥和液壓柱塞的機械延時。在實際應用中，應調整控制信號來減少或消除延時的不利影響。液壓系統壓力為13 MPa時的電控液壓驅動可變氣門響應特性如圖10所示。圖中開啟信號發出到氣門開始運動時，經歷的延時時間t1=6.2 ms，其中電磁閥完全開啟延時3.5 ms，液壓腔室壓力開始建立到柱塞開始運動之間存在2.7 ms的延時；關閉信號發出到氣門開始關閉時，經歷的延時時間t2=5.8 ms。

圖10 電控液壓驅動可變氣門響應特性

液壓系統壓力14.5 MPa時，不同氣門開啟信號持續時間所對應的氣門升程曲線如圖11所示。隨著氣門開啟信號持續時間增加，氣門升程呈現線性增加；當開啟信號持續時間為30 ms時，氣門升程達到8.9 mm，當開啟信號持續時間為21 ms時，氣門升程僅達到6.2 mm。因此，在實際應用中，電控液壓驅動可變氣門可通過控制開啟信號持續時間，即進油時間，以調節氣門升程大小。

圖11 不同氣門開啟持續時間時的氣門升程規律

液壓系統壓力為14.5 MPa時，氣門位于最大升程時，不同的保持時間（氣門開啟信號結束至氣門關閉信號開始）所對應的氣門升程曲線如圖12所示。圖12中，隨著氣門保持時間增加，氣門在最大位移處保持的時間逐漸增長。這表明通過改變氣門保持時間，本研究設計的電液氣門系統可成功實現氣門持續角的控制。從圖12中還可得到，如果氣門開啟持續曲軸轉角為180°、氣門最大升程5 mm、保持時間為4 ms時氣門打開持續時間約為30 ms，可在發動機轉速1 000 r/min時工作，如果減小保持時間至0 ms，可滿足發動機轉速1 200 r/min的設計要求。

圖12 不同氣門開啟保持時間對應氣門升程曲線

4 結束語

本研究首先討論了氣動-內燃混合動力系統的3種工作模式，以低速工況下混合動力系統氣動模式為例，設計開發了電液全可變氣門；基于NI-CompactRIO平臺開發了可變氣門控制系統，并采用PWM調制方式驅動電磁閥；最后，對電液氣門進行了初步的試驗分析。研究結果表明，電液全可變氣門具有一定的響應延時，但是其響應特性基本滿足工作要求；通過控制進油時間和保持時間，可以實現氣門升程和正時的調整和優化，更好地滿足氣動工作模式可變氣門的設計要求。

目前，電液驅動可變氣門依然處在試驗開發階段，下一步研究將針對內燃模式、制動能量回收模式以及輔助增壓模式等多種模式進一步改進，并開展模式切換瞬態過程中的動力學特性研究。

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