黃　勇　黃忠文　葉年業(yè)　穆建華　張　俊　唐海嬌　朱茂強(qiáng)（上汽通用五菱汽車股份有限公司技術(shù)中心廣西柳州545007）

優(yōu)化凸輪軸及進(jìn)氣歧管設(shè)計(jì)改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能

黃勇黃忠文葉年業(yè)穆建華張俊唐海嬌朱茂強(qiáng)
（上汽通用五菱汽車股份有限公司技術(shù)中心廣西柳州545007）

為改善某小型汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的中低速性能，通過優(yōu)化凸輪軸凸輪工作段及緩沖段的型線設(shè)計(jì)，提高進(jìn)氣凸輪軸的運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)性能；優(yōu)化進(jìn)氣歧管的形狀，增加進(jìn)氣歧管的長(zhǎng)度，改善了進(jìn)氣歧管的氣流特性。優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管的穩(wěn)態(tài)流量均優(yōu)于原機(jī)，最大增加7.5%。經(jīng)過臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證，優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩在中低轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均優(yōu)于原機(jī)，最大扭矩提升12.4%；優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均優(yōu)于原機(jī)，最大燃油消耗率下降16.4%。

凸輪軸進(jìn)氣歧管發(fā)動(dòng)機(jī)性能

引言

根據(jù)市場(chǎng)調(diào)查，針對(duì)大多數(shù)客戶反饋的某商用車發(fā)動(dòng)機(jī)中低速扭矩低，汽車低速爬坡無力的問題，對(duì)現(xiàn)有發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)，提升中低速扭矩，改善油耗，滿足客戶的期望。

為了能最大程度地沿用原機(jī)零件，減少制造系統(tǒng)生產(chǎn)線的改造，本文從凸輪軸和進(jìn)氣歧管的優(yōu)化設(shè)計(jì)入手，采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)相結(jié)合，通過改變進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度和結(jié)構(gòu)布置以及凸輪軸的型線參數(shù)等，達(dá)到發(fā)動(dòng)機(jī)中低速扭矩提升及油耗降低的要求。

1　凸輪軸優(yōu)化設(shè)計(jì)

凸輪軸型線就是凸輪的運(yùn)動(dòng)曲線，通過它可以控制氣門的開閉，將進(jìn)氣歧管中的空氣送入氣缸燃燒。凸輪軸型線的設(shè)計(jì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能有很大的影響，良好的凸輪軸型線設(shè)計(jì)能保證發(fā)動(dòng)機(jī)具有良好的充氣性能，進(jìn)而提高發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。以下通過運(yùn)用AVL EXCITE TD對(duì)凸輪軸型線進(jìn)行優(yōu)化，提高凸輪軸的運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)要求。

1.1單閥系模型

該小型汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的配氣機(jī)構(gòu)采用頂置凸輪軸機(jī)構(gòu)。其基本結(jié)構(gòu)由凸輪、機(jī)械挺柱、氣門、氣門彈簧、氣門鎖夾及彈簧座圈組成，其結(jié)構(gòu)形式和單閥系模型如圖1所示。

圖1　單閥系結(jié)構(gòu)和模型圖

1.2進(jìn)氣凸輪軸型線優(yōu)化

圖2為原機(jī)的進(jìn)氣凸輪軸型線，進(jìn)氣凸輪軸型線對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響主要有兩個(gè)方面［1］：1）氣門開啟及關(guān)閉時(shí)刻；2）凸輪的升程和工作包角。根據(jù)此次優(yōu)化設(shè)計(jì)的要求：最大程度的沿用原機(jī)零件，我們保持凸輪軸的基圓半徑及最大氣門升程不變，僅對(duì)凸輪工作段及緩沖段進(jìn)行優(yōu)化，這樣可以保證氣門最大升程時(shí)與活塞的間隙滿足要求，避免氣門或者活塞的更改。

圖2　原機(jī)凸輪軸型線

1.2.1凸輪工作段優(yōu)化

凸輪工作段是控制氣門開啟時(shí)間的工作區(qū)域。根據(jù)凸輪軸工作段設(shè)計(jì)函數(shù)ISAC（氣門分段加速度函數(shù)）具有可用任意函數(shù)自由搭配，靈活性好的特點(diǎn)，采用其對(duì)凸輪工作段進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。將凸輪工作段的進(jìn)氣側(cè)和排氣側(cè)的半包角由61°CaA減小到59°CaA，降低氣門的持續(xù)開啟角，縮短氣門的開啟時(shí)間，避免當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)在低轉(zhuǎn)速運(yùn)行時(shí)，由于氣流的流速較低，氣流的慣性作用相對(duì)較小，導(dǎo)致新鮮空氣的回流，影響發(fā)動(dòng)機(jī)中低速的性能。

1.2.2凸輪緩沖段優(yōu)化

凸輪緩沖段是連接基圓與工作段的過渡段。根據(jù)緩沖段設(shè)計(jì)函數(shù)類型的特點(diǎn)以及發(fā)動(dòng)機(jī)類型，采用梯形函數(shù)來進(jìn)行優(yōu)化，將開啟側(cè)緩沖段的包角由19°CaA提高到27.5°CaA，關(guān)閉側(cè)緩沖段的包角由25°CaA提高到27.5°CaA，減小氣門落座時(shí)產(chǎn)生的沖擊，保證配氣機(jī)構(gòu)的可靠性和穩(wěn)定性。

1.2.3凸輪軸型線優(yōu)化

根據(jù)此小型汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)，對(duì)圖1中的模型進(jìn)行各部件質(zhì)量、剛度和阻尼等參數(shù)的設(shè)置，將原機(jī)的進(jìn)氣凸輪軸型線（見圖2）輸入到模型中，按照上述的要求進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到優(yōu)化后的進(jìn)氣凸輪軸型線，如圖3所示。

圖3　優(yōu)化后凸輪軸型線

1.3運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)分析

將原機(jī)和優(yōu)化后的進(jìn)氣凸輪軸型線數(shù)據(jù)分別輸入到圖1的單閥系模型中進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)分析。

1.3.1運(yùn)動(dòng)學(xué)分析

原機(jī)及優(yōu)化后的進(jìn)氣凸輪軸對(duì)應(yīng)的配氣機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)特性對(duì)比分析如表1所示。

表1　原機(jī)及優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)特性對(duì)比

由表1可知：

1）優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)彈簧裕度滿足設(shè)計(jì)要求大于1.3，確保從動(dòng)件在凸輪表面不會(huì)跳開，并且比原機(jī)降低了4.3%，減小了驅(qū)動(dòng)功率，降低了能耗。

2）優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)K系數(shù)滿足設(shè)計(jì)要求大于1.2，并且比原機(jī)提高了8.9%，更好地避免了閥系發(fā)生共振的可能性。

3）優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)最大躍度滿足設(shè)計(jì)要求小于1800，并且比原機(jī)降低了14.8%，從而減小從動(dòng)件振動(dòng)，使運(yùn)行更加平穩(wěn)。

4）優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)0 r/min下的接觸應(yīng)力、豐滿度及潤(rùn)滑系數(shù)均滿足設(shè)計(jì)要求，保證配氣機(jī)構(gòu)的可靠性和穩(wěn)定性。

由以上分析可知，優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)滿足設(shè)計(jì)要求。

1.3.2動(dòng)力學(xué)分析

原機(jī)和優(yōu)化后的凸輪與挺柱間的接觸應(yīng)力，如圖4所示；原機(jī)和優(yōu)化后的凸輪與挺柱間最小油膜厚度，如圖5所示；原機(jī)和優(yōu)化后的氣門落座力，如圖6所示；原機(jī)和優(yōu)化后的氣門落座速度，如圖7所示。

1）由圖4可知，優(yōu)化后的凸輪與挺住間的接觸應(yīng)力最大值為544 MPa/3 000 r/min與原機(jī)相當(dāng)，滿足小于700 MPa的評(píng)判要求，避免了因接觸應(yīng)力過大產(chǎn)生飛脫的現(xiàn)象。

2）由圖5可知，優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)凸輪與挺柱間最小油膜厚度0.033 μm/7 200 r/min，相比原機(jī)下降了21.4%，進(jìn)而降低了凸輪與挺柱之間的摩擦，減小了驅(qū)動(dòng)功率，降低了能耗。

3）由圖6、圖7可知，由于工作段半包角的減小，優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)氣門的落座速度及氣門落座力均較原機(jī)有所提高，但是氣門的落座速度沒有產(chǎn)生突變，滿足小于0.5 mm/s的評(píng)判要求，氣門落座力滿足小于6倍氣門彈簧預(yù)緊力（此發(fā)動(dòng)機(jī)的氣門彈簧預(yù)緊力為120 N）的評(píng)判要求［2］，避免了因氣門落座速度及落座力過大而造成噪聲過大，氣門壽命降低的風(fēng)險(xiǎn)。

圖4　原機(jī)及優(yōu)化后的凸輪與挺住間的接觸應(yīng)力

圖5　原機(jī)及優(yōu)化后的凸輪與挺柱間最小油膜厚度

圖6　原機(jī)及優(yōu)化后的氣門落座力

圖7　原機(jī)及優(yōu)化后的氣門落座速度

由以上分析可知，優(yōu)化后的配氣機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)學(xué)滿足設(shè)計(jì)要求。

2　進(jìn)氣歧管優(yōu)化設(shè)計(jì)

進(jìn)氣歧管是發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵零件，它的長(zhǎng)度、形狀等參數(shù)對(duì)進(jìn)氣阻力、進(jìn)氣均衡性和充氣效率有很大的影響。好的進(jìn)氣歧管設(shè)計(jì)，要求進(jìn)氣阻力小，各缸的進(jìn)氣均勻性好、能針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的需求利用波動(dòng)充氣和諧振充氣的原理提高發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣流量。

2.1進(jìn)氣歧管參數(shù)優(yōu)化

進(jìn)氣歧管的設(shè)計(jì)需要匹配好各支管的走向和長(zhǎng)度，以保證減小進(jìn)氣阻力，提高各缸的進(jìn)氣均衡性。對(duì)于自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)來說，進(jìn)氣壓力是負(fù)壓，所以進(jìn)氣歧管的波動(dòng)效應(yīng)對(duì)進(jìn)氣量的影響較大，根據(jù)波動(dòng)充氣原理，選擇合理的進(jìn)氣歧管參數(shù)，使反射波在進(jìn)氣門關(guān)閉前到達(dá)進(jìn)氣門，則可以增加進(jìn)氣門處的進(jìn)氣壓力，從而提高進(jìn)氣量［3］。

因此，對(duì)進(jìn)氣歧管的優(yōu)化主要從進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。而穩(wěn)壓腔及進(jìn)氣支管等形狀參數(shù)則根據(jù)總體布置要求進(jìn)行輔助設(shè)計(jì)。

2.1.1進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度優(yōu)化

進(jìn)氣歧管的長(zhǎng)度不僅影響進(jìn)氣系統(tǒng)中壓力波的相位，而且影響波動(dòng)效應(yīng)傳遞到氣門的時(shí)間。合成波的相位應(yīng)與配氣相位的關(guān)閉時(shí)刻配合，而合成波的相位主要取決與支管長(zhǎng)度，配氣相位的關(guān)閉時(shí)刻與轉(zhuǎn)速有關(guān)?？蛇\(yùn)用公式（2）進(jìn)行估算［4-5］：

式中，n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min；V為聲波傳遞速度，m/s；Φ為進(jìn)氣門開啟持續(xù)角，（°CA）；L為進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度，m。

由式（1）可以看出，在每一個(gè)轉(zhuǎn)速下都有一個(gè)最佳的進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度。所以我們?cè)O(shè)計(jì)不可變長(zhǎng)度的進(jìn)氣歧管時(shí)，一般根據(jù)匹配的整車需求，進(jìn)行折中處理。

根據(jù)此款發(fā)動(dòng)機(jī)的要求，我們將發(fā)動(dòng)機(jī)的最大扭矩轉(zhuǎn)速范圍從原機(jī)的4 000～4 400 r/min提前到3 600～4 000 r/min，由圖3優(yōu)化后凸輪軸型線得到進(jìn)氣門的開啟持續(xù)角Φ=236°CA，而聲波在空氣中的傳遞速度V=340 m/s，通過式（1）計(jì)算得到不同轉(zhuǎn)速下的最佳進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度，如表2所示。

表2　不同轉(zhuǎn)速下的最佳進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度

通過以上分析，最終選取最具代表性的4種進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度，分別為540 mm，555 mm，575 mm，595 mm，進(jìn)行分析計(jì)算。

運(yùn)用GT-Power軟件建立發(fā)動(dòng)機(jī)一維模型（如圖8所示），通過原機(jī)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行模型標(biāo)定，用標(biāo)定好的模型對(duì)優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)性能計(jì)算分析，改變進(jìn)氣歧管的長(zhǎng)度得到對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩的影響分析結(jié)果，如圖9所示。

圖8　發(fā)動(dòng)機(jī)GT-Power一維模型

圖9　不同進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩的影響

由圖9可知，中低速時(shí)，較長(zhǎng)的進(jìn)氣歧管扭矩優(yōu)于較短的進(jìn)氣歧管：高速時(shí)，較短的進(jìn)氣歧管則優(yōu)于較長(zhǎng)的進(jìn)氣歧管。由于此款發(fā)動(dòng)機(jī)匹配的是商用車，因此我們折中選取575 mm長(zhǎng)度的進(jìn)氣歧管（原機(jī)進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度430 mm），在提高中低速扭矩的同時(shí)也避免高速段的扭矩急劇下降。

原機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬數(shù)據(jù)對(duì)比分析，如圖10所示。

圖10　原機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬數(shù)據(jù)對(duì)比

由圖10可知，優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)中低速扭矩有了明顯提升，預(yù)計(jì)扭矩將比原機(jī)最大提升10%左右，后面將通過臺(tái)架試驗(yàn)來驗(yàn)證。

2.2優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管分析

2.2.1進(jìn)氣歧管三維模型

根據(jù)確定的進(jìn)氣歧管的參數(shù)和結(jié)構(gòu)，運(yùn)用UG軟件對(duì)優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管進(jìn)行三維建模，圖11為原機(jī)及優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管三維數(shù)模圖。

圖11　原機(jī)及優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管三維模型

2.2.2CFD分析

根據(jù)2.2.1建立的優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管模型，在CAD軟件中導(dǎo)出S T L格式的進(jìn)氣歧管內(nèi)部型芯模型；利用C F D軟件F i r e提供的前處理工具對(duì)歧管模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為保證計(jì)算精度，對(duì)各支管壁面及進(jìn)出口表面進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，網(wǎng)格尺寸4 mm（關(guān)鍵部位2 mm），單元總數(shù)118 095，節(jié)點(diǎn)數(shù)133 619，如圖12所示。

圖12　優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管內(nèi)流場(chǎng)網(wǎng)格模型

根據(jù)實(shí)際的工作條件，在模型中輸入邊界條件及模型參數(shù)，對(duì)原機(jī)及優(yōu)化后的歧管進(jìn)行定壓差（2.5kPa）穩(wěn)態(tài)流動(dòng)計(jì)算，得到原機(jī)和優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管各支管的流量對(duì)比，如圖13所示；優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管各支管的進(jìn)氣均勻性，如圖14所示。

圖13　原機(jī)和優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管各支管流量對(duì)比

圖14　優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管各支管進(jìn)氣均勻性

1）由圖13可知，優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管的穩(wěn)態(tài)流量均優(yōu)于原機(jī)，最大增加7.5%。

2）由圖14可知，優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管各支管進(jìn)氣均勻性均小于4%的限值。

3　臺(tái)架驗(yàn)證

根據(jù)進(jìn)氣凸輪軸及進(jìn)氣歧管的優(yōu)化結(jié)果，制作樣件裝機(jī)進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證。原機(jī)及優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)性能對(duì)比如圖15所示。

圖15　優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)性能對(duì)比

由圖15可知：

1）優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩在中低轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均優(yōu)于原機(jī)，扭矩最大提升了12.4%；

2）優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均優(yōu)于原機(jī)，最大燃油消耗率下降16.4%。

4　結(jié)論

1）通過AVL EXCITE TD對(duì)凸輪軸凸輪工作段及緩沖段的型線設(shè)計(jì)優(yōu)化，提高凸輪軸的運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)性能。

2）優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管的流量均優(yōu)于原機(jī)，并且優(yōu)化后的進(jìn)氣歧管各支管進(jìn)氣均勻性均小于4%的要求。

3）優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩在中低轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均優(yōu)于原機(jī)，扭矩最大提升12.4%；

4）優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均優(yōu)于原機(jī)，燃油消耗率最大下降16.4%。

1唐海嬌，夏志豪.基于AVL EXCITE TD的凸輪軸型線仿真優(yōu)化［J］.汽車工程師，2014（3）：23-27

2AVL Excite Timing Driver User Gide［M］.AVL list，2007

3藍(lán)志寶，黃振霞.微型面包車發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管的優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.裝備制造技術(shù)，2012（06）：41-43，52

4Brands M.C．Helmlhohz tuned induction systems for turbo charged diesel engine［C］．SAE Paper 790069

5AVL Company.AVL Fire User Guide［M］.AVL list，2007

Design Optimization of the Camshaft and Intake Manifold for the Engine Performance Improvement

HuangYong，HuangZhongwen，YeNianye，MuJianhua，ZhangJun，TangHaijiao，ZhuMaoqiang
TechnicalDevelopmentCenter，SAICGMWulingAutomobileCo.，Ltd.（Liuzhou，Guangxi，545007，China）

To improve one engine's performance in low and medium speed，the cam's profiles were optimized including operation area and cushion area.A better performance in kinematics and dynamics was gained，and the shape of the intake manifold was optimized，the length of the intake manifold increased，thus the airflow character was improved.The steady-state flow performance of intake manifold was improved，the max rise rate is 7.5%.Via the dyno test，the optimized engine has a better torque in low and medium speed compared to the original engine，the max torque rises by 12.4%；the specific fuel consumption of engine is superior to the original engine，and the max specific fuel consumption decreased by16.4%. Keywords：Camshaft，Intake manifold，Engine performance

TK413.4+1

A

2095-8234（2015）04-0065-06

2015-05-21）

黃勇（1982-），男，工程師，主要從事發(fā)動(dòng)機(jī)開發(fā)與應(yīng)用。