于飛， 劉波瀾， 顏超， 韓耀輝， 王文泰

(北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081)

0 引言

高強(qiáng)化柴油機(jī)功率密度的進(jìn)一步提升帶來(lái)缸內(nèi)爆發(fā)壓力控制更加困難的問(wèn)題，采用米勒循環(huán)是一種可有效降低爆發(fā)壓力的技術(shù)手段，是未來(lái)高強(qiáng)化柴油機(jī)發(fā)展的主流技術(shù)方向[1-2]。米勒循環(huán)控制參數(shù)即米勒率的提高可有效降低壓縮比，研究表明米勒率達(dá)到2左右時(shí)有效壓縮比減少近半，這種情況會(huì)帶來(lái)柴油機(jī)啟動(dòng)困難的問(wèn)題[3]。因此，未來(lái)高強(qiáng)化柴油機(jī)采用可變配氣相位技術(shù)，已成為技術(shù)發(fā)展的必然選擇。

可變配氣技術(shù)被民用車輛普遍采用，具有減少泵氣損失、提高充氣效率、實(shí)現(xiàn)可變有效壓縮比、提高怠速穩(wěn)定性、優(yōu)化膨脹比、實(shí)現(xiàn)內(nèi)部廢氣再循環(huán)等優(yōu)點(diǎn)?？勺儦忾T(mén)正時(shí)可以根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的不同轉(zhuǎn)速和負(fù)荷提供合適的氣門(mén)正時(shí)角，從而改善發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力、經(jīng)濟(jì)和排放等性能。

目前最常用的可變氣門(mén)正時(shí)技術(shù)包括豐田vvt-i[4]、寶馬vanos[5]等，它們通過(guò)液壓調(diào)節(jié)凸輪軸轉(zhuǎn)動(dòng)來(lái)改變氣門(mén)正時(shí)角，其性能和響應(yīng)受發(fā)動(dòng)機(jī)工況影響較大。無(wú)凸輪式可變氣門(mén)機(jī)構(gòu)成本較高且控制復(fù)雜，短時(shí)間內(nèi)難以應(yīng)用[6-8]。電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，控制方便，逐漸被國(guó)內(nèi)外研究人員所重視[9-12]。在電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)中，電機(jī)作為驅(qū)動(dòng)裝置[13]，其減速器為執(zhí)行裝置[14]，大減速比的減速器可以增加電機(jī)輸出扭矩，減少氣門(mén)正時(shí)角調(diào)節(jié)誤差[15]，達(dá)到更好的氣門(mén)正時(shí)角調(diào)節(jié)效果。

電動(dòng)可變配氣相位技術(shù)也是柴油機(jī)逐漸走向電器化的技術(shù)內(nèi)容之一，帶來(lái)柴油機(jī)性能調(diào)節(jié)更大的裕度?？勺兣錃庀辔患夹g(shù)在柴油機(jī)領(lǐng)域的應(yīng)用目前較少，這與柴油機(jī)的強(qiáng)化程度及機(jī)構(gòu)的性能有關(guān)系。

本文針對(duì)某柴油機(jī)對(duì)配氣正時(shí)的調(diào)節(jié)需求開(kāi)展新型電動(dòng)配氣相位機(jī)構(gòu)的研究，研究設(shè)計(jì)了基于無(wú)刷直流電機(jī)結(jié)合大減速比NN型減速器的調(diào)節(jié)系統(tǒng)，建立了系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型，仿真分析了基本調(diào)節(jié)特性和控制參數(shù)初選，開(kāi)展了模擬臺(tái)架試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了基本調(diào)整特性、啟動(dòng)調(diào)節(jié)特性和電壓影響特性等性能，從而為可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)的實(shí)用奠定了技術(shù)基礎(chǔ)。

1 電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)依據(jù)

針對(duì)研究的某型高強(qiáng)化柴油機(jī)實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)的技術(shù)需求，其進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)角的調(diào)整范圍如圖1所示。配氣的調(diào)節(jié)主要分為兩個(gè)方面，首先，根據(jù)柴油機(jī)的轉(zhuǎn)速和負(fù)荷調(diào)節(jié)氣門(mén)晚關(guān)角，在高轉(zhuǎn)速高負(fù)荷時(shí)采用較大進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)角實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)，從而減少爆發(fā)壓力并提高循環(huán)效率；在低轉(zhuǎn)速低負(fù)荷時(shí)采用較小的進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)角，以提高進(jìn)氣效率、減少對(duì)進(jìn)氣壓力要求。其次，在柴油機(jī)進(jìn)入啟動(dòng)階段時(shí)，需要較小的進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)角來(lái)保證循環(huán)的有效壓縮比處于較高水平，從而保證柴油機(jī)啟動(dòng)過(guò)程缸內(nèi)燃燒順利地進(jìn)行。由此可以看出，所需進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)角的調(diào)節(jié)范圍為26.5°. 為方便研究，本文設(shè)計(jì)電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)角可調(diào)節(jié)范圍為35°.

圖1 不同工況下需要的進(jìn)氣門(mén)晚關(guān)角Fig.1 Late intake valve closing angle required by different operating conditions

該柴油機(jī)氣門(mén)彈簧剛度40 000 N/m，預(yù)緊力290 N，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時(shí)凸輪軸實(shí)際負(fù)載轉(zhuǎn)矩如圖2所示，其平均轉(zhuǎn)矩為4.7 N·m.

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1 000 r/min時(shí)凸輪軸扭矩Fig.2 Cam shaft torque at 1 000 r/min

1.2 電動(dòng)可變配氣機(jī)構(gòu)

電動(dòng)可變配氣相位調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)基本調(diào)節(jié)原理與電液式的基本相同，即通過(guò)在曲軸- 凸輪軸的主傳動(dòng)系統(tǒng)中加入電機(jī)調(diào)節(jié)凸輪軸的附加運(yùn)行，從而使凸輪軸相對(duì)曲軸發(fā)生相位變化，達(dá)到相位調(diào)節(jié)的效果。電動(dòng)可變配氣相位系統(tǒng)組成如圖3所示，機(jī)構(gòu)總成安裝在凸輪正時(shí)齒輪端面?zhèn)?，分別由無(wú)刷直流電機(jī)、NN型減速器、曲軸相位傳感器、凸輪軸相位傳感器和發(fā)電機(jī)電子控制單元組成。

圖3 電動(dòng)可變配氣相位系統(tǒng)組成Fig.3 Composition of electric variable valve system

其核心裝置NN型減速器總成由5個(gè)主要組件組成，如圖4所示：輸出端外齒輪，即凸輪軸正時(shí)皮帶輪通過(guò)正時(shí)鏈條與曲軸正時(shí)皮帶輪連接，輸出端內(nèi)齒輪連接到凸輪軸，輸入端雙聯(lián)外齒輪套在偏心軸上，與輸入端內(nèi)齒輪嚙合；偏心軸由電機(jī)驅(qū)動(dòng)作為機(jī)構(gòu)的輸入。

圖4 NN型少齒差行星減速器Fig.4 NN planetary reductor

NN型減速器本質(zhì)上為2K-H行星輪系，為兩套齒圈、行星輪、行星架機(jī)構(gòu)的組合。組件輸出端外齒輪與輸入端內(nèi)齒輪通過(guò)螺釘連接固定旋轉(zhuǎn)，輸出端外齒輪在曲軸帶動(dòng)下將轉(zhuǎn)動(dòng)速度傳遞給輸入端內(nèi)齒輪，即第1套行星系統(tǒng)的齒圈結(jié)構(gòu)；兩套行星系統(tǒng)的行星輪同軸固定旋轉(zhuǎn)，即雙聯(lián)齒輪中的大齒輪為第1套行星系統(tǒng)的行星輪，小齒輪為第2套行星系統(tǒng)的行星輪。該減速器以第2套行星系統(tǒng)的齒圈(輸出端內(nèi)齒輪)作為輸出，同時(shí)兩套行星輪系的行星架為共用的偏心軸。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速與電機(jī)轉(zhuǎn)速相同，即輸入端內(nèi)齒輪與偏心軸轉(zhuǎn)速相同時(shí)，減速器各組件以相同的轉(zhuǎn)速共同旋轉(zhuǎn)；當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)速增加時(shí)，偏心軸帶動(dòng)雙聯(lián)齒輪轉(zhuǎn)速增加，與輸入端內(nèi)齒輪之間形成轉(zhuǎn)速差，該轉(zhuǎn)速差經(jīng)過(guò)行星輪的自轉(zhuǎn)以及圍繞偏心軸的公轉(zhuǎn)，減速輸出到輸出端內(nèi)齒輪，從而使輸出轉(zhuǎn)速增加。

該系統(tǒng)的具體工作原理為，當(dāng)氣門(mén)正時(shí)角不需要改變時(shí)，曲軸帶動(dòng)凸輪軸轉(zhuǎn)動(dòng)(凸輪軸轉(zhuǎn)速為曲軸的一半)，電機(jī)轉(zhuǎn)速保持與凸輪軸轉(zhuǎn)速相同；當(dāng)需要改變氣門(mén)正時(shí)角時(shí)，改變電機(jī)轉(zhuǎn)速，電機(jī)帶動(dòng)凸輪軸轉(zhuǎn)速改變，從而改變氣門(mén)正時(shí)角，相應(yīng)的調(diào)節(jié)原理如圖5所示。

圖5 氣門(mén)正時(shí)角調(diào)節(jié)原理Fig.5 Valve timing angle adjustment principle

1.3 機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)分析

NN型少齒差行星減速器傳動(dòng)簡(jiǎn)圖如圖6所示。圖6中，X為輸入端，a為輸入端外齒輪，b為輸入端內(nèi)齒輪，c為輸出端內(nèi)齒輪，d為輸出端外齒輪。

圖6 NN型少齒差行星減速器傳動(dòng)簡(jiǎn)圖Fig.6 Schematic diagram of NN planetary reductor transmission

使用轉(zhuǎn)化機(jī)構(gòu)法可以求得傳動(dòng)比計(jì)算公式為

(1)

式中:nX、nd分別為減速器對(duì)應(yīng)部件轉(zhuǎn)速；Za、Zb、Zc和Zd為對(duì)應(yīng)齒輪的齒數(shù)。

氣門(mén)正時(shí)角θ是電機(jī)與凸輪軸速差的積分，

(2)

式中：ne為電機(jī)轉(zhuǎn)速；nf為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速；t為工作終止時(shí)刻；τ為時(shí)間。

考慮到電機(jī)尺寸以及輸出扭矩，設(shè)計(jì)NN型少齒差行星減速器齒輪齒數(shù)如下：

(3)

其減速比計(jì)算可得為154，無(wú)刷直流電機(jī)的輸出扭矩由減速器放大(1∶154)，一般情況下對(duì)于通用的少齒差減速器，傳動(dòng)效率可取為0.85. 因此，電機(jī)輸出扭矩即使只有0.1 N·m也可以帶動(dòng)凸輪軸轉(zhuǎn)動(dòng)。

通過(guò)試驗(yàn)可測(cè)得目標(biāo)電機(jī)轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在1 000 r/min時(shí)實(shí)際電機(jī)轉(zhuǎn)速圖如圖7所示。由圖7可以看出，電機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)在±3 r/min，通過(guò)減速器的減速作用，由(4)式可以計(jì)算出實(shí)際氣門(mén)正時(shí)角的控制精度Eθ為0.116°.

(4)

式中：Ene為電機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)誤差(°/s)。

圖7 電機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)Fig.7 Motor speed fluctuation

2 系統(tǒng)建模

由第1節(jié)分析可知，該機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)所需功能是根據(jù)外部輸入的目標(biāo)轉(zhuǎn)角信號(hào)，通過(guò)調(diào)節(jié)伺服電機(jī)的轉(zhuǎn)速來(lái)改變氣門(mén)正時(shí)角大小。設(shè)計(jì)機(jī)構(gòu)控制結(jié)構(gòu)圖如圖8所示，電機(jī)用于驅(qū)動(dòng)NN型減速器的偏心軸，電機(jī)內(nèi)部有閉環(huán)調(diào)速器控制電機(jī)的轉(zhuǎn)速，該閉環(huán)調(diào)速器的輸入為參考轉(zhuǎn)速，參考轉(zhuǎn)速由反饋控制器及前饋控制器給出。本文中電機(jī)及其控制器被視為執(zhí)行器，輸入為參考凸輪相位以及凸輪負(fù)載，輸出電機(jī)轉(zhuǎn)速并經(jīng)過(guò)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)計(jì)算后得到實(shí)際凸輪相位。

圖8 機(jī)構(gòu)控制結(jié)構(gòu)圖Fig.8 Control structure of system

2.1 電機(jī)模塊

本文所用電機(jī)為無(wú)刷直流電機(jī)，其等效電路圖如圖9所示，分析無(wú)刷直流電機(jī)的等效數(shù)學(xué)模型作為其建模的依據(jù)。圖9中，U為電源電壓，R為繞樞電阻，i為回路電流，L為繞樞電感，E為電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)，Te為電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩，n為電機(jī)轉(zhuǎn)速，TL為負(fù)載轉(zhuǎn)矩，θe為電機(jī)轉(zhuǎn)角，M為電機(jī)本體。

圖9 直流電機(jī)等效電路圖Fig.9 Equivalent circuit diagram of brushless DC motor

由基爾霍夫電壓定律，可得

(5)

電磁轉(zhuǎn)矩E與電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)Te分別為

(6)

式中：Ce為反電動(dòng)勢(shì)常數(shù)；Cm為轉(zhuǎn)矩常數(shù)。

根據(jù)負(fù)載平衡關(guān)系，可得

(7)

式中:J為電動(dòng)機(jī)軸上的總轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。

2.2 機(jī)構(gòu)模型

基于Simulink軟件建立系統(tǒng)模型如圖10所示，相位調(diào)節(jié)器與轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)器模塊均為PID控制器，其輸入為目標(biāo)值與實(shí)際值的差值；電機(jī)驅(qū)動(dòng)模塊的作用是調(diào)整電機(jī)的工作電壓，通過(guò)改變脈沖調(diào)制(PWM)波占空比的方式來(lái)實(shí)現(xiàn)；直流電機(jī)模塊依據(jù)2.1節(jié)數(shù)學(xué)公式進(jìn)行建模，其輸入包括工作電壓與凸輪負(fù)載，模型中凸輪負(fù)載為通過(guò)對(duì)凸輪軸克服氣門(mén)彈簧帶動(dòng)氣門(mén)開(kāi)關(guān)所需的轉(zhuǎn)矩進(jìn)行計(jì)算，取一個(gè)工作周期的平均值。相位調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)模塊通過(guò)對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)速與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速差值的積分求取實(shí)際氣門(mén)正時(shí)角。

圖10 電動(dòng)氣門(mén)正時(shí)系統(tǒng)控制模型Fig.10 Control model of electric valve timing system

3 仿真結(jié)果分析

3.1 恒定轉(zhuǎn)速相位調(diào)節(jié)

圖11所示為凸輪軸轉(zhuǎn)速保持1 500 r/min不變的情況下，隨著目標(biāo)氣門(mén)正時(shí)角的變化，電機(jī)轉(zhuǎn)速變化規(guī)律以及實(shí)際氣門(mén)正時(shí)角的跟蹤情況。由圖11可以看出：當(dāng)目標(biāo)氣門(mén)正時(shí)角不變時(shí)，電機(jī)轉(zhuǎn)速與凸輪軸的轉(zhuǎn)速相同；當(dāng)目標(biāo)氣門(mén)正時(shí)角變大時(shí)，電機(jī)轉(zhuǎn)速迅速增加；當(dāng)目標(biāo)氣門(mén)正時(shí)角變小時(shí)，電機(jī)轉(zhuǎn)速迅速降低。目標(biāo)氣門(mén)正時(shí)角在5 s時(shí)發(fā)生階躍，實(shí)際角度迅速跟蹤并出現(xiàn)超調(diào)，隨后實(shí)際角度緩慢下降并逐漸趨于穩(wěn)定，穩(wěn)態(tài)時(shí)間為4 s.

圖11 凸輪軸轉(zhuǎn)速1 500 r/min時(shí)電機(jī)轉(zhuǎn)速和正時(shí)角Fig.11 Motor speed and timing angle at camshaft speed of 1 500 r/min

3.2 變轉(zhuǎn)速相位調(diào)節(jié)

圖12所示為凸輪軸轉(zhuǎn)速?gòu)? 500 r/min增加到2 000 r/min、氣門(mén)正時(shí)角從20°變化到30°的電機(jī)轉(zhuǎn)速曲線和實(shí)際氣門(mén)正時(shí)角跟蹤曲線。由圖12可見(jiàn)，調(diào)節(jié)過(guò)程可以分為3個(gè)階段：第一階段是發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速開(kāi)始變化，目標(biāo)相位角剛剛開(kāi)始發(fā)生變化到相位角第1次達(dá)到目標(biāo)值。這段時(shí)間內(nèi)電機(jī)的轉(zhuǎn)速很快上升至調(diào)節(jié)過(guò)程的峰值，然后振蕩下降。在這段時(shí)間內(nèi)，引起電機(jī)轉(zhuǎn)速變化的主要原因是相位角目標(biāo)值的突變，電機(jī)轉(zhuǎn)速快速增加以實(shí)現(xiàn)機(jī)構(gòu)相位角的變化。第二階段為相位角第1次達(dá)到目標(biāo)值至相位角的超調(diào)過(guò)程結(jié)束。在這個(gè)階段，影響電機(jī)轉(zhuǎn)速變化的兩個(gè)要素是相位調(diào)節(jié)的需要和凸輪軸轉(zhuǎn)速的跟隨，二者比重接近，電機(jī)轉(zhuǎn)速表現(xiàn)為從高轉(zhuǎn)速急速下降后再迅速貼近凸輪軸的轉(zhuǎn)速。第三階段為相位調(diào)節(jié)的超調(diào)過(guò)程結(jié)束到系統(tǒng)重新達(dá)到穩(wěn)定。這個(gè)階段電機(jī)轉(zhuǎn)速基本與凸輪軸保持一致，相位角已不產(chǎn)生明顯變化。此時(shí)，影響電機(jī)轉(zhuǎn)速的主要因素為凸輪軸轉(zhuǎn)速。

圖13所示為凸輪軸轉(zhuǎn)速?gòu)? 500 r/min減小到1 000 r/min、氣門(mén)正時(shí)角從20°變化到10°的電機(jī)轉(zhuǎn)速曲線和實(shí)際氣門(mén)正時(shí)角角跟蹤曲線。由圖13可以看出：該調(diào)節(jié)過(guò)程與轉(zhuǎn)速增加的情況類似，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速減小、所需氣門(mén)正時(shí)角也減小時(shí)，電機(jī)轉(zhuǎn)速迅速降低，實(shí)際氣門(mén)正時(shí)角減小并出現(xiàn)超調(diào)，然后電機(jī)轉(zhuǎn)速增大直至實(shí)際值接近目標(biāo)值且穩(wěn)定，電機(jī)與凸輪軸保持相同轉(zhuǎn)速。

圖12 凸輪軸轉(zhuǎn)速增大時(shí)目標(biāo)氣門(mén)角跟蹤曲線Fig.12 Tracking curve of target valve angle when camshaft speed increases

圖13 凸輪軸轉(zhuǎn)速減小時(shí)目標(biāo)氣門(mén)角跟蹤曲線Fig.13 Tracking curve of target valve angle when camshaft speed decreases

4 電動(dòng)可變配氣相位試驗(yàn)系統(tǒng)

4.1 試驗(yàn)裝置與試驗(yàn)方法

為了驗(yàn)證所設(shè)計(jì)的電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)的實(shí)際可行性，以及探究該機(jī)構(gòu)在實(shí)際工作過(guò)程中氣門(mén)正時(shí)角變化響應(yīng)速度等，設(shè)計(jì)試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖如圖14所示，該系統(tǒng)包括3個(gè)組成部分：控制模塊、無(wú)刷直流電機(jī)、NN型減速器構(gòu)成電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)系統(tǒng)；變頻柜、直流電機(jī)、曲軸正時(shí)皮帶輪、氣門(mén)、凸輪機(jī)構(gòu)構(gòu)成凸輪驅(qū)動(dòng)部分；曲軸信號(hào)盤(pán)、凸輪軸信號(hào)盤(pán)、齒輪傳感器、信號(hào)采集裝置構(gòu)成信號(hào)采集部分。各部分組成如表1所示，搭建模擬臺(tái)架如圖15所示。

圖14 試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖Fig.14 Schematic diagram of test system

圖15 試驗(yàn)臺(tái)架結(jié)構(gòu)示意圖Fig.15 Schematic diagram of test bench structure

試驗(yàn)系統(tǒng)的工作原理為：潤(rùn)滑油泵將油箱潤(rùn)滑油輸送到機(jī)構(gòu)各摩擦副，并循環(huán)回到潤(rùn)滑油箱；電控柜控制直流電機(jī)的開(kāi)關(guān)與轉(zhuǎn)速，帶動(dòng)曲軸旋轉(zhuǎn)，曲軸正時(shí)皮帶輪與減速器通過(guò)正時(shí)鏈條連接，速度傳遞關(guān)系為2∶1，模擬帶動(dòng)凸輪軸的旋轉(zhuǎn)；12 V穩(wěn)壓直流電源帶動(dòng)伺服電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)，從而通過(guò)減速器帶動(dòng)凸輪軸轉(zhuǎn)動(dòng)，與曲軸形成轉(zhuǎn)速差，進(jìn)而改變氣門(mén)正時(shí)角。凸輪軸端的轉(zhuǎn)速信號(hào)盤(pán)和轉(zhuǎn)速傳感器用以采集凸輪軸轉(zhuǎn)速信號(hào)，曲軸端的轉(zhuǎn)速信號(hào)盤(pán)和轉(zhuǎn)速傳感器用以采集曲軸轉(zhuǎn)速信號(hào)，伺服電機(jī)轉(zhuǎn)速通過(guò)采集電機(jī)自帶轉(zhuǎn)速信號(hào)得到。

表1 試驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)各部分組成Tab.1 Components of test bench system

試驗(yàn)裝置具體參數(shù)為：電控柜控制的直流電機(jī)額定功率為5.5 kW，工作電壓為380 V. 轉(zhuǎn)速傳感器均為中國(guó)德克傳感器廠生產(chǎn)的CY12-02PK型霍爾傳感器，其響應(yīng)頻率可達(dá)20 kHz. 示波器型號(hào)為美國(guó)泰克公司生產(chǎn)的Tektronic TDS3032C，帶寬為300 MHz，采樣率為2.5 GS/s. 伺服電機(jī)選取日本豐田公司生產(chǎn)的無(wú)刷直流電機(jī)，工作電壓12 V.

4.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.2.1 基本正時(shí)調(diào)節(jié)試驗(yàn)

根據(jù)電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)的工作原理，電機(jī)轉(zhuǎn)速大于凸輪軸轉(zhuǎn)速將增大氣門(mén)正時(shí)角，電機(jī)轉(zhuǎn)速等于凸輪軸轉(zhuǎn)速時(shí)氣門(mén)正時(shí)角保持不變，電機(jī)轉(zhuǎn)速小于凸輪軸轉(zhuǎn)速時(shí)氣門(mén)正時(shí)角減小。圖16所示為凸輪軸轉(zhuǎn)速保持600 r/min時(shí)，電機(jī)轉(zhuǎn)速變化以及對(duì)應(yīng)氣門(mén)正時(shí)角的變化。由圖16可以看出：當(dāng)凸輪軸轉(zhuǎn)速不變時(shí)，電機(jī)轉(zhuǎn)速增加、氣門(mén)正時(shí)角變大；當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)速減小時(shí)氣門(mén)正時(shí)角變小。該變化規(guī)律與分析相同，從而驗(yàn)證了電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)改變氣門(mén)正時(shí)角的可行性。

4.2.2 啟動(dòng)工況正時(shí)角調(diào)節(jié)試驗(yàn)

圖17所示為發(fā)動(dòng)機(jī)剛啟動(dòng)氣門(mén)正時(shí)角調(diào)節(jié)到最大時(shí)電機(jī)轉(zhuǎn)速與氣門(mén)角變化曲線圖。發(fā)動(dòng)機(jī)在冷啟動(dòng)工況下5 s時(shí)轉(zhuǎn)速可達(dá)到1 000 r/min，本次試驗(yàn)凸輪軸轉(zhuǎn)速變化模擬冷啟動(dòng)工況。由圖17可以看出，氣門(mén)正時(shí)角只需要5 s即可得到最大角度，驗(yàn)證了該機(jī)構(gòu)在發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)工況下的工作性能。

4.2.3 蓄電池電壓對(duì)機(jī)構(gòu)性能影響試驗(yàn)

對(duì)于電驅(qū)動(dòng)可變配氣機(jī)構(gòu)而言，蓄電池電壓直接影響機(jī)構(gòu)的性能，無(wú)刷直流電機(jī)的工作電壓為12 V. 圖18和圖19分別為蓄電池電壓13 V和11 V相位調(diào)節(jié)過(guò)程電機(jī)轉(zhuǎn)速和相位角變化曲線。結(jié)合圖16可以看出：當(dāng)蓄電池電壓降低后，提前相位所需要的時(shí)間增加，電機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng)增加。由于電機(jī)輸出功率的下降，相位角達(dá)到最大所需的時(shí)間大幅延長(zhǎng)；當(dāng)電壓提高到13 V后，電機(jī)轉(zhuǎn)速的波動(dòng)過(guò)程比12 V時(shí)更小。

圖16 凸輪軸轉(zhuǎn)速600 r/min時(shí)電機(jī)轉(zhuǎn)速和正時(shí)角Fig.16 Motor speed and timing angle at camshaft speed of 600 r/min

圖17 啟動(dòng)工況電機(jī)轉(zhuǎn)速和正時(shí)角Fig.17 Motor speed and timing angle under starting conditions

圖18 電壓13 V時(shí)相位調(diào)節(jié)過(guò)程中電機(jī)轉(zhuǎn)速與正時(shí)角Fig.18 Motor speed and timing angle in the process of phase adjustment at 13 V

圖19 電壓11 V時(shí)相位調(diào)節(jié)過(guò)程的電機(jī)轉(zhuǎn)速與正時(shí)角Fig.19 Motor speed and timing angle in the process of phase adjustment at 11 V

圖20所示為不同蓄電池電壓相位角到達(dá)最早所需的時(shí)間，圖21所示為不同蓄電池電壓相位角到達(dá)最晚所需的時(shí)間。從圖20和圖21可知，蓄電池電壓的降低對(duì)相位提前有較大影響，但電壓的變化并不影響相位角延后所需的時(shí)間。

圖20 不同蓄電池電壓下相位角到達(dá)最早所需的時(shí)間Fig.20 Time required for reaching the earliest phase angles at different battery voltages

圖21 不同蓄電池電壓下相位角到達(dá)最晚所需的時(shí)間Fig.21 Time required for reaching the latest phase angles at different battery voltages

5 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)了一種電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)機(jī)構(gòu)，針對(duì)該機(jī)構(gòu)搭建臺(tái)架進(jìn)行了試驗(yàn)和仿真分析研究。得到以下主要結(jié)論：

1)電動(dòng)可變氣門(mén)正時(shí)系統(tǒng)的氣門(mén)正時(shí)角可以通過(guò)調(diào)節(jié)電機(jī)轉(zhuǎn)速來(lái)改變。電機(jī)轉(zhuǎn)速大于凸輪軸轉(zhuǎn)速時(shí)可以增大氣門(mén)正時(shí)角，電機(jī)轉(zhuǎn)速小于凸輪軸轉(zhuǎn)速時(shí)可以減小氣門(mén)正時(shí)角。

2)模擬試驗(yàn)條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)冷啟動(dòng)氣門(mén)正時(shí)角在5 s達(dá)到最大角度。

3)模擬試驗(yàn)條件下，蓄電池電壓對(duì)機(jī)構(gòu)性能有直接影響。一定范圍內(nèi)，蓄電池電壓的降低對(duì)相位提前有較大影響，但電壓的變化并不影響相位角延后所需的時(shí)間。