王 菁，班智博，趙茗卓，官 維，潘明章

(1.廣西玉柴機(jī)器股份有限公司 技術(shù)研究院， 南寧 530004；2.溫州大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 浙江 溫州 325035；3.廣西大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南寧 530004)

0 引言

柴油機(jī)具備大扭矩、低油耗的優(yōu)點(diǎn)，成為重載車輛最佳的動(dòng)力。但傳統(tǒng)柴油機(jī)燃燒中的非預(yù)混擴(kuò)散燃燒導(dǎo)致缸內(nèi)局部富油區(qū)和高燃燒溫度區(qū)的存在，會(huì)形成顆粒物(PM)和氮氧化物(NOx)的排放。近年來(lái)，人們對(duì)二氧化碳等溫室氣體的關(guān)注日益增強(qiáng)，對(duì)柴油機(jī)提出了更高的要求[1]。此外，世界上許多國(guó)家都考慮禁止在市中心使用柴油發(fā)動(dòng)機(jī)，以及現(xiàn)在越來(lái)越嚴(yán)格的廢氣排放法規(guī)，迫使汽車制造商需繼續(xù)加強(qiáng)研發(fā)投入，通過(guò)對(duì)燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化來(lái)研究缸內(nèi)燃燒排放技術(shù)路線控制技術(shù)，進(jìn)一步開發(fā)具有高效率、低排放的現(xiàn)代化高效柴油發(fā)動(dòng)機(jī)[2]。

米勒循環(huán)(Miller cycle)通過(guò)提前或延遲進(jìn)氣門關(guān)閉角度來(lái)實(shí)現(xiàn)，已被證明是一種能夠降低大負(fù)荷氮氧化物排放及提高小負(fù)荷排氣溫度的有效手段，并被視為重載柴油機(jī)的主流技術(shù)。Guven等[3]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和仿真分析，評(píng)價(jià)了米勒循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的影響。較低的有效壓縮比使NOx排放減少30%，但同時(shí)也降低了扭矩和熱效率。Wang等[4]試驗(yàn)研究了米勒循環(huán)在柴油機(jī)NOx排放控制中的應(yīng)用，使NOx排放降低了17.5%。Ratzberger等[5]的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究展示了米勒循環(huán)對(duì)排氣熱管理的潛力。Akash等[6]在發(fā)動(dòng)機(jī)小負(fù)荷時(shí)的實(shí)驗(yàn)研究表明，通過(guò)進(jìn)氣門早關(guān)和進(jìn)氣門晚關(guān)對(duì)缸內(nèi)充量影響的分析，發(fā)現(xiàn)2種VVA策略都使渦輪出口溫度從195 ℃顯著升高到255 ℃。然而米勒循環(huán)降低了缸內(nèi)空燃比，導(dǎo)致燃燒過(guò)程惡化，燃料轉(zhuǎn)換效率降低，碳煙和CO等廢氣排放物增加[7]。同時(shí)也發(fā)現(xiàn)，通過(guò)更高的增壓壓力可以提高米勒循環(huán)的熱效率[8]。另外，米勒循環(huán)可以有效地降低重載柴油機(jī)在高負(fù)荷下的機(jī)械和熱負(fù)荷，通過(guò)延遲關(guān)閉進(jìn)氣門來(lái)降低壓縮過(guò)程的缸內(nèi)壓力和溫度的峰值，從而允許應(yīng)用先進(jìn)的燃燒技術(shù)，如早的噴射正時(shí)、更高的燃油噴射壓力和增壓壓力，以進(jìn)一步提高發(fā)動(dòng)機(jī)效率[9]。盡管前人對(duì)米勒循環(huán)在柴油機(jī)上的應(yīng)用進(jìn)行了大量的研究，但對(duì)于米勒循環(huán)在不同運(yùn)行工況(低負(fù)荷到高負(fù)荷)和不同的增壓壓力(高、低進(jìn)氣壓力)下的運(yùn)行潛力還沒有進(jìn)行詳細(xì)和全面的分析。這些研究和開發(fā)工作是非常有必要的，因?yàn)榭梢栽u(píng)估米勒循環(huán)技術(shù)對(duì)配備(selective catalytic reduction，SCR)的重載柴油機(jī)總液體燃料消耗量(燃油和尿素)的影響，以便在發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣排放和發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率之間進(jìn)行最佳權(quán)衡的分析對(duì)比。

本文旨在探討不同運(yùn)行工況在不同增壓壓力下，采用米勒循環(huán)技術(shù)在實(shí)現(xiàn)低排放和高燃燒效率，以及降低總液體燃料消耗量方面的潛力。本文在裝有VVA系統(tǒng)的單缸重載柴油機(jī)上進(jìn)行了基于WHSC(world harmonized stationary cycle)循環(huán)的試驗(yàn)研究，同時(shí)采用一維發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型，根據(jù)試驗(yàn)壓力測(cè)量結(jié)果，計(jì)算了缸內(nèi)氣體平均溫度(Tm)和燃燒區(qū)域氣體溫度(Tb)，分析米勒循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響，探析米勒循環(huán)配合高、低進(jìn)氣增壓的效果。最后，本文進(jìn)行了米勒循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)總體運(yùn)行效率分析。

1 試驗(yàn)建立

1.1 臺(tái)架及發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

本文在裝有可變氣門驅(qū)動(dòng)系統(tǒng) (valve variable actuation，VVA)的單缸重載柴油機(jī)上開展了試驗(yàn)，測(cè)試臺(tái)架如圖1所示。

圖1 單缸發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試臺(tái)架示意圖

臺(tái)架采用Froude Hofmann AG150渦流測(cè)功機(jī)，臺(tái)架能夠控制冷卻液和機(jī)油溫度保持在358 K內(nèi)，機(jī)油壓力保持在(0.4±0.01)MPa內(nèi)。壓縮空氣由具有閉環(huán)控制的外部增壓系統(tǒng)提供，進(jìn)氣質(zhì)量流量由熱模式空氣流量計(jì)測(cè)量。高壓共軌將噴射過(guò)程和油壓產(chǎn)生的過(guò)程完全分開，使供油壓力不會(huì)受到發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的影響。在進(jìn)氣和排氣系統(tǒng)中安裝了2個(gè)大的緩沖罐，以抑制由于發(fā)動(dòng)機(jī)的氣體交換而引起的進(jìn)、排氣歧管中的壓力波動(dòng)?？赏ㄟ^(guò)進(jìn)氣節(jié)流閥和排氣背壓閥獨(dú)立控制這2個(gè)緩沖罐的壓力，并使用Kistler瞬態(tài)壓力傳感器測(cè)量進(jìn)、排氣歧管壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的曲線。發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻液和潤(rùn)滑油由外部獨(dú)立控制。通過(guò)2個(gè)科里奧利流量計(jì)測(cè)量進(jìn)出高壓泵和柴油噴射器的總?cè)加土縼?lái)確定燃油消耗量。

本文排放測(cè)試使用Horiba排放分析儀測(cè)量廢氣(NOx、HC、CO和CO2)。為了進(jìn)行高壓取樣并避免冷凝，在排氣取樣點(diǎn)和排放分析儀之間使用了高壓取樣模塊和加熱管。在排氣背壓閥下游使用AVL 415SE煙度計(jì)采集廢氣并對(duì)煙度進(jìn)行測(cè)量。

本文研究發(fā)動(dòng)機(jī)為由玉柴YC6K系列柴油機(jī)改裝的單缸柴油機(jī)，其基本參數(shù)如表1所示。

表1 柴油機(jī)基本參數(shù)

1.2 臺(tái)架及發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

本文柴油機(jī)裝備了可變氣門驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)，該系統(tǒng)在進(jìn)氣門的搖臂處安裝一個(gè)液壓挺桿來(lái)控制進(jìn)氣門的關(guān)閉時(shí)刻，從而實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)，如圖2所示。

圖2 柴油機(jī)氣門升程曲線

在設(shè)置米勒循環(huán)的進(jìn)氣門關(guān)閉角時(shí)，本文主要從避免燃燒不穩(wěn)定和過(guò)多的碳煙排放角度考慮，并盡量減少試驗(yàn)對(duì)增壓系統(tǒng)增壓的過(guò)度需求，最終確定米勒循環(huán)的進(jìn)氣門關(guān)閉角IVC：IMEP=0.6和1.2 MPa的2個(gè)工況對(duì)應(yīng)的IVC為620CAD ATDC；IMEP=1.7 MPa的工況對(duì)應(yīng)的IVC為610CAD ATDC。

2 研究方法

2.1 缸內(nèi)氣體溫度計(jì)算

為了更好地分析不同燃燒控制策略對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的影響，利用Ricardo-Wave軟件進(jìn)行一維發(fā)動(dòng)機(jī)仿真，計(jì)算了缸內(nèi)平均溫度和燃燒區(qū)平均溫度。

燃燒模型采用雙區(qū)模型，結(jié)合實(shí)測(cè)缸壓曲線計(jì)算得到的放熱速率。氣缸傳熱基于Woschni傳熱模型計(jì)算。為了獲取精確的一維發(fā)動(dòng)機(jī)模型，根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比油耗、進(jìn)氣質(zhì)量流量、進(jìn)排氣管壓力溫度等參數(shù)對(duì)模型進(jìn)行標(biāo)定，確保模型誤差低于3%[10]。

2.2 工況設(shè)置及試驗(yàn)方案說(shuō)明

本文基于WHSC循環(huán)選擇3個(gè)工況點(diǎn)： IMEP=0.6、1.2、1.7 MPa，1 250 r/min，如圖3所示，選擇的3個(gè)試驗(yàn)工況點(diǎn)均屬于WHSC測(cè)試循環(huán)要求的工況點(diǎn)。

圖3 基于WHSC循環(huán)試驗(yàn)工況點(diǎn)位置示意圖

由于本文的試驗(yàn)臺(tái)配置獨(dú)立的增壓系統(tǒng)，可以快捷地實(shí)現(xiàn)不同的增壓壓力，從而控制缸內(nèi)進(jìn)氣量。因此，本文在每個(gè)測(cè)試工況下均研究3種試驗(yàn)方案：原機(jī)(IVC545)，與原機(jī)相同進(jìn)氣壓力下的米勒循環(huán)，與原機(jī)相同過(guò)量空氣系數(shù)下的米勒循環(huán)。

3 結(jié)果分析

3.1 缸壓和放熱率分析

本文進(jìn)行了3個(gè)工況下，3個(gè)試驗(yàn)方案的缸壓分析，如圖4—6所示。

1) 從圖4、5可以看出：在IMEP=0.6和1.2 MPa的發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷時(shí)，相同進(jìn)氣壓力下的米勒循環(huán)保持相同噴油正時(shí)時(shí)缸內(nèi)壓力顯著降低，預(yù)混燃燒程度更高。這是因?yàn)槊桌昭h(huán)減小了有效壓縮比，導(dǎo)致缸內(nèi)壓縮結(jié)束的氣體壓力和溫度降低。相同過(guò)量空氣系數(shù)下的米勒循環(huán)，獲得與原機(jī)相似的放熱率曲線，同時(shí)缸內(nèi)氣體壓力略低于原機(jī)，這是由于進(jìn)氣門延遲關(guān)閉策略導(dǎo)致氣缸內(nèi)氣體溫度降低。

圖4 IMEP=0.6 MPa缸壓和熱效率試驗(yàn)分析曲線

圖5 IMEP=1.2 MPa缸壓和放熱率試驗(yàn)分析曲線

2) 從圖6可以看出：在IMEP=1.7 MPa的發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷時(shí)，相同進(jìn)氣壓力下的米勒循環(huán)，允許更提前的主噴角實(shí)現(xiàn)與原機(jī)相同的爆壓，有助于提高燃料轉(zhuǎn)換效率。在相同的過(guò)量空氣系數(shù)下的米勒循環(huán)：放熱速率曲線與原機(jī)相似，同時(shí)缸內(nèi)氣體壓力略低于原機(jī)，這是因?yàn)槊桌昭h(huán)有效壓縮比降低。

圖6 IMEP=1.7 MPa缸壓和放熱率試驗(yàn)分析曲線

3.2 燃燒指標(biāo)

本文3種試驗(yàn)方案下的缸內(nèi)氣體平均溫度和燃燒區(qū)域氣體溫度如圖7、8所示。

圖7 缸內(nèi)氣體平均溫度對(duì)比試驗(yàn)分析曲線

圖8 燃燒區(qū)域氣體溫度對(duì)比試驗(yàn)分析曲線

從圖7可知，米勒循環(huán)降低了壓縮沖程期間的氣體溫度，這歸因于有效壓縮比的降低。然而，相同進(jìn)氣壓力下的米勒循環(huán)由于進(jìn)氣量降低，缸內(nèi)熱容度減小，缸內(nèi)氣體燃燒平均溫度提升；而相同過(guò)量空氣系數(shù)下的米勒循環(huán)燃燒溫度則低于原機(jī)，這是因?yàn)樗鼈兊倪M(jìn)氣量相同且米勒循環(huán)燃燒初始溫度較低。

從圖8可看出，IMEP=1.7 MPa時(shí)，由于米勒循環(huán)有效壓縮比低，允許采取更加提前的噴油策略來(lái)進(jìn)一步提升燃燒效率，這也導(dǎo)致了燃燒區(qū)域氣體的峰值溫度與原機(jī)基本一致。

圖9顯示了3種方案下的滯燃期、燃燒50%即CA50、燃燒50%～90%區(qū)間即CA50-CA90和燃燒持續(xù)期即CA10-CA90的燃燒特征對(duì)比試驗(yàn)分析。

圖9 燃燒特征對(duì)比試驗(yàn)分析直方圖

從圖9可看出：

1) 米勒循環(huán)在相同的進(jìn)氣壓力下，由于較低的壓縮氣體壓力和溫度，延長(zhǎng)了滯燃期。延遲著火和燃燒過(guò)程減緩?fù)七t了CA50。這導(dǎo)致CA50-CA90的時(shí)間和燃燒持續(xù)期相對(duì)較長(zhǎng)。在IMEP=1.7 MPa時(shí)，盡管米勒循環(huán)的噴油提前角加大，但燃燒持續(xù)期仍明顯較長(zhǎng)，這主要是由于氣缸內(nèi)可利用的氧含量降低，大大減緩了燃燒過(guò)程，特別是在燃燒后期。

2) 在相同過(guò)量空氣系數(shù)下的米勒循環(huán)，由于提高了進(jìn)氣壓力，這有助于加快燃燒速度。結(jié)果表明，發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火延遲縮短，CA50提前，使CA50-CA90的后燃期和燃燒持續(xù)期均比相同增壓壓力時(shí)的米勒循環(huán)要短，燃燒過(guò)程與原機(jī)相近。

3.3 性能及排放

圖10為本文3個(gè)工況下，3種方案的發(fā)動(dòng)機(jī)性能參數(shù)指標(biāo)直方圖，從圖10可看出：

1) 采用相同增壓壓力的米勒循環(huán)時(shí)，由于缸內(nèi)氣體質(zhì)量的降低，過(guò)量空氣系數(shù)下降明顯，氣溫度顯著升高。米勒循環(huán)在相對(duì)較高的發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷下對(duì)燃燒過(guò)程的影響更大，在IMEP=0.6和1.2 MPa下，凈指示效率分別降低了1%和6%。這是由于在較高的發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，氣缸內(nèi)的氧氣可用性相對(duì)較低(過(guò)量空氣系數(shù)較低)。凈指示效率的降低是由于放熱速率減慢、燃燒持續(xù)時(shí)間延長(zhǎng)、熱損失增加所致。隨著指示平均壓力增加到IMEP=1.7 MPa，通過(guò)提前噴油改善油耗，在相同的爆發(fā)壓力下，相同進(jìn)氣壓力的米勒循環(huán)的指標(biāo)熱效率只降低了2%。

2) 采用與原機(jī)相同過(guò)量空氣系數(shù)的米勒循環(huán)，則有助于提高凈指示效率。因?yàn)楦變?nèi)氧氣可用性恢復(fù)至與原機(jī)相同水平，但由于進(jìn)氣增壓增加了缸內(nèi)進(jìn)氣量，在排氣溫度和NOx排放方面獲得的收益下降。特別是在低負(fù)荷IMEP=0.6 MPa的工況，排氣溫度的升高從80 ℃下降到20 ℃。盡管如此，米勒循環(huán)在恒定過(guò)量空氣系數(shù)下的運(yùn)行顯著提高了燃料轉(zhuǎn)換效率，甚至略高于原機(jī)。這主要是由于缸內(nèi)平均溫度較低，從而降低了傳熱損失。同時(shí)滯燃期變長(zhǎng)，預(yù)混燃燒程度更高，也有助于改善指示熱效率。

圖10 柴油機(jī)性能參數(shù)指標(biāo)直方圖

從圖11可看出：

1) 在IMEP=0.6 MPa，相同增壓壓力的米勒循環(huán)使NOx排放量減少了26%，碳煙和CO排放與原機(jī)基本一致。這主要是由于燃燒區(qū)氣體溫度降低和過(guò)量空氣系數(shù)較高。在IMEP=1.2 MPa和1.7 MPa時(shí)，相同增壓壓力的米勒循環(huán)，NOx排放分別降低了42%和30%，但由于過(guò)量空氣系數(shù)值較低，導(dǎo)致較高的碳煙和CO排放。

2) 通過(guò)提高增壓壓力控制米勒循環(huán)的過(guò)量空氣系數(shù)與原機(jī)一致時(shí)，碳煙和一氧化碳排放量降低到原機(jī)的水平，但是氧濃度的增加減小了NOx的降幅。

圖11 排放對(duì)比試驗(yàn)分析直方圖

3.4 整機(jī)效率

由于重載柴油機(jī)采用SCR的排放技術(shù)路線，因此，柴油機(jī)總體效率應(yīng)該同時(shí)考慮柴油和后處理中尿素水溶液的總體消耗[11]。由于SCR系統(tǒng)中的尿素消耗量取決于發(fā)動(dòng)機(jī)NOx排放量，因此降低發(fā)動(dòng)機(jī)的NOx水平有助于將尿素消耗量降至最低[12]。根據(jù)劉純等[13]的研究，為滿足歐六法規(guī)對(duì)NOx排放的限制(0.4 g/kWh)，后處理中尿素消耗率可估算為每g/kWh氮氧化物的減少所需柴油當(dāng)量燃料流量的1%，因此SCR系統(tǒng)中的尿素消耗量murea可通過(guò)式(1)進(jìn)行計(jì)算。

murea=0.01*(NOxengine out-NOxEuroⅥ)*mdiesel

(1)

其中，murea為柴油消耗量。

由于不同國(guó)家和地區(qū)的柴油和尿素的相對(duì)價(jià)格不同，本文假定尿素的價(jià)格與柴油相同[14]。將柴油消耗量加上尿素消耗量，即可計(jì)算出總液體燃料消耗量mtotal。

mtotal=murea+mdiesel

(2)

(3)

(4)

通過(guò)式(2)—式(4)可算出校正的凈指示效率NIEcorr，其中Pi為凈功率，柴油低熱值LHVdiesel=42.9 MJ/kg。

尿素消耗量、總液體燃料消耗量、總?cè)剂舷穆?indicate specific total fuel consumption，ISTC)和校正的凈指示效率對(duì)比分析如圖12所示。

圖12 總體效率對(duì)比試驗(yàn)分析

從圖12可看出：米勒循環(huán)通過(guò)降低發(fā)動(dòng)機(jī)的NOx排放降低尿素消耗量，有助于最大限度地減少總液體燃料消耗量，從而獲得更低的ISTC和更高的NIEcorr。但在IMEP=1.2 MPa的工況下，由于相同進(jìn)氣壓力下的米勒循環(huán)油耗增幅太大，導(dǎo)致總液體燃料消耗量高于原機(jī)。相比之下，米勒循環(huán)通過(guò)更高的增壓壓力達(dá)到與原機(jī)相同的過(guò)量空氣系數(shù)時(shí)，能實(shí)現(xiàn)最低的ISTC和最高的NIEcorr。結(jié)果表明，在不同負(fù)荷下，增加進(jìn)氣量的米勒循環(huán)對(duì)提高熱效率和降低總液體燃料消耗量均是有效的[15]。

4 結(jié)論

1) 米勒循環(huán)有效地降低了各試驗(yàn)工況點(diǎn)的壓縮終了時(shí)的缸內(nèi)壓力和溫度。當(dāng)保持進(jìn)氣壓力不變時(shí)，米勒循環(huán)的缸內(nèi)平均燃燒溫度增加?？刂葡嗤目杖急葧r(shí)，米勒循環(huán)的缸內(nèi)平均燃燒溫度降低。

2) 在低負(fù)荷(IMEP=0.6 MPa)條件下，米勒循環(huán)在進(jìn)氣壓力不變的情況下，NOx排放降低了26%，排氣溫度增加80 ℃，同時(shí)能保持原有的燃料轉(zhuǎn)換效率。此時(shí)空氣充足，不需要更高的進(jìn)氣壓力，因?yàn)楦叩倪M(jìn)氣壓力可能減小在排氣溫度和氮氧化物排放方面獲得的效益。

3) 在IMEP為1.2和1.7 MPa的工況，配合原機(jī)相同的增壓壓力時(shí)，盡管NOx排放量分別減少了42%和30%，但氣缸內(nèi)氧氣可利用率降低對(duì)燃燒過(guò)程產(chǎn)生不利影響，從而使顆粒和CO的排放增加，降低燃料的轉(zhuǎn)化效率。因此，高進(jìn)氣增壓策略是米勒循環(huán)在相對(duì)較高的發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷下運(yùn)行的關(guān)鍵因素。

4) 保持空燃比不變的情況下，采用米勒循環(huán)策略，在獲得比原機(jī)稍高的燃料轉(zhuǎn)換效率的同時(shí)，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)的NOx排放。這有助于最大限度地降低發(fā)動(dòng)機(jī)總液體燃料(柴油+尿素)消耗量，有助于提高發(fā)動(dòng)機(jī)的總運(yùn)行效率。

5) 米勒循環(huán)結(jié)合高低增壓壓力運(yùn)行，展示了其在較高發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷下對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放控制和燃料轉(zhuǎn)換效率提升，以及在較低發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷下進(jìn)行排氣熱管理的潛力。增加的排氣溫度可以顯著提高后處理系統(tǒng)在低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)對(duì)排放的轉(zhuǎn)化效率，使發(fā)動(dòng)機(jī)的總運(yùn)行成本降至更低。