引用本文
杨帅, 冯志炜, 赵治国, 周毅. 不同米勒循环方式对柴油机工作过程影响的一维模拟分析[J].吉林大学学报（工学版）, 2018,48(5): 1444-1454
YANG Shuai, FENG Zhi-wei, ZHAO Zhi-guo, ZHOU Yi. 1-Dimensional simulation analysis about the influence of different Miller cycle strategies on diesel engine operating process[J]. Journal of Jilin University Engineering and Technology Edition, 2018,48(5): 1444-1454  
Doi:10.13229/j.cnki.jdxbgxb20171078
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不同米勒循环方式对柴油机工作过程影响的一维模拟分析
杨帅1,2, 冯志炜1, 赵治国1, 周毅1
1.同济大学 汽车学院,上海 201804
2.同济大学 中德工程学院,上海 201804
通信作者:赵治国(1971-)男,教授,博士.研究方向:混合动力汽车系统集成控制,新型传动系统控制及车辆动力学控制.E-mail:zhiguozhao@tongji.edu.cn

作者简介:杨帅(1980-),男,副教授,博士.研究方向:发动机控制与排放技术.E-mail:mermaid04@126.com

基金:国家自然科学基金项目(5167050371);上海市技术性贸易措施应对专项项目;中央高校基本科研业务费专项资金资助交叉学科项目;同济大学课程建设实验教改项目;同济大学教学改革项目;同济大学精品实验项目;同济大学研究生综合教改项目
摘要

基于柴油机的工作模型,运用-维模拟分析了进气门早关和晚关两种米勒循环形式对柴油机燃烧和排放的影响,通过改变气门正时、增压压力和喷油正时,在两种米勒循环方式下对该型柴油机在额定转速下的工作状态进行了优化。实验结果表明,推迟或者提前进气门关闭时刻可以减小压缩阶段的压力和温度,从而使滞燃期增长,但是由于缸内工质的减少,缸内平均温度和碳烟排放升高;增压压力的提高可以弥补进气损失,进气门晚关或者早关并结合提高增压压力及推迟喷油,可同时降低NO x和碳烟的排放;在保持爆发压力与原机相同时,M-50配合定爆发压力与上止点前10 °CA喷油的方案相对于原机其油耗下降1.21%,NO x排放下降22%,碳烟下降58.1%,M100配合定爆发压力与上止点前12 °CA喷油的方案相对于原机其油耗下降1.56%,NO x下降12.96%,碳烟下降54.75%。

关键词: 内燃机工程; 米勒循环; 柴油机; 一维模拟; 排放
中图分类号:TK422 文献标志码:A 文章编号:1671-5497(2018)05-1444-11
1-Dimensional simulation analysis about the influence of different Miller cycle strategies on diesel engine operating process
YANG Shuai1,2, FENG Zhi-wei1, ZHAO Zhi-guo1, ZHOU Yi1
1.School of Automotive Studies, Tongji University, Shanghai 201804, China
2.Chinesisch-Deutsche Hochschule für Angewandte Wissenschaften, Tongji University, Shanghai 201804, China;
Abstract

Based on the working model of a diesel engine, the influences of two Miller cycle strategies, Early Intake Valve Closure (EIVC) and Late Intake Valve Closure (LIVC) on the combustion and emissions of diesel engine were analyzed by 1-Dimensional simulation. Then, the working condition of each Miller cycle strategy on the engine under the rated speed was optimized through the adjust of the valve timing, the boost pressure and the injection timing. It was found that both delaying and advancing the closure timing of the intake valve can decrease the pressure and temperature during compression stroke, prolonging the ignition delay. However, due to the decrease of the working media inside the cylinder, the average in-cylinder temperature and soot emission increase, which can be alleviated by raising the boost pressure and the resulting compensation of the intake air loss. The study also found that together with increasing boost pressure and delaying injection timing, both EIVC and LIVC can reduce NO x and soot emission simultaneously. The simulation results show that while keeping the peak firing pressure the same as the original engine, M-50 together with constant peak firing pressure boosting and a 6 °CA injection delay can decrease the Fuel Consumption (FC) by 1.21%, and NO x emission by 22%, and soot emission by 58.1%, while M100 together with constant peak firing pressure boosting and a 4 °CA injection delay can reduce the FC by 1.56%, and NO x emission by 12.96%, and soot emission by 54.75%.

Keyword: internal-combustion engine engineering; Miller cycle; diesel engine; 1-Dimensional simulation; emission
0 引 言

米勒循环作为一种有效的机内净化技术, 已在柴油机上得到广泛应用。其以降低NOx排放, 提高发动机的热效率[1, 2, 3, 4], 在汽油机上还可以抑制爆震[5, 6, 7]的特性, 备受国内外内燃机研究者的青睐。米勒循环通过进气门早关(EIVC)或晚关(LIVC)来实现发动机膨胀比大于压缩比的工作过程, 进而提高发动机的热效率, 而进气过程中附加的充量冷却作用则能通过降低燃烧温度与压力来抑制NOx排放。有一些研究指出[8], 在小型汽油机上采用EIVC在部分负荷工况下发动机表现好于LIVC, 在大负荷工况下LIVC则能够更好地抑制爆震, 而此时EIVC会造成功率的下降。另外一些在重型柴油机上的研究则得出了不同的结论[9], 指出若从峰值压力、温度及减排方面考虑(顾及发动机结构)来对发动机进行优化, 则推荐使用EIVC策略, 若要追求更高的功率, 则LIVC策略会更加有利; 同时, 也有研究者从转矩、功率及油耗等方面对两者进行了比较[10], 其结论与上述参考文献[9]相似, 指出EIVC策略对于功率、转矩与BMEP的影响大于LIVC策略, 且随着米勒度的增加, EIVC策略的燃油消耗率大幅上升, 但LIVC只是小幅上升。另外, 由于柴油机的主要排放物包括NOx与颗粒物(PM), 后者的重要组分碳烟(Soot)与NOx排放呈现此消彼长的竞争关系, 使得米勒循环在实际应用中常常受到阻碍, 需要配合其他净化措施改进排放[9], 这也相应增加了米勒循环深入研究的必要性与迫切性。

本文基于一台柴油机, 通过改变气门正时、增压压力与喷油正时, 利用一维仿真方法, 对米勒循环条件下额定转速(1000 r/min)时该型柴油机运行工况进行了优化, 并对EIVC与LIVC策略进行深入分析。

1 发动机一维模型的组建
1.1 AVL-Boost一维模型

本文研究对象为某重型4冲程12缸增压柴油机, 排量222 L, 压缩比16.5, 缸压限值155× 105 Pa。图1与图2为一维仿真中发动机采用的气门升程曲线, 分别对应EIVC(M0~M-50)和LIVC(M0~M100)策略。本文建立的Boost模型如图3所示, 定义EIVC对应的米勒度(M)为负, 其值为该米勒度下进气门关闭时刻相对原机时刻提前的曲轴转角, M0为原机进气门升程曲线, M-10米勒度为-10, 即提前关闭10度时的气门升程曲线, 依此类推。LIVC则定义米勒度(M)为正, 其值为该米勒度下进气门关闭时刻相对原机时刻滞后的曲轴转角M20米勒度为20, 即滞后关闭20° 时的气门升程曲线, 依此类推。

图1 EIVC的气门升程Fig.1 Valve lift curve of EIVC

图2 LIVC的气门升程曲线Fig.2 Valve lift curve of LIVC

图3 发动机AVL-Boost一维仿真模型Fig.3 1-Dimensional simulation model of the diesel engine based on AVL-Boost

另外, 本次进行模拟仿真时设定的主要边界条件为:进气温度为25 ℃, 环境压力1× 105 Pa, 空燃比设为14.36, 进气流量系数设为0.374, 发动机负荷率100%。

1.2 一维模型合理性验证

为验证搭建的一维仿真模型的合理性, 需要用其与实验室数据进行对标。为此选定发动机工况为其额定转速为1000 r/min, 同时控制其功率为该转速下的最大功率3530 kW, 即平均有效压力为(BMEP)19.1× 105 Pa。图4(a)为该工况下缸内压力仿真值与实验值的对比, 可以看到在燃烧上止点± 100 ° CA的范围内模拟值与实验值符合较好, 最大爆发压力相差0.633× 105 Pa, 误差为0.46%。

图4 缸内压力实验值与模拟值的对比Fig.4 Comparison of simulated in-cylinder pressure date and experimental data

图4(b)为进气门关闭正时为540 ° CA(即M-50)条件下, 额定转速1000 r/min、控制功率为3530 kW时缸内压力仿真值与实验值的对比, 可以看到在燃烧上止点± 200 ° CA的范围内模拟值与实验值符合依然较好, 模拟缸压曲线略高于实验数据, 但其峰值处的偏差为2.6%, 仍小于5%。

2 EIVC与LIVC一维仿真结果分析
2.1 进气门关闭正时对燃烧排放的影响

为研究进气门关闭正时对燃烧排放的影响, 本文在一维仿真过程中控制喷油正时、喷油量、增压压力、进气温度等参数不变, 而单一改变进气门关闭正时来进行模拟。其中, 本部分中定增压压力的具体措施为固定进气总管PL1中压力为3.47× 105 Pa。

2.1.1 EIVC对燃烧排放的影响

图5展示了EIVC策略下缸内压力、放热率、平均温度及主要污染物NOx与碳烟Soot随着进气门关闭正时的变化而变化的情况。从中可以看到, 随着米勒度的增加, 缸内压力不断下降, M-10、M-20、M-30、M-40、M-50时相对原机最大缸内压力分别下降了0.7037、1.545、2.4611、3.3791、4.2437MPa, 这是由于气门提前关闭, 进气量减少(见图5(a)); 对于放热率而言, 在燃烧上止点处所有工况下放热率随着米勒度的增加略有上升, 但区别不明显, 同时在喷油时刻附近, 放热率随着米勒度的加深会有较大的上升, 这是因为米勒度的增加造成了压缩终了时刻的缸内温度与压力下降, 这使得滞燃期延长, 更多的可燃混合气在期间形成, 导致预混合燃烧放热的增加(见图5(b))。

图5 EIVC策略下缸内压力、放热率、平均温度及NOx和碳烟排放的变化情况Fig.5 Curves of in-cylinder average pressure, heat release rate, average temperature, NOx and soot emission under EIVC

同时, 随着米勒循环的加深, 压缩终了时刻的缸内平均温度不断下降, M-10至M-50相对于M0时压缩终了温度分别下降16.248、37.293、60.369、87.077及116.207 K, 这是由于在控制增压压力相同时, 米勒循环减少了缸内的进气量, 同时由于提早关闭了进气门, 新鲜充量得以在气缸内进行膨胀冷却, 从而使压缩终了温度降低。而燃烧开始后, 米勒度高时缸内的平均温度高, M-10至M-50相对于M0时峰值平均温度分别增加了27.24、64.31、115.5、183.54及273.37 K, 这是由于控制增压压力不变时, 米勒度增高进气量减小, 导致缸内气体的总热容量减小, 同时喷油量不变, 总放热量不变, 这就造成最高缸内平均温度的上升(见图5(c))。

另外, 随着米勒度的提高, NOx的排放量基本不变, 这是因为虽然在进气压力不变时, 米勒循环升高了燃烧最高温度, 这有助于NOx的生成, 但是进气量的减少剥夺了缸内的富氧环境, 对NOx的形成不利, 两者的影响相互竞争, 最终导致了NOx排放基本不变。同时, 由于进气量的减少, 过量空气系数下降, 混合气变浓, 不利于抑制碳烟生成, 故其排放量上升, M-10至M-50相对于M0时碳烟排放量分别增加0.09、0.228、0.414、0.837及2.079 g/kW· h(见图5(d))。

2.1.2 LIVC对燃烧排放的影响

图6展示了LIVC策略下缸内压力、放热率、平均温度及主要污染物NOx与碳烟排随着进气门关闭正时的变化而变化的情况。从中可以看到, 米勒循环由M0加深至M20时, 缸内压力增高, 之后才开始下降, M20与M40相对于M0时缸内最大压力分别上升了0.7027与0.4034 MPa, M60至M100则分别下降了0.492、1.8045、3.4644 MPa, 这是因为原机的进气门关闭正时与大多数发动机不同, 并没有在下止点之后延迟一个相当的角度再关闭, 而是在下止点附近就已关闭, 延迟量较小, 这就没有充分地利用到进气流的惯性作用增加进气量; 而当施加20° 的米勒度之后, 原机方能充分利用进气惯性与压差继续进气, 使此时的进气量不仅没有减少反而增加了, 故出现了与米勒循环相反的效果。而之后当进气门继续迟闭, 方才进入真正的米勒循环, 其指标的变化也与EIVC相似(见图6(a)); 另外, 缸内峰值压力时刻也与循环进气量呈正相关关系, M60至M100分别相对原机推迟1° 、2° 及5 ° CA, 而M20及M40则与原机的缸压峰值相近, 提前量不及1 ° CA, 这说明缸内进气量的多少也能影响到混合放热过程, 米勒循环可以推迟燃烧相位, 使滞燃期变长。对于放热率来说其同EIVC一样变化趋势依然不明显, 只在喷油时刻附近有一定变化(见图6(b))。

图6 LIVC策略下缸内压力、放热率、平均温度及NOx与碳烟排放的变化情况Fig.6 Curves of in-cylinder average pressure, heat release rate, average temperature, NOx and soot emission under LIVC

同时, 最高缸内平均温度的变化规律也遵循上述规律, M20与M40由于进气量上升导致充量热容的增加, 其相对于M0时先分别下降了22.75、12.6 K, M60至M100则与EIVC相似地开始相对上升, 增量分别为19.93、83.86和214.24 K, 说明此时循环进气量已小于原机, 米勒循环使缸内充量重新下降; 压缩终了时刻缸温相反, M20与M40分别上升15.238与9.396 K, 这同样是由于此时的进气质量增加, 根据发动机的绝热压缩方程

p1κ-1T1κ=p2κ-1T2κ

当缸内压力 p上升时, 缸内平均温度 T亦上升, M60至M100则相对下降10.825、42.1及84.761 K; 另外, 最高缸内平均温度时刻亦随着米勒循环的加深先提前后推迟, 大米勒循环度下燃烧开始得晚, M60至M100相对原机缸温峰值分别1° 至2 ° CA(见图6(c))。

最后, 与EIVC相似, 控制进气压力相同时米勒循环并不能明显降低NOx排放, 且当米勒度上升到一定的程度时其排放量甚至有明显上升, 整体曲线呈现先波动上升后大幅上升, M20至M100相对原机NOx排放量分别上升0.044、0.034、0.021、0.086及0.238 g/kW· h, 这是因为虽然米勒循环可以降低缸内氧浓度以抑制NOx的形成, 但上升的缸内温度对NOx生成的促进作用占据了主导因素, 故其排放依然上升; 而除了M20与M40时由于进气增加促进混合与氧化过程而导致的排放量下降以外, Soot排放量随着米勒度加深大幅上升, 曲线下凸, M20至M100分别上升(负值代表下降)-0.081、-0.046、0.072、0.306及1.152 g/(kW· h)(见图6(d))。

2.2 增压压力对燃烧排放的影响

由于米勒循环会造成发动机进气量的降低, 这将不可避免地造成一定的做功能力损失, 故需要配合适当的涡轮增压方案以在缩短了的进气持续期内为发动机提供足够的新鲜充量, 以弥补以上缺点。本文主要通过比较米勒循环结合定增压压力与定爆发压力两种增压方案下一维仿真的结果, 以研究米勒循环配合不同增压压力时对发动机性能与的排放影响的规律。两种方案皆以M0时进气总管PL1内的压力3.47× 105 Pa及燃烧爆发压力155× 105 Pa为基准, 其中定增压压力是指进气总管PL1内的压力保持为3.47× 105 Pa, 此时缸内爆发压力随着米勒度变化而变化; 定爆发压力指燃烧开始后缸内的最高燃烧压力保持为缸压限值155× 105 Pa, 此时缸内的增压压力随着米勒度变化而改变。

2.2.1 EIVC结合不同涡轮增压方案对燃烧排放的影响

图7(a)、(b)、(c)分别为EIVC策略下增压压力变化时单缸循环进气量、油耗率及NOx与碳烟排放量的变化趋势, 而阴影部分则为对应指标的变化范围。进气压力, 即增压压力不变时, 米勒度增加, 循环进气量单调下降, M-10至M-50分别下降1.485、3.4、5.82、8.36及11.09 g/cycle, 这是米勒循环气门早关的影响; 而当缸内的爆发压力保持不变时, 随米勒度的上升进气量单调增加, M-10至M-50分别上升1.76、4.01、7.244、11.66及17.555 g/cycle, 这是因为单纯的米勒循环会造成缸内压缩终了时刻压力与爆压的下降, 故为了保持一定的爆发压力, 需要大幅增加进气量(见图7(a))。

图7 EIVC策略下增压压力变化时单缸循环进气量、油耗率及NOx和碳烟排放的变化情况及定爆压时缸内温度曲线Fig.7 Curves of intake air mass per cycle, BSFC, NOx and soot emission under EIVC and different boost pressure, and in-cylinder temperature curves under constant firing pressure condition accordingly

同时随着米勒度的提高两种增压方案的燃油消耗率均降低, M-10至M-50分别下降了1.11、2.34、3.55、4.09、3.58 g/(kW· h)(定增压压力)与2.95、6.56、10、13.19、16.37 g/(kW· h)(定爆发压力)这是由于米勒循环本身可以提高发动机的热效率; 但可见定爆发压力的方案油耗更低, 这是因为进气量减少, 缸内的爆发压力会有下降的趋势, 若要保持其大小不变, 则需要增加进气量, 而新鲜充量的增加可以使得燃烧更为充分, 热效率提高, 故油耗降低; 而定增压压力的方案在M-50时油耗已经重新开始上升, 曲线整体下凸, 说明此时燃烧不充分程度很高(见图7(b))。

图7(c)为NOx与碳烟排放量随着增压压力增加的变化范围。可见, 随着增压压力的提高单缸排放表现变好, 同时NOx排放量对米勒循环敏感度提高, 碳烟排放量对米勒循环度也由强烈正敏感变为轻微负敏感。当控制缸内爆发压力保持不变时, NOx排放量随米勒度增加大幅下降, 碳烟排放量也小幅下降, 两者从M-10至M-50相对原机分别下降0.201、0.419、0.728、1.128、1.621 g/(kW· h)与0.18、0.361、0.477、0.552、0.602 g/(kW· h)。

另外, 从图7(d)可以发现, 与定增压压力不同, 定缸内爆发压力时虽然压缩终了时刻的缸内平均温度仍随着米勒度的加深而下降, 但最高缸内平均温度却与之相反, 其随着米勒度的加大也单调下降, M-10至M-50分别相对M0下降了37.12、83.5、135.33、191.55及248.35 K, 这是因为定爆发压力时进气量大大增加, 缸内混合气体的热容量也大大增加, 这使得在燃烧的燃料放出的总热量不变的情况下, 缸内气体温升变低。这样一来, 虽然进气量的增加带来的富氧环境, 但燃烧温度的下降的影响甚巨, 故NOx的排放量仍能呈现图7(c)那样的下降态势(见图7(d))。

2.2.2 LIVC结合不同涡轮增压方案对燃烧排放的影响

图8(a)、(b)、(c)分别为LIVC策略下增压压力变化时单缸循环进气量、油耗率及NOx与碳烟排放量的变化趋势, 而阴影部分则为对应指标的变化范围。可以看到, 控制增压压力不变时, 循环进气量随着米勒度的加深先上升后下降, 曲线上凸, M20至M100时涨幅(+)/降幅(-)分别为1.467、0.838、-0.966、-3.975、-8.78 g/cycle; 而控制缸内爆发压力不变时先下降后上升, 曲线下凸, 涨幅(+)/降幅(-)分别为-1.573、-0.941、1.255、4.83、11.671 g/cycle。这是因为控制增压压力不变时发动机自然吸气, 进气量仅与进气门正时有关, 前文已有提及; 而控制爆发压力相同时, 由于自然吸气时M20与M40进气量上升, 相应燃烧爆压亦上升, 为控制爆压不变此时应降低增压压力造成进气减少, 之后进入真正的米勒循环, 进气量才与EIVC一样大幅上升(见图8(a))。

图8 LIVC策略下增压压力变化时单缸循环进气量、油耗率及NOx与碳烟排放的变化情况及定爆压时缸内温度曲线Fig.8 Curves of intake air mass per cycle, BSFC, NOx and soot emission under LIVC and different boost pressure, and in-cylinder temperature curves under constant firing pressure condition accordingly

同时, 随着米勒循环的加深两种增压方案下单缸的油耗都先上升后降低, 其中定增压压力时此趋势不明显, 这是米勒循环带来的热效率提高与缺氧致燃烧恶化相互制衡的结果, 而定爆发压力时M20至M100时涨幅(+)/降幅(-)分别为2.67、1.51、-2.07、-7.28与-12 g/(kW· h), 曲线上凸(见图8(b))。

对于NOx与碳烟而言, 定爆发压力时两种主要污染物排放量先升高后降低, M20与M40大于M0, M60至M100小于M0, 涨幅(+)/降幅(-)分别为0.184、0.108、-0.11、-0.373、-0.863 g/kW· h(NOx)及0.198、0.113、-0.119、-0.39、-0.537 g/(kW· h)(碳烟)(见图8(c))。

此外, 与EIVC相似, 定爆发压力方案下压缩终了时刻缸内平均温度与缸内燃烧最高平均温度随米勒度加深同步变化, 即皆先上升后下降:前者M20至M100涨幅(+)/降幅(-)分别为19.155、11.662、-12.57、-47.368与-95.288 K, 后者则为35.79、21.54、-23.69、-90.82和-174.44 K(见图8(d))。

2.3 喷油正时对燃烧排放的影响

喷油规律在很大程度上也会影响发动机的各项排放与性能指标, 为了对米勒循环下该柴油机进行进一步优化, 下文中分别选择LIVC与EIVC策略中表现最佳的M100与M-50两个米勒循环度, 并选取M0作为对照, 同时控制缸内爆发压力不变, 探究喷油正时对柴油机的影响。其中, 原机的喷油起始时刻为上止点前16° , 即704 ° CA(16 ° CA BTDC), 而在模拟中将其延迟2、4、6、8、10° , 以确定对应米勒度的最佳喷油正时。

图9(a)展示了M0、M100与M-50三个工况点下着火延迟角随着喷油正时变化的变化情况。可以看到, 随着喷油的推迟, 着火延迟角大体上呈下降的趋势, 但有个别工况点出现了例外的情况, 这是推迟喷油缩短了滞燃期而造成的。同时, M0的着火延迟角最小, 说明米勒循环通过降低压缩终了的温度而增长了滞燃期。

图9 米勒循环配合不同喷油正时时单缸着火延迟角、放热率、油耗及污染物排放曲线Fig.9 Curves of ignition delay, heat release rate, BSFC and emission under Miller cycle and different injection timing

图9(b)显示了M0时放热率随着喷油正时变化的变化规律。可以看到, 随着喷油时刻由16 ° CA BTDC推迟至6 ° CA BTDC, 燃烧开始时刻亦分别推迟了2° 、3° 、6° 、8° 、10 ° CA; 燃烧的推迟造成的发动机热效率的下降, 但由于仿真过程中控制发动机的功率不变, 故喷油量增加以弥补功率损失, 这使得缸内放热率峰值提高。总之, 在控制功率一定的情况下推迟喷油使得放热率曲线向右上方平移。

此外, 三种米勒度下油耗皆随喷油的推迟而单调上升, 结合图9(a)与图9(b)可以分析得知这是因为推迟喷油使燃烧相位滞后, 放热率降低, 燃烧主要发生在膨胀阶段, 这将导致发动机的热效率下降, 故油耗上升(见图9(c))。最后, 碳烟随着喷油的推迟基本呈现上升趋势, 而NOx则单调下降。对于NOx, 这是因为推迟喷油造成的燃烧温度的下降, 这将抑制NOx的生成; 对于碳烟, 这是因为滞燃期缩短不利于燃油的预混合, 燃烧相位的滞后使燃烧恶化, 同时燃烧温度的下降也不利于碳烟的氧化(见图9(d))。

2.4 发动机米勒循环零点的校正

在本文的研究中所有的米勒循环皆是基于该发动机原机进气门升程曲线而加载的, 但由前文的研究已经可以看出原机的进气门关闭时间偏早, 这体现在研究LIVC对发动机燃烧排放的影响时, 加载20 ° CA的进气迟闭角之后, 包括进气量在内的几乎所有运行指标都呈现逆于常规米勒循环的变化特征, 说明此时所谓的“ 米勒度” 并不起实际作用。因此, 重新定义米勒循环零点不仅可以协助优化原机, 使进气量一步增加, 而且本文旨在比较相同米勒度下LIVC与EIVC的区别, 必须保证LIVC与EIVC有一定的对称性, 故重新校正发动机有助于确定两种米勒循环策略可相互比较的工况点。

2.4.1 校正方法

本文在校正米勒循环零点时, 仍然使用图1中的AVL-Boost模型, 其中控制进气压力(增压压力)不变。由于前文指出, 该发动机M20时指标反常, 而在M40时重新呈现正常米勒循环的变化趋势, 故此在M20~M30之间每隔1 ° CA取一计算点, 通过寻找循环进气量的峰值确定真正的米勒循环零点。

2.4.2 校正结果

图10显示了第130~150个循环进气量的平均值。可以看到, 循环进气量从M20增加到M30的过程中先增加再降低, 峰值出现在M22时; 但由于进气量循环与循环间的波动较大, 真正的峰值亦可能出现于M21至M24(601~604 ° CA)之间的任何一点, 且M22、M23左右进气量差异非常小, 可认为在正常计算误差之内。

图10 M20至M30时循环进气量变化情况Fig.10 Change of intake air mass from M20 to M30

根据以上米勒循环零点的校正结果, 可以看到前文中选定的两个较优米勒循环度M-50与M100在使用真正米勒循环零点时可以被看作两个几乎相同的米勒度, 即M± 75左右, 故三维可直接取此两工况点进行EIVC与LIVC之间的对比, 不需要另外添加比较点。图11展示了同一模型中M-50与M100循环进气量的平均值, 由此可以看出, 虽然在真正米勒零点下两者米勒度相同, 但由于EIVC使进气门提前关闭, 气门升程小得多, 故进气量较小; LIVC虽然会在进气后期将空气重新推回气道, 但由于其进气时气门开度大而重新将气体压出时进气门已开始关闭, 开度小, 故呈现出“ 进多出少” , 总进气量较大。同时, 这也是造成了一维结果M-50结果更优的原因之一, 其进气更少, 米勒循环影响更大, 最高温降与压降更大。

图11 M-50与M100循环进气量的平均值Fig.11 Average intake air mass of M-50 and M100

3 结 论

(1)控制喷油正时、增压压力不变时, 随着米勒循环的加深, 缸内压缩终了温度下降, 峰值燃烧温度上升, 燃烧最高压力下降, EIVC下NOx排放量稍有下降, LIVC下先下降后上升, 碳烟排放量在两种策略下都显著上升。

(2)控制喷油正时不变时, 在EIVC与LIVC策略下提高增压压力后都可以使缸内循环进气量明显提升, 这使得缸内最高燃烧温度下降; 发动机油耗降低, 同时由于缸内氧含量得到了保证, NOx与碳烟排放也得以大幅改善。

(3)推迟喷油可以滞后燃烧相位, 表现为缸内着火延迟角变大, 放热率曲线后移, 燃烧恶化、更多地发生在膨胀做功阶段, 使热效率降低, 油耗上升, 同时碳烟排放上升, 但NOx进一步下降。

(4)该发动机LIVC在M20工况点时出现指标反常, 其原因是原机进气门关闭正时偏早, 未充分利用气流惯性最大化进气量, 以致晚关20 ° CA时进气仍然提高, 米勒循环不起作用。而从M40之后进气量真正减少, 米勒循环开始作用。重新校正米勒循环零点的结果指出发动机在601~604 ° CA之间循环进气量最大, 可取为真正的米勒循环零点。

(5)一维计算选定的发动机优化方案为:EIVC方案下M-50配合定爆压、10 ° CA BTDC喷油, 其相对原机油耗、NOx及碳烟排放分别下降1.21%、22%、58.1%; LIVC方案下M100配合定爆压、12 ° CA BTDC喷油, 其相对原机油耗、NOx及碳烟排放分别下降1.56%、12.96%、54.75%。

The authors have declared that no competing interests exist.

参考文献
[1] 朱晨菡. 基于二级增压的柴油机米勒循环性能模拟[D]. 成都: 西南交通大学机械工程学院, 2016.
Zhu Chen-han. Performance simulation of diesel engine with miller cycle based on two-stage turbocharging[D]. Chengdu: School of Mechanical Engineering, School of Mechanical Engineering, 2016. [本文引用:1]
[2] 禇超美, 洪佳骏, 王成润. 基于米勒循环的柴油机IEGR方法研究[J]. 内燃机工程, 2016, 37(5): 51-55.
Chu Chao-mei, Hong Jia-jun, Wang Cheng-run. A study on IEGR of diesel engine based on miller cycle[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2016, 37(5): 51-55. [本文引用:1]
[3] 姜峰, 李明海, 王娟. 两种米勒循环对机车柴油机性能的计算分析与研究[EB/OL]. [2017-05-22]. http: //www. cnki. net/kcms/detail/31. 1255. TK. 20160519. 1706. 002. html.
Jiang Feng, Li Ming-hai, Wang Juan. Computation and study on the effects of two kinds of Miller cycle on the locomotive diesel engine’s performances[EB/OL]. [2017-05-22]. http://www.cnki.net/kcms/detail/31.1255.TK.20160519.1706.002.html. [本文引用:1]
[4] 李军, 向璐, 郑建军. 米勒循环发动机缸内气体流动与燃烧分析[J]. 车用发动机, 2016(1): 73-82.
Li Jun, Xiang Lu, Zheng Jian-jun. In-cylinder gas flow and combustion analysis of Miller cycle engine[J]. Vehicle Engine, 2016(1): 73-82. [本文引用:1]
[5] 姜伟. GDI发动机应用米勒循环提高经济性的研究[D]. 长春: 吉林大学汽车工程学院, 2016.
Jiang Wei. Research on improving fuel economy of GDI engine using Miller cycle[D]. Changchun: College of Automotive Engineering, Jilin University, 2016. [本文引用:1]
[6] 祖炳峰, 周仁杰, 徐玉梁, 等. 米勒循环在小型增压汽油机典型工况的应用研究[EB/OL]. [2017-05-22]. http: //www. cnki. net/kcms/detail/31. 1255. TK. 20160629. 1413. 002. html.
Zu Bing-feng, Zhou Ren-jie, Xu Yu-liang, et al. The application of miller cycle on the typical working conditions of turbocharged downsizing gasoline engine[EB/OL]. [2017-05-22]. http://www.cnki.net/kcms/detail/31.1255.TK.20160629.1413.002.html. [本文引用:1]
[7] 吴学松, 詹樟松, 尚宇, 等. 外部EGR技术在高压缩比米勒循环发动机上的试验研究[J]. 内燃机工程, 2015, 36(4): 19-24.
Wu Xue-song, Zhan Zhang-song, Shang Yu, et al. Experimental study on extermal EGR technology in miller cycle engine of high compression ratio[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2015, 36(4): 19-24. [本文引用:1]
[8] Zaccardi J, Pagot A, Wangraefschepe F, et al. Optimal design for a highly downsized gasoline engine[C]∥SAE Paper, 2009-01-1794. [本文引用:1]
[9] Tavakoli S, Jazayeri S A, Fathi M, et al. Miller cycle application to improve lean burn gas engine performance[J]. Energy, 2016, 109: 190-200. [本文引用:3]
[10] 姚若禹. 米勒循环模式对柴油机性能影响的计算与试验研究[D]. 武汉: 华中科技大学能源与动力工程学院, 2013.
Yao Ruo-yu. Performance analysis by numerical modeling and experimental study on a diesel engine with Miller cycle[D]. Wuhan: College of Energy and Power Engineering, Huazhong University of Science &Technology, 2013. [本文引用:1]