可調(diào)二級(jí)增壓結(jié)合EGR策略對(duì)米勒循環(huán)柴油機(jī)性能的影響

成曉北，浦涵，楊燦

(1.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢 430074；2.華中科技大學(xué)中歐清潔與可再生能源學(xué)院，湖北 武漢 430074)

日益嚴(yán)格的排放法規(guī)推動(dòng)了更清潔、更高效柴油機(jī)的發(fā)展。其研究重點(diǎn)是減少NOx等有害尾氣排放，同時(shí)保持或者提高發(fā)動(dòng)機(jī)效率[1-3]。與傳統(tǒng)柴油機(jī)循環(huán)相比，米勒循環(huán)能夠降低缸內(nèi)燃燒溫度，實(shí)現(xiàn)低溫燃燒(LTC)，有效減少NOx排放[4-7]。然而，對(duì)于米勒循環(huán)柴油機(jī)來說，無論是進(jìn)氣門早關(guān)(EIVC)還是進(jìn)氣門晚關(guān)(LIVC)策略，均會(huì)造成進(jìn)氣量不足，缸內(nèi)燃燒效率降低，扭矩輸出能力下降的問題[8-9]。Rinaldini[10]等試驗(yàn)結(jié)果表明，在歐洲駕駛循環(huán)中，米勒循環(huán)可降低NOx排放25%，但使燃油消耗率提高了2%。

提高進(jìn)氣壓力能夠克服米勒循環(huán)帶來的不利因素，改善柴油機(jī)燃燒效率[12]。近年來，電子增壓器(E-Booster)作為發(fā)動(dòng)機(jī)電氣化、小型化以及低速化的重要部件受到越來越多的關(guān)注。與傳統(tǒng)的廢氣渦輪增壓器相比，E-Booster的流量較小，壓比較低，作為輔助增壓器，能夠有效地提高發(fā)動(dòng)機(jī)中、低速的增壓性能，同時(shí)E-Booster可控性更強(qiáng)，扭矩響應(yīng)更快，很好地解決了渦輪遲滯問題[13]。將E-Booster與廢氣渦輪增壓器協(xié)同工作，與米勒循環(huán)相結(jié)合，可快速地提高進(jìn)氣壓力，優(yōu)化缸內(nèi)燃燒過程，獲得更高的功率密度，從而提高動(dòng)力性[14]。但另一方面，較高的增壓壓力會(huì)使得缸內(nèi)最大壓力升高，造成機(jī)械負(fù)荷增大以及NOx排放增加。為了抑制高增壓帶來的不利因素，可采用廢氣再循環(huán)(EGR)策略來調(diào)節(jié)燃燒反應(yīng)速度，改善米勒循環(huán)柴油機(jī)運(yùn)行狀況[15-17]。

本研究以一臺(tái)重型柴油機(jī)為研究對(duì)象，建立發(fā)動(dòng)機(jī)一維仿真模型，展開E-Booster和可變幾何截面渦輪增壓器(VGT)協(xié)同的可調(diào)二級(jí)增壓與EGR進(jìn)氣策略對(duì)米勒循環(huán)柴油機(jī)性能和排放特性的影響規(guī)律研究，為重型柴油機(jī)改善和拓寬米勒循環(huán)工況提供了科學(xué)理論依據(jù)和參考。

1 研究方案

1.1 試驗(yàn)臺(tái)架和仿真模型建立

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)為一臺(tái)直列6缸重型柴油機(jī)，主要技術(shù)參數(shù)見表1，臺(tái)架示意見圖1。采用了BOSCH噴油系統(tǒng)以及電控高壓冷卻型EGR系統(tǒng)，可調(diào)節(jié)EGR閥控制EGR率，并匹配了VGT與E-Booster的可調(diào)二級(jí)增壓系統(tǒng)，表2示出E-Booster主要技術(shù)參數(shù)。缸壓數(shù)據(jù)由Kistler 6125A傳感器測量，采樣間隔為0.1°曲軸轉(zhuǎn)角，采集100個(gè)循環(huán)進(jìn)行平均。采用Horiba MEXA-720 NOx分析儀測量NOx排放。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意

壓輪直徑/mm64持續(xù)功率@48 V/kW 2.5峰值功率@48 V/kW6.2系統(tǒng)效率/%68最高效率/%94最高轉(zhuǎn)速/r·min-172 000

本研究采用一維性能仿真熱力學(xué)軟件GT-Power建立發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型。進(jìn)排氣管路采用了一維簡化模型，燃燒模型為雙韋伯模型[18]，傳熱模型為Woschni模型[19]，渦輪增壓器的特性曲線MAP，通過輸入的數(shù)據(jù)擬合與線性插值生成[20]，NOx的生成采用了擴(kuò)展的Zeldovich模型進(jìn)行預(yù)測[21]。

圖2示出計(jì)算中采用的進(jìn)排氣門升程曲線，定義EIVC策略對(duì)應(yīng)的米勒度為負(fù)，其值就為進(jìn)氣門早關(guān)角，LIVC策略對(duì)應(yīng)的米勒度為正，其值就為進(jìn)氣門晚關(guān)角，而米勒度越大就表示進(jìn)氣門早關(guān)角或晚關(guān)角越大。其中原機(jī)的米勒度為M30(即進(jìn)氣晚關(guān)角為30°曲軸轉(zhuǎn)角)。本研究圍繞1 400 r/min,平均有效壓力pme=1.85 MPa工況進(jìn)行分析，計(jì)算過程中始終保持各算例的噴油正時(shí)、噴油壓力和循環(huán)噴油量同原機(jī)1 400 r/min,1.85 MPa工況一致。

圖2 進(jìn)排氣門升程曲線示意

1.2 模型校核

為了驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，需要對(duì)仿真和試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比校核，圖3和圖4分別示出1 400 r/min,1.85 MPa工況下缸內(nèi)壓力和NOx排放的試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比。從圖中看到，計(jì)算和試驗(yàn)缸壓一致性良好，試驗(yàn)峰值壓力為16.31 MPa,計(jì)算峰值壓力為16.27 MPa，差異小于2%，NOx排放的差異也小于2%，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，從而表明模型可以較準(zhǔn)確地模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行過程，能夠滿足計(jì)算分析要求。

圖3 試驗(yàn)缸壓與計(jì)算缸壓對(duì)比

圖4 NOx排放試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比

1.3 評(píng)價(jià)指標(biāo)

為更加全面分析評(píng)價(jià)各因素對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響規(guī)律，引入并定義了以下3個(gè)評(píng)價(jià)指標(biāo)：

1) 由于E-Booster的消耗會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際輸出功率產(chǎn)生影響，定義實(shí)際平均有效壓力pme，ac：

pme，ac=pme-pme，e。

(1)

式中：pme為曲軸輸出平均有效壓力；pme，e為E-Booster所消耗曲軸輸出的平均有效壓力。

2) 為研究二級(jí)增壓系統(tǒng)高、低壓級(jí)壓比分配對(duì)柴油機(jī)性能的影響，定義高壓級(jí)壓比系數(shù)πH為

(2)

式中：pH為高壓級(jí)增壓壓力；pin為進(jìn)氣壓力。

3) 為表征泵氣損失變化帶來的影響，定義泵氣平均有效壓力收益Δpme，p為

Δpme，p=pme，p，x-pme，p，0。

(3)

式中：pme，p，x為πH=x%的平均泵氣有效壓力;pme，p，0為πH=0的平均泵氣有效壓力。

2 米勒循環(huán)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

為研究米勒度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的影響，計(jì)算過程中E-Booster不介入，通過VGT開度控制進(jìn)氣壓力保持在0.266 MPa(原機(jī))，僅改變米勒度。

2.1 米勒度對(duì)pme，ac的影響

圖5示出了米勒度對(duì)pme，ac與進(jìn)氣流量的影響，圖6示出了米勒度對(duì)θCA50與燃燒持續(xù)期的影響。θCA50和燃燒持續(xù)期是表征缸內(nèi)燃燒放熱規(guī)律的兩個(gè)重要特征參數(shù)，其中θCA50定義為循環(huán)累計(jì)放熱量達(dá)到總放熱量50%時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期定義為從循環(huán)累計(jì)放熱量為總放熱量10%～90%所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角間隔。兩個(gè)特征參數(shù)密切影響了放熱率、缸內(nèi)最大壓力以及做功能力等特性參數(shù)。

由圖5可知，不論是EIVC還是LIVC策略，隨著米勒度的增加，pme，ac基本上都是逐漸下降的趨勢，M-40和M100相對(duì)于M0分別降低0.17 MPa，0.26 MPa。這是由于在進(jìn)氣壓力不變的情況下，對(duì)于EIVC策略，由于進(jìn)氣門早關(guān)，進(jìn)氣量減少，而對(duì)于LIVC策略，當(dāng)進(jìn)氣門晚關(guān)角較小時(shí)，此時(shí)利用了進(jìn)氣慣性，使得進(jìn)氣量有一定程度升高，而當(dāng)進(jìn)氣門晚關(guān)角較大時(shí)，活塞繼續(xù)上行，將部分新鮮充量推回進(jìn)氣道，進(jìn)氣流量下降。對(duì)于柴油機(jī)來說，隨著進(jìn)氣量的降低，缸內(nèi)氧氣濃度和缸內(nèi)初始?jí)毫Α囟认陆?，燃?xì)饣旌蠝p弱，燃燒過程放緩，擴(kuò)散燃燒后期燃燒比例增加。如圖6所示，θCA50推遲，整個(gè)燃燒持續(xù)期延長，活塞膨脹段做功能力下降，導(dǎo)致有效熱效率下降。

圖5 米勒度對(duì)pme，ac與進(jìn)氣流量的影響

圖6 米勒度對(duì)θCA50與燃燒持續(xù)期的影響

2.2 米勒度對(duì)NOx的影響

圖7示出了米勒度對(duì)NOx排放與最高燃燒溫度(Tmax)的影響。在EIVC策略下，隨著米勒度的提高，NOx排放逐漸降低，當(dāng)米勒度為M-40時(shí)，NOx排放從2.11 g/(kW·h)降至1.47 g/(kW·h)，降低了30.3%。在LIVC策略下，隨著米勒度逐漸增加，NOx排放會(huì)有小幅度的升高，但是米勒度大于M40后，NOx排放迅速下降，M100時(shí)降至1.24 g/(kW·h)，下降了41.2%。從圖7可以看到，EIVC策略下隨著米勒度從M0變化至M-40，Tmax逐漸降低，下降了66 K。這是由于進(jìn)氣門早關(guān)減少了缸內(nèi)進(jìn)氣量，同時(shí)隨著活塞下行，在壓縮沖程前新鮮充量進(jìn)一步膨脹冷卻，使得缸內(nèi)初始溫度和壓力降低，因此Tmax呈現(xiàn)出相似的變化趨勢。在LIVC策略下，米勒度從M0增加至M100，Tmax先小幅升高，之后逐漸降低，M100時(shí)Tmax為2 601 K，下降了81 K。這是因?yàn)楫?dāng)進(jìn)氣門晚關(guān)角較大時(shí)，活塞上行過程中將部分新鮮充量推回進(jìn)氣道，同時(shí)帶走部分熱量，使得缸內(nèi)初始溫度和壓力下降。所以不論是在EIVC還是在LIVC策略下，隨著米勒循環(huán)的加深，Tmax和氧氣濃度基本都是逐漸下降，而這兩者都是抑制NOx生成的關(guān)鍵因素。

圖7 米勒度對(duì)NOx排放與最高燃燒溫度的影響

3 二級(jí)壓比分配對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

由上述分析可知，米勒循環(huán)可以有效降低Tmax和NOx排放，但由于新鮮充量不足，缸內(nèi)燃燒速率下降，使得發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩輸出能力下降。因此，為了克服米勒循環(huán)帶來的限制，本研究采用E-Booster與VGT協(xié)同的可調(diào)二級(jí)增壓策略，控制進(jìn)氣壓力，并分析高、低壓級(jí)壓比分配規(guī)律對(duì)柴油機(jī)性能的影響。

由于E-Booster放置于VGT之后，即為二級(jí)增壓系統(tǒng)的高壓級(jí)，因此，E-Booster的壓比系數(shù)為高壓級(jí)壓比系數(shù)πH。

3.1 不同進(jìn)氣壓力下壓比分配規(guī)律對(duì)pme，ac的影響

為研究不同pin下二級(jí)增壓系統(tǒng)壓比分配對(duì)柴油機(jī)性能的影響，計(jì)算過程中保持米勒度為M30，pin由0.266 MPa(原機(jī))逐漸增加至0.296 MPa，同時(shí)在相同的pin下逐漸提高E-Booster壓比系數(shù)πH。

圖8示出不同pin下πH對(duì)pme，ac的影響。結(jié)果顯示,相同的pin下，隨著πH的提高，柴油機(jī)pme，ac均先升高后降低。如pin為0.266 MPa,πH由0%升至7%時(shí)，pme，ac從1.85 MPa增至1.865 MPa,而當(dāng)πH繼續(xù)升至11%，pme，ac則又降至1.86 MPa。隨著πH提高，即E-Booster的介入程度提高，pin保持不變，E-Booster承擔(dān)了更多的增壓比，VGT的渦輪有效流通面積增加，渦前壓力隨之下降，泵氣損失減少。圖9示出pin為0.266 MPa,米勒度為M30時(shí)，πH對(duì)pme，e和Δpme，p的影響。可以看到，當(dāng)πH較低時(shí)，Δpme，p大于pme，e，表示降低泵氣損失帶來收益大于E-Booster消耗的額外功率，此時(shí)πH處于收益區(qū)間，pme，ac逐漸升高；πH=7%時(shí)，Δpme，p與pme，e基本一致，達(dá)到收益平衡點(diǎn)；而πH進(jìn)一步增加后，Δpme，p將小于pme，e，此時(shí)泵氣損失降低的收益將不能彌補(bǔ)E-Booster額外功率的消耗，導(dǎo)致pme，ac逐漸下降。此外，πH較高時(shí)，進(jìn)排氣壓差也會(huì)迅速下降，可能會(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)難以滿足較高的EGR率需求，以降低NOx排放，因此，需要合理控制E-Booster的介入程度。

圖8 不同進(jìn)氣壓力下πH對(duì)pme，ac的影響

圖9 πH對(duì)pme，e和Δpme，p的影響

另一方面，從圖8中還可以看到，當(dāng)πH不變，隨著pin升高，pme，ac逐漸增加。當(dāng)米勒度為M30，πH=7%時(shí)，pin從0.266 MPa增至0.296 MPa,pme，ac從1.865 MPa升至1.90 MPa,提高了0.035 MPa。這是由于隨著pin提升，進(jìn)氣流量增加，缸內(nèi)燃燒得到改善。圖10示出πH=7%時(shí)，不同pin下缸內(nèi)壓力隨氣缸容積的變化(p-V曲線)。從圖中可以看到，隨著pin提高，壓縮段和膨脹段均隨之升高，同時(shí)兩條曲線之前所圍成的面積也在增加，這意味發(fā)動(dòng)機(jī)的平均指示有效壓力(pmi)提高。當(dāng)pin為0.296 MPa時(shí)pmi達(dá)到最大值，相對(duì)于0.266 MPa提高了2.9%。雖然pin的提高會(huì)造成泵氣損失增加，使得平均摩擦有效壓力(pme，f)升高，但是其上升幅度小于pmi，所以此時(shí)提高pin有助于提高平均有效壓力。由于pme與輸出扭矩為正相關(guān)，因此pin的提高有利于發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性改善，增強(qiáng)米勒循環(huán)柴油機(jī)扭矩輸出能力。

圖10 不同進(jìn)氣壓力下的p-V曲線

圖11示出了不同pin下缸內(nèi)最大壓力(pmax)隨πH的變化規(guī)律。結(jié)果表明，當(dāng)pin不變，πH對(duì)pmax沒有明顯影響，pmax基本保持穩(wěn)定，而隨著pin升高，pmax則明顯升高。當(dāng)進(jìn)氣壓力從0.266 MPa升高至0.296 MPa，pmax提高了2.37 MPa,上升了14.2%。這是因?yàn)殡S著pin升高，新鮮充量增加，壓縮終了時(shí)刻溫度、壓力升高，燃油霧化得到改善，燃燒速率增加，放熱更加集中，引起壓力升高率增加，pmax快速上升。

圖11 不同進(jìn)氣壓力下πH對(duì)缸內(nèi)最大壓力的影響

3.2 不同進(jìn)氣壓力下壓比分配規(guī)律對(duì)NOx排放的影響

圖12示出不同pin下，πH對(duì)NOx排放的影響規(guī)律。從圖中可以看到，在相同的pin下，NOx排放隨著πH的改變沒有發(fā)生明顯變化，但是隨著pin的增加，NOx排放則明顯升高。這是由于進(jìn)氣量的增加提高了缸內(nèi)氧氣濃度，同時(shí)燃燒效率得到改善，缸內(nèi)燃燒溫度升高，而富氧和高溫兩者都是促使NOx生成的主要因素。

圖12 不同進(jìn)氣壓力下πH對(duì)NOx排放的影響

4 EGR對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和NOx排放的影響

由上述的分析可知，米勒循環(huán)可以通過較高的pin增加進(jìn)氣量來改善缸內(nèi)有效燃燒效率，彌補(bǔ)其動(dòng)力性不足的問題。然而較高的pin也造成一些不利因素，伴隨著空燃比的增加，富氧環(huán)境促使了NOx排放增加；同時(shí)缸內(nèi)pmax也會(huì)隨之升高，機(jī)械負(fù)荷增加，影響發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性和穩(wěn)定性，而且較高的壓力升高率會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行粗暴，噪聲增加。因此，本研究提出采用EGR策略來抑制由高增壓產(chǎn)生的不利影響，控制燃燒反應(yīng)速率，改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能。計(jì)算中保持了較高的pin，取值為0.286 MPa，E-Booster壓比系數(shù)πH為7%,EGR率從0%(原機(jī))逐漸增加至40%。

4.1 不同米勒度下EGR對(duì)pme，ac的影響

圖13示出了不同米勒度下，EGR對(duì)pme，ac的影響規(guī)律。EGR在降低NOx排放的同時(shí)，由于降低了缸內(nèi)氧氣濃度和燃燒溫度，減緩了燃燒速率，使θCA50和燃燒持續(xù)期偏離了最佳經(jīng)濟(jì)區(qū)，有效熱效率下降。隨著EGR率升高，pme，ac逐漸下降，并且隨著米勒循環(huán)的加深，pme，ac下降的趨勢愈加明顯。當(dāng)EGR率為40%，米勒度為M30時(shí)，pme，ac降低了3.6%,而當(dāng)米勒度為M90時(shí)，則降低了8.6%。因?yàn)槊桌昭h(huán)較深時(shí)，隨著EGR率升高，缸內(nèi)燃燒速率進(jìn)一步放緩，θCA50和燃燒持續(xù)期延長，發(fā)動(dòng)機(jī)有效做功能力明顯降低。

圖14示出不同米勒度下，EGR對(duì)pmax的影響規(guī)律。結(jié)果表明，隨著EGR率升高，pmax逐漸下降，因?yàn)镋GR的增加導(dǎo)致新鮮充量減少，降低了缸內(nèi)燃燒速率，使得壓力升高率下降。當(dāng)米勒度為M30，EGR率從0%增至40%時(shí)，pmax從18.2 MPa降至17.5 MPa,下降了3.8%。

圖13 不同米勒度下EGR對(duì)pme，ac的影響

圖14 不同米勒度下EGR對(duì)缸內(nèi)最大壓力的影響

4.2 不同米勒度下EGR對(duì)NOx排放的影響

圖15示出不同米勒度下，NOx排放隨EGR的變化規(guī)律。結(jié)果表明，隨EGR率升高，NOx排放均明顯下降。米勒度為M30，EGR率增至40%時(shí)，NOx排放從2.24 g/(kW·h)降至0.42 g/(kW·h),降低了81%。隨EGR率升高，缸內(nèi)的多原子組分濃度提高，比如CO2和H2O，而這些多原子組分的熱容量高于新鮮空氣，因此在相同的熱吸附條件下，缸內(nèi)燃燒溫度降低。此外由于氧氣濃度下降，缸內(nèi)不完全燃燒程度增加，放熱量減少。如圖16所示，當(dāng)米勒度為M30，EGR升高至40%時(shí)，Tmax下降了215 K，降幅達(dá)到了7.9%。因此，缸內(nèi)燃燒溫度和氧氣濃度的降低有效抑制了NOx的生成。

圖15 不同米勒度下EGR對(duì)NOx排放的影響

圖16 不同米勒度下EGR對(duì)最高燃燒溫度的影響

由上述的研究結(jié)果可得，當(dāng)米勒度為M30時(shí)，pin提高至0.286 MPa,πH保持在7%，EGR率為10%，柴油機(jī)的pme，ac提高了0.03 MPa,同時(shí)NOx排放下降了0.47 g/(kW·h)，pmax上升了2.2 MPa,說明采用E-Booster的可調(diào)二級(jí)增壓與EGR結(jié)合能夠改善米勒循環(huán)柴油機(jī)的燃燒和NOx排放。

5 結(jié)論

a) 隨著米勒度的提高，柴油機(jī)NOx排放得到改善，最高降幅可達(dá)41.2%，但由于新鮮充量下降，燃燒效率降低，pme，ac下降了0.26 MPa;

b) 引入E-Booster的可調(diào)二級(jí)增壓系統(tǒng)，控制πH，提高進(jìn)氣壓力，可彌補(bǔ)米勒循環(huán)新鮮充量不足，能夠使pme，ac最大提高0.05 MPa;

c) 提高EGR率能夠有效降低NOx排放以及缸內(nèi)最大壓力,彌補(bǔ)由于較高進(jìn)氣壓力造成的不利影響。