氣門二次開啟策略對(duì)柴油機(jī)性能及能量損失的影響

陳貴升，李 冰，李靚雪, 周群林, 楊 杰，黃 震

(1.昆明理工大學(xué) 云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，昆明 650500；2.昆明理工大學(xué) 民航與航空學(xué)院，昆明 650500)

0 概述

柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性較好，但其NOx排放較高，在高負(fù)荷時(shí)更加明顯[1]。為滿足日益嚴(yán)格的排放法規(guī)，柴油機(jī)的NOx排放問題受到人們廣泛關(guān)注[2]。國(guó)內(nèi)外研究表明，外部中冷廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation, EGR)技術(shù)是降低柴油機(jī)NOx排放的有效措施之一[3-4]。外部中冷EGR會(huì)使缸內(nèi)燃燒溫度降低，從而抑制NOx生成，但通常會(huì)導(dǎo)致HC、CO排放升高及熱效率降低[5-6]。而且外部中冷EGR的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，廢氣會(huì)對(duì)系統(tǒng)管道、渦輪增壓器等造成腐蝕，使其耐久性、可靠性下降[7]。因此，研究者提出氣門二次開啟策略來實(shí)現(xiàn)內(nèi)部EGR。

針對(duì)不同內(nèi)部EGR策略[8]，文獻(xiàn)[9]中通過三維數(shù)值模擬研究了內(nèi)部EGR對(duì)柴油發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣過程中缸內(nèi)氣體流動(dòng)、湍動(dòng)能分布、O2濃度分布、放熱率和燃燒排放物的影響規(guī)律，結(jié)果表明排氣門二次開啟可以有效降低NOx排放；文獻(xiàn)[10-14]中研究了排氣門二次開啟策略對(duì)缸內(nèi)氣流、混合氣分層及NOx排放的影響；文獻(xiàn)[15-17]中通過三維模擬仿真的方法研究分析了進(jìn)氣門二次開啟策略對(duì)燃燒和排放性能的影響規(guī)律；文獻(xiàn)[7，18-19]中利用一維數(shù)值仿真軟件構(gòu)建了發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真計(jì)算模型，并在對(duì)原機(jī)模型進(jìn)行驗(yàn)證后，利用仿真模型進(jìn)行了不同氣門策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程影響的模擬研究。另外有國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不同EGR策略進(jìn)行了對(duì)比研究[20-23]，結(jié)果表明進(jìn)氣門二次開啟優(yōu)于排氣門二次開啟，并在一定負(fù)荷下能夠?qū)崿F(xiàn)最優(yōu)的有效燃油消耗率(brake specific fuel consumption, BSFC)與NOx排放的折中關(guān)系，內(nèi)部EGR與外部EGR耦合控制更有利于控制柴油機(jī)燃燒與排放特性[24-25]。

相比外部EGR，內(nèi)部EGR有利于形成較均勻的混合氣，可大幅降低NOx排放，同時(shí)降低壓力升高率，減少對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的沖擊?，F(xiàn)針對(duì)采用二級(jí)增壓的高功率密度的重型柴油機(jī)耦合二次開啟技術(shù)的研究較少，且對(duì)柴油機(jī)工作過程及能量分布的研究較為欠缺。因此，本文提出不同開啟時(shí)刻、不同氣門升程的氣門二次開啟策略，分析研究其對(duì)重型柴油機(jī)燃燒特性、NOx排放及能量損失的影響規(guī)律，以期為改善重型柴油機(jī)BSFC與NOx排放之間的折中關(guān)系和優(yōu)化柴油機(jī)熱效率提供理論依據(jù)。

1 一維熱力學(xué)模型的構(gòu)建與驗(yàn)證

以一臺(tái)高壓共軌重型柴油機(jī)為研究機(jī)型。先前針對(duì)該機(jī)已進(jìn)行了大量單級(jí)增壓耦合EGR的增壓匹配試驗(yàn)[26-27]，在確定優(yōu)化單級(jí)增壓系統(tǒng)(簡(jiǎn)稱1TC)基礎(chǔ)上，以該單級(jí)增壓器為高壓級(jí)進(jìn)行了低壓級(jí)增壓器匹配，組建了優(yōu)化的兩級(jí)增壓系統(tǒng)。兩級(jí)增壓高、低壓級(jí)增壓器及對(duì)應(yīng)渦輪與壓氣機(jī)效率MAP是由霍爾塞特(HOLSET)增壓器公司提供，數(shù)據(jù)真實(shí)。柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1，試驗(yàn)臺(tái)架布置見圖1(a)。

表1 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意圖及其一維熱力學(xué)仿真模型

根據(jù)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)與臺(tái)架布置，采用GT-Power構(gòu)建了基于兩級(jí)增壓系統(tǒng)的整機(jī)一維熱力學(xué)仿真模型(具體構(gòu)建過程及驗(yàn)證參見文獻(xiàn)[26])，見圖1(b)。模型中涉及的由可變氣門策略所實(shí)現(xiàn)的內(nèi)部熱EGR采用GT-Power軟件自帶模塊進(jìn)行計(jì)算定義[28]。GT-Power 軟件通過對(duì)比模擬進(jìn)氣量與發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際所測(cè)進(jìn)氣量即可以算出缸內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)總廢氣率，其計(jì)算公式見式(1)。

(1)

式中，B為缸內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)總廢氣率，%；mEx為引入缸內(nèi)的外部中冷 EGR 質(zhì)量流量，kg/s；mIn為引入缸內(nèi)的內(nèi)部 EGR質(zhì)量流量，kg/s；mf為引入缸內(nèi)的新鮮空氣量質(zhì)量流量，kg/s；mre為缸內(nèi)初始?xì)堄鄰U氣質(zhì)量流量，kg/s。

在沒有引入EGR 時(shí)，B等同于缸內(nèi)初始?xì)堄鄰U氣比例。無外部EGR時(shí)，內(nèi)部EGR率E的計(jì)算公式見式(2)。

(2)

GT-Power采用擴(kuò)展Zeldovich機(jī)理來預(yù)測(cè)NOx的生成。在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)中，采用日本HORIBA MEXA-7100DEGR分析儀測(cè)量NOx等氣體排放；采用Woschni-GT傳熱模型和Chen-Flynn摩擦損失壓力模型。模型構(gòu)建中發(fā)動(dòng)機(jī)無額外附件(如發(fā)電機(jī)等)，即附件的損失總功率為零。因此，排氣損失(排氣熱能、不完全燃燒產(chǎn)物與完全未燃燒燃油等帶走的能量損失)比率在GT-Power中的定義如公式(3)和公式(4)[28]所示：

(3)

(4)

式中，EP為排氣損失，%；Fnrg為燃油有效總能量，kW；BE為有效功率，kW；HT為傳熱損失功率，kW；FR為摩擦損失功率，kW；Lf為燃料低熱值，J/kg；Hf為燃料蒸發(fā)潛熱值，J/kg；n為缸數(shù)；mgas為燃油以氣體狀態(tài)進(jìn)入氣缸i的瞬時(shí)質(zhì)量流量，kg/s；mliq為燃油以液體狀態(tài)進(jìn)入氣缸i的瞬時(shí)質(zhì)量流量，kg/s；N為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min；nr為活塞循環(huán)往復(fù)運(yùn)動(dòng)次數(shù)(四沖程)。

文獻(xiàn)[26]中模型在無EGR和有EGR參與燃燒條件下，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流量、轉(zhuǎn)矩、缸壓、放熱率、NOx排放和BSFC等參數(shù)進(jìn)行了驗(yàn)證，模擬值與試驗(yàn)值重合度較好，故該一維模型可用于仿真計(jì)算。本文中基于該數(shù)值模型在無外部EGR時(shí)耦合氣門策略，展開內(nèi)部EGR對(duì)柴油機(jī)影響的研究。

2 結(jié)果與分析

圖2為基于原機(jī)氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律，對(duì)氣門升程及二次開啟時(shí)刻做出改變得到的進(jìn)氣門、排氣門二次開啟策略對(duì)應(yīng)的氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律曲線。本文中曲軸轉(zhuǎn)角正值表示上止點(diǎn)后，負(fù)值表示上止點(diǎn)前，例如排氣門二次開啟角度為上止點(diǎn)前300°，記為-300°，依此類推。

如圖2所示，基于原機(jī)氣門運(yùn)動(dòng)規(guī)律，本文中提出進(jìn)氣門二次開啟、排氣門二次開啟、進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟3種氣門控制策略。進(jìn)氣門二次開啟策略是通過在排氣過程中進(jìn)氣門開啟，使缸內(nèi)一部分廢氣在活塞的推動(dòng)下進(jìn)入進(jìn)氣道，等到進(jìn)氣門在進(jìn)氣階段再次開啟時(shí)隨新鮮空氣進(jìn)入缸內(nèi)。排氣門二次開啟策略是通過在進(jìn)氣過程中排氣門開啟，使一部分廢氣從排氣管被倒吸回缸內(nèi)。通過GT-Power等軟件計(jì)算優(yōu)化得到的3種氣門二次開啟策略的二次開啟時(shí)刻包含進(jìn)、排氣階段的前中后3個(gè)時(shí)期，為方便結(jié)果比對(duì)，3種氣門策略二次開啟的持續(xù)期均為66°，每種策略下不同開啟時(shí)刻分別選擇4種二次開啟最大氣門升程(1.2、2.4、3.6、4.8 mm)。進(jìn)氣門、排氣門及進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟策略的開啟時(shí)刻見表2，分為12組，分別記為方案1～12，原機(jī)方案為3種氣門策略的原方案。

表2 氣門二次開啟時(shí)刻與方案編號(hào)

圖2 氣門二次開啟策略對(duì)應(yīng)的氣門運(yùn)動(dòng)曲線

模擬計(jì)算工況中對(duì)應(yīng)的主要發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表3所示?；诜抡婺Ｐ?，選取1 990 r/min、100%負(fù)荷工況點(diǎn),對(duì)應(yīng)歐洲穩(wěn)態(tài)測(cè)試循環(huán)(European steady state cycle，ESC)的C轉(zhuǎn)速100%負(fù)荷工況點(diǎn)，固定發(fā)動(dòng)機(jī)每循環(huán)噴油量、噴油時(shí)刻和噴油壓力等參數(shù)不變，通過耦合不同氣門升程下的12個(gè)方案來對(duì)比研究其對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性、NOx排放及能量損失的影響規(guī)律。

表3 模擬計(jì)算工況中發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

2.1 進(jìn)氣門二次開啟對(duì)柴油機(jī)性能及排放影響

2.1.1 進(jìn)氣門二次開啟對(duì)燃燒特性及能量損失影響

圖3為采用進(jìn)氣門二次開啟策略后柴油機(jī)的缸內(nèi)壓力及瞬時(shí)放熱率曲線。

圖3 不同開啟時(shí)刻下缸內(nèi)壓力及瞬時(shí)放熱率曲線

如圖3所示，在相同進(jìn)氣門升程下，隨著進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻的推遲，缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率峰值均降低，且小于原機(jī)。當(dāng)進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻為230°(方案1)、最大氣門升程為1.2 mm時(shí)的缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率峰值較原機(jī)分別降低了9.0%、13.3%；氣門最大升程增大至4.8 mm時(shí)的缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率峰值較原機(jī)分別降低了33.8%、60.3%。由此可以得出，進(jìn)氣門二次開啟策略可降低缸內(nèi)燃燒壓力，且氣門升程越大，開啟時(shí)刻越推遲，降低幅度越大。

圖4和圖5為采用不同進(jìn)氣門二次開啟策略換氣過程和缸內(nèi)燃燒的變化曲線。

圖4 不同氣門升程下進(jìn)氣門二次開啟對(duì)進(jìn)氣流量及缸內(nèi)殘余廢氣率影響

圖5 不同氣門升程下進(jìn)氣門二次開啟對(duì)渦后排氣溫度、CA50和缸內(nèi)最高溫度的影響

如圖5所示，在氣門升程大于1.2 mm時(shí)(除原機(jī)外)，相同氣門升程下，隨進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻的提前，缸內(nèi)最高溫度升高，燃燒重心(CA50，即循環(huán)累積放熱量達(dá)到總放熱量50%時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)前移。這是由于相同升程下，隨進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻的提前，充氣效率提高，缸內(nèi)殘余廢氣率減小，進(jìn)氣流量增大(見圖4)，使內(nèi)部EGR率減小，空燃比增大，缸內(nèi)氧含量升高，有氧參與的化學(xué)反應(yīng)的反應(yīng)速率加快，燃料燃燒速率提高，瞬時(shí)放熱率峰值增大，CA50提前，但較原機(jī)CA50均有不同程度后移；由于內(nèi)部EGR率的減小，混合氣放熱量增大，使得缸內(nèi)最高溫度升高。在氣門升程為1.2 mm時(shí)，隨進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻的提前，缸內(nèi)最高溫度不斷降低，且缸內(nèi)最高溫度均高于原機(jī)。這是由于氣門升程較小，流通截面積較小，使不同開啟時(shí)刻下的內(nèi)部EGR率均較小，此時(shí)內(nèi)部EGR高溫效應(yīng)為主導(dǎo)作用，缸內(nèi)初始溫度升高，使缸內(nèi)最高溫度略高于原機(jī)。如圖5所示，在相同氣門升程下，隨進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻的提前，渦后排氣溫度整體為降低趨勢(shì)(除原機(jī)外)。在氣門升程為4.8 mm時(shí)，排氣溫度隨進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻的提前先升后降。這是因?yàn)闅忾T升程小于4.8 mm時(shí)，相同氣門升程下，隨進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻提前，內(nèi)部EGR率減小，CA50前移，后燃部分減少，發(fā)動(dòng)機(jī)做功能力增強(qiáng)，排氣帶走的熱能減少，排氣溫度降低。當(dāng)氣門升程增大至4.8 mm，開啟時(shí)刻為230°(方案1)時(shí)，內(nèi)部EGR率較大，燃料不完全燃燒及完全未燃燒比例增大，燃燒惡化，排氣溫度較低。

相同進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻下，隨氣門升程增大，缸內(nèi)最高溫度降低，渦后排氣溫度升高，CA50隨氣門升程的增大而后移，且后移幅度隨進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻的提前而不斷減小。這是由于在相同進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻下，隨氣門升程增大，充氣效率降低，缸內(nèi)殘余廢氣率增大，進(jìn)氣流量減小(圖4)，相應(yīng)的內(nèi)部EGR率不斷增大，使空燃比減小，缸內(nèi)氧含量降低，導(dǎo)致有氧參與的化學(xué)反應(yīng)的反應(yīng)速率降低，燃料的燃燒速率降低，瞬時(shí)放熱率峰值減小，CA50后移，渦后排氣溫度升高，且燃燒不充分，故缸內(nèi)最高溫度降低。

圖6為進(jìn)氣門二次開啟時(shí)的有效熱效率、摩擦損失、傳熱損失、排氣損失能量分配圖。

圖6 不同氣門升程下進(jìn)氣門二次開啟的能量分配

如圖6所示，在采用不同進(jìn)氣門二次開啟策略后，有效熱效率均有不同程度的降低。在相同氣門升程下，有效熱效率隨二次開啟時(shí)刻的提前而增大。升程為1.2 mm時(shí)，不同進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻對(duì)有效熱效率影響較小，曲線變化趨勢(shì)較為平緩，其中方案1的有效熱效率最低，較原機(jī)降低了1.2%。而在升程為4.8 mm時(shí)，方案1的有效熱效率較原機(jī)降低了24.2%。

在進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻為230°(方案1)時(shí)，不同氣門升程下的排氣損失均較高。其中當(dāng)氣門升程為4.8 mm時(shí)排氣損失為57.98%，較原機(jī)增大24.68%。在進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻早于210°時(shí)，不同氣門升程下的排氣損失均較低。這是由于在進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻為230°時(shí)，隨氣門升程增大，能夠獲得較大的內(nèi)部EGR率，CA50后移，排氣溫度升高(圖5)，燃料不完全燃燒和完全未燃燒的比例增大。

在相同氣門升程下，隨著二次開啟時(shí)刻的提前，發(fā)動(dòng)機(jī)的摩擦損失升高。這是因?yàn)樵谙嗤瑲忾T升程時(shí)，缸內(nèi)壓力峰值隨開啟時(shí)刻的提前而升高，導(dǎo)致摩擦損失也隨之升高。在相同二次開啟時(shí)刻下，隨氣門升程增大，摩擦損失降低。這是因?yàn)樵谙嗤M(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻下，缸內(nèi)壓力峰值隨氣門升程的增大而減小，使摩擦損失也隨之降低。發(fā)動(dòng)機(jī)的傳熱損失主要與缸內(nèi)溫度有關(guān)，其變化趨勢(shì)與缸內(nèi)最高溫度的趨勢(shì)相同(見圖5、圖6)。

2.1.2 進(jìn)氣門二次開啟對(duì)BSFC與NOx排放的影響

圖7為不同進(jìn)氣門二次開啟策略下發(fā)動(dòng)機(jī)BSFC及NOx排放的對(duì)比曲線。

圖7 不同氣門升程下進(jìn)氣門二次開啟對(duì)BSFC與NOx排放的影響

如圖7所示，發(fā)動(dòng)機(jī)在這一負(fù)荷下采用進(jìn)氣門二次開啟策略后BSFC均有不同程度的增加。在相同氣門升程時(shí)，BSFC隨二次開啟時(shí)刻的提前而減小，但NOx排放不斷增加。在進(jìn)氣門升程為4.8 mm、進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻為230°(方案1)時(shí)BSFC達(dá)到最大值，NOx排放達(dá)到最小值。此時(shí)與原機(jī)相比，BSFC升高31.9%，NOx排放降低98.9%。這是因?yàn)橄嗤瑲忾T升程下，二次開啟時(shí)刻的提前使內(nèi)部EGR率降低，缸內(nèi)氣體組分變化程度變小，燃燒較好，有效熱效率增大，BSFC減小；但隨著內(nèi)部EGR率的降低，缸內(nèi)溫度升高，導(dǎo)致NOx排放升高。

相同開啟時(shí)刻時(shí)，BSFC隨氣門升程的增大而增大，而NOx排放隨升程的增大而減少。這是因?yàn)樵谙嗤_啟時(shí)刻下，氣門升程越大，帶來的內(nèi)部EGR率就越大，使缸內(nèi)燃燒后的最高溫度降低，抑制NOx的生成；但缸內(nèi)燃燒惡化，有效熱效率降低，BSFC增大。

2.2 排氣門二次開啟對(duì)柴油機(jī)性能及排放影響

2.2.1 排氣門二次開啟對(duì)燃燒特性及能量損失影響

圖8為采用排氣門二次開啟策略后柴油機(jī)的缸內(nèi)壓力及瞬時(shí)放熱率曲線。

圖8 不同排氣門二次開啟時(shí)刻下缸內(nèi)壓力及瞬時(shí)放熱率曲線

如圖8所示，當(dāng)氣門升程為1.2 mm時(shí)，缸內(nèi)壓力峰值、瞬時(shí)放熱率峰值均隨排氣門二次開啟時(shí)刻的推遲而降低，排氣門二次開啟時(shí)刻為-240°(方案8)時(shí)缸內(nèi)壓力峰值、瞬時(shí)放熱率峰值分別較原機(jī)降低了8.6%、11.3%。當(dāng)氣門升程增大至4.8 mm時(shí)，缸內(nèi)壓力峰值及瞬時(shí)放熱率峰值降低幅度增大，較原機(jī)分別降低了23.3%、37.6%。與采用進(jìn)氣門二次開啟策略后的缸內(nèi)壓力峰值、瞬時(shí)放熱率峰值相比，其降低幅度較小。

圖9和圖10為采用不同排氣門二次開啟策略換氣過程和缸內(nèi)燃燒的變化曲線。

圖9 不同氣門升程下排氣門二次開啟對(duì)進(jìn)氣流量及缸內(nèi)殘余廢氣率影響

圖10 不同氣門升程下排氣門二次開啟對(duì)渦后排氣溫度、CA50和缸內(nèi)最高溫度的影響

如圖10所示，排氣門升程為1.2 mm時(shí)，缸內(nèi)最高溫度隨開啟時(shí)刻的推遲而升高。排氣門升程為2.4 mm時(shí)，缸內(nèi)最高溫度隨開啟時(shí)刻的推遲先增后降，在采用方案7時(shí)達(dá)到最高。排氣門升程為3.6、4.8 mm時(shí)，缸內(nèi)最高溫度隨開啟時(shí)刻的推遲先增后降，均在采用方案6時(shí)達(dá)到最高。缸內(nèi)最高溫度降低的主要原因是在進(jìn)氣行程后期排氣門開度增大，開啟時(shí)刻推遲，缸內(nèi)壓力降低，殘余廢氣率增大，從而使混合氣燃燒惡化，缸內(nèi)最高溫度降低。同氣門升程條件下，采用不同排氣門二次開啟策略均比采用進(jìn)氣門二次開啟策略的缸內(nèi)最高溫度高。

在相同氣門升程下，隨排氣門二次開啟時(shí)刻的推遲，CA50后移，渦后排氣溫度先升后降。在相同開啟時(shí)刻時(shí)，CA50和渦后排氣溫度均隨氣門升程的增大而后移和升高。這是因?yàn)殡S氣門升程增大及開啟時(shí)刻推遲，缸內(nèi)殘余廢氣率增加，進(jìn)氣流量減小(圖9)，導(dǎo)致內(nèi)部EGR率增大，燃燒速率降低，CA50后移，發(fā)動(dòng)機(jī)做功能力減弱，排氣熱量增大。相同氣門升程條件下，采用不同進(jìn)氣門、排氣門二次開啟時(shí)刻，CA50均隨著開啟時(shí)刻的提前而前移，但進(jìn)氣門二次開啟策略對(duì)CA50的影響較大。

圖11為排氣門二次開啟時(shí)的有效熱效率、摩擦損失、傳熱損失、排氣損失能量分配圖。

圖11 排氣門二次開啟的能量分配

如圖11所示，氣門升程為1.2 mm時(shí)，在相同氣門升程條件下，隨排氣門二次開啟時(shí)刻推遲，有效熱效率小幅度降低。采用方案8時(shí)有效熱效率較原機(jī)降低2.1%。當(dāng)氣門升程增大后，相同氣門升程條件下，隨開啟時(shí)刻的推遲，有效熱效率先大幅降低后小幅度增大，有效熱效率均在采用方案7時(shí)達(dá)到最低，有效熱效率較原機(jī)降低9%。這是因?yàn)楫?dāng)氣門升程較小時(shí)，在進(jìn)氣階段排氣門與進(jìn)氣門同時(shí)打開，從排氣道流入缸內(nèi)的廢氣對(duì)缸內(nèi)氣流的影響很小，且缸內(nèi)殘余廢氣量較小，混合氣混合地較為充分，燃燒情況較好，故有效熱效率降低幅度較小。當(dāng)氣門升程增大后，缸內(nèi)殘余廢氣量增多，燃燒不斷惡化且后燃嚴(yán)重，CA50不斷后移，導(dǎo)致有效熱效率大幅降低；但在采用方案8時(shí)，由于在進(jìn)氣行程后期活塞接近進(jìn)氣下止點(diǎn)，缸內(nèi)已經(jīng)有大量新鮮充量，壓力升高，流入缸內(nèi)的廢氣量減少，缸內(nèi)燃燒得到改善，使有效熱效率小幅度升高。在相同開啟時(shí)刻時(shí)，有效熱效率隨氣門升程的增大而降低。這是因?yàn)闅忾T升程增大，內(nèi)部EGR率增大，燃燒惡化，導(dǎo)致有效熱效率降低。

在相同氣門升程下，隨開啟時(shí)刻推遲，缸內(nèi)壓力不斷降低；相同開啟時(shí)刻下，隨氣門升程的增大，缸內(nèi)壓力也不斷降低。摩擦損失隨缸內(nèi)壓力的降低而減小。

在相同氣門升程下，傳熱損失隨開啟時(shí)刻的推遲先增后降。這是由于傳熱損失主要受缸內(nèi)最高溫度影響，兩者變化趨勢(shì)相同(圖10、圖11)。

在氣門升程小于等于2.4 mm時(shí)，進(jìn)氣門、排氣門二次開啟策略的排氣損失均與原機(jī)差異較??；在氣門升程大于2.4 mm時(shí)，排氣門二次開啟策略的排氣損失小于進(jìn)氣門二次開啟策略的排氣損失。排氣門二次開啟策略下的排氣損失較原機(jī)增大的最大幅度為5%。

2.2.2 排氣門二次開啟對(duì)BSFC與NOx排放的影響

圖12為排氣門二次開啟策略下發(fā)動(dòng)機(jī)BSFC及NOx排放的對(duì)比曲線。

圖12 排氣門二次開啟對(duì)BSFC與NOx排放影響

如圖12所示，BSFC隨有效熱效率的降低而升高，但NOx排放不斷降低。在氣門升程大于1.2 mm時(shí)，NOx排放降低幅度較大。在排氣門升程為4.8 mm、開啟時(shí)刻為-240°時(shí)NOx排放達(dá)到最小，與原機(jī)相比BSFC升高9.1%，NOx排放降低88.7%。

2.3 進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟對(duì)性能及排放影響

2.3.1 進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟對(duì)燃燒特性及能量損失的影響

圖13和圖14為采用進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟策略后換氣過程和缸內(nèi)燃燒的變化曲線。

圖13 不同氣門升程下進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟對(duì)進(jìn)氣流量及缸內(nèi)殘余廢氣率的影響

圖14 不同氣門升程下進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟對(duì)渦后排氣溫度、CA50和缸內(nèi)最高溫度的影響

如圖14所示，采用進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟策略后，相同氣門升程下，隨著進(jìn)、排氣門開啟時(shí)刻的間隔不斷增大，缸內(nèi)最高溫度不斷升高。其中氣門升程為1.2 mm時(shí)，采用方案9～方案12的缸內(nèi)最高溫度均高于原機(jī)。這是因?yàn)闅忾T升程較小，進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟時(shí)，缸內(nèi)殘余廢氣量較少，進(jìn)氣流量降低幅度較小，且對(duì)缸內(nèi)氣流的影響較小(圖13)；缸內(nèi)混合氣在廢氣的加熱作用下溫度升高，混合氣燃燒較為充分，使燃燒溫度升高。隨進(jìn)排氣門開啟間隔的增大，缸內(nèi)內(nèi)部EGR率不斷降低，燃燒情況得以改善，從而使缸內(nèi)溫度不斷升高。如圖14所示，在相同氣門升程下，升程小于等于2.4 mm時(shí)，渦后排氣溫度隨開啟間隔的增大而降低；升程大于2.4 mm時(shí)，渦后排氣溫度隨開啟間隔的增大先升后降。

缸內(nèi)溫度、組分的變化，影響混合氣燃燒情況。采用進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟策略后的CA50變化與采用進(jìn)氣門二次開啟策略時(shí)的相似，但CA50后移最大幅度比進(jìn)、排氣門單獨(dú)二次開啟時(shí)大，其中采用排氣門二次開啟策略時(shí)的CA50后移幅度最小。

圖15為進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟時(shí)有效熱效率、摩擦損失、傳熱損失、排氣損失能量分配圖。

圖15 進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟的能量分配

如圖15所示，在相同氣門升程下，有效熱效率隨進(jìn)排氣門開啟時(shí)刻的間隔增大而升高。采用方案9且氣門升程4.8 mm時(shí)有效熱效率最低，相比原機(jī)降低36.3%。摩擦損失及傳熱損失所占比例與進(jìn)、排氣門單獨(dú)二次開啟策略的占比差異較小，但排氣損失的差異較大，其中采用方案9、氣門升程為4.8 mm時(shí)的排氣損失較原機(jī)升高38.4%。從不同策略的最低有效熱效率可以得出，3種策略中，進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟策略對(duì)有效熱效率的影響最大。

2.3.2 進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟對(duì)BSFC與NOx排放的影響

圖16為進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟策略不同方案不同升程下發(fā)動(dòng)機(jī)BSFC及NOx排放對(duì)比曲線。

圖16 進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟對(duì)BSFC與NOx排放影響

如圖16所示，在氣門升程為4.8 mm、進(jìn)排氣門開啟間隔最小(方案9)時(shí)，BSFC最大，NOx排放最低。此時(shí)的BSFC較原機(jī)增加了56.9%，NOx排放較原機(jī)減少99.96%。隨開啟間隔的增大，BSFC不斷降低，但NOx排放不斷升高。

綜上所述，采用不同的氣門二次開啟策略能夠不同程度降低NOx排放水平，但會(huì)損失部分有效熱效率，使得經(jīng)濟(jì)性惡化?，F(xiàn)以降低NOx排放60%左右、有效熱效率降低3%左右為標(biāo)準(zhǔn)，分別選取不同策略下較好的一組進(jìn)行對(duì)比。所選取的3組結(jié)果為：進(jìn)氣門升程為2.4 mm，二次開啟時(shí)刻為210°；排氣門升程為4.8 mm,二次開啟時(shí)刻為-300°；進(jìn)排氣門升程為1.2 mm，同時(shí)進(jìn)排氣門二次開啟時(shí)刻分別為210°、-280°。

以上述標(biāo)準(zhǔn)，3組氣門策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)渦后排氣溫度、BSFC和NOx排放的影響見圖17。此時(shí)，3組策略下，NOx排放較原機(jī)分別降低57.9%、58.4%、58.4%，有效熱效率較原機(jī)分別降低2.8%、4.6%、3.2%，BSFC較原機(jī)分別增加2.9%、4.8%、3.3%。由此可以看出，在該負(fù)荷工況點(diǎn)下，氣門升程為2.4 mm、二次開啟時(shí)刻為210°時(shí)的進(jìn)氣門二次開啟策略損失較少有效熱效率的同時(shí)可獲得較低NOx排放和較低的BSFC。該NOx排放水平下發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度較高，有利于提升DPF再生效率，降低主動(dòng)再生頻次。

圖17 不同策略下NOx排放、排氣溫度及BSFC的對(duì)比

3 結(jié)論

(1)采用進(jìn)氣門二次開啟策略后，在相同氣門升程時(shí)，隨開啟時(shí)刻提前，缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率峰值升高，CA50前移，排氣溫度降低，有效熱效率升高，NOx排放升高。氣門升程增大后，變化幅度增大。在開啟時(shí)刻早于210°時(shí)，相同開啟時(shí)刻下，增大氣門二次開啟升程對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響減小。在進(jìn)氣門升程為2.4 mm、進(jìn)氣門二次開啟時(shí)刻為210°時(shí)，在獲得較高有效熱效率及較低BSFC的同時(shí)，NOx排放較低。

(2)采用排氣門二次開啟策略后，在相同氣門升程時(shí)，隨開啟時(shí)刻推遲，缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率峰值降低，CA50后移，排氣溫度先升后降，有效熱效率先降后升，NOx降低。氣門升程增大后變化幅度增大。相較于另外兩種策略，排氣門二次開啟策略對(duì)有效熱效率影響最小。在排氣門升程為4.8 mm、二次開啟時(shí)刻為-300°時(shí)，可獲得較高的有效熱效率及較低的BSFC，同時(shí)NOx排放較低。

(3)相比進(jìn)氣門、排氣門單獨(dú)二次開啟，采用進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟策略對(duì)進(jìn)氣流量、CA50、排氣損失、有效熱效率及NOx排放的影響較大。在進(jìn)排氣門升程為1.2 mm，進(jìn)排氣門同時(shí)二次開啟時(shí)刻分別為210°、-280°時(shí)，可獲得較高的有效熱效率及較低的BSFC，同時(shí)NOx排放較低。

(4)綜合比較各組氣門策略，進(jìn)氣門二次開啟策略的氣門升程為2.4 mm、二次開啟時(shí)刻為210°時(shí)，與原機(jī)相比，有效熱效率降低了2.8%，BSFC增加了2.9%，但NOx排放降低了57.9%，該策略可較好改善高負(fù)荷工況時(shí)BSFC與NOx排放之間的折中關(guān)系。