魏胜利，刘鑫，冷先银，梁昱，纪坤鹏，王飞虎

（1.江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江212013；2.江苏大学能源研究院，江苏镇江212013；3.贵阳学院机械工程学院，贵州贵阳550005）

进气门晚关米勒循环对柴油机燃烧和排放影响的研究

魏胜利1，刘鑫1，冷先银2，梁昱3，纪坤鹏1，王飞虎1

（1.江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江212013；2.江苏大学能源研究院，江苏镇江212013；3.贵阳学院机械工程学院，贵州贵阳550005）

基于D6114柴油机的BOOST模型，分析了进气门晚关米勒循环对柴油机燃烧和排放的影响。结果表明：推迟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，研究发现进气门晚关结合提高增压压力及推迟喷油，可同时降低NOx和碳烟的排放；在保持爆发压力与原机相同时，采用米勒循环度M60、喷油正时推迟2°CA的方案，油耗降低4 g/（kW·h），碳烟排放降低6%，而NOx的排放量降低了31%.

动力机械工程；D6114柴油机；米勒循环；NOx排放；燃油经济性

0 引言

非道路柴油机国Ⅲ排放标准的实施，促进了该类柴油机技术的革新。高增压技术是进一步优化柴油机燃烧和排放的有效方法之一［1-4］。但在重型柴油机高负荷工况下，由于缸内燃烧峰值压力较高，柴油机所能承受的机械负荷和热负荷是限制其进一步提高增压压力的主要因素。如果同时采用米勒循环进气正时，即通过改变进气门的关闭时刻使有效压缩行程变短，缸内气体压力和温度将有一定幅度的下降，可以使柴油机的最高燃烧压力和温度显著下降，从而使柴油机机械负荷和热负荷下降，同时具有降低NOx和碳烟排放的潜力［5-8］。大量的研究证明［9-13］：米勒循环匹配增压系统能保证重型柴油机在缸内峰值压力在不超过极限值时，进一步对柴油机热效率和排放进行优化。

本文在D6114柴油机中引入米勒循环技术，以期满足非道路国Ⅲ排放法规要求，利用AVL BOOST发动机稳态和瞬态性能分析软件建立该柴油机的模型，在对数值模型进行了验证的基础上，探索米勒循环下进排气流动和缸内燃烧发展过程。分别分析了进气门关闭时刻、增压压力、喷油正时等参数对柴油机性能和排放的影响。

1 数值模拟

1.1 研究对象

研究对象D6114柴油机是一款6缸废气涡轮增压中冷柴油机，该柴油机的主要技术参数如表1所示。根据该柴油机各部件的结构参数和技术规格，应用AVL BOOST软件建立该柴油机仿真模型，如图1所示。模型中主要包含涡轮增压器、中冷器、容腔、气缸以及其他连接管路等。

表1 D6114柴油机的基本参数Tab.1 Basic parameters of D6114 diesel engine

1.2 计算模型

BOOST中气缸内燃烧模型的设定对计算的准确性影响很大。本文缸内燃烧模型选用AVL MCC模型。该模型由输入的喷油器的参数及喷油规律计算得到燃油喷入气缸时的喷射速率及动能［14-15］。

燃烧放热率是可燃燃油质量函数和湍流动能密度的函数：

式中：

式中：QMCC为燃料放热量；α为曲轴转角；CC为燃烧常数；mF为燃料蒸发的质量；k为局部湍动能密度；V为气缸容积；Hu为燃料低热值；ωO为喷油开始时刻可用氧的质量分数；CEGR为排气再循环（EGR）率影响常数；CR为混合速率常数。

由于挤流和旋流的动能相对较少，因此气缸内燃油的动能由燃料喷射的速率决定：

式中：Ek，F为缸内燃油的动能；vF为喷射速率；n为柴油机转速；μA为有效喷孔面积；ρF为燃油密度。

NOx的生成采用Zeldovich机理［16］，根据由放热率计算出的温度值和燃烧区内气体成分计算得出的。

碳烟量的瞬时变化是基于Schubiger等［17］方法，由碳烟生成和氧化之间的差值计算得到的。

图1 D6114柴油机的计算模型Fig.1 Computation model of D6114 diesel engine

1.3 模型的合理性验证

本次仿真选定转速1400 r/min、满负荷工况（循环供油量112 mg/cycle）、喷油压力为100 MPa为计算工况。图2所示为该工况下计算得到的示功图与试验值进行对比。从图2中可以看出，计算结果和试验结果最大爆发压力对应的曲轴转角位置基本相同，且数值相差0.56 MPa，误差为4.01%.

图2 计算和试验缸内压力的对比Fig.2 Comparison of calculated in-cylinder pressure and experimental data

图3为1 400 r/min转速下不同负荷下扭矩和油耗的对比，可以看出不同负荷下扭矩的计算结果略低于试验结果，但相差不大；油耗的计算值和试验值在中小负荷下相差较大，而在高负荷下吻合较好，但总体都在误差许可范围内。

图3 计算和试验扭矩和油耗的对比Fig.3 Comparison of calculated and experimental torques and fuel consumption

该转速满负荷工况下，NOx排放计算值为5.2 g/（kW·h），试验值为5.64 g/（kW·h），误差为7.8%.碳烟排放计算值为0.23 g/（kW·h），试验值为0.24 g/（kW·h），误差为4.2%.因此本文针对该型柴油机建立的BOOST模型是可信的，其参数设置对于该机型的模拟是合理的，可以对模拟结果进行定性分析。

2 模拟结果及分析

2.1 进气门关闭正时对燃烧排放的影响

在研究进气门关闭正时对燃烧及排放的影响时，保持喷油正时、喷油量、进气压力、进气温度、EGR率等参数不变。图4所示为进气门最大升程不变时，将进气门关闭时刻由574.5°CA推迟至634.5°CA.把原机进气门关闭角度与进气门晚关闭角度的差值定义为米勒循环度（M），M0为原机进气门升程曲线。180°CA、540°CA为活塞行程下止点（BDC），360°CA为活塞行程上止点（TDC）。

图4 米勒循环的气门升程曲线Fig.4 Valve lift profiles for a variety of Miller cycles

图5（a）显示了进气门关闭正时对缸内平均压力和放热率的影响。随着米勒循环度加深，有效压缩行程变短，同时会引起缸内气流倒流进气管，导致缸内平均压力降低。M60方案的最大缸内压力比M0方案降低了3 MPa，这样柴油机的机械负荷下降，有利于柴油机的可靠性，也为进一步增压提供条件；对放热率曲线，着火始点延迟、滞燃期增长，且放热率曲线不断升高。由于滞燃期的加长，则在滞燃期内积累的可燃混合气量和参加预混燃烧的燃料量增多，燃烧初期愈强烈，放热率峰值增大。

图5（b）所示为不同进气门关闭正时缸内平均温度的对比。压缩时缸内平均温度从M0到M60逐渐降低，M60方案在喷油时刻的缸内平均温度比M0降低了约44 K，这正是米勒循环期望达到的效果。随着缸内温度的降低，燃烧滞燃期增加，而影响滞燃期的主要因素是缸内温度和压力。在相同的进气温度下，压缩温度仅与有效压缩比有关。

着火燃烧后，缸内平均温度从M0到M60逐渐升高。由于此时进排气门均关闭，气缸和缸内工质组成闭口热力学系统。取缸内微小混合气团为研究对象，根据闭口热力学第一定律，混合气团在单位时间内的温度变化ΔT的表达式［18］如下：

式中：Qf为单位时间内混合气团的放热量；W和Qc分别为混合气团对外做的功和传热量；Σmicvi表示气团的总热容，mi和cvi分别为组分的质量和定容比热容；i表示组分，包括空气、EGR、未燃燃料等。

图5 进气门晚关定时对燃烧过程的影响Fig.5 Effect of late intake closing time on combustion process

由于不同米勒循环度下，循环喷油量不变，缸内工质燃烧总放热量变化不大，而缸内工质总量越少，气团的总热容越小，ΔT越大。

图6给出了进气门关闭正时对NOx和碳烟排放的影响。随着米勒循环度的增加，NOx排放量略有升高，这是由于进气门晚关导致缸内气体回流，进而使缸内温度升高、氧浓度降低。氧浓度降低抑制了NOx的生成，但温度对NOx的生成占主导因素。进气量的减少造成缸内过浓混合气区增多，碳烟生成增多，因此米勒循环度的增加同时也引起了碳烟排放的迅速升高。

图6 进气门晚关定时对NOx和碳烟排放的影响Fig.6 Effect of late intake closing time on NOxand soot emissions

2.2 增压压力对米勒循环的影响

针对柴油机采用进气门晚关方案时进气损失造成的缸内温度升高和碳烟排放增多问题，可提高增压压力以便向缸内提供更多的新鲜充量。因此，模拟分析了不同增压压力下米勒循环柴油机的性能和排放。当增压压力增大时，缸内的燃烧压力也会随之增大。为保证柴油机的可靠性，最大增压压力应使缸内最大压力满足低于缸压限值14.5 MPa的条件。另外，为了与原机有更好的对比，计算了增压过程中不同米勒循环度下维持爆发压力与原机相同的方案。

图7 增压结合米勒循环对油耗的影响Fig.7 Effects of supercharging and Miller cycle on fuel consumption

图7阴影区域是增压过程中不同米勒循环度下油耗的变化范围。阴影区域的上边界为保持与原机相同增压压力线，五角星线为保持与原机相同爆发压力线，阴影区域的下边界为最高燃烧压力限值线（14.5 MPa）。随米勒循环度加深，增压压力不变时油耗升高；另外两种方案的油耗均随米勒循环度的增加而降低。其中，当爆发压力不变时，M60方案比原机油耗降低了8 g/（kW·h）.随着增压压力的升高，米勒循环度对应的油耗降低。且米勒循环度越大，增压范围越大。

图8阴影区域是增压过程中不同米勒循环度NOx和碳烟排放的变化范围。随着增压压力的提高，同一米勒循环度下碳烟排放降低，NOx排放增加。然而当采用进气门晚关结合提高增压压力可同时降低碳烟和NOx的排放。保持与原机相同爆发压力时，M60方案NOx排放比原机降低19.6%，碳烟排放降低9%.

图8 增压结合米勒循环对排放的影响Fig.8 Effects of supercharging and Miller cycle on NOxand soot emissions

在柴油机燃烧过程中，氧原子的形成是NO形成的前提。由（6）式可以看出，氧分子分裂成原子需要很高的活化能，因此NO形成速率取决于燃烧温度［16］。

图9为不同米勒循环度下缸内燃烧区的温度。从图中可以看出，爆发压力不变时，随米勒循环度的加深，燃烧温度降低。而较低的火焰温度是NOx排放降低的主要原因。当增压压力提高时，燃烧温度略有升高，此时缸内氧含量增多，NOx生成量增加。降低碳烟最有效的方法是改善可燃混合气的形成，避免局部过浓区。由于当采用进气门晚关时，着火时刻延迟，增加了油气混合的时间。因此，当保持爆发压力不变时，碳烟排放降低。

图9 增压结合米勒循环对燃烧温度的影响Fig.9 Effects of supercharging and Miller cycle on combustion temperature

2.3 喷油正时对柴油机性能的影响

喷油正时是柴油机性能好坏的决定因素之一。适当的推迟喷油时刻可以降低NOx的排放。为了更进一步优化柴油机的性能和排放，研究分析了不同喷油时刻结合米勒循环的影响。下文中，米勒循环方案均保持爆发压力不变。

图10显示了米勒循环度为M60的放热率曲线随喷油正时φSOI的变化。喷油正时从上止点前（BTDC）9°CA推迟到5°CA，燃烧始点从上止点前1.8°CA延迟到上止点后1.6°CA，放热率曲线向后平移同时峰值逐渐降低。由于喷油正时的推迟使整个燃烧过程主要发生在膨胀过程，同时放热率峰值降低，在喷油正时推迟4°CA时缸内最高燃烧温度降低了30 K.

图10 M60不同喷油正时下的放热率Fig.10 Effect of injecting time on heat release rate for M60

图11显示了米勒循环度为M20、M40、M60时不同喷油正时φSOI的油耗变化。随着喷油正时的推迟，3种米勒循环度的油耗都升高，且M60的油耗升高量比M20和M40的大。由图8放热率曲线可知，米勒循环和喷油正时推迟共同作用使燃烧相位滞后，主要放热过程发生在膨胀阶段，降低了柴油机的热效率，因此油耗升高。同时，米勒循环度越小燃烧开始的越早。

图12显示了喷油正时φSOI对NOx和碳烟排放的影响。从图中可以看出，当喷油正时推迟时，由于燃烧温度的降低，NOx排放迅速下降，但碳烟排放呈相反趋势。一方面，喷油时刻的延迟，不利于油气的扩散混合；另一方面，燃烧温度的降低不利碳烟的氧化。

图11 喷油正时对油耗的影响Fig.11 Effect of injecting time on fuel consumption

图12 喷油正时对NOx和碳烟排放的影响Fig.12 Effect of injecting time on NOxand soot emissions

综上所述，虽然采用推迟喷油正时，油耗升高，碳烟排放升高。但是米勒循环度为M60、喷油正时推迟了2°CA时，油耗仍比原机低4 g/（kW·h），碳烟排放比原机降低6%，而NOx的排放量降低了31%.

3 结论

根据对D6114柴油机的不同米勒循环度的模拟研究，得出以下结论：

1）相同的喷油正时、增压压力条件下，随着米勒循环度的加深，滞燃期延迟，缸内峰值压力随之降低。但进气量的大量损失，导致缸内平均温度升高、氧浓度降低，NOx和碳烟排放升高。

2）增加增压压力可以弥补进气损失，保证缸内足够的氧浓度，对降低碳烟排放尤为明显。米勒循环度越大，增压范围越大，柴油机的性能和排放的改善也越大。在保持缸内爆发压力与原机相同时，油耗、NOx和碳烟排放均得到改善。

3）推迟喷油正时时可以使燃烧相位后移，放热率曲线峰值降低，燃烧温度降低。NOx的排放进一步得到改善，但油耗和碳烟排放升高。

4）综合进气门晚关、提高增压压力、推迟喷油正时等技术，可以改善柴油机的性能与排放。在米勒循环度为M60、喷油正时推迟了2°CA时，油耗仍比原机低4 g/（kW·h），碳烟排放比原机降低6%，而NOx的排放量降低了31%，有望满足非道路柴油机国Ⅲ排放标准。

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Research on Effect of Late Intake Valve Closing Miller Cycle on Combustion and Emissions of Diesel Engine

WEI Sheng-li1，LIU Xin1，LENG Xian-yin2，LIANG Yu3，JI Kun-peng1，WANG Fei-hu1
（1.School of Automotive and Traffic Engineering，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，Jiangsu，China；2.Institute for Energy Research，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，Jiangsu，China；3.School of Mechanical Engineering，Guiyang University，Guiyang 550005，Guizhou，China）

The effect of late intake valve closing（LIVC）Miller cycle on combustion and emissions of D6114 diesel engine is analyzed based on a BOOST model.The results show that the closing time of intake valve can be delayed to decrease the compression pressure and the temperature，thus increasing the ignition delay period.Due to lacking of oxygen，the average in-cylinder temperature and soot emission increase. The boost ratio can be enhanced to compensate the loss of intake.It is also found that the late closing of LIVC，in conjunction with the increase in boost pressure and the delay of injecting time，can simultaneously reduce NOxand soot emission.When the peak pressure is the same as that in the original engine，the fuel consumption is 4 g/（kW·h）lower than that the original engine，the soot emissions are reduced by 6%，and NOxemissions are reduced by 31%by using the scheme of M60 and 2°CA of injecting time.

power machinery engineering；D6114 diesel engine；Miller cycle；NOxemission；fuel efficiency

TK42

A

1000-1093（2015）08-1384-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.08.002

2014-12-16

国家自然科学基金项目（51106065、51366002）

魏胜利（1978—），男，副教授，硕士生导师。E-mail：weishengli@ujs.edu.cn；刘鑫（1988—），男，硕士研究生。E-mail：xin_liu007@126.com