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)燃機重點實驗室，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

柴油機的經(jīng)濟性和動力性較好，但其NOx排放較高，在高負荷時更加明顯[1]。為滿足日益嚴格的排放法規(guī)，柴油機的NOx排放問題受到人們廣泛關(guān)注[2]。國內(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NOx排放的有效措施之一[3-4]。外部中冷EGR會使缸內(nèi)燃燒溫度降低，從而抑制NOx生成，但通常會導(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，廢氣會對系統(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現(xiàn)內(nèi)部EGR。

針對不同內(nèi)部EGR策略[8]，文獻[9]中通過三維數(shù)值模擬研究了內(nèi)部EGR對柴油發(fā)動機進氣過程中缸內(nèi)氣體流動、湍動能分布、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[10-14]中研究了排氣門二次開啟策略對缸內(nèi)氣流、混合氣分層及NOx排放的影響；文獻[15-17]中通過三維模擬仿真的方法研究分析了進氣門二次開啟策略對燃燒和排放性能的影響規(guī)律；文獻[7，18-19]中利用一維數(shù)值仿真軟件構(gòu)建了發(fā)動機的仿真計算模型，并在對原機模型進行驗證后，利用仿真模型進行了不同氣門策略對發(fā)動機工作過程影響的模擬研究。另外有國內(nèi)外學(xué)者對不同EGR策略進行了對比研究[20-23]，結(jié)果表明進氣門二次開啟優(yōu)于排氣門二次開啟，并在一定負荷下能夠?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，同時降低壓力升高率，減少對發(fā)動機的沖擊?，F(xiàn)針對采用二級增壓的高功率密度的重型柴油機耦合二次開啟技術(shù)的研究較少，且對柴油機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刻、不同氣門升程的氣門二次開啟策略，分析研究其對重型柴油機燃燒特性、NOx排放及能量損失的影響規(guī)律，以期為改善重型柴油機BSFC與NOx排放之間的折中關(guān)系和優(yōu)化柴油機熱效率提供理論依據(jù)。

1 一維熱力學(xué)模型的構(gòu)建與驗證

以一臺高壓共軌重型柴油機為研究機型。先前針對該機已進行了大量單級增壓耦合EGR的增壓匹配試驗[26-27]，在確定優(yōu)化單級增壓系統(tǒng)(簡稱1TC)基礎(chǔ)上，以該單級增壓器為高壓級進行了低壓級增壓器匹配，組建了優(yōu)化的兩級增壓系統(tǒng)。兩級增壓高、低壓級增壓器及對應(yīng)渦輪與壓氣機效率MAP是由霍爾塞特(HOLSET)增壓器公司提供，數(shù)據(jù)真實。柴油機主要技術(shù)參數(shù)見表1，試驗臺架布置見圖1(a)。

表1 柴油機主要技術(shù)參數(shù)

圖1 試驗臺架示意圖及其一維熱力學(xué)仿真模型

根據(jù)實際發(fā)動機參數(shù)與臺架布置，采用GT-Power構(gòu)建了基于兩級增壓系統(tǒng)的整機一維熱力學(xué)仿真模型(具體構(gòu)建過程及驗證參見文獻[26])，見圖1(b)。模型中涉及的由可變氣門策略所實現(xiàn)的內(nèi)部熱EGR采用GT-Power軟件自帶模塊進行計算定義[28]。GT-Power 軟件通過對比模擬進氣量與發(fā)動機實際所測進氣量即可以算出缸內(nèi)發(fā)動機總廢氣率，其計算公式見式(1)。

(1)

式中，B為缸內(nèi)發(fā)動機總廢氣率，%；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)初始殘余廢氣質(zhì)量流量，kg/s。

在沒有引入EGR 時，B等同于缸內(nèi)初始殘余廢氣比例。無外部EGR時，內(nèi)部EGR率E的計算公式見式(2)。

(2)

GT-Power采用擴展Zeldovich機理來預(yù)測NOx的生成。在發(fā)動機臺架試驗中，采用日本HORIBA MEXA-7100DEGR分析儀測量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)動機無額外附件(如發(fā)電機等)，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)進入氣缸i的瞬時質(zhì)量流量，kg/s；mliq為燃油以液體狀態(tài)進入氣缸i的瞬時質(zhì)量流量，kg/s；N為發(fā)動機轉(zhuǎn)速，r/min；nr為活塞循環(huán)往復(fù)運動次數(shù)(四沖程)。

文獻[26]中模型在無EGR和有EGR參與燃燒條件下，對發(fā)動機進氣流量、轉(zhuǎn)矩、缸壓、放熱率、NOx排放和BSFC等參數(shù)進行了驗證，模擬值與試驗值重合度較好，故該一維模型可用于仿真計算。本文中基于該數(shù)值模型在無外部EGR時耦合氣門策略，展開內(nèi)部EGR對柴油機影響的研究。

2 結(jié)果與分析

圖2為基于原機氣門運動規(guī)律，對氣門升程及二次開啟時刻做出改變得到的進氣門、排氣門二次開啟策略對應(yīng)的氣門運動規(guī)律曲線。本文中曲軸轉(zhuǎn)角正值表示上止點后，負值表示上止點前，例如排氣門二次開啟角度為上止點前300°，記為-300°，依此類推。

如圖2所示，基于原機氣門運動規(guī)律，本文中提出進氣門二次開啟、排氣門二次開啟、進排氣門同時二次開啟3種氣門控制策略。進氣門二次開啟策略是通過在排氣過程中進氣門開啟，使缸內(nèi)一部分廢氣在活塞的推動下進入進氣道，等到進氣門在進氣階段再次開啟時隨新鮮空氣進入缸內(nèi)。排氣門二次開啟策略是通過在進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等軟件計算優(yōu)化得到的3種氣門二次開啟策略的二次開啟時刻包含進、排氣階段的前中后3個時期，為方便結(jié)果比對，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)。進氣門、排氣門及進排氣門同時二次開啟策略的開啟時刻見表2，分為12組，分別記為方案1～12，原機方案為3種氣門策略的原方案。

表2 氣門二次開啟時刻與方案編號

圖2 氣門二次開啟策略對應(yīng)的氣門運動曲線

模擬計算工況中對應(yīng)的主要發(fā)動機參數(shù)如表3所示。基于仿真模型，選取1 990 r/min、100%負荷工況點,對應(yīng)歐洲穩(wěn)態(tài)測試循環(huán)(European steady state cycle，ESC)的C轉(zhuǎn)速100%負荷工況點，固定發(fā)動機每循環(huán)噴油量、噴油時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個方案來對比研究其對發(fā)動機燃燒特性、NOx排放及能量損失的影響規(guī)律。

表3 模擬計算工況中發(fā)動機參數(shù)

2.1 進氣門二次開啟對柴油機性能及排放影響

2.1.1 進氣門二次開啟對燃燒特性及能量損失影響

圖3為采用進氣門二次開啟策略后柴油機的缸內(nèi)壓力及瞬時放熱率曲線。

圖3 不同開啟時刻下缸內(nèi)壓力及瞬時放熱率曲線

如圖3所示，在相同進氣門升程下，隨著進氣門二次開啟時刻的推遲，缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率峰值均降低，且小于原機。當進氣門二次開啟時刻為230°(方案1)、最大氣門升程為1.2 mm時的缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率峰值較原機分別降低了9.0%、13.3%；氣門最大升程增大至4.8 mm時的缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率峰值較原機分別降低了33.8%、60.3%。由此可以得出，進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，開啟時刻越推遲，降低幅度越大。

圖4和圖5為采用不同進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 不同氣門升程下進氣門二次開啟對進氣流量及缸內(nèi)殘余廢氣率影響

圖5 不同氣門升程下進氣門二次開啟對渦后排氣溫度、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(除原機外)，相同氣門升程下，隨進氣門二次開啟時刻的提前，缸內(nèi)最高溫度升高，燃燒重心(CA50，即循環(huán)累積放熱量達到總放熱量50%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)前移。這是由于相同升程下，隨進氣門二次開啟時刻的提前，充氣效率提高，缸內(nèi)殘余廢氣率減小，進氣流量增大(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，瞬時放熱率峰值增大，CA50提前，但較原機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，隨進氣門二次開啟時刻的提前，缸內(nèi)最高溫度不斷降低，且缸內(nèi)最高溫度均高于原機。這是由于氣門升程較小，流通截面積較小，使不同開啟時刻下的內(nèi)部EGR率均較小，此時內(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。如圖5所示，在相同氣門升程下，隨進氣門二次開啟時刻的提前，渦后排氣溫度整體為降低趨勢(除原機外)。在氣門升程為4.8 mm時，排氣溫度隨進氣門二次開啟時刻的提前先升后降。這是因為氣門升程小于4.8 mm時，相同氣門升程下，隨進氣門二次開啟時刻提前，內(nèi)部EGR率減小，CA50前移，后燃部分減少，發(fā)動機做功能力增強，排氣帶走的熱能減少，排氣溫度降低。當氣門升程增大至4.8 mm，開啟時刻為230°(方案1)時，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。

相同進氣門二次開啟時刻下，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，且后移幅度隨進氣門二次開啟時刻的提前而不斷減小。這是由于在相同進氣門二次開啟時刻下，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為進氣門二次開啟時的有效熱效率、摩擦損失、傳熱損失、排氣損失能量分配圖。

圖6 不同氣門升程下進氣門二次開啟的能量分配

如圖6所示，在采用不同進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刻的提前而增大。升程為1.2 mm時，不同進氣門二次開啟時刻對有效熱效率影響較小，曲線變化趨勢較為平緩，其中方案1的有效熱效率最低，較原機降低了1.2%。而在升程為4.8 mm時，方案1的有效熱效率較原機降低了24.2%。

在進氣門二次開啟時刻為230°(方案1)時，不同氣門升程下的排氣損失均較高。其中當氣門升程為4.8 mm時排氣損失為57.98%，較原機增大24.68%。在進氣門二次開啟時刻早于210°時，不同氣門升程下的排氣損失均較低。這是由于在進氣門二次開啟時刻為230°時，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，隨著二次開啟時刻的提前，發(fā)動機的摩擦損失升高。這是因為在相同氣門升程時，缸內(nèi)壓力峰值隨開啟時刻的提前而升高，導(dǎo)致摩擦損失也隨之升高。在相同二次開啟時刻下，隨氣門升程增大，摩擦損失降低。這是因為在相同進氣門二次開啟時刻下，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)動機的傳熱損失主要與缸內(nèi)溫度有關(guān)，其變化趨勢與缸內(nèi)最高溫度的趨勢相同(見圖5、圖6)。

2.1.2 進氣門二次開啟對BSFC與NOx排放的影響

圖7為不同進氣門二次開啟策略下發(fā)動機BSFC及NOx排放的對比曲線。

圖7 不同氣門升程下進氣門二次開啟對BSFC與NOx排放的影響

如圖7所示，發(fā)動機在這一負荷下采用進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，BSFC隨二次開啟時刻的提前而減小，但NOx排放不斷增加。在進氣門升程為4.8 mm、進氣門二次開啟時刻為230°(方案1)時BSFC達到最大值，NOx排放達到最小值。此時與原機相比，BSFC升高31.9%，NOx排放降低98.9%。這是因為相同氣門升程下，二次開啟時刻的提前使內(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?。坏S著內(nèi)部EGR率的降低，缸內(nèi)溫度升高，導(dǎo)致NOx排放升高。

相同開啟時刻時，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。這是因為在相同開啟時刻下，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 排氣門二次開啟對柴油機性能及排放影響

2.2.1 排氣門二次開啟對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的缸內(nèi)壓力及瞬時放熱率曲線。

圖8 不同排氣門二次開啟時刻下缸內(nèi)壓力及瞬時放熱率曲線

如圖8所示，當氣門升程為1.2 mm時，缸內(nèi)壓力峰值、瞬時放熱率峰值均隨排氣門二次開啟時刻的推遲而降低，排氣門二次開啟時刻為-240°(方案8)時缸內(nèi)壓力峰值、瞬時放熱率峰值分別較原機降低了8.6%、11.3%。當氣門升程增大至4.8 mm時，缸內(nèi)壓力峰值及瞬時放熱率峰值降低幅度增大，較原機分別降低了23.3%、37.6%。與采用進氣門二次開啟策略后的缸內(nèi)壓力峰值、瞬時放熱率峰值相比，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進氣流量及缸內(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，缸內(nèi)最高溫度隨開啟時刻的推遲而升高。排氣門升程為2.4 mm時，缸內(nèi)最高溫度隨開啟時刻的推遲先增后降，在采用方案7時達到最高。排氣門升程為3.6、4.8 mm時，缸內(nèi)最高溫度隨開啟時刻的推遲先增后降，均在采用方案6時達到最高。缸內(nèi)最高溫度降低的主要原因是在進氣行程后期排氣門開度增大，開啟時刻推遲，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刻的推遲，CA50后移，渦后排氣溫度先升后降。在相同開啟時刻時，CA50和渦后排氣溫度均隨氣門升程的增大而后移和升高。這是因為隨氣門升程增大及開啟時刻推遲，缸內(nèi)殘余廢氣率增加，進氣流量減小(圖9)，導(dǎo)致內(nèi)部EGR率增大，燃燒速率降低，CA50后移，發(fā)動機做功能力減弱，排氣熱量增大。相同氣門升程條件下，采用不同進氣門、排氣門二次開啟時刻，CA50均隨著開啟時刻的提前而前移，但進氣門二次開啟策略對CA50的影響較大。

圖11為排氣門二次開啟時的有效熱效率、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，在相同氣門升程條件下，隨排氣門二次開啟時刻推遲，有效熱效率小幅度降低。采用方案8時有效熱效率較原機降低2.1%。當氣門升程增大后，相同氣門升程條件下，隨開啟時刻的推遲，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時達到最低，有效熱效率較原機降低9%。這是因為當氣門升程較小時，在進氣階段排氣門與進氣門同時打開，從排氣道流入缸內(nèi)的廢氣對缸內(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，由于在進氣行程后期活塞接近進氣下止點，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。在相同開啟時刻時，有效熱效率隨氣門升程的增大而降低。這是因為氣門升程增大，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，隨開啟時刻推遲，缸內(nèi)壓力不斷降低；相同開啟時刻下，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，兩者變化趨勢相同(圖10、圖11)。

在氣門升程小于等于2.4 mm時，進氣門、排氣門二次開啟策略的排氣損失均與原機差異較小；在氣門升程大于2.4 mm時，排氣門二次開啟策略的排氣損失小于進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增大的最大幅度為5%。

2.2.2 排氣門二次開啟對BSFC與NOx排放的影響

圖12為排氣門二次開啟策略下發(fā)動機BSFC及NOx排放的對比曲線。

圖12 排氣門二次開啟對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，NOx排放降低幅度較大。在排氣門升程為4.8 mm、開啟時刻為-240°時NOx排放達到最小，與原機相比BSFC升高9.1%，NOx排放降低88.7%。

2.3 進排氣門同時二次開啟對性能及排放影響

2.3.1 進排氣門同時二次開啟對燃燒特性及能量損失的影響

圖13和圖14為采用進排氣門同時二次開啟策略后換氣過程和缸內(nèi)燃燒的變化曲線。

圖13 不同氣門升程下進排氣門同時二次開啟對進氣流量及缸內(nèi)殘余廢氣率的影響

圖14 不同氣門升程下進排氣門同時二次開啟對渦后排氣溫度、CA50和缸內(nèi)最高溫度的影響

如圖14所示，采用進排氣門同時二次開啟策略后，相同氣門升程下，隨著進、排氣門開啟時刻的間隔不斷增大，缸內(nèi)最高溫度不斷升高。其中氣門升程為1.2 mm時，采用方案9～方案12的缸內(nèi)最高溫度均高于原機。這是因為氣門升程較小，進排氣門同時二次開啟時，缸內(nèi)殘余廢氣量較少，進氣流量降低幅度較小，且對缸內(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，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，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。采用進排氣門同時二次開啟策略后的CA50變化與采用進氣門二次開啟策略時的相似，但CA50后移最大幅度比進、排氣門單獨二次開啟時大，其中采用排氣門二次開啟策略時的CA50后移幅度最小。

圖15為進排氣門同時二次開啟時有效熱效率、摩擦損失、傳熱損失、排氣損失能量分配圖。

圖15 進排氣門同時二次開啟的能量分配

如圖15所示，在相同氣門升程下，有效熱效率隨進排氣門開啟時刻的間隔增大而升高。采用方案9且氣門升程4.8 mm時有效熱效率最低，相比原機降低36.3%。摩擦損失及傳熱損失所占比例與進、排氣門單獨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時的排氣損失較原機升高38.4%。從不同策略的最低有效熱效率可以得出，3種策略中，進排氣門同時二次開啟策略對有效熱效率的影響最大。

2.3.2 進排氣門同時二次開啟對BSFC與NOx排放的影響

圖16為進排氣門同時二次開啟策略不同方案不同升程下發(fā)動機BSFC及NOx排放對比曲線。

圖16 進排氣門同時二次開啟對BSFC與NOx排放影響

如圖16所示，在氣門升程為4.8 mm、進排氣門開啟間隔最小(方案9)時，BSFC最大，NOx排放最低。此時的BSFC較原機增加了56.9%，NOx排放較原機減少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，但會損失部分有效熱效率，使得經(jīng)濟性惡化?，F(xiàn)以降低NOx排放60%左右、有效熱效率降低3%左右為標準，分別選取不同策略下較好的一組進行對比。所選取的3組結(jié)果為：進氣門升程為2.4 mm，二次開啟時刻為210°；排氣門升程為4.8 mm,二次開啟時刻為-300°；進排氣門升程為1.2 mm，同時進排氣門二次開啟時刻分別為210°、-280°。

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

圖17 不同策略下NOx排放、排氣溫度及BSFC的對比

3 結(jié)論

(1)采用進氣門二次開啟策略后，在相同氣門升程時，隨開啟時刻提前，缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率峰值升高，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。在開啟時刻早于210°時，相同開啟時刻下，增大氣門二次開啟升程對發(fā)動機的影響減小。在進氣門升程為2.4 mm、進氣門二次開啟時刻為210°時，在獲得較高有效熱效率及較低BSFC的同時，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，隨開啟時刻推遲，缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率峰值降低，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有效熱效率影響最小。在排氣門升程為4.8 mm、二次開啟時刻為-300°時，可獲得較高的有效熱效率及較低的BSFC，同時NOx排放較低。

(3)相比進氣門、排氣門單獨二次開啟，采用進排氣門同時二次開啟策略對進氣流量、CA50、排氣損失、有效熱效率及NOx排放的影響較大。在進排氣門升程為1.2 mm，進排氣門同時二次開啟時刻分別為210°、-280°時，可獲得較高的有效熱效率及較低的BSFC，同時NOx排放較低。

(4)綜合比較各組氣門策略，進氣門二次開啟策略的氣門升程為2.4 mm、二次開啟時刻為210°時，與原機相比，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荷工況時BSFC與NOx排放之間的折中關(guān)系。