米勒循环柴油机换气过程优化设计及试验研究

米勒循环柴油机换气过程优化设计及试验研究
李翔，王新权，黄立，张文正
（中国船舶重工集团公司第711研究所，上海201108）
摘要：米勒循环换气过程通过改变进气门关闭时刻，实现缸内最高燃烧温度的降低，从而有效降低发动机的NOx排放。

由于米勒循环柴油机的换气过程与常规柴油机有明显不同，需要专门加以研究。

本文针对米勒循环换气过程的特点，以高指标船用柴油机为研究对象，采用先进的工作过程仿真分析软件，对进气门关闭时刻、气门重叠角以及凸轮型线的最大升程、丰满系数等进行了仿真分析和优化设计，并在单缸机上进行试验验证，掌握了米勒循环柴油机换气过程设计方法。

试验表明在不显著提高油耗率和排气温度的情况下，通过优化设计米勒循环换气过程可以降低NOx排放30%左右。

关键词：米勒循环；NOx；换气过程；凸轮型线设计；船用柴油机
主要软件：A VL BOOST、A VL EXCITE
0 概述
自从米勒循环理论1947年第一次被Miller提出后，其理论基础被广泛接受。

作为一种降低缸内燃烧温度的发动机特殊工作过程，米勒循环理论基于进气门提前关闭的方式，以期通过缩短压缩冲程来对进气终了时缸内混合气的温度进行内部冷却，从而降低缸内最高燃烧温度，达到降低NOx排放、改善柴油机燃烧性能的目的。

由于进气门提前关闭造成进气充量的减少，Miller和Lieberhern后来又提出通过提高进气压力来补偿米勒循环工作过程造成的进气充量的不足，对于增压柴油机来说则意味着提高增压器的压比。

过去由于增压器压比的局限，不能有效弥补米勒循环工作过程下进气充量的不足，故米勒正时技术并未得到广泛的运用。

近年来随着高压比增压器的问世，适用于高速柴油机的单级涡轮增压器的压比最高可达5.8[1]，为实际中应用米勒循环技术提供了可能。

本文利用先进的柴油机工作过程仿真软件对高Pe高速大功率柴油机应用米勒循环进行数值模拟计算分析，针对此型柴油机的经济性、动力性和NOx排放性能进行预测性研究，得出米勒循环工作过程对高速大功率柴油机的影响规律；进而应用配气凸轮型线设计软件对不同米勒正时（miller timing）下凸轮型线的最大升程和丰满系数进行了优化设计，从而确定了优化后的米勒循环试验方案并在单缸机上进行了试验验证。

1 米勒循环仿真计算分析
1.1 仿真模型搭建
根据柴油机的结构布局参数，运用AWS BOOST软件搭建了一个带涡轮增压器和中冷器的高速大功率柴油机仿真模型，如图1所示。

图1 米勒循环工作过程计算模型
1.2 仿真计算分析
针对发动机额定转速（1500rpm）全负荷的工况进行模拟仿真计算，计算结果如图2所示。

模拟仿真计算中，循环喷油量保持不变，运用BOOST自带的模化程序只对进气门关闭正时做调整。

首先调节不同气门正时相对应的涡轮增压器的压比。

这里选取了进气门关闭角为535deg、525deg、515deg三种不同的米勒正时。

随着米勒正时的变化，计算结果中的过量空气系数也相应变化。

如图2所示，为了使米勒正时下的仿真计算结果和原机有可比性，这里假定增压器的压比最高可以达到5.5，通过调节增压器的压比等参数使计算结果中的过量空气系数和原机基本一致，即表示对不同米勒正时下的进气充量补偿到和原机一致，借此来对比应用米勒循环对柴油机性能参数的影响。

进而在保证过量空气系数一致的情况下，对比不同米勒正时对发动机功率和油耗的影响。

图2 不同米勒正时对应的增压器的压比
1.2.1 米勒正时仿真分析
进气门关闭角是米勒循环工作过程的关键参数，原机的进气门关闭角为585deg。

在涡轮增压器能够提供的最大压比限定的条件下，不同的进气门关闭角对应不同的压比。

首先分析单纯运用米勒循环对发动机性能的影响。

图3不同米勒正时的最高燃烧温度和压缩始点温度
高速大功率柴油机的NOx生成中热力NOx生成占主导地位，即在高温燃烧下空气中的O2和N2反应生成NOx。

当发动机采用米勒循环工作过程时，进气冲程活塞运行到下止点前进气门提前关闭，由于活塞继续向下运动，进气充量经过一个膨胀降温过程之后才开始压缩，从而使压缩冲程终了的进气充量的温度降低，进而降低了最高燃烧温度，有利于减少热力NOx的生成。

从图3中可以看出，随着米勒正时的提前，缸内最高燃烧温度和缸内压缩始点的温度同比下降，其中最高燃烧温度直接影响NOx的生成。

这种趋势在图4中得到体现,随着米勒正时的提前，NOx的生成逐步减少，相比原机降低了1.8g/kWh。

计算结果表明采用米勒循环作为发动机NOx排放机内净化的措施，在不影响功率和油耗的前提下可以降低缸内燃烧温度，有效减少NOx的生成。

图4 不同米勒正时的NOx和有效功率
从图5中可以看出不同米勒循环对最高爆发压力（爆压）的影响。

爆压随着进气门关闭角的提前而降低，相比原机降低了12.6bar，（进气门关闭角为515deg时），这种趋势表明米勒循环对爆压的抑制作用较为明显。

图5 不同米勒正时的最高爆发压力
米勒循环之所以能够抑制爆压是因为进气门在活塞运行到下止点前关闭，致使实际的压缩比小于膨胀比，压缩始点缸内的初始压力和温度降低，从而使活塞运行到上止点时的缸内的压力和温度随之降低（见图6）。

图6不同米勒正时压缩上止点缸内压力和温度
再由图7可见，采用米勒循环工作过程的燃烧初始阶段的压力升高率dp
d 相对较低，这
就使得最高爆发压力随着米勒正时的提前而逐步降低。

而爆压和压力升高率的降低有利于改善发动机的工作条件，减少发动机的机械负荷，降低振动和噪声，提高发动机的可靠性和使用寿命[4]。

图7 不同米勒正时上止点附近的压力升高率
1.2.2 气门重叠角仿真分析
图8 不同气阀重叠角下的油耗率和NOx
气阀重叠角的大小决定换气过程中的泵气损失、充气效率和扫气效果，对爆发压力、排气温度、油耗率和NOx’均有一定影响，通过计算分析不同气阀重叠角对米勒循环工作过程的影响规律。

图9 不同气阀重叠角下的爆发压力和排气温度
如图8、图9所示，通过仿真分析可以看出不同气阀重叠角对爆发力和排气温度有比较显著的影响，缩短气阀重叠角会使爆压压力降低、排气温度升高，反之亦然；缩短气阀重叠角同样会使油耗率有一定降低。

2 配气凸轮型线优化
在确定米勒循环的配气正时方案后，需要从性能的角度对配气凸轮的型线进行优化设计，在充分考虑气阀弹簧的储备系数和凸轮接触应力满足许用要求的前提下，尽可能优化气阀的最大升程和丰满系数。

运用A VL EXCITE Timing Drive软件，根据船用高速大功率柴油机的配气机构特点，搭建了一个具有上下摇臂的双气阀的配气机构仿真模型，如图10所示。

图10 配气机构仿真模型
当配气正时确定后，凸轮型线的优劣与否，从性能的角度来看主要考虑对应的气阀最大升程和丰满系数两个方面。

下面以米勒循环IVC=535ºCA为例，对上述两个方面的优化设计进行介绍。

2.1 气阀最大升程
配气机构进行米勒循环的配气相位设计时，考虑到气阀开启持续的角度和原机相比缩短一定角度，如果保持气阀的最大升程与原机一致，则势必要提高气阀开启和关闭的加速度，增加气门的冲击和凸轮与从动件的磨损，对配气机构平稳运转也有一定影响。

原机的气阀升程为16mm，为了兼顾配气机构的运动学和动力学要求，在对米勒循环的气阀最大升程进行设计时应相应降低。

因此在米勒循环535deg时气阀最大升程为12.8mm。

2.2. 气阀工作段的丰满系数
设计工作段所采用的函数一般有等加速度函数、分段加速度函数和多项动力加速度函数等凸轮型线设计函数。

多项动力加速度函数的曲线光滑，具有充分的适应性，与ISAC方法比较缺乏局部控制的灵活性。

理论上可以在凸轮设计转速下补偿阀系的振动。

任何配气机构皆为弹性系统，多项动力函数凸轮的设计预先考虑配气机构的弹性形变，能得到相对良好的气阀运动规律[1]。

气阀升程曲线的丰满系数一般在0.55为宜。

原机进气阀的丰满系数为0.5611，考虑到米勒循环下的工作段包角较小，如果达到和原机一样的丰满系数，则工作段的正加速宽度变窄，易产生过小的负曲率半径，恶化气阀的动力学性能，所以在计算时将丰满系数按照理论最优值定为0.55。

丰满系数和原机相比下降了2%，但由于进气管空气流速不超过0.5马赫，故对充气性能几乎没有影响。

[2]
原机的进气阀正时，气阀开启角为310ºCA,关闭角为585ºCA。

米勒循环下进气阀的开启角不变，关闭角提前为535ºCA。

气阀最大升程为12.8mm。

设计的缓冲段高度为0.4mm 大于气阀间隙，为了保证米勒循环下进气阀开启角和原机一致，取工作段半包角为54.25deg。

多项动力凸轮设计需要对系数4C 和幂指数p 、q 、r 、s 进行设定。

系数4C <1，一般取0.1~0.4，C4主要影响减速区开始点的位置（如图11所示）；偶数指数p<q<r<s,一般取8~60,指数越大，则加速峰值越高越短，且最大跃度也越大。

为保证一定的正加速度宽度，在这里取4C =0.1。

图 11 不同C4下凸轮正加速度的变化
在幂指数选取时，各个指数对运动学的性能参数的影响其权重相对不同。

其中r 、s 对最大正加速度及正加速度段曲线的陡度影响较大，幂指数p 、q 对于正加速度下降段曲线的陡度影响较大。

米勒循环的气阀升程曲线的工作段包角比原机要小，正加速度较原机相比有所增加。

这就要求在设计米勒循环凸轮型线时，气阀较原机有更快的开启速度，且落座时的冲击尽可能的小。

为了使得进气阀能够较快开启，r 、s 两个幂指数可以适当取大点；为了保证气阀落座时加速度冲击较小，p 、q 两个幂指数应当适当取小点。

针对米勒循环IVC=535ºCA ，计算了多种不同的幂指数组合，部分结果如下表1所示：
结合上表中的计算数据结果可以看出，随着幂指数的增大最大跃度也增大。

幂指数组合12-14-24-28的丰满系数为0.5502，最大跃度在计算结果中最小，为1285 mm/rad3。

，满足设计要求。

如图12所示。

图12 IVC=535deg的凸轮和气阀的升程曲线
米勒循环的气阀升程曲线和原机相比，由于工作段包角明显减少，其上升段和下降段的速度和正、负加速度均大于原机，气阀的惯性力随之增大。

故在设计时对上升段的正加速度适当提高，以此保证气阀快速开启；下降段的正加速度尽可能的小。

这样使米勒循环气阀升程曲线的丰满系数在满足设计要求的前提下，保证气阀的惯性力在弹簧储备系数允许的范围内，气阀落座时的加速度冲击不会过分加大，并且使凸轮的接触应力满足许用要求。

3 试验分析
经过仿真计算分析以及凸轮型线的优化，最终确定四种方案为试验方案，如表2所示。

该四种方案在单缸机上开展米勒循环性能试验，通过多方案的对比分析，掌握米勒循环对发动机各项性能的影响规律，这里以推进特性E3测试循环为例，对米勒循环性能试验结果进行分析。

表2 米勒循环试验方案
3.1 米勒正时的影响规律
方案3与方案4为米勒正时分别为515ºCA、525 ºCA，气门重叠角与原机一致为100 ºCA的米勒循环试验方案。

图13到图17分别为推进特性不同米勒正时与原机对比的发动机
各项性能参数。

图13 米勒循环对燃油消耗率的影响图14 米勒循环对气缸爆压的影响
图15 米勒循环对排气温度的影响图16 米勒循环对NOx排放影响
图17 米勒循环对烟度N的影响
从图13到图17可以看出，随着米勒正时的提前，推进特性各工况的NOx排放降低30%左右；各工况的缸内爆压显著降低。

米勒循环使进气门在活塞运行到下止点前关闭，缸内工质在经历了一个短暂的膨胀过程后才开始压缩，这就降低了压缩始点的缸内压力，从而造成压缩终点的压力下降，缸内爆发压力下降；较强的米勒正时造成推进特性低工况的燃油消耗率和烟度及排气温度均有所上升。

3. 2 米勒循环下气门重叠角的影响规律
单纯改变进气门关闭时刻实现米勒循环对发动机带来的影响有利有弊，从配气优化的角度来考虑，需要配合不同的米勒正时相应的调整配气正时，以期达到米勒循环配气正时优化的目的，从而优化发动机的各项性能。

配气正时中很关键的一个考虑因素就是气门重叠角，根据不同发动机运行特性和排放测试循环，对调整气门重叠角的方案进行对比分析。

首先在米勒正时为525ºCA时，气门重叠角从100ºCA缩短到80ºCA，对比方2与方案4推进特性下发动机的各项性能，如图18~图22所示。

图18 气门重叠角对燃油消耗率的影响 图 19 气门重叠角对气缸爆压的影响
图20 气门重叠角对排气温度的影响 图 21 气门重叠角对NOx 排放影响
图 22 气门重叠角对烟度的影响
从图18~22可以看出，较大的气门重叠角有利于降低米勒循环推进特性下的NOx 排放，气门重叠角缩短20ºCA ，NOx 排放增加7.8%左右；较小的气门重叠角有利于降低米勒循环推进特性各工况下的燃油消耗率和烟度，尤其是低工况时的烟度；较小的气门重叠角会降低换气过程中的扫气作用，使排气温度增加，但是对缸内的爆发压力影响很小。

4 总结
本文以高Pe 船用高速柴油机为对象，运用BOOST 软件进行仿真计算确定米勒正时，并运用EXCITE 软件对气阀升程曲线进行优化设计，最后进行试验验证并确定优化的米勒循环方案。

试验结果表明，在不显著提高油耗率和排气温度的情况下，通过优化设计米勒循环换气过程可以降低NOx 排放30%左右，该成果对应用日益严格的排放限制措施有十分重要的积极意义。

参考文献
[1]ABB. /turbocharging/.2009
[2]A VL. BOOST v5.1 – Users Guide. 2008
[3]蒋德明.内燃机燃烧与排放学.西安交通大学出版社.西安.2001
[4]周龙保，刘巽俊，高宗英.内燃机学.机械工业出版社.北京2005
[5] 柴油机设计手册编辑委员会.柴油机设计手册（中册）.北京：中国农业机械出版社.1984
[6]A VL. EXCITE Timing Drive v7.0.4 – Users Guide. 2008
2011 A VL先进模拟技术中国用户大会论文。