可變掃氣口對(duì)低速機(jī)性能優(yōu)化作用的仿真研究

曹爾明，朱 駿，李 磊，劉 博，桂 勇，錢躍華

(中船動(dòng)力研究院有限公司，上海 201206)

0 概述

隨著世界范圍內(nèi)油價(jià)的回升和2020年國(guó)際海事組織(International Maritime Orgnaization, IMO)針對(duì)硫排放的限制標(biāo)準(zhǔn)[1-2]所引導(dǎo)的低硫油的使用，船舶運(yùn)營(yíng)燃料成本上升，而提高的主機(jī)熱效率有利于滿足船舶能效指標(biāo)[3-4](energy efficiency design index, EEDI)的要求。在此背景下，進(jìn)一步提高低速機(jī)的熱效率成為低速機(jī)研發(fā)人員的重要研究課題。MAN公司提出采用經(jīng)濟(jì)型廢氣再循環(huán)(economic exhaust gas recirculation，Eco-EGR)[5]技術(shù)，實(shí)現(xiàn)IMO Tier Ⅱ模式下熱效率的進(jìn)一步提升。ABB公司研發(fā)了低速機(jī)的兩級(jí)增壓技術(shù)[6-7]，并指出單純的低速機(jī)兩級(jí)增壓技術(shù)并不能給主機(jī)帶來媲美四沖程兩級(jí)增壓技術(shù)的降低有效燃油消耗率(brake specific fuel consumption,BSFC)效果。兩級(jí)增壓技術(shù)配合可變掃氣口或者余熱利用(waste heat recovery,WHR)系統(tǒng)等使用，才能實(shí)現(xiàn)較明顯的熱效率提升。WinGD公司[8]重新評(píng)估了兩級(jí)增壓技術(shù)和可變掃氣口結(jié)合的方案，并指出采用兩級(jí)增壓技術(shù)的主機(jī)掃氣壓力相比采用普通單級(jí)增壓器時(shí)高，因此在同樣的壓縮壓力下，排氣門關(guān)閉時(shí)刻可以進(jìn)一步推遲，使缸內(nèi)壓縮終點(diǎn)溫度下降，可以在同樣的NOx排放標(biāo)準(zhǔn)下進(jìn)一步提高最高燃燒壓力，從而提高熱效率。ABB和WinGD均對(duì)低速機(jī)的可變掃氣口進(jìn)行了部分研究，但均側(cè)重于評(píng)估可變掃氣口配合兩級(jí)增壓技術(shù)對(duì)低速機(jī)的性能影響。兩級(jí)增壓技術(shù)的應(yīng)用，需要主機(jī)配置額外的增壓器、空冷器及附屬的管路、閥件等設(shè)備，造成主機(jī)進(jìn)排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)更為復(fù)雜，機(jī)上布置困難[9],成本較高，同時(shí)兩級(jí)增壓技術(shù)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度低，短時(shí)間內(nèi)難以得到市場(chǎng)應(yīng)用。針對(duì)可變掃氣口對(duì)當(dāng)前低速機(jī)的熱效率提升潛力的研究更具有現(xiàn)實(shí)意義。

高壓SCR作為滿足IMO Tier Ⅲ排放標(biāo)準(zhǔn)的尾氣后處理手段之一，已經(jīng)得到廣泛的市場(chǎng)應(yīng)用。國(guó)內(nèi)相關(guān)研究學(xué)者已經(jīng)針對(duì)高壓SCR系統(tǒng)的設(shè)計(jì)、應(yīng)用和試驗(yàn)等方面進(jìn)行了相關(guān)研究。中船動(dòng)力研究院有限公司[10]針對(duì)某高壓SCR系統(tǒng)的設(shè)計(jì)進(jìn)行了CAE仿真計(jì)算。中船三井造船柴油機(jī)有限公司[11]研發(fā)的高壓SCR系統(tǒng)配機(jī)試驗(yàn)結(jié)果也表明低負(fù)荷排氣溫度低，這成為高壓SCR系統(tǒng)面臨的一大難題。MAN公司[12]通過控制氣缸旁通閥(cylinder bypass valve, CBV)開度提高排氣溫度。WinGD公司[13]通過增加廢氣旁通閥(exhaust gas bypass, EGB)開度和減小輔助風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)速來提高排氣溫度。以上技術(shù)手段雖然能解決排氣溫度低的問題，但犧牲了主機(jī)熱效率。如何在不顯著降低熱效率的前提下有效提高排氣溫度仍是研發(fā)人員面臨的難題。

為了進(jìn)一步提升低速機(jī)的熱效率和改善SCR主機(jī)的性能，本文創(chuàng)新性地提出了一種適用于低速機(jī)的可變掃氣口概念，并研究了可變掃氣口對(duì)低速機(jī)的熱效率提升潛力，可變掃氣口對(duì)SCR主機(jī)的性能優(yōu)化影響及可變掃氣口的實(shí)現(xiàn)方式。研究結(jié)果為低速機(jī)的進(jìn)一步發(fā)展提供了理論依據(jù)。

1 研究對(duì)象和計(jì)算邊界條件設(shè)定

基于一臺(tái)500 mm缸徑的低速柴油機(jī)，開展針對(duì)可變掃氣口的數(shù)值仿真分析。該型船用主機(jī)采用掃氣口-氣門式直流掃氣機(jī)構(gòu)，并匹配電控液壓調(diào)節(jié)的排氣門執(zhí)行機(jī)構(gòu)和高壓共軌電控噴油系統(tǒng)。仿真對(duì)象主機(jī)的基本參數(shù)如表1所示。

利用GT-Power商業(yè)軟件對(duì)研究對(duì)象主機(jī)進(jìn)行仿真建模，100%負(fù)荷工況下仿真計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖1所示。由圖1可見，仿真曲線能很好地反映缸內(nèi)壓力變化的真實(shí)情況，說明缸內(nèi)計(jì)算過程的精度可以滿足計(jì)算需要。

當(dāng)前直流掃氣低速機(jī)的掃氣口開啟和關(guān)閉受活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)控制，掃氣口的開啟和關(guān)閉時(shí)刻關(guān)于活塞下止點(diǎn)對(duì)稱。改變掃氣口的高度即改變了掃氣口的開啟和關(guān)閉時(shí)刻。按照功能和特性的不同，可變掃氣口可以分為以下兩類：(1)對(duì)稱可變掃氣口。不同負(fù)荷時(shí)掃氣口高度可變，探尋不同負(fù)荷下膨脹沖程的延長(zhǎng)和掃氣持續(xù)期的減少對(duì)主機(jī)熱效率的綜合影響。(2)非對(duì)稱可變掃氣口。掃氣口開啟和關(guān)閉可自由調(diào)節(jié)，開啟和關(guān)閉時(shí)刻可不關(guān)于活塞下止點(diǎn)對(duì)稱，探尋有效膨脹沖程的延長(zhǎng)和掃氣持續(xù)期的補(bǔ)償對(duì)主機(jī)熱效率的綜合影響。

在同樣的NOx排放水平下比較原機(jī)和變掃氣口結(jié)構(gòu)后主機(jī)的熱效率變化。MAN公司[14]的研究報(bào)告指出，二沖程低速機(jī)IMO Tier Ⅱ等級(jí)NOx排放的影響因素近似可歸納為環(huán)境溫度(T0)、空冷器冷卻水溫度(Tc)、掃氣空氣濕度(Hs)、排氣門關(guān)閉(EVC)時(shí)刻、噴油提前角(SOI)、增壓器出口背壓(pb)和增壓器渦輪流通面積(At)。通過一系列的試驗(yàn)研究，不同影響因素對(duì)NOx的比排放的影響可歸納為公式(1)：

(1)

其中ΔENOx為NOx的比排放變化量，g/(kW·h)；Δpr為最高燃燒壓力與壓縮壓力差值的變化量，MPa；Δpc為壓縮壓力變化量，MPa；pe為當(dāng)前試驗(yàn)點(diǎn)的平均有效壓力，MPa；ΔTs為掃氣溫度的變化量，℃；ΔHs為掃氣空氣絕對(duì)濕度的變化量，kg/m3。Δpr和Δpc對(duì)NOx的變化影響較大，因此在保證掃氣溫度ΔTs、掃氣空氣濕度ΔHs差異不大的情況下，保證變掃氣口結(jié)構(gòu)的壓縮壓力和最高燃燒壓力與原機(jī)相等，即可認(rèn)為此時(shí)NOx處于相同的排放水平?；谝陨显O(shè)定，通過調(diào)整各仿真工況點(diǎn)在不同掃氣口結(jié)構(gòu)下的排氣門關(guān)閉角和噴油提前角，保持壓縮壓力和最高燃燒壓力與原機(jī)一致。

可變掃氣口的結(jié)構(gòu)可隨著發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行工況而持續(xù)優(yōu)化，可變掃氣口的變化不可避免地會(huì)引起增壓器運(yùn)行點(diǎn)的偏移，導(dǎo)致掃氣壓力、增壓器轉(zhuǎn)速、增壓效率和原機(jī)參考工況不一致，在計(jì)算中不做特殊設(shè)置。另外，本文中所述的負(fù)荷均指發(fā)動(dòng)機(jī)螺旋槳特性下對(duì)應(yīng)的負(fù)荷。

2 可變掃氣口對(duì)低速機(jī)熱效率的提升

典型二沖程低速機(jī)和可變掃氣口低速機(jī)的局部p-V圖對(duì)比如圖2所示。由于兩者最主要的區(qū)別在于掃排氣過程，因此著重分析p-V圖的低壓部分。

圖2 可變掃氣口低速機(jī)與典型二沖程低速機(jī)p -V圖對(duì)比

兩者局部p-V圖差異主要體現(xiàn)在4個(gè)方面：(1)膨脹功收益?？勺儝邭饪诮Y(jié)構(gòu)使得有效膨脹沖程延長(zhǎng)，更接近理想循環(huán)，有利于熱效率提升。(2)壓縮耗功損失。缸內(nèi)初始?xì)堄鄰U氣系數(shù)導(dǎo)致混合氣體多變指數(shù)降低，缸內(nèi)殘留的廢氣系數(shù)增大導(dǎo)致初始混合氣體的壓縮始點(diǎn)溫度上升，兩者導(dǎo)致壓縮到相同的壓縮壓力時(shí)殘余廢氣系數(shù)增大，進(jìn)而造成壓縮耗功增大。(3)流動(dòng)損失。由于掃氣口面積的減小，增大了流通阻力，造成了額外的流動(dòng)損失。(4)米勒收益。由于壓縮始點(diǎn)缸內(nèi)初始?jí)毫Φ陀诘湫投_程低速機(jī)，因此需要提前排氣門關(guān)閉時(shí)刻以達(dá)到相同的壓縮壓力，有利于提高主機(jī)熱效率。

2.1 對(duì)稱的可變掃氣口

掃氣口高度的降低增大了有效膨脹沖程，有利于熱效率的提升。原機(jī)的掃氣口高度(inlet port height,IPH)為150 mm(用IPH150表示，以下同理)，以20 mm的梯度降的方式計(jì)算130 mm、110 mm、90 mm及70 mm的掃氣口高度對(duì)研究對(duì)象(500 mm缸徑低速機(jī))的熱效率影響，其流通面積時(shí)面值對(duì)比如圖3所示。各負(fù)荷下排氣門開啟時(shí)刻和掃氣口開啟時(shí)刻的差值保持和原機(jī)一致，以避免掃氣倒流。

掃氣口高度對(duì)油耗(BSFC)的影響如圖4所示。當(dāng)掃氣口高度可以在不同負(fù)荷下調(diào)整時(shí)，優(yōu)化后的油耗比原機(jī)固定150 mm掃氣口高度時(shí)低，且高負(fù)荷下油耗下降幅度顯著。100%負(fù)荷工況下，掃氣口高度降低到70 mm后，油耗節(jié)省約2.5 g/(kW·h)。另一方面，并非在所有負(fù)荷下油耗均隨掃氣口高度降低而降低。這主要是由于隨著掃氣口高度的降低，增壓器運(yùn)行點(diǎn)偏移，導(dǎo)致增壓器效率變化，并最終反映在缸內(nèi)新鮮空氣充量上。圖5為壓縮始點(diǎn)時(shí)缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)對(duì)比。當(dāng)掃氣口高度低于90 mm時(shí)，各負(fù)荷下的殘余廢氣系數(shù)均有顯著的增加；特別是對(duì)于50%和25%負(fù)荷，該臨界掃氣口高度更高。低速機(jī)增壓器在高負(fù)荷時(shí)效率較高，且等效率線覆蓋的壓比和流量的范圍寬泛，而在中、低負(fù)荷時(shí)增壓效率變化梯度較大。25%負(fù)荷下由于增壓器效率本身較低，且額外匹配輔助風(fēng)機(jī)，增壓效率的變化比50%負(fù)荷低。

圖4 對(duì)稱可變掃氣口BSFC降低值和優(yōu)化掃氣口高度

圖5 對(duì)稱可變掃氣口殘余廢氣系數(shù)對(duì)比

最低的掃氣口高度并不能在全負(fù)荷下帶來最多的BSFC下降，BSFC的收益取決于額外節(jié)省的膨脹功與由于掃氣效果變差導(dǎo)致缸內(nèi)殘余廢氣增多所帶來的壓縮耗功增大的平衡。因此，需要一套靈活可調(diào)掃氣口高度的執(zhí)行機(jī)構(gòu)確保在全負(fù)荷范圍內(nèi)均能取得滿意的BSFC降低效果。

2.2 非對(duì)稱的可變掃氣口

掃氣口的開啟和關(guān)閉時(shí)刻的改變可通過調(diào)整掃氣口和活塞移動(dòng)的相對(duì)位置實(shí)現(xiàn)。非對(duì)稱的可變掃氣口，一方面可以盡量多地利用活塞下行時(shí)缸內(nèi)氣體膨脹做功，另一方面可通過延長(zhǎng)掃氣口開啟時(shí)間達(dá)到補(bǔ)償掃氣口晚開造成的掃氣效果下降的影響。理論上最大化利用氣體膨脹動(dòng)要求掃氣口在活塞下止點(diǎn)之前保持關(guān)閉狀態(tài)，最大化掃氣持續(xù)期則要求掃氣口在下止點(diǎn)立刻打開。本文基于此極限情況下的可變掃氣口計(jì)算該500 mm缸徑低速機(jī)的熱效率提升潛力。得益于低速機(jī)的超低轉(zhuǎn)速和在下止點(diǎn)時(shí)活塞緩慢的移動(dòng)速度，實(shí)際上可變掃氣口裝置開啟速度可以非常接近上述理論開啟要求。仿真計(jì)算結(jié)果可以指導(dǎo)實(shí)際應(yīng)用研究。

由于非對(duì)稱可變掃氣口在膨脹沖程中是完全關(guān)閉的，因此掃氣持續(xù)期比同樣高度的普通掃氣口減小了一半。為了彌補(bǔ)掃氣持續(xù)期的減小，可以通過增加非對(duì)稱可變掃氣口的高度來延長(zhǎng)掃氣持續(xù)期。通常情況下，掃氣口關(guān)閉時(shí)刻要早于排氣門關(guān)閉時(shí)刻，以避免掃氣倒流。排氣門關(guān)閉時(shí)刻在低負(fù)荷時(shí)約為240°，因此擬選用IPH300為計(jì)算的最高掃氣口高度。圖6為計(jì)算選用的非對(duì)稱可變掃氣口IPH150、IPH200、IPH250及IPH300的掃氣口時(shí)面值對(duì)比圖。

圖6 非對(duì)稱可變掃氣口時(shí)面值

缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)如圖7所示，隨著IPH的增加，殘余廢氣系數(shù)各負(fù)荷下均有所降低。

圖7 非對(duì)稱可變掃氣口殘余廢氣系數(shù)對(duì)比

圖8為相比于原機(jī)各負(fù)荷下的BSFC收益。采用非對(duì)稱掃氣口結(jié)構(gòu)，BSFC相比于原機(jī)有所降低。各負(fù)荷下BSFC降低值變化情況有所不同。100%負(fù)荷下，隨著掃氣口高度增加，BSFC降低值呈下降趨勢(shì)，但下降幅度不明顯，BSFC最多降低1.4 g/(kW·h)。部分負(fù)荷下，隨著掃氣口高度的增加，BSFC降低值逐漸增大。唯一例外的是25%負(fù)荷下掃氣口高度250 mm時(shí)，BSFC降低值低于200 mm的計(jì)算值，可能是掃氣流動(dòng)損失造成的。掃氣口在活塞下止點(diǎn)開啟，理論上采用更晚的掃氣口開啟角度能帶來額外的膨脹功，同時(shí)可以進(jìn)一步推遲排氣門開啟角度(exhaust valve opening，EVO)以充分利用缸內(nèi)氣體膨脹做功。下面討論各負(fù)荷下，EVO對(duì)BSFC降低效果的影響。在原機(jī)的EVO下，每推遲10°計(jì)算一個(gè)示例。

圖8 非對(duì)稱可變掃氣口BSFC降低值

圖9為各負(fù)荷下BSFC隨EVO的變化?？梢钥闯?，隨著EVO的推遲，BSFC的變化呈先降低后升高的拋物線形。當(dāng)排氣門推遲角度接近30°時(shí)，各負(fù)荷下BSFC最優(yōu)。相比于原機(jī)EVO時(shí)的BSFC，EVO推遲后BSFC顯著降低。隨著掃氣口高度增加，BSFC有進(jìn)一步降低的趨勢(shì)。

圖9 EVO對(duì)非對(duì)稱可變掃氣口主機(jī)BSFC變化影響

圖10為各負(fù)荷不同掃氣口高度在優(yōu)化的EVO時(shí)刻下，BSFC相對(duì)于原機(jī)的收益。100%負(fù)荷下，不同掃氣口高度對(duì)最終BSFC降低值影響較小，均保持在4.3g/(kW·h)左右。

部分負(fù)荷下，隨著掃氣口高度的增加，BSFC降低值相應(yīng)增加，各負(fù)荷下BSFC降低值在掃氣口高度300 mm時(shí)約為3.0～3.5 g/(kW·h)。這些現(xiàn)象表明，即使是在當(dāng)前二沖程低速機(jī)超高的熱效率下，可變掃氣口仍然能為二沖程低速機(jī)帶來可觀的收益，該技術(shù)并非僅適用于兩級(jí)增壓主機(jī)。

3 可變掃氣口對(duì)SCR主機(jī)的性能提升

加裝SCR系統(tǒng)對(duì)主機(jī)改動(dòng)較小且固定成本支出，越來越多的中小缸徑主機(jī)采用SCR系統(tǒng)以控制NOx排放。SCR系統(tǒng)的設(shè)計(jì)主要取決于廢氣流量和廢氣溫度，其中：催化劑表面空速?zèng)Q定當(dāng)前流量下所需的催化劑表面積，即催化劑層數(shù)和催化劑單元表面積；廢氣溫度影響催化還原反應(yīng)速率，通常溫度越高，催化還原反應(yīng)效率越高。研究[15-16]指出，為了避免催化劑表面硫酸氫氨(ammonium bisulfate, ABS)的生成，對(duì)于使用高硫油(硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)≥3.5%)的高壓SCR系統(tǒng)而言，要求SCR系統(tǒng)廢氣入口溫度不小于340 ℃；符合IMO低硫油標(biāo)準(zhǔn)(2020年強(qiáng)制實(shí)施，硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)≤0.5%)的燃油對(duì)應(yīng)的SCR入口廢氣溫度應(yīng)不小于335 ℃。

3.1 排氣流量的影響

圖11為100%負(fù)荷下，采用對(duì)稱可變掃氣口高度結(jié)構(gòu)的主機(jī)相較于原機(jī)的排氣流量和BSFC變化趨勢(shì)圖。對(duì)稱可變掃氣口可使主機(jī)排氣流量降低約16%，同時(shí)使BSFC下降約2.5 g/(kW·h)。

圖11 對(duì)稱可變掃氣口排氣流量變化

圖12為100%負(fù)荷下采用非對(duì)稱掃氣口不同掃氣口高度下的排氣流量比和BSFC降低值的變化趨勢(shì)圖。采用非對(duì)稱掃氣口可使主機(jī)排氣流量降低約14%，同時(shí)使BSFC降低約4.3 g/(kW·h)。

圖12 非對(duì)稱可變掃氣口排氣流量變化

3.2 排氣溫度的影響

排氣溫度升高有利于催化還原反應(yīng)的進(jìn)行，有利于抑制催化劑表面ABS的生成，同時(shí)可降低補(bǔ)燃器的燃料消耗或廢氣旁通率，使發(fā)動(dòng)機(jī)維持較高的熱效率。圖13為三種掃氣口結(jié)構(gòu)在BSFC最優(yōu)時(shí)的排氣溫度對(duì)比圖,圖中Tebt、Teat分別表示增壓器前、后廢氣溫度。相比于原機(jī)的固定掃氣口結(jié)構(gòu)，對(duì)稱的可變掃氣口高度方案能提供最高的排氣溫度，其次是非對(duì)稱可變掃氣口結(jié)構(gòu)。值得注意的是，低負(fù)荷(25%負(fù)荷)下，可變掃氣口結(jié)構(gòu)能使排氣溫度與相原機(jī)升高約30 ℃。另外，100%負(fù)荷下對(duì)稱可變掃氣口高度的排氣溫度超過450 ℃，不利于SCR反應(yīng)器的穩(wěn)定運(yùn)行。

圖13 不同掃氣口結(jié)構(gòu)的排氣溫度對(duì)比

高壓SCR系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)經(jīng)常會(huì)遇到低負(fù)荷排氣溫度過低的問題，通常采用廢氣旁通方式或氣缸旁通方式提升主機(jī)排氣溫度。本文中對(duì)這兩種排氣溫度提升方法和采用可變掃氣口結(jié)構(gòu)的方法進(jìn)行對(duì)比，以25%負(fù)荷為例，研究不同排氣溫度下各方式相較于原機(jī)的BSFC的惡化程度。

圖14為不同排氣溫度提升方法對(duì)BSFC的影響。廢氣旁通方式造成的BSFC的惡化最大，采用非對(duì)稱可變掃氣口方式和氣缸旁通方式的BSFC/排氣溫度梯度大致相當(dāng)，從圖中可以看出，相同排氣溫度下，非對(duì)稱可變掃氣口油耗比CBV方式低約4.3 g/(kW·h)。采用對(duì)稱可變掃氣口高度方案的BSFC/排氣溫度梯度最小，排氣溫度等于340 ℃時(shí)BSFC和原機(jī)相當(dāng)。

圖14 25%負(fù)荷不同低負(fù)荷排溫提高技術(shù)的BSFC惡化值對(duì)比

4 可變掃氣口的實(shí)現(xiàn)方式

當(dāng)前電控低速機(jī)能柔性調(diào)節(jié)排氣門開啟和關(guān)閉時(shí)刻及噴油軌壓、定時(shí)、脈寬等參數(shù)，而將可變掃氣口也整合到低速機(jī)電控系統(tǒng)里會(huì)進(jìn)一步提高主機(jī)的柔性控制水平。

可變掃氣口相對(duì)于固定掃氣口的主要區(qū)別一方面在于掃氣口的流通面積可變，可以配合發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行工況適時(shí)地增大或減小掃氣口流通面積；另一方面非對(duì)稱可變掃氣口可以改變掃氣口相對(duì)于活塞的位置，從而調(diào)整掃氣口的開啟和關(guān)閉時(shí)刻。

基于當(dāng)前低速機(jī)的固定掃氣口結(jié)構(gòu)，綜合可行性和預(yù)期收益，提出了兩種形式的可變掃氣口結(jié)構(gòu)，并已經(jīng)申請(qǐng)相關(guān)專利。

圖15為兩段式可變掃氣口結(jié)構(gòu)示意圖，其最大的特點(diǎn)是有兩個(gè)不同的掃氣口高度，分別表示該可變掃氣口的最大高度和最小高度，兩種不同高度的掃氣口交錯(cuò)周向排列，如圖15(a)所示。圖15(b)為缸套外圈安裝的可隨缸套中心旋轉(zhuǎn)的掃氣口擋板，掃氣口擋板上同樣有固定間隔的掃氣口開孔。當(dāng)掃氣口擋板旋轉(zhuǎn)到某一位置時(shí)，氣缸套上的掃氣口和掃氣口擋板上的掃氣口相互被對(duì)方的實(shí)體結(jié)構(gòu)密封，此時(shí)有效掃氣口高度為最小掃氣口高度(A1)，如圖15(c)所示；當(dāng)掃氣口擋板旋轉(zhuǎn)到初始位置時(shí)，氣缸套上掃氣口和掃氣口擋板上的掃氣口連通，此時(shí)有效掃氣口高度為最大掃氣口高度(A2)，如圖15(d)所示。該可變掃氣口結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，改造難度小,無需精確的位移控制,位移行程短，響應(yīng)快;其缺點(diǎn)是掃氣口高度不能連續(xù)可變。

圖15 兩段式可變掃氣口示意圖

圖16為連續(xù)可調(diào)式可變掃氣口結(jié)構(gòu)示意圖，缸套上安裝有驅(qū)動(dòng)掃氣口擋板的位移活塞，位移活塞驅(qū)動(dòng)掃氣口擋板沿著缸套上下移動(dòng)，有效掃氣口的高度和面積取決于位移活塞的位移。圖16中的a和b分別表示位移活塞不同位移下的掃氣口高度。該可變掃氣口結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜，改造難度大，掃氣口擋板和掃氣口的潤(rùn)滑和密封存在難度，且可變掃氣口的位移行程長(zhǎng)，需要更快的驅(qū)動(dòng)速度。其優(yōu)點(diǎn)也十分明顯，掃氣口的高度連續(xù)可變有利于發(fā)動(dòng)機(jī)的柔性控制。

圖16 連續(xù)可調(diào)式可變掃氣口

5 結(jié)論

(1)在一臺(tái)500 mm缸徑低速機(jī)上進(jìn)行可變掃氣口的仿真研究表明，對(duì)稱式可變掃氣口和非對(duì)稱可變掃氣口可有效降低油耗。尤其是非對(duì)稱可變掃氣口，由于其大幅度推遲了排氣門開啟時(shí)刻，充分利用了氣體膨脹做功，最多能節(jié)省約4.3 g/(kW·h)油耗。

(2)對(duì)稱可變掃氣口的主機(jī)油耗在各負(fù)荷下優(yōu)化的掃氣口高度不同，油耗并非隨掃氣口高度降低而單調(diào)降低。掃氣口高度過低時(shí)，掃氣效果的惡化導(dǎo)致缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)過高，壓縮耗功增多，抵消了膨脹功的收益。

(3)非對(duì)稱掃氣口的主機(jī)優(yōu)化后的排氣門開啟時(shí)刻大致相當(dāng)，均相對(duì)于原機(jī)推遲30°曲軸轉(zhuǎn)角。繼續(xù)推遲排氣門開啟時(shí)刻會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)排氣壓力較高，阻礙掃氣過程。部分負(fù)荷下，隨著掃氣口高度的增加，油耗有進(jìn)一步下降的趨勢(shì)。

(4)可變掃氣口結(jié)構(gòu)給SCR主機(jī)帶來的收益明顯：一方面減小了排氣流量，提高了排氣溫度，有利于減小SCR反應(yīng)器的尺寸，提高催化劑的催化轉(zhuǎn)化效率，降低催化劑成本；另一方面當(dāng)SCR系統(tǒng)要求提高排氣溫度時(shí)，與原機(jī)采用廢氣旁通或氣缸旁通相比，采用可變掃氣口方案的BSFC有顯著的優(yōu)勢(shì)。

(5)兩段式可變掃氣口和連續(xù)可調(diào)式可變掃氣口各有優(yōu)缺點(diǎn)。兩段式可變掃氣口結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，改造難度小，無需精確的位移控制，位移行程短，響應(yīng)快，缺點(diǎn)是掃氣口高度不能連續(xù)可變；連續(xù)可調(diào)式可變掃氣口的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，潤(rùn)滑和密封是難點(diǎn)之一，位移行程長(zhǎng)，優(yōu)點(diǎn)是掃氣口高度連續(xù)可變，有利于發(fā)動(dòng)機(jī)的柔性控制。