何爽，杜寶國，付垚，崔靖晨，隆武強，劉艷朝

(1.大連理工大學內燃機研究所，遼寧大連116024;2.中國北車集團大連機車車輛有限公司，遼寧大連116024)

船舶柴油機排放污染嚴重，國際海事組織對此高度重視。2008年定義了包括3個級別的IMO船用柴油機排放法規(guī)體系。2011年已全球實施Tier II法規(guī)，Tier III法規(guī)將于2016年1月1日在北美和美國加勒比海排放控制區(qū)部分實施。Tier III排放法規(guī)要求NOx排放比Tier I排放法規(guī)降低80%。各大船用柴油機制造廠商都相繼開展降排放研究，旨在尋求高效、可行的滿足Tier III排放法規(guī)的最佳技術路線。在上述背景下，針對某大功率中速柴油開展模擬研究。提出以“中等 Miller［1］循環(huán)+中度EGR［2－5］率”的技術路線使柴油機在E3循環(huán)工況下滿足IMO Tier III排放法規(guī)，同時抑制NOx和碳煙排放［6－7］。

1 模型建立與驗證

研究是在1臺16缸V型增壓中冷柴油機上進行。參數見表1。以一維計算得到的進氣門關閉時刻缸內的溫度、壓力作為三維計算的初始條件。應用AVL Fire v2008軟件對缸內過程進行分析。

表1 柴油機參數Table 1 Parameter of the engine

1.1 一維計算模型建立

應用AVL Boost軟件建立16V240柴油機計算模型，如圖1。圖中模型包括雙級渦輪增壓和內部EGR回路。驗證模型只采用虛線框以外的部分。

圖1 計算模型Fig.1 Computational model

以該型柴油機E3循環(huán)工況下的臺架試驗數據標定模型，驗證模型可靠性。E3工況點見表2。

表2 16V240型柴油機的E3循環(huán)工況Table 2 E3 cycle conditions for 16V240 diesel engine

表3對比額定工況下主要性能參數的模擬值和實驗值，模擬與實驗結果的相對誤差在工程計算允許范圍內。驗證其他工況，該計算結果具有可靠性，驗證了模型準確性，在全工況范圍內具有普適意義。

表3 額定工況下各性能參數實驗值與模擬值對比Table 3 Comparison of the performance parameters between the experiment and simulation values under rated condition

1.2 三維計算模型建立

實驗柴油機的噴嘴為8個噴孔圓周方向均勻分布。為節(jié)省計算周期，采用1/8模型。上止點的燃燒室計算網格如圖2所示，網格數量25 669個。

三維CFD計算中湍流模型采用k－ζ－f四方程模型［9］。壁面邊界層處理采用復合壁函數。噴霧破碎模型采用KH－RT模型［10］。噴霧與壁面碰撞模型采用 Naber－Reitz模型［11］。油滴蒸發(fā)模型采用Dukowicz模型［12］。液滴與壁面相互作用模型使用Walljetl模型［13］;油粒與湍流渦團的相互作用采用Gosman－Ioannides隨機湍流擴散模型［14］。燃燒模型采用ECFM－3Z模型［15］。NOx排放模型采用Zeldovich模型，顆粒物生成則選擇的是Kennedy/Hiroyasu/Magnussen模型［16］。

圖3和圖4所示為缸內壓力曲線和E3循環(huán)工況下NOx的實驗值和模擬值對比。

圖2 上止點燃燒室網格Fig.2 Computational grid of combustion chamber at TDC

圖3 缸內壓力曲線Fig.3 In-cylinder pressure curve

圖4 E3循環(huán)工況NOx排放試驗值與模擬值對比Fig.4 NOxemission of E3 test cycle condition compared with simulation value

從圖3、4可知二者吻合較好，最大相對誤差0.56 MPa。NOx總體趨勢反映了柴油機的排放情況。說明該模型在全工況范圍內具有準確預測NOx排放的能力。

2 結果分析

2.1 Miller循環(huán)模擬結果分析

在原機進氣正時(310～580°CA)的基礎上，將進氣門關閉時刻提前，計算6組Miller循環(huán)方案，表3給出Miller正時對有效壓縮比、增壓比和進氣門關閉時刻缸內的平均溫度的影響(M20代表進氣門關閉時刻為20°CA BTDC)。各方案保持輸出功率與原機一致，以便在同一基準下對比排放。有效壓縮比隨Miller正時的提前而降低。進氣門關閉時刻提前使充入氣缸內的充量降低，需要調整增壓比來保證進氣量。M50～M70方案 的增壓比提高到5以上，需采用雙級渦輪增壓。隨Miller循環(huán)程度加深，原機進氣門關閉時刻的缸內平均溫度逐漸降低。

表4 Miller正時對柴油機性能參數的影響Table 4 Influence of Miller timing on performance parameters

圖5為Miller循環(huán)對NOx的影響。隨進氣門關閉時刻提前，壓縮終點缸內溫度降低，NOx降低幅度變大。M50和M60方案中進氣門關閉時刻缸內溫度在299～312 K，NOx降低幅度維持在27%左右。M70方案中NOx升高5.8%，是因為壓縮終點溫度降低，使滯燃期增加，此階段形成更多的預混合油氣，使燃燒峰值變大，如圖6所示。該時期缸內溫度、壓力迅速升高，容易導致工作粗暴，同時削弱Miller循環(huán)降NOx的能力［17］。低程度Miller循環(huán)使碳煙降低5%。繼續(xù)增加Miller循環(huán)程度，缸內壓縮終點溫度持續(xù)降低，對碳煙生成起到抑制作用。M60～M70方案中燃燒開始時刻經位于上止點后，碳煙降低幅度達到85%。圖7為Miller循環(huán)對爆發(fā)壓力和油耗率的影響。

圖5 Miller正時對NOx和碳煙的影響Fig.5 Influence of Miller timing on NOxand soot

圖6 Miller正時放熱率曲線對比Fig.6 Comparison curves of heat release rate under different Miller timing

圖7 Miller正時對爆發(fā)壓力和BSFC的影響Fig.7 Influence of Miller timing on firing pressure and BSFC

由理想氣體狀態(tài)方程可知，當進氣總質量保持一致，在同一曲軸轉角時刻，如果缸內溫度下降，缸內壓力也隨之下降。但M60和M70方案中預混合放熱峰值成倍增加，使壓力在該時期激增，導致爆發(fā)壓力升高。因此，爆發(fā)壓力隨Miller循環(huán)程度加深呈先下降后升高的趨勢。中度Miller對柴油機經濟性影響不明顯。但M60和M70方案中滯燃期過長，燃燒粗暴，導致油耗升高。從Miller循環(huán)程度加深的整體過程上來看，雖然預混合放熱峰值持續(xù)升高，M70方案預混合放熱峰值甚至是原機的10倍以上，但滯燃期比原機增加近17°CA，所以Miller循環(huán)對爆發(fā)壓力的影響不會太大。

2.2 高幾何壓縮比Miller循環(huán)模擬結果分析

為改善強Miller循環(huán)方案的冷啟動和經濟性，弱化預混合燃燒峰值急劇升高現象，在M50方案基礎上，計算4組高幾何壓縮比方案，見表4。

表5 高幾何壓縮比Miller方案Table 5 High geometry compression ratio of Miller cycle

圖8為高幾何壓縮比Miller循環(huán)方案的放熱率曲線。提高幾何壓縮比后，滯燃期縮短，預混合放熱峰值降低，使缸內的最高燃燒溫度下降，高溫持續(xù)期縮短，有利于降低NOx。圖9為高幾何壓縮比Miller方案對NOx排放的影響。

圖8 高幾何壓縮比Miller循環(huán)放熱率對比Fig.8 Heat release rate of Miller cycle with high geometry compression ratio

圖9 高幾何壓縮比Miller方案對NOx排放的影響Fig.9 Influence of high geometry compression ratio Miller cycle on NOxemission

方案4中NOx降低27%，但預混合放熱峰值過高(見圖8)，使該時期局部溫度升高，削弱了Miller循環(huán)降低NOx的能力。而高幾何壓縮比可以有效控制預混合放熱量，使溫度緩慢升高，縮短高溫存在時間，有利于降低NOx。結果顯示M50方案提高幾何壓縮比后NOx排放進一步下降，方案9中幾何壓縮比為15.4，NOx降低40.5%，Miller循環(huán)降低NOx的能力提高14%，同時碳煙降低21.7%。

圖10為高壓縮比Miller循環(huán)對油耗和爆壓的影響，方案9油耗降低3.8%。但提高壓縮比會使缸內爆發(fā)壓力升高。因此將推遲噴油正時，使缸內壓力盡可能降低到接近原機水平，同時進一步降低NOx排放。保持柴油機動力輸出不變，將方案9的噴油正時滯后6°CA，使NOx降低幅度提高到55.3%，且油耗略好于原機，爆發(fā)壓力比原機降低4.2%。

圖10 高壓縮比Miller循環(huán)對油耗和爆壓的影響Fig.10 Influence of high geometry compression ratio Miller cycle on firing pressure and BSFC

采用M50方案以上的Miller正時，需要配合雙級渦輪增壓器，增加柴油機的經濟成本。同時過大的Miller正時使進氣門關閉時刻缸內溫度大幅度降低，滯燃期較長，使更多的油氣混合氣在預混合燃燒階段燃燒。該階段放出的熱量會使缸內溫度急劇升高，導致大量NOx排放在這一階段生成。另外，過低的壓縮終點溫度容易導致失火，降低了中低負荷工況下運行的穩(wěn)定性，也會使柴油機冷啟動困難。綜合考慮柴油機在全工況范圍內的表現，采用M50方案，配合較高的幾何壓縮比和噴油正時滯后，可以使NOx排放降低50%～60%，且柴油機的動力性、經濟性都可以維持原機水平。

2.3 EGR模擬結果分析

在方案9基礎上，將噴油正時滯后6°CA，增加高壓冷卻EGR回路，如圖1所示。模擬10%～30% EGR率的5組方案。模擬中保持增壓器的壓比不變。

圖11所示為恒定增壓比情況下EGR對排放的影響對比。結果顯示，EGR率達15%以上時，NOx比原機降低80%以上，可以滿足Tier III排放要求。由于燃燒速率減緩，爆發(fā)壓力也相應下降，30%EGR方案比10%EGR方案降低0.39 MPa。但氧濃度大幅度下降，碳煙升高。EGR率超過20%時，碳煙升高趨于穩(wěn)定，相比原機最大升高幅度達66.3%。許多研究成果已經驗證低溫對碳煙生成的抑制作用。與傳統燃燒相比，低溫燃燒過程中聚核粒子增加，但總質量降低［17］。繼續(xù)增加EGR氣體，缸內溫度大幅降低，使初期生成的碳煙排量降低。但經濟性會持續(xù)惡化［1］。通入30%的EGR廢氣，使油耗升高3.4%。如果進一步提高EGR率，會使燃燒急劇惡化。

圖11 恒定增壓比情況下EGR對排放的影響Fig.11 Emissions of EGR with constant boost pressure

Maiboom等［1］在一臺直噴柴油機上采用冷卻EGR回路，改變增壓壓力使空燃比恒定。結果顯示NOx仍隨EGR率升高而降低，EGR主要起到稀釋缸內進氣的作用，但會引起碳煙和油耗升高。當提高增壓壓力維持空燃比不變時，EGR的作用主要體現在溫度效應上，NOx和碳煙排放可以同時得到抑制，并且油耗不會惡化。圖12所示為過量空氣系數恒定的EGR對NOx和碳煙的影響。NOx下降趨勢不變，但碳煙得到明顯改善。EGR率增加到30%時，碳煙比原機降低20%。油耗僅比原機升高2.7%。

圖12 恒定過量空氣系數條件下EGR對排放的影響Fig.12 Emissions of EGR with constant excess air ratio

綜上所述，選擇M50方案，將幾何壓縮比提高到15.4，噴油正時滯后6°CA，并提高增壓器壓比，在保持過量空氣系數恒定的條件下，通入30%EGR廢氣，模擬計算E3循環(huán)的其他3個工況點。結果顯示該方案在其他3個工況下仍然可以有效控制缸內溫度，降低NOx排放。通過各工況NOx加權系數計算出E3循環(huán)下總NOx排放下降約84%，滿足IMO Tier III排放法規(guī)。

3 結論

1)NOx排放隨Miller循環(huán)程度加深而降低，但由于缸內溫度逐漸下降，滯燃期變長，預混合燃燒峰值變大，使瞬時高溫區(qū)域增加，Miller正時提前50～60°CA后，NOx下降幅度趨于平穩(wěn)。繼續(xù)將Miller正時提前，會發(fā)生工作粗暴、失火等現象。

2)提高幾何壓縮比使預混合燃燒峰值降低，進一步降低NOx;M50的Miller循環(huán)配合高幾何壓縮比和噴油正時滯后，使NOx降低50%～60%。碳煙也得到抑制。在此基礎上維持增壓比不變，通入15%EGR廢氣，NOx降低幅度達80%，但碳煙和油耗率明顯升高。

3)保證過量空氣系數恒定，M50方案匹配15%以上EGR率可使NOx降低80%以上。碳煙也隨增壓比升高而降低。30%EGR率情況下，碳煙排放比原機降低近20%。油耗惡化情況也有所改善。

4)“中度Miller循環(huán)+中度EGR”技術將是能夠滿足Tier III排放法規(guī)的技術路線。相比極限Miller循環(huán)和大EGR率，該技術路線降低了對增壓比的需求，降低了EGR技術在增壓柴油機上實施的難度。

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