魏宇坤 姚本軍 張 濤

（海軍航空大學(xué)青島校區(qū) 青島 266041）

1 引言

柴油機以其自身低油耗、高效率的優(yōu)勢特點成為世界上大部分艦船的主要動力輸出機械，但是柴油機相較于汽油機有著較高的NOx和SOx排放水平，由此造成的污染是環(huán)境污染的重要方面。由于環(huán)境保護法規(guī)逐漸變得苛刻，單一的污染物排放控制技術(shù)在滿足環(huán)保法規(guī)方面顯得有些乏力，因此找到能有效控制NO等污染物的技術(shù)有著非常重大的意義［1～3］。

EGR（廢氣再循環(huán)）技術(shù)是降低NOx排放的一種有效措施，其操作方便，成本低廉，對柴油機的性能也影響較小，是目前被普遍采用的一種降低NOx排放的技術(shù)。而高壓共軌系統(tǒng)自問世以來，以其獨特的優(yōu)勢逐漸被應(yīng)用于各型柴油機上，通過高壓共軌系統(tǒng)可以靈活地調(diào)節(jié)共軌壓力和噴油提前角等參數(shù)，以優(yōu)化柴油機燃燒、排放等方面的性能［4～7］。

在汽油機上EGR技術(shù)的應(yīng)用已經(jīng)比較成熟，在輕型柴油機上的應(yīng)用也逐漸開展［8］。本文針對TBD234船用高壓共軌柴油機的高負荷工況，通過模擬計算的方法，對EGR+共軌技術(shù)對船用柴油機的排放控制效果進行了深入研究以期為高壓共軌柴油機燃燒排放過程的優(yōu)化控制提供參考依據(jù)。

2 CFD仿真模型的建立

2.1 柴油機基本參數(shù)

本文針對TBD234船用柴油機首先進行CFD仿真計算，該型柴油機的基本參數(shù)如表1所示。

表1 TBD234柴油機基本參數(shù)

2.2 網(wǎng)格劃分

本文在ESE Diesel模塊建立的噴油嘴和燃燒室?guī)缀文Ｐ偷幕A(chǔ)上采用組合網(wǎng)格法進行網(wǎng)格的劃分。在活塞的實體結(jié)構(gòu)中，活塞的上表面存在著氣門凹坑，如圖1所示，對柴油機的性能影響較小，為方便劃分網(wǎng)格，計算采用的活塞裙部對忽略掉的氣門凹坑容積進行補償，然后設(shè)置平均網(wǎng)格尺寸大小為0.1mm進行二維平面網(wǎng)格的劃分，最后導(dǎo)出如圖2所示的3D網(wǎng)格。

圖1 活塞的三維模型

2.3 計算初始條件與邊界條件

本文對發(fā)動機額定工況（功率186KW、轉(zhuǎn)速1500r/min）進行模擬計算，研究的重點是EGR和高壓共軌系統(tǒng)參數(shù)對柴油機的燃燒及排放性能的影響。因此，將計算范圍簡化為從進氣門關(guān)閉時刻到排氣門開啟時刻所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角范圍，即為下止點后29°CA至下止點前41°CA曲柄轉(zhuǎn)角，軟件中設(shè)置上止點為720°CA，即計算范圍為569°CA到859°CA。

圖2 活塞的三維模型

在CFD仿真計算中，由于不是從進氣過程開始模擬柴油機的完整工作循環(huán)，所以需要給出計算起始點的缸內(nèi)溫度、壓力和EGR質(zhì)量分數(shù)等參數(shù)。計算初始時刻的壓力和溫度通過BOOST進行一維工作過程計算得到，而不同共軌壓力下的噴油規(guī)律由Hydsim模型仿真得到。

仿真計算中湍流模型選用計算精度和穩(wěn)定性都較好的四方程模型，燃燒模型采用ECFM-3Z，排放NO模型采用Extended Zeldovic，而soot模型采用 Lund Flamelet Model［9］。

2.4 計算模型的驗證

圖3 模型驗證

在CFD仿真模型建立之后，為確保CFD模擬的準確性，要對所建立的仿真模型進行驗證。在本文模型驗證時選取的工況為：轉(zhuǎn)速1500r/min、噴油提前角11°CA、共軌壓力 100MPa、負荷 100%、無EGR。然后將仿真結(jié)果與臺架實驗結(jié)果相對比，通過調(diào)整相應(yīng)的參數(shù)，保證兩者誤差在可接受范圍內(nèi)，完成模型的標定。圖3為本文建立的CFD仿真模型計算所得和實測示功圖，從圖中可以看出實測所得的缸內(nèi)壓力曲線和仿真計算所得缸內(nèi)壓力曲線誤差很小，說明建立的仿真模型能夠?qū)Σ裼蜋C的燃燒過程進行較為準確的模擬［10］。

3 仿真計算工況

本文首先對TBD234柴油機額定工況（1500r/min，100%負荷）在原機基礎(chǔ)上對80MPa、100MPa、120MPa三種共軌壓力下 15°BTDC、10°BTDC、5°BTDC三種噴油起始角時的燃燒過程進行CFD模擬計算，對共軌壓力和噴油起始角單獨變化以及兩者耦合作用時的燃燒排放性能進行分析。然后在每種共軌壓力和噴油起始角組合條件下加入不同的EGR率（0、0.1、0.2、0.3），對EGR+共軌技術(shù)作用下的燃燒排放性能進行分析。

4 仿真計算結(jié)果分析

4.1 共軌壓力耦合噴油提前角對柴油機排放特性的影響

圖4給出了共軌壓力耦合噴油提前角時的NO質(zhì)量分數(shù)曲線。從圖中可以明顯地看出有三束曲線，對應(yīng)著三個不同的噴油提前角，每束曲線中的三條曲線對應(yīng)著相應(yīng)的共軌壓力。隨著噴油提前角的減小和共軌壓力的減小，最終的NO質(zhì)量分數(shù)變小。在本文仿真計算設(shè)置的噴油提前角和共軌壓力中，在噴油提前角為15°CA時下，當共軌壓力從120MPa降為80MPa時，NO質(zhì)量分數(shù)由0.0011降為0.00096。在共軌壓力為120MPa條件下，當噴油提前角從15°CA降為10°CA時，NO質(zhì)量分數(shù)由0.0011降為0.0007。

圖4 共軌壓力耦合噴油提前角時的NO質(zhì)量分數(shù)

如圖5中曲線所示，soot的質(zhì)量分數(shù)不斷增大，達到一個峰值，soot的質(zhì)量分數(shù)開始減小，soot質(zhì)量分數(shù)的最終穩(wěn)定不變。從圖中可以看出，反應(yīng)過程中soot質(zhì)量分數(shù)的峰值隨著噴油提前角的減小明顯增大，噴油提前角的變化對soot的生成有著非常明顯的影響，相較于噴油提前角的變化對soot生成的影響，共軌壓力的變化對soot生成的影響較小。

圖5 共軌壓力耦合噴油提前角時的soot質(zhì)量分數(shù)曲線

4.2 噴油提前角耦合EGR對柴油機排放特性的影響

圖6 給出了噴油提前角耦合EGR時的NO質(zhì)量分數(shù)曲線，表2列出了各個計算工況下最終的NO質(zhì)量分數(shù)。如圖中所示的曲線分布，NO質(zhì)量分數(shù)曲線不再像燃燒室平均溫度和壓力曲線一樣有明顯的分布規(guī)律和形態(tài)，各個工況的曲線交叉在一起，直至最后NO質(zhì)量分數(shù)不再變化。表2將所有計算工況按照最終的NO質(zhì)量分數(shù)由高到低的順序排列，通過表中的數(shù)據(jù)可以知道，在本次仿真設(shè)置的參數(shù)范圍內(nèi)，當EGR率越小和噴油提前角越大時，NO的質(zhì)量分數(shù)越大；當EGR率越大和噴油提前角越小時，NO的質(zhì)量分數(shù)越小。通過分析計算結(jié)果可知，通過使用EGR和減小噴油提前角可以很大程度上降低NO的排放，當EGR率從0增加到0.3，噴油提前角從15°CA減小到5°CA，0.3-5工況的NO質(zhì)量分數(shù)僅是0.0-15工況的七十分之一。在設(shè)置的參數(shù)范圍內(nèi)，從0.0-15工況到0.0-5工況，NO的質(zhì)量分數(shù)由1.06e-003減為3.9e-004，若到0.2-15工況，NO的質(zhì)量分數(shù)減為2.2e-004，而0.1-15工況的NO質(zhì)量分數(shù)為5.4e-004，可大概估計噴油提前角由15°CA減小到5°CA對NO生成的限制效果與EGR率為0.15時的限制效果相當?？傊?，噴油提前角耦合EGR能非常有效地抑制NO的產(chǎn)生，且采用EGR減少NO產(chǎn)生的效果要好于減小噴油提前角，EGR有著更好的限制NO排放的潛力［11］。

圖6 噴油提前角耦合EGR時的NO質(zhì)量分數(shù)曲線

表2 各計算工況下的NO質(zhì)量分數(shù)

圖7給出了噴油提前角耦合EGR時的soot質(zhì)量分數(shù)曲線，表3列出了各個計算工況下最終的soot質(zhì)量分數(shù)。如圖中所示的soot質(zhì)量分數(shù)曲線分布和NO的曲線分布類似，各個工況的曲線交叉在一起。表3將所有計算工況按照最終的soot質(zhì)量分數(shù)由高到低的順序排列，通過表中的數(shù)據(jù)可以知道，在本次仿真設(shè)置的參數(shù)范圍內(nèi)，當EGR率越大和噴油提前角越小時，soot的質(zhì)量分數(shù)越大；當EGR率越小和噴油提前角越大時，soot的質(zhì)量分數(shù)越小。通過對比表2和表3可知，兩個表中的工況排序正好相反，NO質(zhì)量分數(shù)小的工況有著更高的soot排放，NO質(zhì)量分數(shù)最低的0.3-5工況產(chǎn)生的soot最多，其soot質(zhì)量分數(shù)是0.0-15工況的565倍，可見當減小NO排放的時候soot排放惡化的劇烈程度。所以在追求NO低排放的時候還要兼顧到soot排放的惡化程度在可接受范圍之內(nèi)。

圖7 噴油提前角耦合EGR時的soot質(zhì)量分數(shù)曲線

表3 各計算工況下的soot質(zhì)量分數(shù)

4.3 最佳工況點的選擇

在實際應(yīng)用中，需要將NO和soot的排放水平都控制在相對較低的水平，所以，應(yīng)用噴油提前角耦合EGR對污染物進行排放控制時，需要有一個相對優(yōu)化工況點。針對本次仿真計算的所有工況點，將每個工況點的soot質(zhì)量分數(shù)和NO質(zhì)量分數(shù)分別作為X、Y軸，作出圖8所示的散點圖。如圖所示，在本次計算所設(shè)置的參數(shù)范圍內(nèi)，將箭頭所指出的點設(shè)為相對優(yōu)化工況點，有著相對較低的NO排放和soot排放之間的折中關(guān)系。該點對應(yīng)的工況為0.1-5，即EGR率為0.1，噴油提前角為5°CA，NO質(zhì)量分數(shù)為1.7e-004，soot質(zhì)量分數(shù)為5e-007。

圖8 NO-soot關(guān)系圖

5 結(jié)語

本章首先對TBD234柴油機額定工況（1500r/min，100%負荷）80MPa、100MPa、120MPa三種共軌壓力下15°BTDC、10°BTDC、5°BTDC三種噴油起始角的燃燒過程分別進行CFD模擬計算，對共軌壓力和噴油起始角耦合作用時的燃燒排放性能進行分析。然后對噴油提前角和EGR技術(shù)耦合作用下的燃燒排放性能進行仿真分析。結(jié)論如下：

1）在本文仿真計算參數(shù)設(shè)置條件下，共軌壓力和噴油提前角偶合作用時，共軌壓力的變化對燃燒排放性能的影響明顯小于噴油提前角的變化對柴油機燃燒排放性能的影響，通過調(diào)節(jié)共軌系統(tǒng)參數(shù)控制排放時，可將噴油提前角作為主要參數(shù)進行調(diào)整。

2）當噴油提前角耦合EGR時，在所設(shè)置的參數(shù)密度條件下，噴油提前角對燃燒過程特征參數(shù)的影響大于EGR產(chǎn)生的影響，但是EGR對NO和soot排放產(chǎn)生的影響很大。EGR耦合噴油提前角可以很大程度上降低NO的排放，但是會使得soot的排放急劇惡化。在本次設(shè)置的工況中，EGR率為0.1，噴油提前角為5°CA時NO和soot排放折中關(guān)系良好，取為相對優(yōu)化工況點。

3）與減小噴油降低NO排放相比，采用EGR技術(shù)對NO排放的限制效果更加明顯，EGR技術(shù)在該方面更具潛力和應(yīng)用前景。在采用EGR技術(shù)耦合噴油提前角降低NO排放的同時，需要采取后處理等其他技術(shù)以降低soot。

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