楊京寶 李 良 孫記樹 趙書健

一、引言

隨著我國(guó)對(duì)環(huán)境保護(hù)重視程度的提高，相關(guān)的排放法規(guī)要求越來越嚴(yán)格。根據(jù)《GB 15097—2016船舶發(fā)動(dòng)機(jī)排氣污染物排放極限值及測(cè)量方法（中國(guó)第一、二階段）》（以下簡(jiǎn)稱《GB 15097—2016》）的要求，自2022年7月1日起，所有銷售、進(jìn)口和投入使用的船機(jī)（含作為配件的船機(jī)）必須滿足中國(guó)第二階段的排放要求，所以船用柴油機(jī)生產(chǎn)廠家必須對(duì)船用柴油機(jī)NOx排放性能進(jìn)行優(yōu)化，以便生產(chǎn)的船機(jī)可以在中國(guó)的內(nèi)河或沿海船舶上使用。優(yōu)化柴油機(jī)的排放性能一般通過調(diào)整柴油機(jī)的供油角度、推遲柴油機(jī)供油時(shí)間來實(shí)現(xiàn)。減小噴油提前角可以降低NOx排放，但同時(shí)也會(huì)造成柴油機(jī)功率下降和燃油消耗率增加[1]。

目前降低NOx比排放值的簡(jiǎn)單方法是采用電控噴油泵替代機(jī)械高壓油泵，其可在不同工況下任意調(diào)整供油角度；缺點(diǎn)是目前我國(guó)電控噴油單體泵制造及智能化水平較低，可靠性較差，且不利于維修。通過NOx比排放值的計(jì)算方法可以發(fā)現(xiàn)，NOx比排放值與排氣流量具有最直接的關(guān)系，同時(shí)NOx的生成與柴油機(jī)汽缸內(nèi)的燃燒過程關(guān)系較大。因此可以通過優(yōu)化柴油機(jī)的進(jìn)、排氣正時(shí)，改變柴油機(jī)的進(jìn)氣量和實(shí)際壓縮終點(diǎn)的壓力和溫度，優(yōu)化柴油機(jī)的燃燒過程，從而實(shí)現(xiàn)NOx比排放值的降低。同時(shí)，合理的配氣相位是一種提高發(fā)動(dòng)機(jī)功率和節(jié)能減排的非常有效的途徑。李軍等[2]利用AVL BOOST對(duì)車用1.5 L柴油發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了進(jìn)、排氣正時(shí)的仿真分析和優(yōu)化，仿真結(jié)果表明，優(yōu)化后的配氣相位使柴油機(jī)的動(dòng)力性能和經(jīng)濟(jì)性都有一定提高。劉鵬等[3]基于AVL-BOOST軟件，建立了20V170型柴油機(jī)工作過程計(jì)算模型，通過改變配氣定時(shí)優(yōu)化了柴油機(jī)性能，由仿真模擬得到的有關(guān)性能數(shù)據(jù)與實(shí)際試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)吻合性較好，證明優(yōu)化配氣定時(shí)能夠改善柴油機(jī)的整體性能。

本文以某缸徑/行程為260 mm/330 mm的船用中速柴油機(jī)為研究對(duì)象，通過改變柴油機(jī)的進(jìn)、排氣正時(shí)，基于AVL-BOOST仿真及柴油機(jī)性能對(duì)比分析，使柴油機(jī)進(jìn)氣閥晚開、進(jìn)氣閥和排氣閥早關(guān)，改變了柴油機(jī)的進(jìn)氣量，影響了燃燒過程，降低了柴油機(jī)的NOx比排放值。通過實(shí)際柴油機(jī)排放試驗(yàn)及數(shù)據(jù)對(duì)比分析，驗(yàn)證了本文提出的方法能夠使柴油機(jī)的排放性能更佳，可以滿足更高標(biāo)準(zhǔn)的排放要求。

二、仿真模型的建立及柴油機(jī)性能對(duì)比

建立的柴油機(jī)AVL-BOOST工作仿真模型，如圖1所示，其6個(gè)汽缸的設(shè)置完全相同，采用韋伯（Vibe）燃燒模型來研究汽缸內(nèi)的燃燒放熱特性，并選用目前國(guó)內(nèi)外普遍使用的Woschni1978傳熱模型。

圖1 柴油機(jī)A VL-BOOST工作仿真模型

需要優(yōu)化的船用中速柴油機(jī)為直列、四沖程、直噴、增壓中冷，其主要技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 船用柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

將表1中的參數(shù)輸入AVL-BOOST工作仿真模型中，發(fā)動(dòng)機(jī)摩擦損失FMEP值按照上海交通大學(xué)經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算值輸入，即

式中：D為汽缸直徑，m；Cm為活塞平均速度，m/s；BMEP為平均有效壓力，MPa。該經(jīng)驗(yàn)公式主要用于四沖程增壓柴油機(jī)。

在汽缸模塊中，經(jīng)多次仿真計(jì)算，在油耗為2.47 g/Cycle時(shí)，額定功率能夠保持在1 765 kW，燃燒持續(xù)期為50°時(shí)，可使柴油機(jī)爆發(fā)壓力維持在18.0 MPa；同時(shí)進(jìn)氣閥間隙設(shè)置為0.5 mm，排氣閥間隙設(shè)置為0.7 mm，閥座直徑均按實(shí)際數(shù)值設(shè)置為70 mm。按照凸輪軸的型線數(shù)值，輸入得出進(jìn)、排氣閥升程曲線如圖2、圖3所示。

圖2 進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化前的進(jìn)氣閥升程曲線

圖3 進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化前的排氣閥升程曲線

在AVL-BOOST模型中，連接管路、空冷器以及增壓器等相關(guān)件的參數(shù)均按柴油機(jī)實(shí)際參數(shù)輸入即可。

在保證柴油機(jī)其他參數(shù)不變的情況下，優(yōu)化柴油機(jī)的進(jìn)、排氣正時(shí)，具體參數(shù)見表2。

表2 船用柴油機(jī)優(yōu)化后的進(jìn)排氣正時(shí)

在汽缸模塊設(shè)置中，根據(jù)優(yōu)化后的進(jìn)、排氣正時(shí)設(shè)計(jì)出進(jìn)、排氣凸輪軸的型線，并把數(shù)值輸入汽缸模塊中，得出進(jìn)、排氣閥升程曲線如圖4、圖5所示。

在此進(jìn)、排氣正時(shí)設(shè)置參數(shù)下，經(jīng)多次仿真計(jì)算，在油耗為2.39 g/Cycle時(shí)，額定功率能夠保持在1 765 kW。

圖4 進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化后的進(jìn)氣閥升程曲線

圖5 進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化后的排氣閥升程曲線

按照表1和表2中的柴油機(jī)技術(shù)參數(shù)，分別對(duì)柴油機(jī)進(jìn)行仿真分析，得出柴油機(jī)功率對(duì)比曲線如圖6所示。

圖6 功率仿真對(duì)比曲線

由圖6可以看出，柴油機(jī)在100%工況下的功率是一致的。在此情況下，柴油機(jī)的進(jìn)氣流量對(duì)比曲線如圖7所示。

圖7 進(jìn)氣流量對(duì)比曲線

由圖7可以看出，進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化后的柴油機(jī)進(jìn)氣流量小于優(yōu)化前的柴油機(jī)進(jìn)氣流量，故進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化后，增壓器的參數(shù)配置需要通過更為精確的臺(tái)架試驗(yàn)進(jìn)一步優(yōu)化，以適應(yīng)新的進(jìn)氣流量和壓力要求。燃油消耗率由2.47 g/Cycle降低至2.39 g/Cycle，柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性也得到提高。由此，可以通過柴油機(jī)排放試驗(yàn)，優(yōu)化和對(duì)比柴油機(jī)的排放性能。

三、柴油機(jī)排放試驗(yàn)及數(shù)據(jù)對(duì)比

針對(duì)進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化前和優(yōu)化后的柴油機(jī)，在優(yōu)化柴油機(jī)性能的基礎(chǔ)上，分別進(jìn)行排放試驗(yàn)。

（一）進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化前的柴油機(jī)排放測(cè)試

在充分進(jìn)行了柴油機(jī)各零部件的性能匹配（主要是增壓器配置參數(shù)的優(yōu)化），使柴油機(jī)燃油消耗率、最高爆發(fā)壓力，各項(xiàng)排溫、水溫、油溫以及油壓、水壓等技術(shù)參數(shù)均達(dá)到最佳性能匹配的基礎(chǔ)上，通過調(diào)整柴油機(jī)供油角度，記錄柴油機(jī)排放測(cè)試相關(guān)數(shù)據(jù)，以供油角度為6°時(shí)為例，排放測(cè)試主要數(shù)據(jù)見表3。

通過碳平衡法，根據(jù)CO2排放濃度、燃油消耗率、燃油成分等參數(shù)可以計(jì)算出排氣質(zhì)量流量，再根據(jù)《GB 15097—2016》中NOx比排放值的計(jì)算方法、NOx濃度值以及環(huán)境參數(shù)，得出NOx的比排放值為7.14 g/kWh。

表3 進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化前的排放測(cè)試數(shù)據(jù)

（二）進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化后的柴油機(jī)排放測(cè)試

通過AVL-BOOST仿真可以看出，由于進(jìn)、排氣正時(shí)的優(yōu)化（見表1和表2），使得柴油機(jī)的燃油消耗率和進(jìn)氣流量得以降低；進(jìn)氣流量的改變，需要對(duì)增壓器的配置進(jìn)行優(yōu)化，以實(shí)現(xiàn)在更低進(jìn)氣流量需求的情況下，降低柴油機(jī)最高爆發(fā)壓力及各項(xiàng)排溫，保證最高爆發(fā)壓力等主要技術(shù)參數(shù)與進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化前一致（或降低），且不超過柴油機(jī)的設(shè)計(jì)值。

在優(yōu)化凸輪軸，調(diào)整柴油機(jī)進(jìn)、排氣正時(shí)，并對(duì)增壓器的參數(shù)進(jìn)行了充分調(diào)整優(yōu)化后，通過調(diào)整柴油機(jī)供油角度，優(yōu)化柴油機(jī)的排放；以供油角度為6°時(shí)為例，排放測(cè)試主要數(shù)據(jù)見表4。

表4 進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化后的排放測(cè)試數(shù)據(jù)

通過碳平衡法，根據(jù)CO2排放濃度、燃油消耗率、燃油成分可以計(jì)算出排氣質(zhì)量流量，再根據(jù)《GB 15097—2016》中NOx比排放值的計(jì)算方法、NOx濃度值以及環(huán)境參數(shù)，可以得出NOx的比排放值為6.44 g/kWh。

（三）柴油機(jī)排放試驗(yàn)性能對(duì)比

《GB 15097—2016》中關(guān)于NOx的比排放值的計(jì)算，是與柴油機(jī)排氣質(zhì)量流量、柴油機(jī)試驗(yàn)時(shí)的環(huán)境參數(shù)以及測(cè)試得出的NOx濃度具有直接關(guān)系的。

通過對(duì)比表3和表4中排放測(cè)試試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，進(jìn)、排氣正時(shí)優(yōu)化后的柴油機(jī)排氣質(zhì)量流量明顯小于優(yōu)化前，排氣流量對(duì)比曲線如圖8所示。

同時(shí)，燃油消耗率也得到了進(jìn)一步的優(yōu)化。通過使用優(yōu)化后的柴油機(jī)進(jìn)、排氣正時(shí)，降低排氣質(zhì)量流量，優(yōu)化柴油機(jī)燃燒的方式，NOx的比排放值由7.14 g/kWh降低至6.44 g/kWh，實(shí)現(xiàn)了GB15097/中國(guó)第一階段排放至GB15097/中國(guó)第二階段排放的跨越。通過排放試驗(yàn)可以證明，采取優(yōu)化柴油機(jī)進(jìn)、排氣正時(shí)，使柴油機(jī)進(jìn)氣閥晚開、進(jìn)氣閥和排氣閥早關(guān)的方式，降低柴油機(jī)進(jìn)氣質(zhì)量流量，優(yōu)化柴油機(jī)燃燒過程，進(jìn)而降低NOx比排放值的方法是可行的。

圖8 排氣流量對(duì)比曲線

四、結(jié)論

本文通過調(diào)整船用柴油機(jī)進(jìn)、排氣正時(shí)，使柴油機(jī)進(jìn)氣閥晚開（由上止點(diǎn)前70°CA改為50°CA）、進(jìn)氣閥早關(guān)（由下止點(diǎn)后35°CA改為10°CA）、排氣閥早關(guān)（由上止點(diǎn)后60°CA改為40°CA），在降低了柴油機(jī)排氣流量的同時(shí)，優(yōu)化了增壓器的配置，改善了柴油機(jī)的燃燒過程，從而實(shí)現(xiàn)了NOx的比排放值由7.14 g/kWh降低至6.44 g/kWh。

本文提供了一種降低船用中速大功率柴油機(jī)NOx比排放值的新思路，即若船用中速柴油機(jī)通過改變供油角度或優(yōu)化燃油系統(tǒng)等方式很難再降低NOx比排放值，可以通過改變進(jìn)、排氣正時(shí)，優(yōu)化柴油機(jī)燃燒過程，降低柴油機(jī)排氣質(zhì)量流量的方式，繼續(xù)降低NOx比排放值，以滿足更高的排放標(biāo)準(zhǔn)要求。