袁文華 ，何爽，田江平，依平，隆武強(qiáng)

(1. 邵陽(yáng)學(xué)院 機(jī)械與能源工程系，湖南 邵陽(yáng)，422004；2. 大連理工大學(xué)內(nèi)燃機(jī)研究所，遼寧 大連，116024；3. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410082)

近年來(lái)，日益嚴(yán)格的排放法規(guī)已經(jīng)成為推動(dòng)船用柴油機(jī)技術(shù)發(fā)展的直接動(dòng)力[1?3]。大功率柴油機(jī)的研究發(fā)展目標(biāo)是基于提高柴油機(jī)熱效率的基礎(chǔ)上，降低NOx排放。2008?10?10，國(guó)際海事組織海洋環(huán)境保護(hù)委員會(huì) MEPC(Marine Environment Protection Committee)正式通過(guò)了 MARPOL公約 73/78 附則Ⅵ的修正案，定義了包括3個(gè)級(jí)別的IMO船用柴油機(jī)排放法規(guī)體系，當(dāng)時(shí)正在執(zhí)行的附則Ⅵ被作為Tier Ⅰ標(biāo)準(zhǔn)納入其中，并增加了更加嚴(yán)格的Tier Ⅱ(2011年已全球?qū)嵤?，NOx降低約20%)和Tier Ⅲ(2016年排放控制區(qū)實(shí)施，NOx降低約80%)[4?6]。目前，降低NOx排放方法大致分為機(jī)內(nèi)凈化和機(jī)外凈化2種。由于機(jī)外凈化需要附加NOx后處理裝置，價(jià)格昂貴，所以，很多柴油機(jī)生產(chǎn)廠商和研究者希望從機(jī)內(nèi)凈化的角度尋求一條可以滿足未來(lái)排放法規(guī)的技術(shù)路線。極限Miller正時(shí)配合雙級(jí)渦輪增壓技術(shù)不僅可以有效降低NOx排放，同時(shí)可以提高柴油機(jī)效率，輸出與傳統(tǒng)柴油機(jī)同等水平的功率。美國(guó)Caterpillar和W?rtsil?等多家公司都先后采用Miller循環(huán)、優(yōu)化噴射系統(tǒng)和燃燒室等技術(shù)使其柴油機(jī)達(dá)到 Tier II排放標(biāo)準(zhǔn)[7?14]。W?rtsil?公司聯(lián)合 Aalto大學(xué)針對(duì)大功率柴油機(jī)低工況，采用進(jìn)氣門提前關(guān)閉的Miller循環(huán)配合多次噴射技術(shù)進(jìn)行了一系列模擬實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn) Miller80～Miller100方案可以將NOx排放降低36%～50%，并配合多次噴射技術(shù)可以緩解極限Miller循環(huán)引起的預(yù)混合放熱峰值過(guò)高的問(wèn)題。在此，本文作者針對(duì)國(guó)內(nèi)某型大功率中速柴油機(jī)，開展米勒循環(huán)氣門正時(shí)方案設(shè)計(jì)以及相關(guān)研究，分析影響大功率中速米勒循環(huán)柴油機(jī)NOx排放的因素和條件，以便為滿足IMO Tier Ⅱ水平的改進(jìn)設(shè)計(jì)方案提供參考依據(jù)。

1 計(jì)算模型與方案建立

1.1 計(jì)算模型與標(biāo)定

在1臺(tái)16缸V型增壓中冷柴油機(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。柴油機(jī)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 16缸V型柴油機(jī)參數(shù)Table 1 Parameters of 16 V-type disel engine

應(yīng)用AVL Boost軟件建立計(jì)算模型，如圖1所示。柴油機(jī)設(shè)有2個(gè)進(jìn)氣口、2個(gè)排氣口，并在兩端配有2套增壓中冷設(shè)備。16缸呈 V型排列，共用進(jìn)、排氣總管。

以該柴油機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)標(biāo)定計(jì)算模型，并驗(yàn)證模型可靠性。Miller循環(huán)模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大相對(duì)誤差不超過(guò)0.2%，渦前渦后溫度也與實(shí)驗(yàn)值十分接近，驗(yàn)證了所建立的計(jì)算模型能夠準(zhǔn)確分析預(yù)測(cè)柴油機(jī)各性能指標(biāo)，可用于相關(guān)工程計(jì)算。

圖1 計(jì)算模型Fig. 1 Computation model

1.2 計(jì)算方案

本研究采用一維和三維 CFD模擬相結(jié)合的計(jì)算方法，以一維計(jì)算得到的進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)的溫度、壓力作為三維模擬計(jì)算的初始條件。應(yīng)用AVL Fire V 2008軟件對(duì)柴油機(jī)的缸內(nèi)過(guò)程進(jìn)行進(jìn)一步研究，從而準(zhǔn)確預(yù)測(cè)NOx排放。

該柴油機(jī)為4氣門，噴油器中心正置，8個(gè)噴孔圓周方向均勻分布。為減少計(jì)算周期，三維CFD計(jì)算時(shí)采用1/8氣缸模型，計(jì)算1個(gè)噴孔的噴霧。上止點(diǎn)的燃燒室計(jì)算網(wǎng)格如圖2所示，網(wǎng)格數(shù)量為25 669個(gè)。

在原機(jī)進(jìn)氣門正時(shí)曲軸轉(zhuǎn)角為310～580°基礎(chǔ)上，將進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻提前，計(jì)算6組Miller循環(huán)方案：M560，M540，M530，M520，M510 和 M500，如圖3所示。

圖2 上止點(diǎn)燃燒室網(wǎng)格Fig. 2 Computational grid of combustion chamber at TDC

圖3 Miller循環(huán)方案進(jìn)氣正時(shí)Fig. 3 Intake timing of Miller cycle solutions

另外，為改善強(qiáng)Miller循環(huán)方案的效果，油耗降低，弱化其預(yù)混合燃燒峰值急劇升高的現(xiàn)象，相應(yīng)提高M(jìn)iller循環(huán)方案的柴油機(jī)幾何壓縮比。計(jì)算4組高幾何壓縮比方案：CR12.4(原機(jī))，CR13.4，CR14.4和CR15.3。由于提高幾何壓縮比，在一定程度上可改善燃油經(jīng)濟(jì)性，進(jìn)而適當(dāng)將噴油正時(shí)滯后，以進(jìn)一步降低NOx排放。

2 數(shù)學(xué)模型

燃燒模型選用 MCC模型。該模型可以將預(yù)混合燃燒和擴(kuò)散燃燒相結(jié)合，由輸入的噴油規(guī)律確定缸內(nèi)湍動(dòng)能，從而較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)柴油機(jī)的燃燒放熱規(guī)律[15]：

式中：QMCC為累積混合燃燒放熱量，kJ；ccomb為燃燒常數(shù)，kJ/(kg·(°))；crate為混合率常數(shù)，s；K為局部湍動(dòng)能密度，m2/s2；mF為實(shí)際燃油蒸發(fā)質(zhì)量，kg；QLCV為燃油低熱值，J/g；V為氣缸容積，m3；α為曲軸轉(zhuǎn)角，(°)；ωairavailable為噴油起始時(shí)刻有效空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)；cEGR為EGR影響常數(shù)。

采用Woschni傳熱模型，其表達(dá)式為

式中：c1=2.28+0.308cu/cm；D為氣缸直徑；cm為平均活塞速度；VD為單缸掃氣容積；pc0為柴油機(jī)缸內(nèi)壓力，105Pa；Tc1為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)氣缸內(nèi)溫度，K；pc1為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)缸內(nèi)壓力，105Pa 。

3 模擬結(jié)果分析

3.1 Miller循環(huán)模擬結(jié)果分析

本文采用進(jìn)氣門早關(guān)閉方案，降低了有效壓縮比，為保證進(jìn)氣量維持原機(jī)水平，需匹配高增壓比的增壓器，以保證柴油機(jī)輸出的功率不變。增壓器壓比隨Miller正時(shí)的提前而增大。M520方案壓比為4.1，M500壓比為4.8。

圖4所示為Miller循環(huán)方案原機(jī)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的缸內(nèi)溫度對(duì)比結(jié)果。當(dāng)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻提前到下止點(diǎn)之前，進(jìn)入缸內(nèi)的氣體在活塞繼續(xù)下行時(shí)有一個(gè)膨脹降溫過(guò)程，壓縮終點(diǎn)溫度以及整個(gè)燃燒過(guò)程的溫度都下降。M500方案的T580°CA比原機(jī)降低了約40 K，在很大程度上弱化了柴油機(jī)缸內(nèi)NOx生成機(jī)理中的高溫條件，從而降低了NOx排放量。

圖4 Miller循環(huán)方案原機(jī)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)溫度對(duì)比Fig. 4 Cylinder temperature comparison of original engine with Miller cycle at intake valve closure time

圖5 所示為Miller循環(huán)與原機(jī)的爆發(fā)壓力對(duì)比結(jié)果。由理想氣體狀態(tài)方程可知：當(dāng)進(jìn)氣總質(zhì)量保持一致時(shí)，在同一曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)刻，若缸內(nèi)溫度下降，則缸內(nèi)壓力也會(huì)隨之下降；進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)溫度越低，則爆發(fā)壓力降低幅度就越大。在Miller500方案中，爆發(fā)壓力比原機(jī)降低了3.7%，這說(shuō)明柴油機(jī)的機(jī)械負(fù)荷有所下降，有益于提高柴油機(jī)的可靠性。

圖5 Miller循環(huán)與原機(jī)的爆發(fā)壓力對(duì)比Fig. 5 Comparison of Miller cycle’s explosion pressure with that of original engine

圖6所示為Miller循環(huán)與原機(jī)的油耗率對(duì)比結(jié)果。從圖6可以看出：采用中度Miller循環(huán)后，柴油機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性稍有改善，M520方案的油耗率比原機(jī)降低0.4 g/(kW·h)；但隨著Miller循環(huán)程度加大，油耗又有所提高，M500方案的油耗率基本與原機(jī)的持平。一方面，由于進(jìn)氣門提前關(guān)閉程度過(guò)大，使泵氣功損失大大增加，導(dǎo)致油耗升高；另一方面，由于壓比增大，使排氣背壓隨之增大，會(huì)在一定程度上削弱膨脹行程氣體推動(dòng)活塞做功，這也是使經(jīng)濟(jì)性惡化的原因之一。

圖6 Miller循環(huán)與原機(jī)的油耗率對(duì)比Fig. 6 Comparison of Miller cycle’s fuel consumption rate with that of original engine

圖7 Miller循環(huán)放熱率曲線對(duì)比Fig.7 Comparison curves of Miller cycle’s heat release rate

圖7 所示為Miller循環(huán)的放熱率曲線對(duì)比結(jié)果。從圖7可以看出：隨著Miller循環(huán)程度加深，滯燃期逐漸變長(zhǎng)，且預(yù)混合燃燒峰值不斷升高。這是因?yàn)椴捎蒙疃萂iller循環(huán)后，進(jìn)氣門提前于下止點(diǎn)關(guān)閉的跨度更大，延長(zhǎng)了缸內(nèi)氣體膨脹吸熱過(guò)程，降低了壓縮終點(diǎn)時(shí)缸內(nèi)的初始溫度，使滯燃期增加；而更長(zhǎng)的滯燃期會(huì)在缸內(nèi)形成更多的預(yù)混合氣，使預(yù)混合燃燒峰值變大。在 M500方案中，預(yù)混合的放熱峰值達(dá)到520 J/(°)，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于擴(kuò)散燃燒過(guò)程的放熱峰值。由此可以預(yù)測(cè)進(jìn)氣門提前關(guān)閉程度過(guò)大的Miller方案會(huì)使缸內(nèi)最大壓升率升高，增加了柴油機(jī)的機(jī)械負(fù)荷。同時(shí)，預(yù)混合放熱峰值變大使缸內(nèi)的局部高溫區(qū)域增加，不利于NOx排放降低。

表2所示為相對(duì)于原機(jī)，不同Miller循環(huán)氣門正時(shí)方案的NOx降低率。從表2可以看出：隨著Miller循環(huán)程度加深，NOx排放降低率也不斷增大；M500方案的NOx的降低率比原機(jī)下降了22.4%，但柴油機(jī)的油耗率稍增大。

表2 Miller循環(huán)NOx與原機(jī)的降低率Table 2 Percentages of different valve timing solutions of Miller cycle reducing NOx relative to original engine’s%

3.2 高幾何壓縮比方案模擬結(jié)果分析

考慮到隨Miller循環(huán)程度加深，壓縮終點(diǎn)缸內(nèi)的溫度不斷下降，在一定程度上會(huì)對(duì)柴油機(jī)的冷啟動(dòng)性造成影響，因此，模擬分析了提高幾何壓縮比后米勒循環(huán)柴油機(jī)的性能和排放。

取M520，M510和M500這3種方案分別模擬3個(gè)壓縮比下的燃燒過(guò)程。圖8所示分別為M520，M510和M500高壓縮比方案下的放熱率曲線。由圖8可見(jiàn)：提高壓縮比可以有效縮短滯燃期，使預(yù)混合放熱峰值降低。這是由于提高幾何壓縮比使壓縮終點(diǎn)缸內(nèi)的溫度升高，柴油可以更早被壓燃，致使缸內(nèi)油氣混合時(shí)間縮短，以減少滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣量，從而降低預(yù)混合燃燒的放熱量，降低預(yù)混合燃燒放熱。以M500_CR15.3方案為例，其滯燃期與 M500_CR12.4方案相比縮短了2°，預(yù)混合放熱峰值從520 J/(°)降低到300 J/(°)。預(yù)混合放熱峰值的降低可以有效降低缸內(nèi)該燃燒區(qū)域的溫度，從而使NOx排放進(jìn)一步降低。

圖9所示為高壓縮比Miller循環(huán)方案NOx和BSFC相對(duì)原機(jī)的降低率。從圖9可見(jiàn)：一方面，高壓縮比方案中 NOx生成量明顯下降，M500_CR15.3方案中NOx降低率達(dá)到31%，其原因可參考放熱率曲線。滯燃期的縮短以及預(yù)混合放熱峰值降低使缸內(nèi)的最高燃燒溫度下降，高溫持續(xù)期也有所縮短，從而有利于降低NOx排放；另一方面，提高壓縮比使燃油經(jīng)濟(jì)性得到改善，當(dāng)壓縮比提高到 15.3時(shí)，BSFC最多降低3.7%。但提高壓縮比必然會(huì)使缸內(nèi)爆發(fā)壓力升高，這就必然增加柴油機(jī)的機(jī)械負(fù)荷。為此，在高壓縮比Miller循環(huán)方案的基礎(chǔ)上，推遲噴油正，使缸內(nèi)壓力盡可能降低到接近原機(jī)水平，同時(shí)也可以進(jìn)一步降低NOx排放。

圖8 3種Miller正時(shí)高壓縮比方案的放熱率曲線對(duì)比Fig. 8 Comparison of heat release rate curves of three Miller timing solutions with high compression ratio

圖9 高壓縮比Miller循環(huán)方案NOx和BSFC變化對(duì)比Fig. 9 Declining percentages of NOx and BSFC for Miller cycle solutions with high compression ratio compared with original engine

3.3 噴油正時(shí)對(duì)NOx排放的影響分析

本研究在 M520_CR14.4，M510_CR13.4和M500_CR13.4這3組方案的三維CFD計(jì)算模型基礎(chǔ)上，將噴油正時(shí)延后2°。以M520_CR14.4方案為例，其在不同噴油正時(shí)下的放熱率曲線如圖10所示。從圖10可見(jiàn)：噴油正時(shí)滯后2°，滯燃期縮短0.6°；放熱率曲線也隨之向后平移1.4°，預(yù)混合燃燒階段的放熱率峰值略下降，但曲線形狀基本與原機(jī)的一致。其他 2種方案的變化趨勢(shì)與該方案的變化趨勢(shì)類似。

圖10 M520_CR14.4不同噴油正時(shí)放熱率Fig. 10 Heat release rate curves on different injection timing conditions for solution M520_CR14.4

由于推遲噴油正時(shí)使整個(gè)燃燒過(guò)程向后推遲，在膨脹行程中，缸內(nèi)壓力比原方案的略高。以M520_CR14.4 方案為例，噴油滯后 2 °CA 后，P580°CA比原方案高2.5 kPa。在保證單缸功率不變的前提下，爆發(fā)壓力比原方案降低8.3×105Pa，缸內(nèi)最高平均溫度降低了 13 °C。

圖11所示為3種降排放方案推遲噴油正時(shí)對(duì)NOx排放的影響。從圖11可以看出：噴油正時(shí)推遲2 °C后，NOx排放量比原方案又降低了9%左右，與原機(jī)相比，這3種降排放方案將NOx排放分別下降了28.8%，27.5%和30.0%，滿足IMO Tier II法規(guī)對(duì)NOx排放降低幅度的要求。

圖11 推遲噴油正時(shí)對(duì)NOx排放的影響Fig. 11 Effect of postponing injection timing on NOx emissions

圖12 推遲噴油正時(shí)對(duì)BSFC的影響Fig.12 Effect of postponing injection timing on BSFC

圖12 所示為3種降排放方案推遲噴油正時(shí)對(duì)燃油消耗率的影響。由于推遲噴油正時(shí)會(huì)使柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒也相應(yīng)延遲，更多的熱量在膨脹階段釋放，因此，會(huì)降低熱效率。但由于本研究方案中將壓縮比提高，油耗降低，盡管由于噴油正時(shí)推遲2 °CA，油耗升高1.0～1.4 g/(kW·h)，仍然比原機(jī)方案的油耗低。M520CR14.4方案由于壓縮比提高較多，燃油降低；將噴油正時(shí)滯后2 °CA以后，油耗率仍然比原機(jī)低3.4 g/(kW·h)。

綜上所述，這3種降排放方案在保證柴油機(jī)的功率不變的前提下，可以將滿負(fù)荷的 NOx排放量降低27.5%～30.0%，油耗降低。爆發(fā)壓力也基本上與原機(jī)的相同，浮動(dòng)不超過(guò)4%；M520_CR13.4_Inj-10方案的爆發(fā)壓力比原機(jī)高6.8×105Pa，其他2種方案的爆發(fā)壓力均比原機(jī)的低。若將進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)間進(jìn)一步提前，采用雙級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)配合極限Miller循環(huán)技術(shù)，將可以使NOx排放進(jìn)一步降低20%左右，再配合EGR系統(tǒng)和噴油系統(tǒng)的改進(jìn)，則有望成為一條可滿足IMO Tier III排放法規(guī)的機(jī)內(nèi)凈化技術(shù)路線。

4 結(jié)論

(1) 隨著進(jìn)氣門關(guān)閉正時(shí)的提前，缸內(nèi)氣體在壓縮階段相同相位的溫度和壓力都逐漸降低，使NOx排放下降，預(yù)混合燃燒峰值也不斷增加。

(2) 增加幾何壓縮比使米勒循環(huán)方案的缸內(nèi)預(yù)混合燃燒放熱峰值降低，從而進(jìn)一步降低NOx排放，且燃油經(jīng)濟(jì)性也有一定改善，但是，缸內(nèi)爆壓顯著增大；在此基礎(chǔ)上推遲噴油正時(shí) 2°，可以進(jìn)一步降低 NOx排放，燃油經(jīng)濟(jì)性也較好。

(3) 綜合進(jìn)氣門早關(guān)閉 Miller循環(huán)、高幾何壓縮比及噴油正時(shí)優(yōu)化等多種技術(shù)手段，得到了3種可以使柴油機(jī)額定工況NOx排放降低幅度達(dá)到30%左右的方案，有望滿足Tier Ⅱ法規(guī)。

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