袁文华 ，何爽，田江平，依平，隆武强

(1. 邵阳学院 机械与能源工程系，湖南 邵阳，422004；2. 大连理工大学内燃机研究所，辽宁 大连，116024；3. 湖南大学 机械与运载工程学院，湖南 长沙，410082)

近年来，日益严格的排放法规已经成为推动船用柴油机技术发展的直接动力[1−3]。大功率柴油机的研究发展目标是基于提高柴油机热效率的基础上，降低NOx排放。2008−10−10，国际海事组织海洋环境保护委员会 MEPC(Marine Environment Protection Committee)正式通过了 MARPOL公约 73/78 附则Ⅵ的修正案，定义了包括3个级别的IMO船用柴油机排放法规体系，当时正在执行的附则Ⅵ被作为Tier Ⅰ标准纳入其中，并增加了更加严格的Tier Ⅱ(2011年已全球实施，NOx降低约20%)和Tier Ⅲ(2016年排放控制区实施，NOx降低约80%)[4−6]。目前，降低NOx排放方法大致分为机内净化和机外净化2种。由于机外净化需要附加NOx后处理装置，价格昂贵，所以，很多柴油机生产厂商和研究者希望从机内净化的角度寻求一条可以满足未来排放法规的技术路线。极限Miller正时配合双级涡轮增压技术不仅可以有效降低NOx排放，同时可以提高柴油机效率，输出与传统柴油机同等水平的功率。美国Caterpillar和Wärtsilä等多家公司都先后采用Miller循环、优化喷射系统和燃烧室等技术使其柴油机达到 Tier II排放标准[7−14]。Wärtsilä公司联合 Aalto大学针对大功率柴油机低工况，采用进气门提前关闭的Miller循环配合多次喷射技术进行了一系列模拟实验研究，发现 Miller80～Miller100方案可以将NOx排放降低36%～50%，并配合多次喷射技术可以缓解极限Miller循环引起的预混合放热峰值过高的问题。在此，本文作者针对国内某型大功率中速柴油机，开展米勒循环气门正时方案设计以及相关研究，分析影响大功率中速米勒循环柴油机NOx排放的因素和条件，以便为满足IMO Tier Ⅱ水平的改进设计方案提供参考依据。

1 计算模型与方案建立

1.1 计算模型与标定

在1台16缸V型增压中冷柴油机上进行实验。柴油机参数见表1。

表1 16缸V型柴油机参数Table 1 Parameters of 16 V-type disel engine

应用AVL Boost软件建立计算模型，如图1所示。柴油机设有2个进气口、2个排气口，并在两端配有2套增压中冷设备。16缸呈 V型排列，共用进、排气总管。

以该柴油机台架试验数据标定计算模型，并验证模型可靠性。Miller循环模拟结果与实验结果的最大相对误差不超过0.2%，涡前涡后温度也与实验值十分接近，验证了所建立的计算模型能够准确分析预测柴油机各性能指标，可用于相关工程计算。

图1 计算模型Fig. 1 Computation model

1.2 计算方案

本研究采用一维和三维 CFD模拟相结合的计算方法，以一维计算得到的进气门关闭时刻缸内的温度、压力作为三维模拟计算的初始条件。应用AVL Fire V 2008软件对柴油机的缸内过程进行进一步研究，从而准确预测NOx排放。

该柴油机为4气门，喷油器中心正置，8个喷孔圆周方向均匀分布。为减少计算周期，三维CFD计算时采用1/8气缸模型，计算1个喷孔的喷雾。上止点的燃烧室计算网格如图2所示，网格数量为25 669个。

在原机进气门正时曲轴转角为310～580°基础上，将进气门关闭时刻提前，计算6组Miller循环方案：M560，M540，M530，M520，M510 和 M500，如图3所示。

图2 上止点燃烧室网格Fig. 2 Computational grid of combustion chamber at TDC

图3 Miller循环方案进气正时Fig. 3 Intake timing of Miller cycle solutions

另外，为改善强Miller循环方案的效果，油耗降低，弱化其预混合燃烧峰值急剧升高的现象，相应提高Miller循环方案的柴油机几何压缩比。计算4组高几何压缩比方案：CR12.4(原机)，CR13.4，CR14.4和CR15.3。由于提高几何压缩比，在一定程度上可改善燃油经济性，进而适当将喷油正时滞后，以进一步降低NOx排放。

2 数学模型

燃烧模型选用 MCC模型。该模型可以将预混合燃烧和扩散燃烧相结合，由输入的喷油规律确定缸内湍动能，从而较准确地预测柴油机的燃烧放热规律[15]：

式中：QMCC为累积混合燃烧放热量，kJ；ccomb为燃烧常数，kJ/(kg·(°))；crate为混合率常数，s；K为局部湍动能密度，m2/s2；mF为实际燃油蒸发质量，kg；QLCV为燃油低热值，J/g；V为气缸容积，m3；α为曲轴转角，(°)；ωairavailable为喷油起始时刻有效空气质量分数；cEGR为EGR影响常数。

采用Woschni传热模型，其表达式为

式中：c1=2.28+0.308cu/cm；D为气缸直径；cm为平均活塞速度；VD为单缸扫气容积；pc0为柴油机缸内压力，105Pa；Tc1为进气门关闭时气缸内温度，K；pc1为进气门关闭时缸内压力，105Pa 。

3 模拟结果分析

3.1 Miller循环模拟结果分析

本文采用进气门早关闭方案，降低了有效压缩比，为保证进气量维持原机水平，需匹配高增压比的增压器，以保证柴油机输出的功率不变。增压器压比随Miller正时的提前而增大。M520方案压比为4.1，M500压比为4.8。

图4所示为Miller循环方案原机进气门关闭时刻的缸内温度对比结果。当进气门关闭时刻提前到下止点之前，进入缸内的气体在活塞继续下行时有一个膨胀降温过程，压缩终点温度以及整个燃烧过程的温度都下降。M500方案的T580°CA比原机降低了约40 K，在很大程度上弱化了柴油机缸内NOx生成机理中的高温条件，从而降低了NOx排放量。

图4 Miller循环方案原机进气门关闭时刻缸内温度对比Fig. 4 Cylinder temperature comparison of original engine with Miller cycle at intake valve closure time

图5 所示为Miller循环与原机的爆发压力对比结果。由理想气体状态方程可知：当进气总质量保持一致时，在同一曲轴转角时刻，若缸内温度下降，则缸内压力也会随之下降；进气门关闭时刻缸内温度越低，则爆发压力降低幅度就越大。在Miller500方案中，爆发压力比原机降低了3.7%，这说明柴油机的机械负荷有所下降，有益于提高柴油机的可靠性。

图5 Miller循环与原机的爆发压力对比Fig. 5 Comparison of Miller cycle’s explosion pressure with that of original engine

图6所示为Miller循环与原机的油耗率对比结果。从图6可以看出：采用中度Miller循环后，柴油机的燃油经济性稍有改善，M520方案的油耗率比原机降低0.4 g/(kW·h)；但随着Miller循环程度加大，油耗又有所提高，M500方案的油耗率基本与原机的持平。一方面，由于进气门提前关闭程度过大，使泵气功损失大大增加，导致油耗升高；另一方面，由于压比增大，使排气背压随之增大，会在一定程度上削弱膨胀行程气体推动活塞做功，这也是使经济性恶化的原因之一。

图6 Miller循环与原机的油耗率对比Fig. 6 Comparison of Miller cycle’s fuel consumption rate with that of original engine

图7 Miller循环放热率曲线对比Fig.7 Comparison curves of Miller cycle’s heat release rate

图7 所示为Miller循环的放热率曲线对比结果。从图7可以看出：随着Miller循环程度加深，滞燃期逐渐变长，且预混合燃烧峰值不断升高。这是因为采用深度Miller循环后，进气门提前于下止点关闭的跨度更大，延长了缸内气体膨胀吸热过程，降低了压缩终点时缸内的初始温度，使滞燃期增加；而更长的滞燃期会在缸内形成更多的预混合气，使预混合燃烧峰值变大。在 M500方案中，预混合的放热峰值达到520 J/(°)，远远高于扩散燃烧过程的放热峰值。由此可以预测进气门提前关闭程度过大的Miller方案会使缸内最大压升率升高，增加了柴油机的机械负荷。同时，预混合放热峰值变大使缸内的局部高温区域增加，不利于NOx排放降低。

表2所示为相对于原机，不同Miller循环气门正时方案的NOx降低率。从表2可以看出：随着Miller循环程度加深，NOx排放降低率也不断增大；M500方案的NOx的降低率比原机下降了22.4%，但柴油机的油耗率稍增大。

表2 Miller循环NOx与原机的降低率Table 2 Percentages of different valve timing solutions of Miller cycle reducing NOx relative to original engine’s%

3.2 高几何压缩比方案模拟结果分析

考虑到随Miller循环程度加深，压缩终点缸内的温度不断下降，在一定程度上会对柴油机的冷启动性造成影响，因此，模拟分析了提高几何压缩比后米勒循环柴油机的性能和排放。

取M520，M510和M500这3种方案分别模拟3个压缩比下的燃烧过程。图8所示分别为M520，M510和M500高压缩比方案下的放热率曲线。由图8可见：提高压缩比可以有效缩短滞燃期，使预混合放热峰值降低。这是由于提高几何压缩比使压缩终点缸内的温度升高，柴油可以更早被压燃，致使缸内油气混合时间缩短，以减少滞燃期内形成的可燃混合气量，从而降低预混合燃烧的放热量，降低预混合燃烧放热。以M500_CR15.3方案为例，其滞燃期与 M500_CR12.4方案相比缩短了2°，预混合放热峰值从520 J/(°)降低到300 J/(°)。预混合放热峰值的降低可以有效降低缸内该燃烧区域的温度，从而使NOx排放进一步降低。

图9所示为高压缩比Miller循环方案NOx和BSFC相对原机的降低率。从图9可见：一方面，高压缩比方案中 NOx生成量明显下降，M500_CR15.3方案中NOx降低率达到31%，其原因可参考放热率曲线。滞燃期的缩短以及预混合放热峰值降低使缸内的最高燃烧温度下降，高温持续期也有所缩短，从而有利于降低NOx排放；另一方面，提高压缩比使燃油经济性得到改善，当压缩比提高到 15.3时，BSFC最多降低3.7%。但提高压缩比必然会使缸内爆发压力升高，这就必然增加柴油机的机械负荷。为此，在高压缩比Miller循环方案的基础上，推迟喷油正，使缸内压力尽可能降低到接近原机水平，同时也可以进一步降低NOx排放。

图8 3种Miller正时高压缩比方案的放热率曲线对比Fig. 8 Comparison of heat release rate curves of three Miller timing solutions with high compression ratio

图9 高压缩比Miller循环方案NOx和BSFC变化对比Fig. 9 Declining percentages of NOx and BSFC for Miller cycle solutions with high compression ratio compared with original engine

3.3 喷油正时对NOx排放的影响分析

本研究在 M520_CR14.4，M510_CR13.4和M500_CR13.4这3组方案的三维CFD计算模型基础上，将喷油正时延后2°。以M520_CR14.4方案为例，其在不同喷油正时下的放热率曲线如图10所示。从图10可见：喷油正时滞后2°，滞燃期缩短0.6°；放热率曲线也随之向后平移1.4°，预混合燃烧阶段的放热率峰值略下降，但曲线形状基本与原机的一致。其他 2种方案的变化趋势与该方案的变化趋势类似。

图10 M520_CR14.4不同喷油正时放热率Fig. 10 Heat release rate curves on different injection timing conditions for solution M520_CR14.4

由于推迟喷油正时使整个燃烧过程向后推迟，在膨胀行程中，缸内压力比原方案的略高。以M520_CR14.4 方案为例，喷油滞后 2 °CA 后，P580°CA比原方案高2.5 kPa。在保证单缸功率不变的前提下，爆发压力比原方案降低8.3×105Pa，缸内最高平均温度降低了 13 °C。

图11所示为3种降排放方案推迟喷油正时对NOx排放的影响。从图11可以看出：喷油正时推迟2 °C后，NOx排放量比原方案又降低了9%左右，与原机相比，这3种降排放方案将NOx排放分别下降了28.8%，27.5%和30.0%，满足IMO Tier II法规对NOx排放降低幅度的要求。

图11 推迟喷油正时对NOx排放的影响Fig. 11 Effect of postponing injection timing on NOx emissions

图12 推迟喷油正时对BSFC的影响Fig.12 Effect of postponing injection timing on BSFC

图12 所示为3种降排放方案推迟喷油正时对燃油消耗率的影响。由于推迟喷油正时会使柴油机缸内燃烧也相应延迟，更多的热量在膨胀阶段释放，因此，会降低热效率。但由于本研究方案中将压缩比提高，油耗降低，尽管由于喷油正时推迟2 °CA，油耗升高1.0～1.4 g/(kW·h)，仍然比原机方案的油耗低。M520CR14.4方案由于压缩比提高较多，燃油降低；将喷油正时滞后2 °CA以后，油耗率仍然比原机低3.4 g/(kW·h)。

综上所述，这3种降排放方案在保证柴油机的功率不变的前提下，可以将满负荷的 NOx排放量降低27.5%～30.0%，油耗降低。爆发压力也基本上与原机的相同，浮动不超过4%；M520_CR13.4_Inj-10方案的爆发压力比原机高6.8×105Pa，其他2种方案的爆发压力均比原机的低。若将进气门关闭时间进一步提前，采用双级涡轮增压系统配合极限Miller循环技术，将可以使NOx排放进一步降低20%左右，再配合EGR系统和喷油系统的改进，则有望成为一条可满足IMO Tier III排放法规的机内净化技术路线。

4 结论

(1) 随着进气门关闭正时的提前，缸内气体在压缩阶段相同相位的温度和压力都逐渐降低，使NOx排放下降，预混合燃烧峰值也不断增加。

(2) 增加几何压缩比使米勒循环方案的缸内预混合燃烧放热峰值降低，从而进一步降低NOx排放，且燃油经济性也有一定改善，但是，缸内爆压显著增大；在此基础上推迟喷油正时 2°，可以进一步降低 NOx排放，燃油经济性也较好。

(3) 综合进气门早关闭 Miller循环、高几何压缩比及喷油正时优化等多种技术手段，得到了3种可以使柴油机额定工况NOx排放降低幅度达到30%左右的方案，有望满足Tier Ⅱ法规。

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