何爽，杜宝国，付垚，崔靖晨，隆武强，刘艳朝

(1.大连理工大学内燃机研究所，辽宁大连116024;2.中国北车集团大连机车车辆有限公司，辽宁大连116024)

船舶柴油机排放污染严重，国际海事组织对此高度重视。2008年定义了包括3个级别的IMO船用柴油机排放法规体系。2011年已全球实施Tier II法规，Tier III法规将于2016年1月1日在北美和美国加勒比海排放控制区部分实施。Tier III排放法规要求NOx排放比Tier I排放法规降低80%。各大船用柴油机制造厂商都相继开展降排放研究，旨在寻求高效、可行的满足Tier III排放法规的最佳技术路线。在上述背景下，针对某大功率中速柴油开展模拟研究。提出以“中等 Miller［1］循环+中度EGR［2－5］率”的技术路线使柴油机在E3循环工况下满足IMO Tier III排放法规，同时抑制NOx和碳烟排放［6－7］。

1 模型建立与验证

研究是在1台16缸V型增压中冷柴油机上进行。参数见表1。以一维计算得到的进气门关闭时刻缸内的温度、压力作为三维计算的初始条件。应用AVL Fire v2008软件对缸内过程进行分析。

表1 柴油机参数Table 1 Parameter of the engine

1.1 一维计算模型建立

应用AVL Boost软件建立16V240柴油机计算模型，如图1。图中模型包括双级涡轮增压和内部EGR回路。验证模型只采用虚线框以外的部分。

图1 计算模型Fig.1 Computational model

以该型柴油机E3循环工况下的台架试验数据标定模型，验证模型可靠性。E3工况点见表2。

表2 16V240型柴油机的E3循环工况Table 2 E3 cycle conditions for 16V240 diesel engine

表3对比额定工况下主要性能参数的模拟值和实验值，模拟与实验结果的相对误差在工程计算允许范围内。验证其他工况，该计算结果具有可靠性，验证了模型准确性，在全工况范围内具有普适意义。

表3 额定工况下各性能参数实验值与模拟值对比Table 3 Comparison of the performance parameters between the experiment and simulation values under rated condition

1.2 三维计算模型建立

实验柴油机的喷嘴为8个喷孔圆周方向均匀分布。为节省计算周期，采用1/8模型。上止点的燃烧室计算网格如图2所示，网格数量25 669个。

三维CFD计算中湍流模型采用k－ζ－f四方程模型［9］。壁面边界层处理采用复合壁函数。喷雾破碎模型采用KH－RT模型［10］。喷雾与壁面碰撞模型采用 Naber－Reitz模型［11］。油滴蒸发模型采用Dukowicz模型［12］。液滴与壁面相互作用模型使用Walljetl模型［13］;油粒与湍流涡团的相互作用采用Gosman－Ioannides随机湍流扩散模型［14］。燃烧模型采用ECFM－3Z模型［15］。NOx排放模型采用Zeldovich模型，颗粒物生成则选择的是Kennedy/Hiroyasu/Magnussen模型［16］。

图3和图4所示为缸内压力曲线和E3循环工况下NOx的实验值和模拟值对比。

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

图3 缸内压力曲线Fig.3 In-cylinder pressure curve

图4 E3循环工况NOx排放试验值与模拟值对比Fig.4 NOxemission of E3 test cycle condition compared with simulation value

从图3、4可知二者吻合较好，最大相对误差0.56 MPa。NOx总体趋势反映了柴油机的排放情况。说明该模型在全工况范围内具有准确预测NOx排放的能力。

2 结果分析

2.1 Miller循环模拟结果分析

在原机进气正时(310～580°CA)的基础上，将进气门关闭时刻提前，计算6组Miller循环方案，表3给出Miller正时对有效压缩比、增压比和进气门关闭时刻缸内的平均温度的影响(M20代表进气门关闭时刻为20°CA BTDC)。各方案保持输出功率与原机一致，以便在同一基准下对比排放。有效压缩比随Miller正时的提前而降低。进气门关闭时刻提前使充入气缸内的充量降低，需要调整增压比来保证进气量。M50～M70方案 的增压比提高到5以上，需采用双级涡轮增压。随Miller循环程度加深，原机进气门关闭时刻的缸内平均温度逐渐降低。

表4 Miller正时对柴油机性能参数的影响Table 4 Influence of Miller timing on performance parameters

图5为Miller循环对NOx的影响。随进气门关闭时刻提前，压缩终点缸内温度降低，NOx降低幅度变大。M50和M60方案中进气门关闭时刻缸内温度在299～312 K，NOx降低幅度维持在27%左右。M70方案中NOx升高5.8%，是因为压缩终点温度降低，使滞燃期增加，此阶段形成更多的预混合油气，使燃烧峰值变大，如图6所示。该时期缸内温度、压力迅速升高，容易导致工作粗暴，同时削弱Miller循环降NOx的能力［17］。低程度Miller循环使碳烟降低5%。继续增加Miller循环程度，缸内压缩终点温度持续降低，对碳烟生成起到抑制作用。M60～M70方案中燃烧开始时刻经位于上止点后，碳烟降低幅度达到85%。图7为Miller循环对爆发压力和油耗率的影响。

图5 Miller正时对NOx和碳烟的影响Fig.5 Influence of Miller timing on NOxand soot

图6 Miller正时放热率曲线对比Fig.6 Comparison curves of heat release rate under different Miller timing

图7 Miller正时对爆发压力和BSFC的影响Fig.7 Influence of Miller timing on firing pressure and BSFC

由理想气体状态方程可知，当进气总质量保持一致，在同一曲轴转角时刻，如果缸内温度下降，缸内压力也随之下降。但M60和M70方案中预混合放热峰值成倍增加，使压力在该时期激增，导致爆发压力升高。因此，爆发压力随Miller循环程度加深呈先下降后升高的趋势。中度Miller对柴油机经济性影响不明显。但M60和M70方案中滞燃期过长，燃烧粗暴，导致油耗升高。从Miller循环程度加深的整体过程上来看，虽然预混合放热峰值持续升高，M70方案预混合放热峰值甚至是原机的10倍以上，但滞燃期比原机增加近17°CA，所以Miller循环对爆发压力的影响不会太大。

2.2 高几何压缩比Miller循环模拟结果分析

为改善强Miller循环方案的冷启动和经济性，弱化预混合燃烧峰值急剧升高现象，在M50方案基础上，计算4组高几何压缩比方案，见表4。

表5 高几何压缩比Miller方案Table 5 High geometry compression ratio of Miller cycle

图8为高几何压缩比Miller循环方案的放热率曲线。提高几何压缩比后，滞燃期缩短，预混合放热峰值降低，使缸内的最高燃烧温度下降，高温持续期缩短，有利于降低NOx。图9为高几何压缩比Miller方案对NOx排放的影响。

图8 高几何压缩比Miller循环放热率对比Fig.8 Heat release rate of Miller cycle with high geometry compression ratio

图9 高几何压缩比Miller方案对NOx排放的影响Fig.9 Influence of high geometry compression ratio Miller cycle on NOxemission

方案4中NOx降低27%，但预混合放热峰值过高(见图8)，使该时期局部温度升高，削弱了Miller循环降低NOx的能力。而高几何压缩比可以有效控制预混合放热量，使温度缓慢升高，缩短高温存在时间，有利于降低NOx。结果显示M50方案提高几何压缩比后NOx排放进一步下降，方案9中几何压缩比为15.4，NOx降低40.5%，Miller循环降低NOx的能力提高14%，同时碳烟降低21.7%。

图10为高压缩比Miller循环对油耗和爆压的影响，方案9油耗降低3.8%。但提高压缩比会使缸内爆发压力升高。因此将推迟喷油正时，使缸内压力尽可能降低到接近原机水平，同时进一步降低NOx排放。保持柴油机动力输出不变，将方案9的喷油正时滞后6°CA，使NOx降低幅度提高到55.3%，且油耗略好于原机，爆发压力比原机降低4.2%。

图10 高压缩比Miller循环对油耗和爆压的影响Fig.10 Influence of high geometry compression ratio Miller cycle on firing pressure and BSFC

采用M50方案以上的Miller正时，需要配合双级涡轮增压器，增加柴油机的经济成本。同时过大的Miller正时使进气门关闭时刻缸内温度大幅度降低，滞燃期较长，使更多的油气混合气在预混合燃烧阶段燃烧。该阶段放出的热量会使缸内温度急剧升高，导致大量NOx排放在这一阶段生成。另外，过低的压缩终点温度容易导致失火，降低了中低负荷工况下运行的稳定性，也会使柴油机冷启动困难。综合考虑柴油机在全工况范围内的表现，采用M50方案，配合较高的几何压缩比和喷油正时滞后，可以使NOx排放降低50%～60%，且柴油机的动力性、经济性都可以维持原机水平。

2.3 EGR模拟结果分析

在方案9基础上，将喷油正时滞后6°CA，增加高压冷却EGR回路，如图1所示。模拟10%～30% EGR率的5组方案。模拟中保持增压器的压比不变。

图11所示为恒定增压比情况下EGR对排放的影响对比。结果显示，EGR率达15%以上时，NOx比原机降低80%以上，可以满足Tier III排放要求。由于燃烧速率减缓，爆发压力也相应下降，30%EGR方案比10%EGR方案降低0.39 MPa。但氧浓度大幅度下降，碳烟升高。EGR率超过20%时，碳烟升高趋于稳定，相比原机最大升高幅度达66.3%。许多研究成果已经验证低温对碳烟生成的抑制作用。与传统燃烧相比，低温燃烧过程中聚核粒子增加，但总质量降低［17］。继续增加EGR气体，缸内温度大幅降低，使初期生成的碳烟排量降低。但经济性会持续恶化［1］。通入30%的EGR废气，使油耗升高3.4%。如果进一步提高EGR率，会使燃烧急剧恶化。

图11 恒定增压比情况下EGR对排放的影响Fig.11 Emissions of EGR with constant boost pressure

Maiboom等［1］在一台直喷柴油机上采用冷却EGR回路，改变增压压力使空燃比恒定。结果显示NOx仍随EGR率升高而降低，EGR主要起到稀释缸内进气的作用，但会引起碳烟和油耗升高。当提高增压压力维持空燃比不变时，EGR的作用主要体现在温度效应上，NOx和碳烟排放可以同时得到抑制，并且油耗不会恶化。图12所示为过量空气系数恒定的EGR对NOx和碳烟的影响。NOx下降趋势不变，但碳烟得到明显改善。EGR率增加到30%时，碳烟比原机降低20%。油耗仅比原机升高2.7%。

图12 恒定过量空气系数条件下EGR对排放的影响Fig.12 Emissions of EGR with constant excess air ratio

综上所述，选择M50方案，将几何压缩比提高到15.4，喷油正时滞后6°CA，并提高增压器压比，在保持过量空气系数恒定的条件下，通入30%EGR废气，模拟计算E3循环的其他3个工况点。结果显示该方案在其他3个工况下仍然可以有效控制缸内温度，降低NOx排放。通过各工况NOx加权系数计算出E3循环下总NOx排放下降约84%，满足IMO Tier III排放法规。

3 结论

1)NOx排放随Miller循环程度加深而降低，但由于缸内温度逐渐下降，滞燃期变长，预混合燃烧峰值变大，使瞬时高温区域增加，Miller正时提前50～60°CA后，NOx下降幅度趋于平稳。继续将Miller正时提前，会发生工作粗暴、失火等现象。

2)提高几何压缩比使预混合燃烧峰值降低，进一步降低NOx;M50的Miller循环配合高几何压缩比和喷油正时滞后，使NOx降低50%～60%。碳烟也得到抑制。在此基础上维持增压比不变，通入15%EGR废气，NOx降低幅度达80%，但碳烟和油耗率明显升高。

3)保证过量空气系数恒定，M50方案匹配15%以上EGR率可使NOx降低80%以上。碳烟也随增压比升高而降低。30%EGR率情况下，碳烟排放比原机降低近20%。油耗恶化情况也有所改善。

4)“中度Miller循环+中度EGR”技术将是能够满足Tier III排放法规的技术路线。相比极限Miller循环和大EGR率，该技术路线降低了对增压比的需求，降低了EGR技术在增压柴油机上实施的难度。

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