充量温度对某中速柴油机燃烧和NOx排放的影响

冷先银，魏胜利，田江平，何爽，隆武强，郭海娥，张旭东，钟兵，李焕英

（1.江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江212013；2.大连理工大学内燃机研究所，辽宁大连116023；3.陕西柴油机重工有限公司，陕西兴平713100）

充量温度对某中速柴油机燃烧和NOx排放的影响

冷先银1，魏胜利1，田江平2，何爽2，隆武强2，郭海娥3，张旭东3，钟兵3，李焕英3

（1.江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江212013；2.大连理工大学内燃机研究所，辽宁大连116023；3.陕西柴油机重工有限公司，陕西兴平713100）

为了研究米勒循环条件下充量温度的变化对某中速柴油机燃烧和NOx排放的影响，采用三维计算流体动力学模拟方法对其缸内流动、喷雾、燃烧和NOx生成过程进行了数值模拟分析。结果表明：随着充量温度的降低，着火滞燃期、预混合燃烧放热率峰值和最高压力升高率不断增加，在充量初始温度比原机降低40 K之后尤为显著；指示油耗率和NOx排放率先降低后升高，说明过低的充量温度不利于降低NOx排放，其原因是滞燃期太长，预混合燃烧放热太多，促进了热NOx生成。

柴油机；中速；燃烧；NOx排放；数值模拟；米勒循环；充量温度

国际海事组织（international maritime organization，IMO）对船用柴油机的排放控制法规日趋严格，较之正在全球海域实施的IMO Tier II排放法规，将于2016年开始在氮氧化物（NOx）排放控制区实施的IMO Tier III法规对NOx排放的限值下降75%左右。另一方面，鉴于当前能源短缺和IMO关于CO2排放水平的新船能效设计指数控制方面的压力［1］，在满足排放法规的基础上，还希望使NOx排放控制措施的技术成本及其对柴油机燃油经济性的负面影响降到最低。因此，有必要对所有可能满足IMO Tier III排放法规的技术措施进行细致的分析，探讨各种技术的NOx减排潜力、对燃油经济性的影响及其生命周期成本，建立相关数据库，从而可以根据用户需求设计适当的燃烧系统和NOx排放控制装置［2］。

对于船用中速柴油机，采用米勒循环气门正时降低充量温度从而控制NOx排放是一种制造成本和运行成本都很低且对燃油经济性负面影响很小的技术措施，MAN［5］等公司在其中速柴油机上都采用这一技术以满足IMO Tier II排放法规。随着增压技术的进步，目前两级涡轮增压的总增压比达到10以上，那么即使很短的进气门开启持续相位也能充分进气，达到既定的功率密度，故而可采用更高强度的米勒循环，以充分发挥其NOx减排效应，再进一步结合EGR［6］，燃油喷射率控制［7］等技术措施，使柴油机的NOx排放不需后处理即可满足IMO Tier III法规［5］。因此，米勒循环有望成为可实现IMO Tier III排放法规的技术措施之一。

一些学者对船用中速柴油机的米勒循环进行热力学循环模拟分析，得到了有意义的结论［8-10］。但是热力学循环分析中所采用的经验放热规律难以准确预测米勒循环条件下充量温度的大幅度降低对柴油机燃烧和NOx生成特性的影响。为探索中速大缸径柴油机米勒循环条件下充量温度的降低对其缸内燃烧和NOx排放的影响，本文采用三维CFD计算程序AVL FIRE，模拟某型中速柴油机的缸内工作过程，探讨充量温度变化时缸内燃烧和NOx生成特性的变化趋势，以期为该机型满足IMO Tier III法规而进行的燃烧系统设计提供理论依据。

1 研究对象和研究方法

1.1 研究对象

研究对象为某型船用六缸直列四冲程涡轮增压中冷柴油机，额定转速520 r／min，额定功率为3 300 kW，缸径和行程分别为400 mm和460 mm，压缩比为11.4。燃烧室形状为中心浅盆形，气门数4个，喷油器中心正置，9个直径为0.68 mm的喷孔圆周方向均匀分布，喷孔夹角为140°。

1.2 计算模型

湍流模型采用k-ζ-f四方程模型［11］。壁面边界层处理采用复合壁函数。喷雾破碎模型采用基于KH（Kelvin-Helmholtz）破碎模型和RT（Rayleigh-Taylor）破碎模型联合机理的KH-RT模型［12］。喷雾／壁面碰撞模型采用Naber-Reitz模型［13］。油滴蒸发模型采用Dukowicz模型［14］。油粒与湍流涡团的相互作用采用Gosman-Ioannides随机湍流扩散模型［15］。燃烧模型采用ECFM-3Z模型［16］。NOx生成模型采用Zeldovich模型［17］。

ECFM-3Z模型是基于火焰面密度假设的燃烧模型的一种。火焰面积密度Σ是指单位体积所拥有的火焰面积：Σ＝δA／δV。火焰面密度作为湍流燃烧过程的一个特征参数，也是一个可输运量，因而可以建立其输运方程。为便于求解，引入变量S＝ρ－Σ~，并建立S的输运方程：

式中：带“～”的符号表示该变量的质量平均值。ηt和Sc分别为湍流粘性系数和Schmidt数，最后两项分别为火焰面的增生项（下标p）和消减项（下标d），可根据当时的火焰、湍流和混合气的特性求得。

式（1）适用于均匀混合气预混合燃烧的模拟，为模拟柴油机的湍流燃烧，增加了混合模型，能够描述非均匀预混合燃烧和扩散燃烧过程，其基本思想是将每个计算网格分为空气区、混合气区和燃油区，又将每一个区进一步细分为已燃区和未燃区。

在混合气区，混合量根据湍流模型的特征时间尺度来计算，混合时间τm定义为

式中：βm是常数，默认为1。燃油的氧化燃烧过程采用两步化学反应机理来计算：

1.3 计算方案

计算采用了1／9气缸空间模型，计算网格采用ESE工具划分。对网格尺寸和时间步长进行了敏感性分析。分别采用2～5 mm的4种网格进行了缸内过程计算，发现网格尺寸为3 mm时，再增加网格数将不会改变计算结果。分别采用0.05、0.1、0.2、0.5、1.0°CA的时间步长进行了计算，发现喷雾和燃烧过程的计算结果对时间步长比较敏感，时间步长降低到0.1°CA后计算结果基本稳定；压缩和膨胀过程的计算结果对时间步长不太敏感，时间步长减小到0.5°CA后计算结果不再变化。根据敏感性分析，时间步长在燃油喷射之前取为0.5°CA，喷雾和燃烧过程取为0.1°CA，燃烧基本结束后取为0.5°CA；平均网格尺寸为3 mm，上止点时网格数4.5×104，下止点时网格数23.4×104。上止点网格如图1所示，在活塞外围设置了补偿容积，用以替代气门坑、火力岸等缝隙容积，确保余隙高度和几何压缩比与实际柴油机相同。计算从原机时刻（－140°CA ATDC）开始，到排气门打开时刻（120°CA ATDC）结束。

图1 上止点时的计算网格Fig.1 The CFD grids at TDC

模拟研究所采用的初始条件来自经实验验证过的一维CFD模拟计算，额定工况下初始压力和温度分别取为0.37 MPa和350 K。活塞顶和缸盖底面的温度设置为560 K，缸套温度设置为470 K，循环喷油量0.74 mg，喷油定时为12°CA ATDC。原机时刻缸内充量温度为350 K，在研究充量温度的影响时，初始温度取值范围为300～360 K，每隔5 K计算一组，这些初始温度范围通过合适的气门型线、增压器和中冷器匹配必然可以实现，本文不作详述。每次计算都调节初始压力以使进气充量的质量保持不变。喷油量为定值，因此总的过量空气系数保持不变。

2 计算模型的验证

利用该型柴油机原机E3工作循环（即按推进特性100%、75%、50%和25%这4个负荷）的性能和排放试验数据，对本文所建CFD数值模型进行验证。模型验证研究时所采用的实验参数见表1。

表1 E3循环实验参数Table 1 Parameters of the E3 work cycle

图2给出了上述4个负荷气缸压力和NOx排放的模拟预测值与试验结果的对比。可见，E3工作循环4个负荷下气缸压力的预测值和试验数据吻合良好，在所有测点的误差小于0.05 MPa。

表2给出了E3循环4个负荷下试验和模拟NOx排放率的对比，可见，对于NOx排放结果，各个工况下模拟计算的结果都比实测值大，25%负荷相对误差约8%，其余3个负荷相对误差大约6%。NOx的生成受到多种物理因素和化学动力学条件的影响，预测精度稍差。尽管存在一定的误差，数值模拟结果仍然较好地预测了不同初始条件和边界条件下NOx排放的相对变化趋势。因此可以认为，本文采用的模型对于该柴油机初始和边界条件变化情况下NOx排放相对变化的预测具有较高的可信度。

图2 试验和模拟缸内压力Fig.2 The experimental and numerical in-cylinder pressure

表2 试验和计算的NOx模拟结果对比Table 2 The experimental and numerical NOxemissoins

总之，不论是气缸压力的发展历程，还是NOx排放在不同条件下的变化趋势，本文所建模型都得到了较为合理的预测精度。注意到该柴油机E3工作循环4个负荷下，柴油机的转速、增压比、热负荷各不相同，其缸内流动、喷雾扩散运动的初始条件和边界条件，以及滞燃期、放热率等燃烧特性参数也有较大差异，而本文的计算结果在各工况条件下都符合该机缸内燃烧和NOx生成变化趋势的特点。这说明本文针对该型柴油机建立的CFD模型是可信的，其参数设置对于该机型的模拟是合理的，可以用于预测不同初始条件和边界条件下的燃烧特性和NOx的生成。

下文将保持该柴油机额定工况下边界条件和过量空气系数不变，改变充量温度，用上述CFD模型计算其缸内燃烧和NOx生成过程。

3 计算结果和讨论

3.1 充量温度对缸内状态参数的影响

计算发现，充量初始温度下降到300 K时将发生失火。图3给出了柴油机在充量初始温度在305～350 K变化时缸内压力的模拟预测结果。可见，随着米勒循环条件下充量初始温度的降低，在压缩阶段中缸内压力依次下降，这是因为要保持过量空气系数不变，初始压力也会成比例地降低；在燃烧阶段，缸内压力开始快速上升的相位随着初始温度的降低而推迟，其原因是喷油时刻的缸内温度下降导致滞燃期延长。较长的滞燃期内形成了更多的可燃混合气，致使充量温度降低后缸内预混合燃烧阶段的放热率升高，促使缸内压力更快地上升。因此，尽管图中6条曲线在压缩阶段差异较为明显，而在燃烧发生之后却都到达与原机相同或更高的爆发压力，在膨胀阶段所有压力曲线基本重合。

图3 初始温度对缸内压力的影响Fig.3 The effects of charge temperature on in-cylinder pressure

图4 给出了柴油机在充量初始温度在305～350 K变化时缸内平均温度的模拟结果。可见随着充量初始温度的降低，在压缩阶段缸内平均温度逐渐下降，缸内平均温度开始快速上升的相位，即燃烧开始时刻也逐渐滞后。而在大多数充量温度降低的工况下，缸内平均温度快速上升达到原机相同相位的缸内平均温度之后，就与原机的平均温度曲线几乎重合，以相对较低的上升速率在约25°CA ATDC到达最高平均温度；此后的膨胀阶段，缸内平均温度开始缓慢下降，充量初始温度较低的工况缸内平均温度下降更快，但是各工况缸内平均温度的差异没有燃烧之前显著。唯一的例外是初始温度为305 K的工况，即本文计算中可以着火的最低充量温度，该工况缸内平均温度开始快速上升的相位最晚，但却最快达到最高值。所有工况下缸内平均温度的最大值比较接近。

图4 初始温度对缸内平均温度的影响Fig.4 The effects of charge temperature on in-cylinder mean temperature

3.2 充量温度对燃烧特性的影响

图5给出了柴油机的充量初始温度在305～360 K变化时，喷油开始时刻缸内平均温度和滞燃期的模拟结果。可见，随着充量初始温度从360 K下降到305 K，喷油开始时刻的缸内平均温度从约830 K下降到约720 K，基本呈线性下降，其下降速率大约为：初始温度每下降1 K，喷油时刻的缸内平均温度下降2 K。

充量初始温度影响喷油开始时刻以及上止点附近的缸内温度，进而影响滞燃期。图5显示，滞燃期随着充量初始温度的降低而升高。其中，滞燃期在初始温度变化范围处于360～320 K内时，随温度下降基本呈线性缓慢增加；再进一步降低初始温度，滞燃期将会更快地增加。

图5 初始温度对喷油时刻温度和滞燃期的影响Fig.5 The effects of charge temperature on in-cylinder temperature at the start of injection and ignition delay

图6 初始温度对燃烧放热率的影响Fig.6 The effects of charge temperature on heat release rate

图6 给出了柴油机的充量初始温度在305～350 K变化时缸内燃烧放热率的模拟结果。可见，随着充量初始温度的降低，燃烧始点延迟，放热率的第一峰值，即预混合燃烧峰值急剧上升，而扩散燃烧的峰值大多比较接近。当充量初始温度下降到最低值305 K时，燃烧放热率只有一个预混合燃烧放热的单峰，而其放热率峰值比原机高一个数量级，比初始温度为310 K的工况也增加了一倍以上。导致放热率峰值剧烈变化的原因是该工况下上止点附近缸内工质温度接近着火临界状态，滞燃期增加到17°CA，在燃油喷射过程几乎完成之时才开始着火，成为预混合燃烧方式，燃烧速率非常高。

3.3 充量温度对柴油机性能参数的影响

图7给出缸内充量初始温度在305～360 K变化时柴油机的指示油耗率和最高压力升高率的模拟结果。需要说明的是，本文所述的所有指示参数都是基于从到排气门打开期间的高压循环功所计算得到的，与完整循环的指示参数有一定差别。由图7可见，在米勒循环条件下，随着充量温度的降低，指示油耗率先是逐渐降低，在充量初始温度为310 K时达到最低值，比原机下降约4%；进一步降低充量初始温度到305 K，油耗率将稍有增加。

图7 初始温度对指示油耗率和最高压力升高率的影响Fig.7 The effects of charge temperature on indicated specific fuel consumption and maximum pressure rise rate

参考图4中的压力曲线可以分析指示油耗率出现这种变化趋势的原因。如上文所述，压缩阶段的缸内压力随初始温度降低而下降，这说明充量温度降低后工质在压缩行程对活塞做负功减少，而所有初始温度下压力曲线的膨胀阶段基本重合，即在膨胀阶段燃气对活塞做正功几乎相等，那么综合本文所计算的压缩和膨胀过程，充量温度降低后缸内工质对活塞所做总功将增加，其指示燃油消耗率会相应地降低。当充量初始温度降低到最低值305 K时，一方面由于滞燃期太长，压力曲线在15°CA ATDC才开始上升，使活塞做正功减少；另一方面，由图6可知该工况下燃烧放热率急剧升高，可能会致使气缸壁面的传热损失增加，这两个因素的影响都使燃气对活塞做工减少，导致指示油耗率略有增加，从而使图7中指示油耗率曲线在310 K出现转折。

图7还显示，当初始温度不低于325 K时，最高压升率随初始温度的下降缓慢增长，比原机增加的幅度在50%以内；再进一步降低初始温度，最高压力升高率将大幅增加，在初始温度为305 K时更是达到原机的6倍，其原因是低充量温度条件下在滞燃期内形成更多可燃混合气所致的燃烧放热速率的急剧增加。需要注意的是，过高的压力升高率将导致柴油机燃烧粗暴，不利于柴油机的可靠性，在燃烧系统设计时应该尽可能地避免这种现象。

3.4 充量温度对柴油机NOx排放生成的影响

图8给出了柴油机的充量初始温度在305～350 K变化时NOx生成速率的模拟结果。可见，初始温度从原机350 K下降到320 K的4个工况，曲线的形状比较接近，NOx在上止点附近开始生成，NOx生成速率随初始温度的降低而下降，在生成速率最大的15°CA ATDC附近，这种差异尤为明显。当初始温度进一步下降到310 K和305 K时，NOx开始生成的相位明显地滞后，这是因为其滞燃期大幅增加，燃烧始点推迟的缘故。此外，在这2个较低的初始温度工况下，NOx生成速率曲线上升的速度更快，尤其是初始温度305 K的工况，NOx生成速率在2～3°CA之内即达到最大值，而且该最大值比其他工况高2倍以上。在所有工况下，NOx排放都是在35°CA ATDC左右停止生成。

注意到在上文提出初始温度305 K的工况燃烧方式为预混合燃烧，但在此处发现其NOx生成速率很高，与一般认为预混合燃烧方式NOx排放低的观点相左。这是因为本文计算时并未采取早喷射等措施以改善混合气的均匀性，17°CA的滞燃期内燃油与空气未来得及混合均匀，因而在充量温度极低的情况下发生了浓混合气的预混合燃烧，其燃烧速率非常快，燃烧火焰温度高，NOx生成速率也高，不同于可降低NOx排放的稀薄预混合燃烧。

图8 初始温度对NOx生成速率的影响Fig.8 The effects of charge temperature on NOxformation rate

图9给出缸内充量初始温度从305～360 K变化时柴油机的指示NOx排放率的模拟结果。可见，随着米勒循环条件下充量初始温度的降低，指示NOx排放率出现先降低后增加的趋势，最低点出现在初始温度为315 K时。在充量初始温度下降到315 K之前，NOx排放随充量温度的降低而下降，其原因是随着充量温度的降低，柴油机燃烧火焰的温度也相应地有所降低，导致热NOx生成速率下降，这种效果正是设计米勒循环所预期要达到的。但是在315 K的基础上再进一步降低充量初始温度将会使NOx排放显著升高，这是因为过低的充量温度导致滞燃期过长，进而使得预混合燃烧放热量急剧增加，促使燃烧火焰的温度上升，加速热NOx的生成。

图9 初始温度对指示NOx排放率的影响Fig.9 The effects of charge temperature on indicated specific NOxemission

参考Kyrtatos等［18］最近在一台Wärtsilä 6L20船用中速柴油机上进行的强米勒循环（进气门早关闭方式）试验研究数据，和本文一样，也是保持燃油喷射条件和过量空气系数不变，其试验结果显示，随着充量温度的降低，滞燃期持续增加，而NOx排放随滞燃期的增加呈现先降低后增加的趋势。本文的模拟结果与该文的实验数据变化趋势完全一致，这也在一定程度上间接验证了本文模拟预测结果的可信性。而在此前MILLO等［5］进行的Wärtsilä 6L20型柴油机米勒循环的一维CFD程序模拟研究中，进气门提前关闭的范围与Kyrtatos等［15］所进行的实验研究基本相同，所得到的结论却是随着时的提前，充量温度单调下降，NOx排放率也单调下降，未能准确预测到NOx排放的复杂变化趋势。这是因为该文作者采用了准维燃烧模型计算燃烧过程，这种方法计算效率较高，但不能充分模拟缸内燃烧现象所涉及的复杂物理－化学过程，在米勒循环条件下喷雾和燃烧边界条件具有较大变化时，难以准确预测充量温度下降对喷雾扩散、滞燃期和燃烧速率的影响，故而不能准确预测NOx排放。

总之，对于本文研究的中速柴油机型号，如果不调整其他参数，由于低温条件下滞燃期变化的影响，一味地降低充量温度未必总是有利于降低NOx排放。如何减小米勒循环低充量温度条件下的燃烧滞燃期，是在对船用中速柴油机进行米勒循环燃烧系统设计时需要重点关注的问题。在后续的研究中，针对这一问题，作者将探索采用增加几何压缩比、调整燃油喷射压力和喷射策略等措施对船用中速柴油机米勒循环燃烧特性和NOx排放的影响。

4 结论

1）针对某船用中速柴油机建立三维CFD数值模型，在不同的初始条件和边界条件下对缸内压力和NOx生成量变化趋势的预测都获得了合理的精度，验证了模型的可信性。

2）随着米勒循环条件下充量温度的降低，柴油机的滞燃期、预混合燃烧放热率峰值和压力升高率也不断增加，在充量初始温度比原机降低40 K之后尤为显著。

3）在本文计算的曲轴转角范围内，随着充量温度的降低，柴油机的指示油耗率逐渐下降，直到充量温度接近失火极限时才会稍有增加；而NOx排放呈现先降低、后增加的趋势，过低的充量温度不利于降低NOx排放，其原因是滞燃期太长预混合燃烧放热太多，促进热NOx生成。

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The influence of charge temperature on the combustion and NOxemission of a medium speed diesel engine

LENG Xianyin1，WEI Shengli1，TIAN Jiangping2，HE Shuang2，LONG Wuqiang2，GUO Haie3，ZHANG Xudong3，ZHONG Bing3，LI Huanying3
（1.School of Automotive and Traffic Engineering，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China；2.Institute of Internal Combustion Engines，Dalian University of Technology，Dalian 116023，China；3.Shanxi Diesel Heavy Industry Co.，Ltd.，Xingping 713100，China）

In order to investigate the influence of charge temperature on the combustion and nitrogen oxide（NOx）emission of a medium speed diesel engine under Miller cycle，three-dimensional computational fluid dynamic modeling was performed to simulate the in-cylinder flow，spray，combustion and NOxformation processes.The simulation results showed that，as the charge temperature decreases，the ignition delay，peak heat release rate of premixed combustion stage，and maximum pressure rise rate continuously increase，especially，at the point when the charge temperature decreases 40 K or more lower than that of the original engine.However，the indicated specific fuel consumption rates and NOxemission rates both decrease first and then increase.The results indicated that the overly lowered charge temperature is not beneficial to the reducing of NOxemission，because the excessively prolonged ignition delay results in too much heat released in the premixed combustion stage，which accelerate the formation of thermal NOx.

diesel engine；medium speed；combustion；nitrogen oxide emissions；Miller cycle；charge temperature

10.3969／j.issn.1006-7043.201308049

http：／／www.cnki.net／kcms／doi／10.3969／j.issn.1006-7043.201308049.html

TK421

A

1006-7043（2014）11-1351-07

2013-09-03.网络出版时间：2014-09-29.

国家科技支撑计划资助项目（2012BAG02B00）；江苏省自然科学基金资助项目（BK20130514）；江苏大学高级专业人才科研启动基金资助项目（12JDG080）.

冷先银（1980-），男，讲师，博士；隆武强（1962-），男，教授，博士生导师.

隆武强，E-mail：longwq＠dlut.edu.cn.