進(jìn)氣氧濃度和EGR 對(duì)船用二沖程柴油機(jī)排放特性影響研究

李方玉，胡以懷，王 欣，陳彥臻

(上海海事大學(xué)商船學(xué)院，上海 201306)

0 引 言

憑借良好的動(dòng)力性和高效低油耗等特點(diǎn)，二沖程柴油機(jī)在船舶上得到廣泛應(yīng)用[1]。但船舶運(yùn)營(yíng)時(shí)柴油機(jī)動(dòng)力裝置的有害廢氣排放，也給大氣造成污染，對(duì)人類健康造成危害，且具有擴(kuò)散性大、流動(dòng)性強(qiáng)、持續(xù)期長(zhǎng)的特點(diǎn)[2–4]。隨著人們的環(huán)保意識(shí)增強(qiáng)以及全球海洋環(huán)境不斷惡化，船舶柴油機(jī)的排放問題受到廣泛關(guān)注。國(guó)際海事組織（IMO）和各國(guó)政府先后提出船舶柴油機(jī)排放法規(guī)，嚴(yán)格限制船用柴油機(jī)有害尾氣排放[5–6]。

為降低柴油機(jī)有害排放，新的內(nèi)燃機(jī)燃燒技術(shù)不斷被提出，如富氧燃燒、富氮燃燒、低溫燃燒（LTC）、廢氣再循環(huán)（EGR）、進(jìn)氣加濕和燃油乳化、電控燃油噴射等[7–10]。廢氣再循環(huán)技術(shù)通過(guò)將部分冷卻后廢氣重新引入燃燒室，稀釋燃燒室內(nèi)氧氣、增大缸內(nèi)氣體熱容，從而降低最高燃燒溫度與燃燒速率，減少NOx的生成，但同時(shí)也會(huì)造成柴油機(jī)碳煙排放和能耗的增加[11–12]。進(jìn)氣氧濃度對(duì)柴油機(jī)的燃燒、做功、排放等有重要影響，可以改善柴油機(jī)的缸內(nèi)燃燒，有效降低碳煙排放和能耗[13–14]。本文提出將EGR與富氧燃燒相結(jié)合，在MAN 6S35 ME-B9船用二沖程柴油機(jī)模擬計(jì)算模型的基礎(chǔ)上，調(diào)節(jié)不同EGR率和進(jìn)氣氧濃度來(lái)研究柴油機(jī)的工作性能，以探討在保證NOx排放滿足TierⅢ要求的前提下，優(yōu)化動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性的途徑。

1 正常工況的模擬計(jì)算

1.1 柴油機(jī)工作過(guò)程基本數(shù)學(xué)模型

GT-Power通過(guò)計(jì)算一系列燃燒基本微分方程來(lái)模擬柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程。根據(jù)熱力學(xué)理論可知，柴油機(jī)缸內(nèi)工質(zhì)狀態(tài)可由缸內(nèi)溫度、壓力、氣體成分和氣體質(zhì)量等物理量來(lái)描述，并由質(zhì)量守恒方程、能量守恒方程、理想氣體狀態(tài)方程建立聯(lián)系[15]。

根據(jù)熱力學(xué)第一定律，柴油機(jī)缸內(nèi)工質(zhì)內(nèi)能變化等于燃料燃燒釋放熱量、進(jìn)氣帶入熱量、排氣帶走熱量、氣缸與外界交換熱量、活塞作功，即能量守恒方程為：

假設(shè)缸內(nèi)工質(zhì)為理想氣體，滿足理想氣體狀態(tài)方程：

1.2 搭建 GT-Power 模型

以MAN 6S35 ME-B9型二沖程船用柴油機(jī)為研究對(duì)象，利用GT-Power軟件搭建一維模擬計(jì)算模型，其主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。模型主要由進(jìn)氣系統(tǒng)、氣缸、燃油噴射系統(tǒng)、排氣系統(tǒng)、曲軸、渦輪增壓系統(tǒng)等組成（見圖1）。在該模型中，燃料樣板采用diesel2-coombust，噴油器模型選擇InjProfileConn，燃燒采用GT-Power自帶的預(yù)測(cè)燃燒模型EngCyl-CombDIJet，熱量傳遞采用woschni傳熱模型，采用Chen-Flynn關(guān)系式計(jì)算柴油機(jī)摩擦損失。

表1 柴油機(jī)基本技術(shù)參數(shù)Tab. 1 Basic technical parameters of diesel engine

1.3 模型驗(yàn)證

根據(jù)機(jī)型常用運(yùn)行工況，設(shè)置4個(gè)模擬工況，分別為100%，75%，50%，25%負(fù)荷，經(jīng)過(guò)參數(shù)調(diào)整、模擬計(jì)算及結(jié)果分析，得到各工況點(diǎn)主要參數(shù)的模擬計(jì)算結(jié)果并與試驗(yàn)值對(duì)比。圖2為75%負(fù)荷下，缸內(nèi)壓力曲線模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。可以看出，掃氣壓力、壓縮壓力、最大爆發(fā)壓力及最大爆發(fā)壓力對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角與試驗(yàn)值基本接近，計(jì)算模型較為準(zhǔn)確。表2為各工況的基本運(yùn)行參數(shù)對(duì)比，各工況下主要參數(shù)的計(jì)算值與試驗(yàn)值之間誤差都在可接受范圍內(nèi)，為后續(xù)柴油機(jī)燃燒性能與排放性能的研究奠定基礎(chǔ)。

圖1 二沖程柴油機(jī)模擬計(jì)算模型Fig. 1 Simulation model of two-stroke diesel engine

圖2 75%負(fù)荷下缸壓模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig. 2 Comparison of cylinder pressure simulation results and experimental values under 75% load

2 EGR對(duì)柴油機(jī)性能的影響

在計(jì)算模型基礎(chǔ)上，添加EGR系統(tǒng)模塊如圖3所示。為保證渦輪的進(jìn)氣流量和增壓器工作效率，從渦輪機(jī)后取廢氣，經(jīng)過(guò)冷卻、過(guò)濾，在壓氣機(jī)前與進(jìn)氣混合進(jìn)入進(jìn)氣系統(tǒng)。EGR冷卻器用于降低廢氣溫度，增加進(jìn)氣充量，可緩和燃料經(jīng)濟(jì)性和顆粒物排放的惡化。EGR過(guò)濾器用于過(guò)濾排氣中的顆粒物，防止其進(jìn)入壓氣機(jī)損害葉片，造成流道污阻。

以單缸循環(huán)噴油量10.285 g，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速129 r/min，掃氣溫度313 K為柴油機(jī)性能研究的基本條件。設(shè)置6組試驗(yàn)，依次增大EGR閥門開度，使EGR率從0逐漸增加至38.58%。由圖4可見，隨著EGR率的變化，最高爆發(fā)壓力在157 bar左右，變化不大。壓縮壓力隨EGR率的增加而增大，這是因?yàn)殡S著EGR閥門開度增大，從壓氣機(jī)前進(jìn)入的廢氣增多，壓氣機(jī)增壓壓力增高，掃氣壓力增高，導(dǎo)致壓縮壓力增加。

表2 各工況下主要參數(shù)試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Tab. 2 Comparison of test values and calculated values of main parameters under various working conditions

圖3 EGR系統(tǒng)模塊Fig. 3 EGR system module

圖4 不同EGR率下的缸壓曲線圖Fig. 4 Cylinder pressure curves at different EGR rates

廢氣再循環(huán)對(duì)柴油機(jī)燃燒速率影響較為明顯。由圖5可見，隨著EGR率的增加，累積放熱量曲線逐漸平緩，說(shuō)明放熱速率減慢，這與瞬時(shí)放熱率曲線相對(duì)應(yīng)。不同EGR率下的瞬時(shí)放熱率曲線呈雙峰形，相對(duì)較低的峰為預(yù)混燃燒階段，受滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣控制，上升速度快，但在累積放熱量中所占比例小；相對(duì)較高峰為擴(kuò)散燃燒階段，為柴油機(jī)主要燃燒階段，瞬時(shí)放熱率主要受缸內(nèi)可燃混合氣形成速度影響。由圖可見，隨著EGR率的增高，預(yù)混燃燒和擴(kuò)散燃燒速率均降低，這是因?yàn)殡S著進(jìn)氣中廢氣量的增加，氧氣濃度降低，可燃混合氣形成的量減少，形成速度降低。

圖5 不同EGR率下累積放熱量和瞬時(shí)放熱率Fig. 5 Cumulative heat release rate and instantaneous heat release rate at different EGR rates

廢氣再循環(huán)對(duì)柴油機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性具有一定影響。從圖6可以發(fā)現(xiàn)，有效功率隨EGR率的增大而降低，EGR率從0增長(zhǎng)到38.58%，有效功率從2 525.12 kW降低至2 445.75 kW，降低了3.14%；燃油消耗率隨EGR率增大而曾遞增趨勢(shì)，從189.15 g/（kW·h）增至195.34 g/（kW·h），增加了3.27%。這是由于添加EGR后，通過(guò)廢氣自身吸熱及降低燃燒質(zhì)量，導(dǎo)致柴油機(jī)的輸出功率降低，燃油消耗率增加。

圖6 不同EGR下功率與燃油消耗率變化Fig. 6 Power and fuel consumption rate changes under different EGR

廢氣再循環(huán)對(duì)柴油機(jī)有害氣體排放，尤其是NOx的生成具有顯著影響。圖7為EGR率為0時(shí)，缸內(nèi)燃燒溫度、Soot和NOx生成隨曲軸轉(zhuǎn)角變化關(guān)系。由圖可見，在上止點(diǎn)后9～40曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)，燃燒室內(nèi)NOx濃度迅速上升，對(duì)應(yīng)于溫度曲線1 500 K以上部分。隨著活塞下行，燃燒室容積增大，NOx濃度逐漸降低。Soot濃度在上止點(diǎn)后4～13曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)迅速上升，這一階段為預(yù)混燃燒后期和擴(kuò)散燃燒前期。

圖7和圖8為最高燃燒溫度、NOx和Soot排放隨EGR率變化關(guān)系。由圖可見，隨著EGR率的增加，缸內(nèi)最高燃燒溫度Tmax從1 709.54 K降低至1 432.09 K，降低了16.2%，最高溫度出現(xiàn)點(diǎn)略微后移，高溫持續(xù)時(shí)間減少（見圖9）。Tmax、高溫持續(xù)時(shí)間以及氧氣濃度是NOx生成的重要影響因素，由圖8可知，隨著EGR率的增加，NOx排放迅速下降。當(dāng)EGR率為28.89%，NOx排放僅為3.04 g/ kW·h，滿足TierⅢ排放標(biāo)準(zhǔn)，此時(shí)功率為2 472.7 kW，相對(duì)標(biāo)定工況降低約2.1%，燃油消耗率增加2.1%；繼續(xù)增加EGR率至38.58%，NOx可降至 1.34 g/（kW·h）。

圖7 燃燒溫度、Soot排放、NOx排放隨曲軸轉(zhuǎn)角變化關(guān)系Fig. 7 Combustion temperature and Soot emission and NOx emission varies with crank Angle

Soot排放隨EGR率的升高，從0.12 g/（kW·h）快速增加至0.77 g/（kW·h），這主要是因?yàn)椴粎⑴c二次燃燒的惰性氣體與新鮮空氣混合，提高了進(jìn)氣整體熱容，燃燒室內(nèi)溫度降低，同時(shí)廢氣再循環(huán)降低了氧氣濃度，有利于Soot的生成[8]。

圖8 不同EGR下最高燃燒溫度和排放變化Fig. 8 The maximum combustion temperature NOx and Soot emissions under the different EGR

圖9 不同EGR率下缸內(nèi)溫度曲線Fig. 9 Cylinder temperature curves at different EGR rates

3 進(jìn)氣氧濃度對(duì)柴油機(jī)性能的影響

關(guān)閉EGR閥門，設(shè)置5組實(shí)驗(yàn)，進(jìn)氣氧濃度依次設(shè)置為17%，19%，21%（標(biāo)定進(jìn)氣氧濃度），23%，25%，其他參數(shù)不變，計(jì)算結(jié)果做如圖10～圖15所示。

由圖10可見，隨著進(jìn)氣氧濃度增加，壓縮壓力從136.2 bar逐漸降低至126.3 bar，降低了7.3%；最高爆發(fā)壓力從151.8 bar增加至165.2 bar，升高了8.8%。這是因?yàn)椴裼蜋C(jī)以擴(kuò)散燃燒為主，進(jìn)氣氧濃度增加，使缸內(nèi)燃料得到更多氧氣，可燃混合氣形成的速度和質(zhì)量提高，燃燒速度增加，燃燒更加完善（見圖12），進(jìn)而爆發(fā)壓力升高。由圖12可知，隨著進(jìn)氣氧濃度增加，柴油機(jī)能量利用率提高，缸內(nèi)最高溫度隨之升高，排氣溫度降低，排氣能量降低，廢氣增壓器增壓壓力降低，掃氣壓力降低，導(dǎo)致柴油機(jī)壓縮壓力的降低。

圖10 不同進(jìn)氣氧濃度下缸壓曲線圖Fig. 10 Cylinder pressure curves at different oxygen inlet concentrations

圖11 缸內(nèi)溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角變化Fig. 11 Temperature changes with crankshaft Angle

圖12 不同氧濃度下累積放熱量和瞬時(shí)放熱率Fig. 12 Cumulative heat release and instantaneous heat release rate under different oxygen concentrations

圖13 不同進(jìn)氣氧濃度下功率與燃油消耗率變化Fig. 13 Changes of power and fuel consumption rate at different oxygen concentrations

圖14 NOx、Soot排放隨氧濃度變化Fig. 14 NOx and Soot emissions change with oxygen concentration

圖15 不同氧濃度下NOx、Soot生成隨曲軸轉(zhuǎn)角變化關(guān)系Fig. 15 NOx and Soot produce under different oxygen concentration change with crank Angle

由上述分析可知，進(jìn)氣氧濃度對(duì)柴油機(jī)燃燒性能具有顯著影響，增加進(jìn)氣氧濃度可有效提高燃燒質(zhì)量。進(jìn)氣氧濃度對(duì)柴油機(jī)做工性能和燃油經(jīng)濟(jì)性影響如圖13所示。在循環(huán)噴油量不變的情況下，隨著氧濃度提高，柴油機(jī)有效功率從2 454.1 kW增加至2 544.9 kW，增加了3.7%；有效燃油消耗率從194.6 g/（kW·h）降低至187.7 g/（kW·h），降低了3.5%。因此，增加進(jìn)氣氧濃度，對(duì)柴油機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性均有較好的改善效果。

進(jìn)氣氧濃度對(duì)柴油機(jī)NOx，Soot排放影響如圖14和圖15所示。可見降低進(jìn)氣氧濃度，可有效降低NOx的生成，17%進(jìn)氣氧濃度時(shí)的NOx排放僅為2.08 g/（kW·h），但因燃燒不完全，燃燒溫度低，Soot排放迅速增加；提高進(jìn)氣氧濃度，有利于碳煙的氧化，25%進(jìn)氣氧濃度下，Soot排放僅為0.055 g/（kW·h），但NOx排放高。

4 EGR與富氧燃燒的綜合影響

由以上分析可知，添加EGR會(huì)降低柴油機(jī)燃燒速率和燃燒溫度，柴油機(jī)的動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性變差，Soot排放增加，但能夠有效降低NOx排放；進(jìn)氣氧濃度增加，燃燒速率和燃燒溫度提高，燃燒更加完善，柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性與動(dòng)力性好，對(duì)Soot排放也有明顯的減排效果，但會(huì)導(dǎo)致NOx排放大幅增加。基于以上因素，在保證柴油機(jī)NOx排放滿足Tier 3排放要求的前提下，設(shè)計(jì)EGR和進(jìn)氣氧濃度組合模擬試驗(yàn)，尋找柴油機(jī)性能優(yōu)化和廢氣排放控制的優(yōu)化方案。試驗(yàn)設(shè)計(jì)如表3所示，設(shè)置0%EGR率，21%進(jìn)氣氧濃度為參照工況點(diǎn)。

表3 模擬計(jì)算方案Tab. 3 Simulated calculation scheme

計(jì)算結(jié)果如圖16～圖19所示。可以看出，所選取EGR率在標(biāo)定進(jìn)氣氧濃度下，NOx排放在1.34 g/（kW·h）至2.7 g/（kW·h）之間變化，滿足Tier3排放要求，但Soot排放和燃油消耗率較高，輸出功率較低。提高進(jìn)氣氧濃度可以彌補(bǔ)一部分動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性損失，有效降低Soot排放，但當(dāng)進(jìn)氣氧濃度升高到23%以上，NOx將不再滿足Tier3排放要求。因此，為滿足NOx排放要求，維持Soot排放在較低水平，同時(shí)減少動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性的損失，可通過(guò)在高廢氣再循環(huán)率的條件下，提高進(jìn)氣氧濃度實(shí)現(xiàn)。

圖16 富氧和EGR組合工況下NOx排放Fig. 16 NOx emission under oxygen-enriched and EGR combined conditions

5 結(jié) 語(yǔ)

圖17 富氧和EGR組合工況Soot排放Fig. 17 Soot emission under oxygen-enriched and EGR combined conditions

圖18 富氧和EGR組合工況下有效功率對(duì)比Fig. 18 Comparison of effective power under oxygen-rich and EGR combined conditions

圖19 富氧和EGR組合工況下燃油消耗率對(duì)比Fig. 19 Comparison of fuel consumption under oxygen-enriched and EGR combined conditions

1）廢氣再循環(huán)使不參與二次燃燒的惰性氣體與新鮮空氣混合，降低燃燒室內(nèi)氧氣濃度，提高進(jìn)氣整體熱容，造成燃燒速率和燃燒溫度降低，高溫持續(xù)時(shí)間減少，能夠有效控制柴油機(jī)NOx的生成和排放，但其對(duì)外輸出功率與經(jīng)濟(jì)性會(huì)小幅降低。EGR率在28.89%～38.58%之間，NOx排放為 3.04 ～1.34 g/（kW·h），滿足TierⅢ標(biāo)準(zhǔn)，相應(yīng)對(duì)外輸出功率損失2.1%～3.14%，燃油消耗率增加2.14%～3.27%。

2）貧氧進(jìn)氣，燃燒室內(nèi)氧氣濃度低，燃燒速率和燃燒溫度低，能量利用率低，導(dǎo)致柴油機(jī)對(duì)外輸出功率低，燃油經(jīng)濟(jì)性差，但NOx排放低，17%進(jìn)氣氧濃度時(shí)的NOx排放僅為2.08 g/（kW·h），因燃燒不完全，Soot排放較高；富氧進(jìn)氣可有效改善燃燒，提高柴油機(jī)動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性，大幅降低Soot排放，當(dāng)25%氧濃度進(jìn)氣時(shí)，Soot排放僅為0.05 g/（kW·h），但會(huì)導(dǎo)致NOx排放大幅增加。

3）30.5%～38.6%EGR率條件下，在一定程度上提高進(jìn)氣氧濃度，可使柴油機(jī)NOx排放滿足TierⅢ排放要求，并維持Soot排放在較低水平，同時(shí)減少動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性的損失。