基于進氣參數(shù)的漁船柴油機尾氣排放影響分析*

溫小飛 龔象光 邵承譜 平 弘

（1-浙江海洋大學港航與交通運輸工程學院 浙江 舟山 316022 2-浙江海洋大學船舶與機電工程學院 3-浙江省漁業(yè)船舶檢驗局）

引言

全國漁業(yè)統(tǒng)計年鑒等相關(guān)統(tǒng)計表明：2017年漁船總數(shù)達到101.11萬艘，總噸位為1 098.48×104噸，我國船舶排放二氧化硫、碳氫化合物、氮氧化物、顆粒物分別為 85.3×104噸、7.9×104噸、134.6×104噸、13.1×104噸，船舶占非道路移動源 HC、NOx、PM 排放分別為11.8%、25.6%、28.4%。面對日益加重的船舶排放環(huán)境污染，在2008年10月國際海事組織就已對MARPOL公約附則IV重新修訂，對排放的氮氧化物與硫氧化物排放提出了更嚴格的要求，在2013年國際航行船舶溫室氣體減排法規(guī)也強制實施，2018年7月1日我國船舶發(fā)動機排氣污染物限值不得超過第一階段的規(guī)定也開始實行，且將在2021年7月1日更進一步提高排放限值。因此漁用柴油機排放問題日益凸顯，以漁機圖譜進行柴油機選型的傳統(tǒng)方法已無法完全滿足現(xiàn)有排放標準的要求，特別是自然吸氣形式、增壓非中冷等漁用柴油機排放達標問題。

近年來，船用柴油機排放方面研究形成了不少成果。在國外，Nunes.P.G.K[1]對裝有渦輪增壓器和后冷卻器的直噴式柴油機進行了不同負荷與轉(zhuǎn)速的仿真，預測柴油機性能得出提高熱效率可以改善燃油消耗及排放；Zvonimir Petranovic'等[2]利用計算流體力學工具AVL FIRE對柴油機的單個工作點進行建模，通過循環(huán)模擬來評估不同柴油機運行時系統(tǒng)的性能和循環(huán)效率，通過分析得出，采用高壓廢氣再循環(huán)回路，發(fā)動機熱效率最高可達31.86%；?.Can，E.?ztürk等[3]研究了不同壓力負荷下，不同比例生物柴油與柴油混合單缸直噴式柴油機的燃燒效果，試驗證明生物柴油混合會導致較高的氮氧化物及二氧化碳的排放；Ahmed等[4]通過燃料替代方法，研究柴油中丁醇體積分數(shù)的變化對四沖程增壓直噴式柴油機性能和排放影響。在國內(nèi)，漁船總量龐大、類型繁多，但對漁用柴油機關(guān)注卻較少，然而其廢氣排放量不可小覷，不規(guī)范的漁船柴油主機對環(huán)境污染有較大的危害，故而漁船柴油主機排放特征及規(guī)律方面研究工作顯得非常必要。本文將通過數(shù)值仿真與試驗分析相結(jié)合的方法，開展?jié)O船柴油機進氣參數(shù)變化對排放的影響分析，并與國Ⅰ、國Ⅱ排放標準對比，為漁船柴油機排放預測與控制提供參考依據(jù)。

1 柴油機燃燒模型

柴油機排放與缸內(nèi)燃油燃燒組織、完善程度等密切相關(guān)，根據(jù)漁船柴油機機型特點采用了Wave破碎模型、Walljet1模型、Dukowicz模型、Eddy Breakup（EBU）模型等并分別用于描述燃油霧化、碰壁、蒸發(fā)、燃燒等階段。

1.1 Wave破碎模型

Wave模型[5]是分析沿流動方向擾動波的液體與氣體的不穩(wěn)定性破碎計算模型，其數(shù)學描述如下：

式中：r為分離前油滴半徑；Λ為相應波長；Ω為表面波最大生成速率；B0為破碎后油滴大小模型常數(shù)；B1為修正破碎時間常數(shù)，用于調(diào)整破碎時間；τ為液滴破碎時間。該模型考慮了射流的穩(wěn)定性與液滴的破碎過程，還考慮了噴射油滴與噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系，能很好地描述油滴破碎的具體過程。

1.2 Walljet1模型

碰壁模型選擇 Wall jet1（Naber Raiz）[6]，該模型適用于熱壁面，在柴油機燃燒過程中，壁面溫度較高且有能量傳遞。Naber Raiz模型將油滴碰壁模型分為3類，walljet1屬于第3類射流模型，即入射油束以與壁面成切線方向離去，其模型方程為：

式中：Hπ為φ=π時油膜厚度，β是一個由質(zhì)量守恒和動量守恒方程所確定的值。

1.3 Dukowicz模型

蒸發(fā)模型Dukowicz模型[7]是描述傳熱傳質(zhì)過程的主流模型之一，其基于5條假設(shè)，分別為液滴球?qū)ΨQ、液滴周圍為穩(wěn)態(tài)氣膜、沿液滴直徑具有統(tǒng)一的液滴溫度、周圍流體物理屬性一致，液滴表面液、氣熱力平衡，模型具體形式為：

式中：小標k為不同微粒的單獨標記，mk為質(zhì)量；upk為微粒的速度，xpk為微粒的狀態(tài)，ρk為密度，Dk[Ug]表示阻力函數(shù)，由速度Ug計算，為氣體運動時微粒上力的系數(shù)。

1.4 Eddy Break-up（EBU）模型

燃燒模型Eddy Break-up Model簡稱EBU模型，該模型中的反應速率取決于燃料與含氧渦流的混合速率，即渦流的耗散速率；EBU模型[8]方程可表示為：

2 柴油機排放模型

大多數(shù)燃燒模擬中對柴油的燃燒采用單步完全氧化的全局反應機理進行描述，為考慮柴油機排放，解決化學反應問題。同樣地，本文也采用單步完全氧化反應機理模擬燃料的氧化和污染物形成，并通過迭代的方法求解各個反應的反應速率，其排放物機理模型分別如下所述。

2.1 CO2形成機理模型

假設(shè)柴油的組分用分子式C13H23表示，在理想狀態(tài)下碳氫燃料完全燃燒后會全部轉(zhuǎn)化為CO2和H2O，不完全燃燒時生成CO，若有氧化劑存在條件下或氧氣充足工況下，CO將繼續(xù)反應生成CO2；其反應方程如下：

2.2 NOx形成機理模型

NOx生成機理模型采用了Extended Zeldovish機理[9]，其可與燃燒模型聯(lián)合使用，該模型認為空氣中的氮氣在高溫與氧氣反應生成的NO是NOx的主要來源，其源于1946年Zeldovishu提出的捷氏反應機理。

根據(jù)化學反應動力學結(jié)合式（9）～式（11），可得NO生成率即式（12）。

進一步可得到NO的生成率模型，即：

式中：k為速率系數(shù)；c為濃度向量。

2.3 PM（Particulate Matter，PM）形成機理模型

柴油機排放物PM組成取決于柴油機工況及排氣溫度，排氣溫度較高容易形成炭質(zhì)微球聚集體，稱之為炭煙[10]。本文炭煙模型采用Frolov Kinetic Model模型，該模型是基于化學反應動力學來推算炭煙的生成和氧化過程，其表達式為[11]：

式中：Sφs為碳煙形成速率，Cn為最大成核率，f為燃油的質(zhì)量分數(shù)，fn為最大成核率的質(zhì)量分數(shù)，σn為fn的變化系數(shù)，A為影響因子，Ea為活化能，R為氣體的摩爾常數(shù)，T為溫度，p為壓力，F(xiàn)（f，φs）為表面的生長速率，f為混合物的質(zhì)量分數(shù)，φs為炭煙的質(zhì)量分數(shù)，pO2為氧氣的部分壓力，τ為湍流的時間尺度。

3 數(shù)值仿真與分析

3.1 仿真模型

以某一型式漁船柴油機為仿真對象，其基本參數(shù)為：6缸、直列、四沖程機型，采用直接噴射的ω型燃燒室，氣缸直徑為180 mm，活塞行程為215 mm，壓縮比為15，額定功率為647 kW，額定轉(zhuǎn)速為1 500 r/min。為確保漁船柴油機尾氣排放仿真結(jié)果精度，采用了多重網(wǎng)格和動網(wǎng)格技術(shù)以保證網(wǎng)格質(zhì)量如圖1所示，其中圖1a為1/2漁船柴油機燃燒室模型，圖1b為網(wǎng)格劃分。

圖1 二維的漁船柴油機1/2燃燒室計算模型

3.2 仿真方案

為全面完整地分析漁船柴油機尾氣排放與進氣參數(shù)之間的變化特征及規(guī)律，根據(jù)進氣溫度及壓力的實際變化特點，設(shè)計了20個模擬工況，詳見表1。

表1 仿真工況列表

在漁船柴油機仿真計算中，數(shù)值仿真的核心模型是燃油的噴霧與可燃混合氣的燃燒，其主要發(fā)生在柴油機工作循環(huán)的壓縮、膨脹兩個階段，因此在AVL FIRE ESE Diesel軟件仿真過程中起始點設(shè)置做了如下規(guī)定：燃燒上止點為720°CA、進氣門關(guān)閉滯后角為48°CA、排氣門開啟提前角為54°CA，計算起始點分別為進氣門關(guān)閉時刻點和排氣門開啟時刻點，即對應曲柄轉(zhuǎn)角為 588°CA～846°CA。

3.3 邊界條件

漁船柴油機仿真計算過程中燃燒室作為閉口系統(tǒng)，其邊界類型均設(shè)置為Wall，壁面溫度應用了絕熱邊界條件；根據(jù)漁船柴油機實際運行狀態(tài)，燃燒室壁面溫度設(shè)為570.15K，氣缸套壁面溫度設(shè)為470.15 K?；钊敳繛橐苿颖诿姹砻鏈囟仍O(shè)為570.15 K，另外動邊界條件為模型外側(cè)、內(nèi)側(cè)與下側(cè)面設(shè)置為移動壁絕熱。其余參數(shù)分別為噴孔夾角為150°、循環(huán)噴油量為 595 mm3、燃油溫度為 37.9℃，另外經(jīng)式（15）計算后得到湍動能（TNK）為14.6 m2/s2，湍流尺度為最大氣門升程的一半（TLS）即為0.003 m。

式中：h為柴油主機沖程，n為柴油主機轉(zhuǎn)速。

4 排放比較與分析

根據(jù)仿真方案進行參數(shù)設(shè)置與數(shù)值計算，研究不同進氣壓力與溫度下對漁船柴油機的氮氧化物及顆粒物比排放的影響，并與國標進行比較。根據(jù)國家標準GB15097-2016《船舶發(fā)動機排氣污染物排放限值及測量方法》（中國第一、二階段）規(guī)定在2018年7月1日及以后不得超過表2中的限值，在2021年7月1日及以后不得超過表3中的限值。

表2 船機排氣污染物排放第一階段限值[12]

表3 船機排氣污染物排放階段二限值[12]

根據(jù)仿真漁船柴油機機型的單缸排量及額定功率，其應滿足的國Ⅰ標準氮氧化物比排放為7.8 g/（kW·h），PM比排放限值為0.27g/（kW·h），國Ⅱ標準氮氧化物比排放為6.2 g/（kW·h），PM比排放值為0.14 g/（kW·h）。

在不同進氣壓力和溫度條件下，漁船柴油機的氮氧化物比排放理論值的變化規(guī)律如圖2所示，圖中設(shè)置了兩條氮氧化物排放達標基準線，分別為氮氧化物國Ⅰ排放基準線和氮氧化物國Ⅱ排放基準線。在圖2中，各仿真方案計算得到的氮氧化物比排放理論值分布情況為虛線向上的仿真工況均不滿足國Ⅰ的氮氧化物排放規(guī)定，實線以上的仿真工況均滿足國Ⅱ的氮氧化物排放規(guī)定，在虛線與實線之間的仿真工況僅滿足國Ⅰ的氮氧化物排放要求而達不到國Ⅱ的氮氧化物排放規(guī)定。進一步分析兩條排放達標基準線變化規(guī)律，可以得出：進氣壓力和進氣溫度對漁船柴油機排放影響非常大，隨著進氣壓力升高，其對應的進氣溫度明顯降低后才能滿足相應的排放標準。

圖2 氮氧化物比排放-進氣參數(shù)變化規(guī)律

對于PM比排放理論值分布情況，同樣以PM國Ⅰ排放基準線和PM國Ⅱ排放基準線為參考線進行比較分析，具體如圖3所示。在圖3中，只有少數(shù)的仿真工況分布在實線以上即滿足國Ⅰ的碳煙排放標準，更少的仿真工況分布在虛線以上即滿足國Ⅱ的碳煙排放標準。同時，PM國Ⅰ排放基準線和PM國Ⅱ排放基準線均隨著進氣溫度的升高，其進氣壓力也明顯增大。

圖3 PM比排放-進氣參數(shù)變化規(guī)律

綜合以上分析：氮氧化物和PM均滿足國Ⅰ排放標準的仿真工況僅有3個，分別為工況11、16、17，其中工況17同時滿足國Ⅱ排放標準；漁船柴油機尾氣排放問題在提升進氣壓力同時降低進氣溫度的情況下會得到明顯改善，但是進氣壓力越高即增壓度越大對進氣溫度溫度降低的要求越高；而在進氣壓力不高的條件下，漁船柴油機的PM根本無法滿足國Ⅰ排放標準，因此工程意義不大。

5 試驗驗證

為了驗證仿真計算結(jié)果正確性，在試驗臺架上對同一型號漁船柴油機進行了100%負荷的排放試驗，試驗臺架如圖4所示。

圖4 漁用柴油機排放試驗臺架

臺架試驗的主要環(huán)境參數(shù)為102.7 kPa大氣壓力，進氣口溫度為29℃，進氣口空氣濕度為9.7 g/kg，環(huán)境相對濕度為43.9%，環(huán)境溫度為27.1℃，進氣增壓壓力為305 kPa，燃油溫度為37.9℃。經(jīng)試驗數(shù)據(jù)分析后，得到如圖5所示的漁船柴油機排放理論值與試驗值比較分析圖，圖中漁船柴油機的缸內(nèi)壓力仿真值與試驗值變化規(guī)律基本吻合，其中缸內(nèi)最大壓力誤差值為0.46%，平均壓力誤差值為5.1%，這表明仿真模型與實際運行狀態(tài)非常吻合。同時，仿真計算得到的氮氧化物排放理論值為4.54 g/（kW·h），臺架試驗測得的氮氧化物排放值為6.43 g/（kW·h），兩者之間的誤差為0.29%；而PM的理論值為0.027 g/（kW·h），臺架試驗測量值為為0.12 g/（kW·h），其誤差百分比為0.78%。因此，應用數(shù)值仿真方法對漁船柴油機排放進行預測及分析的結(jié)果具有準確性和工程應用價值。

圖5 漁船柴油機缸壓理論值與試驗值比較分析

6 結(jié)論

應用AVL FIRE軟件進行漁船柴油機尾氣排放數(shù)值仿真，其結(jié)果與實際運行狀態(tài)能很好吻合，可滿足實際工程分析與應用；漁船柴油機進氣參數(shù)的變化對其尾氣排放指標影響非常大。主要結(jié)論有：

1）進氣壓力較低時，漁船柴油機的氮氧化物排放較少能達到排放標準，但其顆粒物排放卻無法達到國家標準。

2）進氣低壓低溫時，漁船柴油機的氮氧化物與顆粒物值都較少，有利于控制排放，但無法滿足功率輸出要求。

3）增壓非中冷或自然吸氣機型很難達到國Ⅰ排放標準，更無法滿足國Ⅱ排放要求，增壓中冷機型是解決漁船排放達標問題的有效技術(shù)途徑。