冷先銀，趙強，隆武強，田江平，魏勝利，王愛國，鐘兵，王紅新

(1. 江蘇大學 汽車與交通工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江，212013；2. 陜西柴油機重工有限公司，陜西 興平，7131003；3. 大連理工大學 內(nèi)燃機研究所，遼寧 大連，116023)

隨著人們對環(huán)境保護的不斷重視，國際海事組織(IMO)、美國環(huán)保局(EPA)等機構(gòu)都針對船舶發(fā)動機推出了嚴格的船舶尾氣排放法規(guī)。其中，IMO Tier III法規(guī)將于2016 年開始實施，其對船舶發(fā)動機NOx排放的限值比當前正在實施的IMO Tier II法規(guī)下降75%左右，這給船舶發(fā)動機性能研究和技術(shù)開發(fā)提出了重大挑戰(zhàn)。另外，考慮到溫室氣體排放控制的壓力以及船東對發(fā)動機生命周期成本控制的要求，希望NOx排放控制措施的技術(shù)成本及其對柴油機燃油經(jīng)濟性的負面影響降到最低[1]。目前，選擇性催化還原(SCR)、雙燃料發(fā)動機(DF)和廢氣再循環(huán)(EGR)都被認為是可達到IMO Tier III 排放法規(guī)的技術(shù)，但由于受多種不確定因素的影響，目前尚難明確哪種技術(shù)為最佳的解決方案，因此，有必要對所有可能的技術(shù)進行深入細致分析，探討各種技術(shù)的NOx減排潛力、對燃油經(jīng)濟性的影響及其生命周期成本，建立相關數(shù)據(jù)庫，從而根據(jù)用戶的具體需求設計適當?shù)娜紵到y(tǒng)和NOx排放控制裝置。Miller 循環(huán)、兩級渦輪增壓和EGR 技術(shù)的聯(lián)合應用被認為是一條可行的IMO Tier III 排放技術(shù)路線[2]。一些學者對于利用Miller 循環(huán)控制發(fā)動機的NOx排放進行了熱力學循環(huán)模擬分析[3-4]，但這種分析所采用的預設放熱規(guī)律難以準確預測Miller 循環(huán)條件下氣缸邊界條件的變化對柴油機燃燒和排放特性的影響。三維CFD 模擬可以較準確地模擬缸內(nèi)流動、噴霧、混合氣形成和燃燒等與NOx生成密切相關的現(xiàn)象，從而更加準確地預測性能和排放[5-7]。為探索某船用中速柴油機Miller 循環(huán)條件下的燃燒和排放特性，本文作者采用3D CFD 計算程序AVL FIRE，模擬該型柴油機的缸內(nèi)工作過程，探討充量溫度、噴油定時和幾何壓縮比等參數(shù)對燃燒和排放的影響，以期為該機型滿足IMO Tier III 法規(guī)而進行的燃燒系統(tǒng)設計提供理論依據(jù)。鑒于IMO 的排放法規(guī)沒有對碳煙排放進行定量限制，本文只討論NOx的排放。

1 研究對象和研究方法

1.1 研究對象

以某型號船用大功率中速柴油機為研究對象，該機為四沖程渦輪增壓中冷柴油機，氣門數(shù)4 個，噴油器中心正置，9 個噴孔沿圓周方向均勻分布，孔徑為0.68 mm，噴孔夾角為140°。燃燒室形狀為中心淺盆形，其主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示，NOx排放處于IMO Tier I 水平。

表1 柴油機的主要參數(shù)Table 1 Specification of engine

1.2 計算模型

湍流模型采用k-ζ-f 四方程模型[8]。壁面邊界層采用復合壁函數(shù)處理，噴霧破碎模型采用KH-RT 模型[9]。噴霧/壁面碰撞模型采用Naber-Reitz 模型[10]，油滴蒸發(fā)模型采用Dukowicz 模型[11]，油粒與湍流渦團的相互作用采用Gosman-Ioannides 隨機湍流擴散模型[12]。燃燒模型采用ECFM-3Z 模型[13]，該模型既能預混合燃燒，又能模擬擴散燃燒，適用于中速柴油機中2 種燃燒方式都存在的情況。NOx排放模型采用Zeldovich 模型[14]。

采用查表法對滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角進行計算。首先采用正庚烷的化學動力學反應機理(與柴油的著火機理非常相似)[15]模擬得到工質(zhì)在不同壓力、溫度、空燃比、EGR 率條件下的滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角，形成數(shù)據(jù)庫。計算時，程序根據(jù)每個網(wǎng)格內(nèi)物質(zhì)的狀態(tài)參數(shù)從表格中插值求得滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角。一旦某網(wǎng)格的滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角到達，便根據(jù)化學動力學特征時間計算燃料的氧化燃燒反應。

1.3 計算方案

計算采用1/9 氣缸空間模型。計算網(wǎng)格采用ESE工具劃分。對網(wǎng)格尺寸和時間步長進行敏感性分析，分別采用邊長為2～5 mm 的4 種網(wǎng)格對缸內(nèi)過程進行計算，發(fā)現(xiàn)當網(wǎng)格邊長為3 mm 時，再減小網(wǎng)格邊長將不會改變計算結(jié)果。分別采用時間步長為16，32，64，160 和320 μs 進行計算，發(fā)現(xiàn)噴霧和燃燒過程的計算結(jié)果對時間步長比較敏感，當時間步長降低到32 μs 時，曲軸轉(zhuǎn)角計算結(jié)果基本穩(wěn)定；壓縮和膨脹過程的計算結(jié)果對時間步長不太敏感，當時間步長減小到曲軸轉(zhuǎn)角為160 μs 時，計算結(jié)果不再變化。根據(jù)敏感性分析，在燃油噴射之前，曲軸轉(zhuǎn)角取為160 μs，在噴霧和燃燒過程中，曲軸轉(zhuǎn)角取為32 μs，燃燒基本結(jié)束后，曲軸轉(zhuǎn)角取為160 μs；平均網(wǎng)格邊長為3 mm，上止點時網(wǎng)格數(shù)為4.5 萬，下止點時網(wǎng)格數(shù)為23.4 萬。上止點網(wǎng)格如圖1 所示，在活塞外圍設置了補償容積，以替代氣門坑和火力岸等縫隙容積，確保余隙高度和幾何壓縮比與實際柴油機的相同。

計算從原機進氣門關閉時刻(曲軸轉(zhuǎn)角為上止點前140°)開始，到排氣門打開時刻(曲軸轉(zhuǎn)角為上止點后120°)結(jié)束。本文研究采用進氣門早關閉形成Miller循環(huán)的方案，在原機進氣門關閉時刻，Miller 循環(huán)方案下氣缸也都處于封閉狀態(tài)，因此，可以將所有工況從該時刻開始計算，以方便比較。

圖1 上止點時的計算網(wǎng)格Fig.1 CFD meshes at TDC

模擬研究所采用的初始條件、邊界條件及相關參數(shù)如表2 所示。其中，參數(shù)對應工況為原機額定負荷，邊界條件來自實測結(jié)果，初始壓力和初始溫度來自經(jīng)實驗驗證過的一維CFD 模擬結(jié)果。

原機初始充量溫度為350 K。在研究充量溫度的影響時，初始溫度取值范圍為300～360 K，每隔5 K計算1 組。這些初始溫度范圍通過合適的氣門型線、增壓器和中冷器匹配可以實現(xiàn)。每次計算時都調(diào)節(jié)初始壓力，使進氣充量的質(zhì)量保持不變。噴油量為定值，因此，總的過量空氣系數(shù)保持不變。

表2 模擬計算的條件和參數(shù)Table 2 Initial and boundary conditions

2 計算結(jié)果和討論

2.1 計算模型的驗證

利用該型柴油機原機E3 工作循環(huán)(即按推進特性100%，75%，50%和25%共4 種負荷率)的性能和排放試驗結(jié)果，對本文所建CFD 數(shù)值模型進行驗證。模型驗證研究時所采用的實驗參數(shù)見表3。

表3 柴油機E3 循環(huán)實驗參數(shù)Table 3 Parameters of E3 work cycle

圖2 所示為上述4 個負荷氣缸壓力和NOx排放的模擬預測值與試驗值的對比。從圖2 可見：在E3 工作循環(huán)4 個負荷下，氣缸壓力的預測值和試驗值較吻合，所有測點的氣缸壓力相對誤差均小于1%；對于NOx排放結(jié)果，各個工況下模擬計算值都比實測值大，負荷率為25%時相對誤差約為8%，其余3 個負荷相對誤差約為6%。NOx的生成受到多種物理因素和化學動力學條件的影響，預測精度稍低。盡管存在一定的誤差，數(shù)值模擬結(jié)果仍然較好地預測了不同初始條件和邊界條件下NOx排放的相對變化趨勢。

圖2 氣缸壓力及NOx 排放量模擬結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)的對比Fig.2 Comparison of numerical and experimental results for cylinder pressure and emission of MOx in cylinder pressure

總之，不論是氣缸壓力的發(fā)展歷程還是NOx排放在不同條件下的變化趨勢，采用本文所建模型都得到了較合理的預測精度。注意到該柴油機E3 工作循環(huán)4個負荷下，柴油機的轉(zhuǎn)速、增壓比、熱負荷各不相同，其缸內(nèi)湍流運動的初始條件、邊界條件以及噴霧和燃燒特性也有較大差異，而本文的模擬預測結(jié)果在各工況條件下都符合該機缸內(nèi)燃燒和NOx排放生成特點，這說明本文針對該型柴油機建立的CFD 模型是可信的，其參數(shù)設置對于該機型的模擬合理，可以用于預測不同初始條件、邊界條件和燃燒特性下缸內(nèi)的燃燒和NOx排放的變化。

保持該柴油機額定工況下邊界條件和過量空氣系數(shù)不變，改變充量溫度、噴油定時和壓縮比等參數(shù)，用上述CFD 模型計算其缸內(nèi)工作過程。

2.2 充量溫度對缸內(nèi)燃燒和NOx 排放的影響

當柴油機在充量初始溫度在310～350 K 變化時，缸內(nèi)壓力和放熱率的模擬預測結(jié)果如圖3 所示。從圖3 可見：隨著Miller 循環(huán)條件下充量初始溫度降低，在壓縮階段中缸內(nèi)壓力依次下降。這是因為要保持過量空氣系數(shù)不變，初始壓力也會呈比例降低；在燃燒階段，缸內(nèi)壓力開始快速上升的相位隨著初始溫度的降低而推遲，其原因是噴油時缸內(nèi)的充量溫度下降導致滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角延長。較長的滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)形成了更多的可燃混合氣，致使預混合燃燒階段的放熱率升高，促使缸內(nèi)壓力更快上升，最終導致5 種初始溫度下缸內(nèi)爆壓基本相同，并且除了在初始溫度為310 K 的工況下明顯提前達到最高壓力外，在其余4種工況下幾乎在相同的曲軸相位下達到最高壓力；此后所有工況對應的缸壓曲線基本重合。

從圖3 可知：隨著充量初始溫度降低，燃燒始點延遲，放熱率的第1 峰值即預混合燃燒峰值急劇上升，尤其在初始溫度低于340 K 后比較明顯。其原因是滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)形成可燃混合氣增加。

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經(jīng)計算發(fā)現(xiàn)，當充量初始溫度下降到300 K 時將發(fā)生失火。當缸內(nèi)充量初始溫度從305 K 到360 K 變化時柴油機的滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率的模擬結(jié)果如圖4 所示。從圖4 可見：滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓升率都隨著充量初始溫度的降低而升高。其中，當初始溫度變化范圍處于360～320 K 內(nèi)時，滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角隨溫度下降基本呈線性緩慢增加；當溫度進一步降低時，滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角將會快速增加；隨著滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角增加，在滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)形成的可燃混合氣質(zhì)量也大幅度增加，促使預混合放熱峰值升高，這將導致燃燒加劇，其顯著標志是缸內(nèi)最高壓力升高率大幅度提高。

圖3 初始溫度對氣缸壓力和放熱率的影響Fig.3 Effect of initial charge temperature on pressure and heat release rate

圖4 初始溫度對滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率的影響Fig.4 Effect of initial charge temperature on ignition delay and maximum pressure rising rate

從圖4 還可見：當初始溫度不低于325 K 時，最高壓升率隨初始溫度的下降緩慢增長，比原機增加的幅度在50%以內(nèi)；再進一步降低初始溫度，壓升率的極值將大幅度增加；當初始溫度為305 K 時，壓升率達到原機的6 倍。

圖5 所示為缸內(nèi)充量初始溫度從305 K 到360 K變化時柴油機的指示燃油消耗率和指示NOx排放率的模擬預測結(jié)果。需要說明的是：本文所述的所有指示參數(shù)都是針對從進氣門關閉到排氣門打開期間的高壓循環(huán)功計算得到的，與完整循環(huán)的指示參數(shù)有一定差別。由圖5 可見：在Miller 循環(huán)條件下，隨著充量溫度降低，油耗率和NOx排放都有一個先降低后升高的過程。其中油耗率在充量溫度為310 K 時最低，進一步降低充量初始溫度到305 K，油耗率稍有增大。結(jié)合圖3 可知：在不同初始溫度下，壓力曲線的后半段基本重合，過低的初始溫度將使滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角太長，導致活塞做功減少，這正是指示油耗率曲線出現(xiàn)拐點的原因。

圖5 初始溫度對指示油耗率和NOx 排放的影響Fig.5 Effect of initial charge temperature on indicated specified fuel consumption and NOx emission

圖5 還表明：NOx排放在充量溫度為315 K 時最低，比原機(初始溫度350 K)的NOx排放降低11.1%，進一步降低充量初始溫度將會使NOx排放顯著升高。這說明對于該中速柴油機，若不調(diào)整其他參數(shù)，不斷加強Miller 循環(huán)度以降低充量溫度未必有利于降低NOx排放。結(jié)合燃燒放熱率和滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角的分析，可知NOx排放曲線在低溫段上升的原因是：過低的充量溫度導致滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角過度增長，預混合燃燒放熱量增加，使得擴散燃燒過程缸內(nèi)工質(zhì)的溫度上升，加速熱NOx的生成。

Kyrtatos 等[16]在1 臺W?rtsil? 6L20 船用中速柴油機上進行的強Miller 循環(huán)(進氣門早關閉方案，同樣保持燃油噴射條件和過量空氣系數(shù)不變)的試驗結(jié)果表明：隨著充量溫度降低，滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角持續(xù)增加，而NOx排放隨滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角的增加呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢。本文的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果變化趨勢一致，這也在一定程度上間接驗證了本文模擬預測結(jié)果的可信性。而Millo 等[4]采用一維CFD 程序模擬W?rtsil? 6L20 型柴油機Miller 循環(huán)，所得到的結(jié)論卻是隨著進氣門關閉正時的提前，充量溫度單調(diào)下降，NOx排放率也單調(diào)下降，未能準確預測NOx排放的復雜變化趨勢。這是因為作者采用了準維燃燒模型計算燃燒過程，這種方法計算效率較高，但不能充分模擬缸內(nèi)燃燒現(xiàn)象所涉及的復雜物理-化學過程；在Miller 循環(huán)條件下，當噴霧和燃燒邊界條件發(fā)生較大變化時，難以準確預測充量溫度下降對噴霧擴散、滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和放熱速率的影響，故不能準確預測NOx排放。

總之，僅僅降低進氣充量的溫度所能獲得的NOx排放降低程度較有限，而指示燃油消耗率能降低2%左右。此外，當充量溫度大幅度降低時，壓力升高率將急劇增加，過高的壓升率將導致燃燒粗暴，循環(huán)變動加快[16]，不利于柴油機的可靠性，在燃燒系統(tǒng)設計時應該盡可能地避免這種現(xiàn)象。

為了在一定程度上避免該型號中速柴油機Miller循環(huán)在低充量溫度條件下滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角過長所導致的對燃油經(jīng)濟性、NOx排放和可靠性的不利影響，采取推遲噴油定時和增加幾何壓縮比的措施，以增加噴油時刻缸內(nèi)充量的溫度，從而在一定程度上縮短滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角。

2.3 噴油定時對柴油機低充量溫度條件下燃燒和NOx 排放的影響

選取充量初始溫度為320 K，在原機噴油定時基礎上，依次將噴油曲軸轉(zhuǎn)角定時推遲2°～8°。圖6 所示為滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率的模擬預測結(jié)果。從圖6 可見：滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率總體上都有一種先降低后升高的變化趨勢，且降低幅度不大。推遲噴油很難顯著縮短滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角。

圖6 噴油定時對滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率的影響Fig.6 Effect of injection timing on ignition delay and peak of pressure rising rate

噴油定時在上述范圍內(nèi)變化時柴油機的指示燃油消耗率和指示NOx排放率的模擬預測結(jié)果如圖7 所示。從圖7 可見：隨著噴油定時推遲，NOx排放率下降，其下降速率在噴油定時推遲4°之前較快，此后較緩慢。這是因為進一步推遲噴油定時使滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角越過了上止點，活塞下行，缸內(nèi)溫度下降，使滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角反而增加，將不利于NOx排放率降低。此外，從圖7 還可以看出：隨著噴油定時的推遲，指示燃油消耗率幾乎呈線性增加，且增加的幅度較大。因此，對于本文研究的機型，在低充量溫度下，通過大幅度推遲噴油來降低NOx排放不利于節(jié)約燃油。若采取噴油定時曲軸轉(zhuǎn)角延遲2°的方案，則燃油消耗率與原機的燃油消耗率基本相等，而NOx排放在充量溫度320 K 的基礎上進一步降低13.2%，相對原機降低24%。

圖7 噴油定時對指示油耗率和NOx 排放的影響Fig.7 Effect of injection timing on indicated specified fuel consumption and NOx emission

2.4 幾何壓縮比對柴油機低充量溫度條件下燃燒和NOx 排放的影響

選取初始充量溫度為320 K，過量空氣系數(shù)和燃油噴射條件保持與原機的相同，幾何壓縮比在原機11.4 的基礎上逐步增加，分別取值為12.0，13.0，14.0和15.0。圖8 所示為不同幾何壓縮比下缸內(nèi)壓力和放熱率的模擬預測結(jié)果。從圖8 可見：隨著壓縮比的增加，缸內(nèi)壓力從壓縮行程開始就不斷增加，而燃燒發(fā)生后，缸內(nèi)爆壓則更是顯著增加；當壓縮比為15 時，缸內(nèi)爆壓接近18 MPa，說明若采用較高壓縮比的方案，則需要對原機的受力零件結(jié)構(gòu)進行強化；此外，隨幾何壓縮比的增加，燃燒始點提前，預混合放熱峰降低，說明增加壓縮比有效地縮短了著火滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角，取得了預期的效果。

圖9 所示為不同幾何壓縮比下滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率的模擬預測結(jié)果。從圖9 可見：隨著幾何壓縮比增加，滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率都會發(fā)生大幅度下降，其中尤其是在幾何壓縮比增加到13 之前，滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和最高壓力升高率減小的速率很快；再進一步增大幾何壓縮比，滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角減小的速率下降，而最高壓力升高率則只會微量下降。結(jié)合圖6 中的計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：當滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角曲軸轉(zhuǎn)角小于8°時，最高壓力升高率低于1.3 MPa/(°)，接近原機水平，不會產(chǎn)生粗暴燃燒現(xiàn)象。

圖8 幾何壓縮比對氣缸壓力和放熱率的影響Fig.8 Effect of geometric compression ratio on pressure and heat release rate

圖9 幾何壓縮比對滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角和壓力升高率的影響Fig.9 Effect of geometric compression ratio on ignition delay and peak of pressure rising rate

圖10 所示為不同幾何壓縮比下指示燃油消耗率和指示NOx排放率的模擬預測結(jié)果。從圖10 可見：隨著幾何壓縮比從11.4 增加到14，NOx排放率逐漸下降，這主要歸因于滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角縮短和預混合燃燒階段釋放的熱量減小，抑制了熱NOx的生成；再繼續(xù)增加幾何壓縮比到15，NOx排放基本保持不變。這是因為壓縮比增加到一定程度后，其所導致的充量壓縮溫度增加將促進熱NOx生成。

從圖10 還可發(fā)現(xiàn)：指示燃油消耗率隨幾何壓縮比的增加呈現(xiàn)先增加后降低的變化趨勢；當幾何壓縮比從11.4 增加到13.0 之前，指示燃油消耗率稍有增加。結(jié)合圖11分析其原因為：在充量初始溫度為320 K時，幾何壓縮比為11.4 時滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角曲軸轉(zhuǎn)角約為11.5°，燃燒始點正好位于上止點；而壓縮比增加到12和13 后滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角減小，燃燒始點提前，柴油機所作負功增加，使燃油消耗率增加，但仍然低于原機基準水平。進一步增加壓縮比，燃油成本明顯降低。盡管同樣存在作負功的問題，但幾何壓縮比增加所導致的柴油機迪塞爾循環(huán)理論熱效率增加起主導作用。

當幾何壓縮比為15 時，滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角縮短到比原機的更短，且燃油消耗率顯著降低，因此，應當可以接受比320 K 稍低的充量初始溫度，噴油定時也可以適當推遲。將降低初始充量溫度、推遲噴油定時和提高幾何壓縮比這3 項措施相結(jié)合，將使NOx排放進一步降低。最終選取充量初始溫度300 K、噴油定時曲軸轉(zhuǎn)角為上止點前8°、幾何壓縮比15 作為優(yōu)化方案，計算得到柴油機的性能和排放參數(shù)相對原機的變化幅度如表4 所示。從表4 可見：Miller 循環(huán)優(yōu)化方案使該型柴油機在指示燃油消耗率保持基本不變的同時，NOx排放降低52.4%，從而使該機型向IMO Tier III法規(guī)中規(guī)定的NOx排放控制目標前進了一大步。

圖10 幾何壓縮比對指示油耗率和NOx 排放的影響Fig.10 Effect of geometric compression ratio on indicated specified fuel consumption and NOx emission

表4 優(yōu)化方案的效果Table 4 Results of the optimized parameters

3 結(jié)論

1) 隨著Miller 循環(huán)條件下充量溫度降低，指示油耗率逐漸下降，直到充量溫度接近失火極限溫度時才會稍有增加；而NOx排放呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢，過低的充量溫度不利于降低NOx排放，其原因是滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角太長，預混合燃燒放熱較多，促進熱NOx生成。

2) 最高壓力升高率和滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角隨充量溫度的降低而增加。滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角過長易產(chǎn)生粗暴燃燒現(xiàn)象，控制滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角曲軸轉(zhuǎn)角小于8°，可以使最高壓力升高率基本保持在原機的水平。

3) 在低充量溫度下，延遲噴油定時對滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角的影響不太，雖然可使NOx排放顯著降低，但會導致燃油消耗率增加；增加幾何壓縮比可以有效縮短滯燃期曲軸轉(zhuǎn)角，降低NOx排放。

4) 對充量初溫度、噴油定時、幾何壓縮比3 個參數(shù)進行綜合優(yōu)化，得到的最優(yōu)方案使該型柴油機額定負荷NOx排放降低52.4%，同時指示燃油消耗率基本保持不變。

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