2022, Vol. 44
2. 福建省船舶与海洋工程重点实验室，福建 厦门 361021;
3. 武警士官学校，浙江 杭州 311402
2. Fujian Provincial Key Laboratory of Naval Architecture and Ocean Engineering, Xiamen 361021, China;
3. Sergeant School of Chinese People's Armed Police Force , Hangzhou 311402, China
随着“低碳经济”时代的来临以及国际海事组织（IMO）对船舶排放标准的日益严格，传统柴油机的燃烧方式引起重大的改革。柴油机排放中NOx和PM微粒限制其被广泛使用的可能性。后处理装置虽能有效地降低排放，但同时提高柴油机的燃油消耗率。因此，探索新的燃烧方式或清洁替代燃料，优化缸内燃烧过程，控制尾气中NOx与Soot含量能同时降至较低的标准，从而减小对后处理装置的依赖性。天然气-柴油的双燃料发动机已逐步在船舶领域得到应用。德国MAN Diesel &Turbo于2012年推出ME-GI型天然气-柴油双燃料发动机采用缸内高压直喷，天然气替代率高达97%，结合EGR（exhaust gas re-circulation, EGR）其排放值可达到IMO Tier Ⅲ的要求；芬兰Wartsila生产的双燃料柴油机采用低压直喷技术，替代率达95%～99% [1]；Rolf D.Reitz[2]使用天然气和柴油研究了重载柴油机RCCI燃烧方式，由于HCCI燃烧方式具有发火和燃油喷射定时不可控、放热率不可控等缺点，逐步发展了RCCI燃烧方式优化柴油机的排放和经济性能[3-7]。本文采用RCCI燃烧方式，低反应性燃料选择天然气，天然气从进气歧管喷入，通过进气空气的流动实现预混合，高反应性燃料选用柴油，柴油采用高压喷入气缸实现对天然气的引燃效应。采用仿真实验的方法，研究通过控制引燃柴油喷油正时、喷油规律来控制燃烧相位及燃烧速度，从而影响其排放和经济性能，即保持较高的燃烧效率并实现清洁燃烧。
1 双燃料柴油机仿真模型的建立研究对象为济南柴油机厂直列4缸、增压中冷船用中速柴油机4170ZlC-2，燃烧室为直口ω型开式，具体参数[8]如表1所示。
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表 1 柴油机的主要结构参数 Tab.1 Main Structural parameter of diesel engine |
原机为纯柴油机，对其改造为双燃料柴油机并进行仿真研究，采用柴油与天然气2种燃料，比较不同引燃柴油的喷油策略对双燃料柴油机燃烧和排放性能的影响。引燃的柴油从喷油器喷入，按照其燃烧室的结构生成三维实体模型，导入AVL-FIRE ESE Diesel模块，生成相应的网格文件，为节约计算资源，采用1/8模型进行仿真计算，如图1所示。网格数为170407个，边界层两层，边界层厚度为0.2 mm。
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图 1 上止点和下止点时燃烧室的计算域 Fig. 1 Computing domain of combustion chamber at T.D.C and B.D.C |
AVL-FIRE ESE Diesel模块对柴油机缸内燃烧过程进行分析计算，因而本仿真计算从进气阀关闭（594°CA）为始点，终点为排气阀打开时刻（840°CA，即上止点后120°CA），此期间燃烧室为闭口系统，初始状态按AVL-BOOST仿真计算结果输入，假设天然气与空气混合均匀。
湍流模型选用k-ξ-f模型，燃烧模型选用相关火焰模型ECFM（extended coherent flame model），点火模型采用Disesl Ignited Gas Engine，破碎模型适用WAVE模型，蒸发模型选用Dukowicz，排放模型选用Extended Zeldowich, Soot模型选用Kennedy/Hiroyasu/Magnussen。甲烷和柴油化学反应机理采用Hockett的反应方程[5,9]。
验证采用原机实验数据[10]与天然气成分为0的仿真结果进行对比，如图2所示，压力曲线基本重合，爆发压力误差在5%以内，误差满足仿真计算要求。
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图 2 实测p-φ示功图与仿真计算对比 Fig. 2 Plot of cylinder pressure under simulation and experiment |
本文主要研究在额定工况下（220 kW，1000 r/min）天然气替代率按下式计算达95%情况下，不同引燃柴油的喷油时刻对柴油机性能的影响。
| $ R = \frac{{{m_{LNG}}{H_{LNG}}}}{{{m_{LNG}}{H_{LNG}} + {m_{diesel}}{H_{diesel}}}} $ |
式中：
多次引燃比单次引燃更易于实现RCCI燃烧控制，前期已进行了引燃柴油分2次喷射的研究，分别研究了2次油量的分布及喷油的时刻双燃料柴油机性能的影响，并提出了一定的结论[9-10]，本文研究采用3次引燃柴油喷射，按喷油量的多少分为预喷、主喷和尾喷，分析3次喷油的时刻变化和油量组合等不同的喷油策略对其性能的影响。
2.1 尾喷始点变化对双燃料柴油机性能的影响|
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表 2 改变尾喷时刻的不同实验方案 Tab.2 Simulating scheme under different tail injecting timing |
为了比较引燃柴油量和引燃油喷油时刻的不同影响，先保持3次引燃柴油量不变，预喷、主喷和尾喷柴油量占每一循环比例分别为10%，80%和10%，保持预喷和主喷始点时刻不变，采取小步幅调整尾喷的起点时刻，从695°CA～730°CA，通过单独调整尾喷时刻的变化比较其性能的变化特点。
从图3可知，尾喷在上止点前结束（如case1～case4），缸内最高爆发压力相近，其始点改变影响甚小；当尾喷始点接近上止点或上止点后（case5，case6和case7），爆压降低达2.7%；从图4可知，适当延长尾喷与主喷的时间间隔，尾喷诱导涡流改善预喷、主喷燃油对天然气的引燃效应，加速着火范围的扩大。主燃期后延，且放热率峰值更高，对提高热效率有利的，但当尾喷始点到上止点后，放热量延迟到上止点后，功率反而减小。
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图 3 不同尾喷时刻对气缸内压力影响图 Fig. 3 Cylinder pressure under different tail injecting timing |
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图 4 不同尾喷时刻对放热规律影响曲线 Fig. 4 Heat release rate under different tail injecting timing |
从图5可得出不同尾喷始点时刻对NOx生成影响，初期NOx生成量相对较小，随着大量热量的释放，缸内温度升高，其生成量急速增加，之后燃烧过程变缓，活塞下行，燃烧温度降低，使NOx总量不再增加。尾喷始点时刻距离主喷时间越长，NOx排放量减小越明显，减少率达20%。
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图 5 不同尾喷始点时刻对 NOx排放影响 Fig. 5 masse fraction of NOx under different tail injecting timing |
3次喷油量的组合同样保持不变，预喷和尾喷始点保持不变，主喷始点从675°CA～690°CA，对比主喷的始点改变对双燃料柴油机性能的影响大小。
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表 3 改变主喷时刻的不同实验方案 Tab.3 Simulating scheme under different main injecting timing |
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图 7 改变主喷始点时刻缸内温度变化规律图 Fig. 7 Cylinder temperature under different main injecting timing |
从图6可以看出，主喷始点时刻对缸内最大爆发压力的大小无明显影响，只改变其最大值对应的角度。主喷始点提前，燃烧始点反而延迟，主喷始点为690°CA喷油的发火点最早，最大爆压对应的角度也越早。进一步推迟主喷喷油始点至704°CA，则发火点不再提前而延迟。从图8NOx排放率和图9放热率曲线的对比分析看，主喷始点越早开始喷油的，集中放热区越临近上止点附近，NOx最低，功率最高。主喷与预喷间隔时间越长，越有利于天然气的快速燃烧，放热率峰值上止点前达到且幅值越小，NOx生成率反而增大。
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图 6 改变主喷始点时刻缸内压力示功图 Fig. 6 Cylinder pressure under different main injecting timing |
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图 8 不同主喷始点时刻 NOX生成规律 Fig. 8 NOX under different main injecting timing |
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图 9 不同主喷始点时刻放热率曲线 Fig. 9 Heat release rate under different main injecting timing |
根据2.1和2.2的分析，主喷时刻的影响较大，尾喷时刻改变影响较小，选择主喷时刻最早的方案，即主喷从675°CA开始，尾喷时刻在700°CA开始，改变预喷的始点时间从630°CA到650°CA，分析其变化对性能的影响规律。
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表 4 改变预喷始点时刻的不同实验方案 Tab.4 Simulating scheme under different pre-injecting timing |
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图 10 不同预喷时刻的喷油策略 Fig. 10 Pilot fuel injection with different pre-injecting timing |
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图 11 不同预喷时刻下的示功图 Fig. 11 Cylinder pressure with different pre-injecting timing |
从图12可知，case4预喷越晚，放热率越早开始，放热的中心也早于其他3种情况，case1～case3无明显的变化。case1和case2基本重叠在一起，case3低于case1和case2, case4最低。相比于尾喷和主喷时刻变化的影响，预喷对性能变化影响幅度最小。
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图 12 不同预喷时刻放热率曲线 Fig. 12 Heat release rate under different pre-injecting timing |
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图 13 不同预喷始点时刻 NOX生成率曲线 Fig. 13 NOX under different pre-injecting timing |
采用上述计算中较理想的定时组合，即保持预喷640°CA，主喷675°CA，尾喷700°CA始点时刻不变，改变3次喷油量的油量组合，对比分析不同组合对性能参数的影响。
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表 5 不同引燃油量组合实验方案 Tab.5 Simulating scheme under different pilot fuel strategies |
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图 14 不同引燃喷油策略喷油量对比图 Fig. 14 Different pilot injecting strategies |
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图 15 不同引燃喷油策略放热规律对比图 Fig. 15 Heat release rate with different pilot injecting strategies |
从喷油量的组合来看，由于总的引燃量不变，预喷的油量越多，主喷和尾喷的油量减少，发火点越提前，急燃期也随之提前，燃烧中心前移，爆发压力明显增大，其对应的相位角度也提前，缸内温度的变化特点也相似于缸内气体压力的变化。
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图 16 不同引燃策略下缸内压力的变化规律 Fig. 16 Cylinder pressure with different pilot fuel strategies |
从图17 NOx的 排放规律来看，预喷量减小，对减小NOx的排放是有益的。case1～case5逐渐增大，case6采用3次同等的引燃喷油量其NOx量升高率达83%。
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图 17 不同引燃策略下 NOX生成率的变化规律 Fig. 17 NOX with different pilot fuel strategies |
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图 18 2%预喷量与 33.3%预喷量不同曲柄转角下NO 质量分数分布云图 Fig. 18 Cloud map of NO mass fraction under 2% and 33.3% pre-injection fuel |
选择最具代表性的最小预喷量2%和最大预喷量33.3%进行NO生成浓度的云图，可以看出在750°CA时刻，case6的NO质量分数明显高于case1,这种情况一直延续到排气阀开启,佐证了预喷量增大，缸内温度高，对NO形成是有利的。
3 结 语1）引燃柴油喷油策略对柴油机燃烧排放性能影响较大，其中引燃柴油中预喷柴油量越大，燃烧中心越提前，缸内的温度和压力升高率增大，为NOx的生成提供条件。减小引燃预喷柴油量，对降低NOx的排放影响显著，动力性的影响较不显著。
2）引燃柴油喷射时刻对燃烧性能的影响看，主喷的引燃油量相比于预喷和尾喷量最多，主喷始点时刻变化对其性能影响最大。主喷与预喷始点间隔时间越短，即主喷始点越早开始喷油，发火点越晚，集中放热区延迟在上止点，热效率升高，NOx生成率降低；引燃柴油中尾喷始点的影响小于主喷始点的变化，尾喷始点越晚，爆压降低，功率先升高然后降低，NOx的排放量呈单调减小。由于预喷始点时刻的变化相比于主喷和尾喷，影响最小。预喷与主喷始点时刻越接近，NOx生成率仅略有降低。
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