0 引　言

船用柴油机由于其高NO_X和碳烟排放会造成环境污染，为了满足严格的排放法规，需要开发先进的缸内燃烧策略和尾气排放后处理系统，然而排放后处理设备在成本和耐用性方面存在问题。一些排放后处理系统，如柴油微粒过滤器（DPF）、氮氧化物捕集器（LNT）和选择性催化还原系统（SCR），往往也会增加燃油消耗，因此，缸内减排技术一直是研究的重点。其中，开发利用以高能、清洁的天然气资源作为船舶柴油机的新型替代燃料，可以有效地减少船舶柴油机的废气排放量^[1-4]。

缸内减排技术可以从近几年发展而来的低温燃烧技术说起，其中化学反应活性控制压燃（RCCI）作为双燃料发动机的低温燃烧技术，高反应活性燃料（引燃柴油）的喷射正时对燃烧相位和燃烧持续期起着至关重要的作用，合理的喷油正时可以大幅度提高热效率以及降低NO_X及碳烟排放。

1 研究方法及机理验证 1.1 研究方法

新型低温燃烧模式，其着火与燃烧过程在很大程度上受化学反应动力学的控制，因此要弄明白缸内各参数及组分的变化规律，需要构建燃料的化学反应动力学机理。现实生活中使用的燃料油，由于其包含的组分较多，而且有些组分的化学反应机理尚未探明，故很少直接将其与CFD软件进行耦合计算。一般使用的方法是使用个别物性、化学特性与所研究的燃料油相似的组分替代实际燃料即所谓的表征燃料，搭建其化学动力学机理，并应用于工程计算中。常用的柴油表征燃料有正庚烷和正十二烷，由于正十二烷的碳链结构与柴油较为接近，其喷雾燃烧时火焰形态更接近于柴油。孙秀秀等^[5]在相同操作模拟条件下，使用不同的替代燃料研究了它们对船用柴油机性能的影响，模拟了缸内压力和温度、排放产物（NO_X，HC，CO，CO₂）以及当量比的分布。结果表明高碳链结构的烷烃相比低碳链结构的烷烃而言，预测准确性更高。因此本文选取正十二烷作为船用燃油（MGO/DMA）的替代燃料，甲烷作为天然气的表征燃料，在验证完柴油/天然气双燃料燃烧机理的准确性之后，将整合机理嵌入到CFD软件中进行参数计算与分析。表1列出了相关燃料的物理化学属性。

1.2 机理验证

本文正十二烷/甲烷掺烧的双燃料燃烧机理选用Tong Yao等^[6]提出的用于柴油机模拟的正十二烷骨架机理，该机理基于You等^[7]提出的半详细机理发展而来，原始半详细机理包含171种组分，1306个化学反应，通过反应流分析、异构体结块等削减方法，最终将机理简化为54种组分，269个化学反应。该骨架机理通过了点火延迟、完全搅拌反应器以及层流火焰速度实验验证，最初用在压燃点火发动机的三维CFD运算中。Heikki Kahila等^[8]将该反应机理用于大涡模拟计算双燃料点火延迟，计算结果与实验结果展现出了良好的一致性。本文在Yao机理的基础上加入瑞典Chalmers大学Golovitchev提出的13步NO_X排放子机理，相关反应速率参数通过Pia Kilpinen^[9]在一种适用于船用柴油机排放预测的NO子模型中提到的技术方法做出相应修正，最终的整合机理包括58种组分，282个反应。为了验证NO_X相关子机理的加入对正十二烷的点火延迟没有影响，通过CHEMKIN 4.1对整合机理进行点火延迟计算并与实验数据进行对比。图1为当量比为0.5和1时整合机理计算与实验的点火延迟比较，可以看出整合机理与实验测得的点火延迟较吻合，证明该整合机理适用于正十二烷/甲烷双燃料燃烧计算。

2 网格划分及模型验证 2.1 发动机原始参数

本文的计算模型是以L23/30H型柴油机为基础展开的，选用MCR=900 r/min、满负载工况为标定工况。表2为原始柴油机该工况下的相关结构参数。

2.2 网格划分

数值计算之前，需要进行燃烧室网格划分，由于本次计算采用的是1/8燃烧室模型，故仅需对该1/8计算域进行相应的网格划分，燃烧室结构参数由镇江中船动力有限公司提供，采用AUTO CAD进行二维几何建模，建立好的模型导入ESE DIESE中进行网格划分，并进行了网格无关性检验，最终生成的网格模型如图2所示。

2.3 模型验证

以L23/30H型柴油机在900 r/min和满负荷工况下运转的缸内压力曲线为标定，以720曲轴转角时刻对应实际发动机的上止点时刻。根据船用柴油机特有的水冷系统，调整壁面传热。其中计算用到的初始条件进气温度、进气压力等数据都通过实验得来。

按照实验模型设置要求进行修正，其仿真模拟计算结果与实验所测的缸内压力曲线对比如图3所示。可知，缸内压力趋势完全一致，峰值误差在5%以内，良好的匹配性能说明此计算模型的有效性。

3 燃烧过程的数值分析

研究不同喷油正时对不同天然气替代率下（0%，25%，50%，75%）双燃料发动机燃烧性能的影响，将纯柴油模式改为双燃料模式，研究工况仍为900 r/min和单缸额定功率为175 kW的工况，天然气替代率采用能量替代率，即

$ \alpha {\rm{ = }}\frac{{{m_{{\rm{NG}}}} \cdot LH{V_{{\rm{NG}}}}}}{{{m_{{\rm{NG}}}} \cdot LH{V_{{\rm{NG}}}} + {m_{{\rm{Diesel}}}} \cdot LH{V_{{\rm{Diesel}}}}}} \times 100\text{%} 。$

(1)

其中：m代表替代燃料的质量，LHV代表替代燃料的低热值，柴油替代燃料为正十二烷，天然气替代燃料为甲烷。

3.1 天然气替代率为0%时，不同喷油正时对发动机燃烧的影响

为了研究不同喷油喷油正时（Start of Injection，SOI）对船用柴油机燃烧及排放的影响，分析讨论4组不同喷油正时上止点前10；前5°、上止点及上止点后5°曲轴转角（SOI=710°CA，715°CA，720°CA，725°CA）下的原柴油机缸内温度、压力等参数的变化趋势。图4为缸内各参数随曲轴转角的变化趋势，图5为不同喷油正时下的原柴油机功率、油耗对比。从图4可以看出，随着喷油正时的推迟，缸内压力、温度下降，放热率滞后，NO排放降低。从图5可以看出，喷油正时710°CA，715°CA时刻下的发动机功率和油耗基本一致，但715°CA喷油下的NO排放却显著降低。当喷油时刻大于715°曲轴转角时，随着喷油时刻的推迟，发动机功率显著下降，油耗明显上升。各喷油正时下的功率和油耗均比原发动机单缸额定功率要高，油耗要低（Pe=175 kW，be=193 g/kW·h）造成该误差的主要原因是计算使用的正十二烷为单组分燃料，热值相比柴油要高，并且计算忽略了发动机稳定运行时缸内仍有残余废气的情况。由于计算初始条件均一致，所以上述误差并不影响计算趋势的有效性。从各喷油正时下得到的计算结果来看，上止点前的喷油时刻选取对原始发动机NO_X减排极为重要，对于该机型来说，计算的最优喷油正时在715°CA，与发动机厂家提供的数据（712°CA～718°CA）基本一致。

3.2 天然气替代率为25%时，不同喷油正时对发动机燃烧的影响

研究低天然气替代率下，喷油正时对发动机缸内燃烧的影响。图6为低天然气替代率下缸内各参数随曲轴转角的变化趋势图，可以看出随着喷油正时的延迟，总体趋势与纯柴油模式基本一致。需要特别指出的是燃料的消耗趋势。柴油喷入燃烧室时并不会马上燃烧，而是逐渐积累，当缸内的温度、压力条件达到表征燃料的着火界限时，积累的燃料迅速自燃，该过程被称为预混燃烧过程，放热率以及正十二烷消耗速率要较边喷边燃的扩散燃烧高。从甲烷消耗速率来看，甲烷在燃烧初期会略微增加，主要是由于滞燃期内积累的正十二烷迅速裂解氧化，这期间经历了从中温到高温的化学反应过程。在中温反应区（≧1100 K），自由基的β-裂解相比裂解产物的反应更迅速，裂解主要形成H₂，CH₄和C₂-C₄烯烃。图7为天然气替代率为25%时，不同曲轴转角时刻（上止点前8°、前2°、后4°、后10°曲轴转角）下的缸内温度场分布。从缸内温度场和甲烷及NO含量分布可以看出，缸内涡流对CH₄分布影响较小，着火发生时，火焰周边的CH₄率先被消耗，火焰未传播的区域CH₄含量仍较多，所以缸内高压直喷引燃柴油的双燃料发动机CH₄利用率较低。图8为天然气替代率为25%时，不同喷油正时下发动机单缸功率和平均指示有效压力对比。可以看出，当天然气替代率为25%时，双燃料发动机的动力性与原始柴油机相当，在710°CA时动力性最佳，但其对喷油正时更为敏感，由喷油延迟造成的动力性损失较原始柴油机大。

3.3 天然气替代率为50%时，不同喷油正时对发动机燃烧的影响

图9为天然气替代率为50%时，不同喷油提前角下的缸内各燃烧参数变化。可以看出，提高天然气替代率至50%，不同喷油正时下，缸内压力、温度随曲轴转角的变化趋势与天然气替代率为25%时基本一致。不同的是随天然气替代率的增加导致引燃柴油的喷射量减少，喷油持续期缩短，所以导致扩散燃烧持续期缩短。天然气含量的增加使得甲烷消耗速率较25%替代率时快。图10为天然气替代率为50%时，不同曲轴转角下的缸内温度场分布。可以看出，天然气替代率提高至50%时，引燃柴油仍存在扩散燃烧，着火发生时火焰轮廓仍较明显。从发动机做功和缸内平均指示压力来看，天然气替代率增加至50%，喷油正时为710°CA时，该替代率下发动机的单缸额定功率与原始柴油机相当，但当喷油正时推迟至715°CA，720°CA，725°CA时，发动机单缸指示功率迅速下降，相比同时刻下的纯柴油工况要低。

3.4 天然气替代率为75%时，不同喷油正时对发动机燃烧的影响

图12为天然气替代率为75%时，不同喷油提前角下的缸内各燃烧参数变化。当天然气替代率增加至75%时，缸内压力、温度等参数总体变化趋势与25%，50%替代率的变化趋势基本一致，不同的是此时的引燃柴油由于量较少，其全部喷入气缸时，着火仍未发生，当缸内条件达到其着火界限时，该部分引燃柴油全部以预混模式燃烧，从正十二烷消耗曲线和放热率曲线上可以很好地反映这一点，正十二烷消耗曲线与放热率曲线均呈现单峰。NO排放随着喷油正时的延迟逐渐减少，主要是由于缸内温度下降导致的，喷油正时在710°CA时，虽然缸内平均温度较25%，50%下的高但NO含量却较其两者更低，主要是由于天然气替代率为75%时，正十二烷的扩散燃烧消失，缸内不存在扩散燃烧火焰前端的高温区，NO排放相对较少。图13为天然气替代率为75%时，不同曲轴转角下的缸内温度场分布。可以看出，当天然气替代率增加到一定值时，缸内少量的引燃柴油在着火发生之前全部喷入气缸，此时不存在扩散燃烧火焰，火焰轮廓较25%，50%模糊。引燃柴油在涡流的影响下向缸内各个位置传播，着火发生时缸内多点点火，甲烷消耗较25%，50%更完全。图14为天然气替代率为75%时，不同喷油正时下发动机单缸功率和平均指示有效压力对比。可以看出，在天然气替代率达到75%时，发动机单缸功率和缸内平均指示压力不在随着喷油正时的延迟而单调递减，在喷油正时为715°CA时的功率和指示压力甚至比喷油正时在710°CA时要高，随着天然气替代率的升高，动力性最优的喷油时刻逐渐向上止点处逼近。当喷油正时越过上止点，由喷油延迟造成的动力性损失也较25%，50%替代率下的要大。

4 结　语

本文使用正十二烷作为船用燃料油的替代燃料，利用三维流体动力学软件耦合正十二烷化学动力学模型，对船用中速柴油机进行不同天然气替代率下的缸内燃烧分析，研究了不同喷油正时对缸内各参数变化趋势的影响。结果总结如下：

1）在纯柴油模式下，随着喷油正时的推迟，发动机单缸指示功率及平均有效指示压力下降，NO排放降低。其中上止点前，功率随着喷油正时的延迟，变化较小。

2）在双燃料模式下，发动机的动力性对喷油正时更为敏感，由喷油延迟造成的动力性削减较纯柴油模式大。

3）在高天然气替代率下，引燃柴油的扩散燃烧会消失，放热率曲线及正十二烷消耗曲线呈单峰。

4）随着天然气替代率的提高，发动机的动力性逐渐提高，且动力性最优的喷油正时向上止点处逼近。