張 恒，龔希武

(浙江海洋大學(xué) 船舶與機(jī)電工程學(xué)院，浙江 舟山 316022)

0 引 言

石油資源的過度開發(fā)和使用，導(dǎo)致全球性環(huán)境污染和石油能源枯竭，為緩解石油危機(jī)和環(huán)境問題，又由于天然氣以其良好的燃燒性和排放性，則自然成為船用柴油機(jī)的理想替代燃料（表1為柴油與天然氣物化特性的對(duì)比）。柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的出現(xiàn)和使用時(shí)間還不太長(zhǎng)，對(duì)于柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，尚有許多問題急待研究解決。

柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)以天然氣進(jìn)氣方式的不同分為2種：1）預(yù)混合天然氣柴油引燃發(fā)動(dòng)機(jī)，這類發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣進(jìn)氣裝置布置在進(jìn)氣管，天然氣和空氣混合后進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)；2）柴油引燃缸內(nèi)直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，這類發(fā)動(dòng)機(jī)在壓縮沖程活塞運(yùn)動(dòng)到接近上止點(diǎn)附近噴入天然氣，天然氣被燃燒的柴油點(diǎn)燃[1–3]。針對(duì)第2種，不同于現(xiàn)有船用發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)噴射汽化后的天然氣，將“LNG缸內(nèi)液噴”這一概念引入文中[4–5,7]，LNG不經(jīng)過氣化過程，以液態(tài)（約111 K）直接噴入缸內(nèi)。相比傳統(tǒng)的氣態(tài)噴射，能夠更大限度的利用液化天然氣的冷能，由于天然氣在缸內(nèi)液化降低了缸內(nèi)溫度，可以降低NOX的排放量，同時(shí)也降低了發(fā)動(dòng)機(jī)爆震的概率，保證了發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性。

發(fā)動(dòng)機(jī)是船舶的心臟，而對(duì)于雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)船，天然氣就是船舶的血液，所以天然氣能否良好的燃燒至關(guān)重要；引燃柴油燃燒雖不是主要燃料，但它是天然氣燃燒的點(diǎn)火源，其影響著天然氣的初始燃燒情況，對(duì)天然氣燃燒的穩(wěn)定性有很大的影響，最終影響發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性[5]。

表1 柴油與天然氣的物化性質(zhì)[6]Tab.1 Physical and chemical properties of diesel and LNG

本文基于AVL-FIRE軟件模擬研究固定噴射間隔下不同燃料噴射時(shí)刻對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及仿真模型

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

發(fā)動(dòng)機(jī)仿真原型為某直列四缸柴油機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)見表2。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)Tab.2 Engine specifications

1.2 仿真模型的建立

應(yīng)用Autocad建立STL格式的燃燒室二維文件，導(dǎo)入FIRE軟件中生成動(dòng)網(wǎng)格模型。為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，建立的模型為八分之一燃燒室，如圖1所示。

2 仿真的計(jì)算與分析

2.1 仿真方案

圖1 180°、320°、360°仿真模型Fig.1 The simulation model of 180°、320°、360°

設(shè)計(jì)發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真工況為轉(zhuǎn)速1 630 r/min，50%負(fù)荷，設(shè)計(jì)仿真計(jì)算時(shí)間為245°CA～440°CA，設(shè)定初始時(shí)刻缸內(nèi)壓力為0.26 MPa，溫度340 K，柴油噴射溫度為293.15 K，參考馮春龍[4]、溫龍澤[7]等研究成果設(shè)置天然氣噴射溫度為111 K。引燃柴油量[4]占柴油和天然氣總能量的I=6%，取空燃比[8]為?=1.4。

式中：I為天然氣的能量替代率；?為空燃當(dāng)量比；Mdiesel，MLNG分別為柴油和天然的質(zhì)量；Mair為缸內(nèi)初始時(shí)刻空氣的質(zhì)量；LHVLNG，LHVdiesel分別為天然氣和柴油的低熱值；LLNG，Ldiesel分別為天然氣和柴油的化學(xué)計(jì)量空燃比。

本文共設(shè)計(jì)5種仿真實(shí)驗(yàn)方案，分別取引燃柴油的噴射時(shí)刻為t1=15°BTDC，t2=12°BTDC，t3=9°BTDC，t4=6°BTDC，t5=3°BTDC，保持引燃柴油和天然氣的噴射間隔時(shí)間為6°CA固定不變，對(duì)以上5組數(shù)據(jù)進(jìn)行仿真模擬。

2.2 不同噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)壓力和溫度的影響

由圖2知，燃料噴入缸內(nèi)時(shí)刻越早，天然氣開始燃燒的時(shí)刻越早，缸內(nèi)平均壓力的峰值越大，其原因是天然氣的開始燃燒發(fā)生在壓縮沖程，此時(shí)缸內(nèi)容積仍在減小，天然氣的燃燒和缸內(nèi)容積的變化共同促成了壓力峰值的出現(xiàn)。由圖3可知，缸內(nèi)的平均溫度峰值也和缸內(nèi)壓力峰值有相同的變化規(guī)律，溫度曲線后期各方案隨天然氣噴射時(shí)刻值的推后依次增大，其原因是燃料開始燃燒較早、放熱就較早所致。

圖4顯示各方案壓力峰值分別出現(xiàn)時(shí)刻為距天然氣噴射后 12.8°CA，12.4°CA，9.7°CA，9.2°CA，8.8°CA時(shí)，隨天然氣噴射時(shí)刻的延后各方案壓力峰值出現(xiàn)位置的對(duì)應(yīng)延后性略有減小，各壓力峰值分別為26.1 MPa，24.6 MPa，23.0 MPa，20.8 MPa，18.4 MPa，隨天然氣噴射的延后平均壓力峰值的減小量逐漸增大，其原因是壓力峰值皆出現(xiàn)在膨脹沖程里，此時(shí)缸內(nèi)容積逐漸增大。

圖2 噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)平均壓力的影響Fig.2 Effects of injection timing on mean pressure

圖3 噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)溫度壓力的影響Fig.3 Effects of injection timing on mean temperature

圖4 噴射時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)平均壓力峰值的影響Fig.4 Effects of injection timing on mean pressure peak

2.3 噴射時(shí)刻對(duì)溫度場(chǎng)的影響

圖5 噴射時(shí)刻對(duì)溫度場(chǎng)的影響Fig.5 Effects of injection timing on temperature contours

如圖5所示，為直觀分析缸內(nèi)燃燒情況，列出天然氣燃燒各時(shí)刻對(duì)應(yīng)的溫度場(chǎng)圖。天然氣噴入缸內(nèi)以前，引燃柴油燃燒形成火焰仍存在，由于噴入缸內(nèi)天然氣為液體，且溫度低，進(jìn)入氣缸以后，引起缸內(nèi)局部溫度下降，對(duì)應(yīng)圖中小塊深色部位，受缸內(nèi)高溫的作用，天然氣迅速汽化、升溫，同時(shí)柴油的火焰區(qū)域顏色稍微變淺，表示溫度下降。當(dāng)天然氣達(dá)到燃燒溫度后開始燃燒（約為噴入缸內(nèi)1 °CA后），缸內(nèi)溫度和壓力急劇升高。天然氣與空氣混合燃燒，燃燒的范圍越來越大，且噴入缸內(nèi)天然氣持續(xù)。天然氣持續(xù)噴射6 °CA后比較各方案云圖可見，隨噴射起始角度的推遲，圖中顏色也依次變淡。各方案缸內(nèi)平均溫度達(dá)到峰值時(shí)，隨噴射起始角度的推遲，圖片顏色也有明顯的變化，表示缸內(nèi)溫度依次降低。各方案387 °CA缸內(nèi)云圖，顏色相近，而且分布相似，此時(shí)，缸內(nèi)平均溫度基本相同。比較各方案的燃燒情況，分析可得天然氣噴射時(shí)間越延后，缸內(nèi)天然氣的燃燒越迅速，且溫度峰值較低，降低了缸內(nèi)的熱效應(yīng)，有利于機(jī)械的良好運(yùn)行，同時(shí)可以降低爆震發(fā)生的系數(shù)。

2.4 噴射時(shí)刻對(duì)放熱的影響

從圖6中分析，各方案累積放熱量趨勢(shì)相同，由于噴入的燃料相等，最終放熱量也基本相同。但是受缸內(nèi)溫度和壓力不同的影響，其放熱率不同。天然氣越早噴入缸內(nèi)，由于壓力和溫度越大，則放熱也越快，說明燃燒也越劇烈，當(dāng)?shù)竭_(dá)410 °CA以后，各方案缸內(nèi)放熱曲線基本重合，走勢(shì)也平緩。說明推遲天然氣的噴射，可以使缸內(nèi)的燃燒更柔和。

圖6 噴射時(shí)刻對(duì)累積放熱量的影響Fig.6 Effects of injection timing on accumulated heat release

2.5 噴射時(shí)刻對(duì)燃燒階段的影響

圖7是以方案t1為例對(duì)燃燒過程的劃分圖，將燃燒過程依次分為滯燃期、速燃期、緩燃期和后燃期4個(gè)階段。滯燃期從天然氣向缸內(nèi)噴射開始，到天然氣開始在缸內(nèi)燃燒，這個(gè)階段內(nèi)，噴入缸內(nèi)的液化天然氣迅速汽化、升溫，及發(fā)生燃燒前的某些化學(xué)變化。速燃期內(nèi)天然氣開始燃燒，直到缸內(nèi)壓力到達(dá)最高點(diǎn)，由于此階段在上止點(diǎn)前后發(fā)生，缸內(nèi)容積變化量很小，幾乎實(shí)現(xiàn)了等容燃燒，所以缸內(nèi)壓力劇烈上升，壓力升高率過大會(huì)形成爆震發(fā)生的危險(xiǎn)，所以速燃期應(yīng)越短越好。緩燃期為壓力峰值時(shí)刻到溫度峰值處時(shí)刻，這一階段燃燒的燃油份額最大。后燃期是從溫度最高位置到燃燒的結(jié)束，由于燃燒停止時(shí)刻較難精確分辨，故不作分析。

圖7 燃燒過程劃分圖Fig.7 The partition for duration of combustion

圖8 噴射時(shí)刻對(duì)燃燒期的影響Fig.8 Effects of injection timing for the duration of combustion

圖8中，各方案滯燃期長(zhǎng)度變化不是很明顯，這是因?yàn)楦鞣桨柑烊粴鈬娚鋾r(shí)缸內(nèi)溫度相近，僅僅是壓力有少量不同，其中方案t4的滯燃期時(shí)間最短為1.1°CA，滯燃期時(shí)間越短，則為速燃期準(zhǔn)備的可燃混合氣會(huì)越少，這樣能夠縮短速燃期的長(zhǎng)度，抑制速燃期階段的最大壓力升高率，減少爆震的發(fā)生可能性。速燃期的長(zhǎng)度隨著天然氣的噴射時(shí)刻的推后呈現(xiàn)出逐漸縮短的趨勢(shì)較明顯，各方案滯燃期分別為11.5°CA，10°CA，8.5°CA，8.1°CA，7.5°CA，這是由于缸內(nèi)氧氣濃度越高越能促進(jìn)天然氣迅速與氧氣混合并燃燒，而壓力峰值出現(xiàn)在活塞的下行階段，雖然缸內(nèi)壓力在增大，但是此時(shí)缸內(nèi)容積也在增大，導(dǎo)致了壓力峰值的較早出現(xiàn)，這2個(gè)原因影響了速燃期的時(shí)間縮短。緩燃期的長(zhǎng)度同速燃期相反，隨天然氣噴射時(shí)刻的推遲略有增加，這是因?yàn)樗偃计跁r(shí)間短，噴射和燃燒的天然氣就相對(duì)較少，相應(yīng)的后續(xù)在緩燃期內(nèi)噴射的天然氣量就會(huì)相應(yīng)的變多，而緩燃期開始時(shí)刻的壓力卻依次較小，空氣濃度減小，不利于天然氣噴與空氣的迅速混合，導(dǎo)致緩燃期時(shí)間變長(zhǎng)。速燃期和緩燃期是發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒的主要階段，80%左右的燃料是在這個(gè)階段燃燒。其中，方案4的速燃期和緩燃期時(shí)間相加最短，那么就說明燃燒速率最快，燃燒過程的等容性最好。

2.6 噴射時(shí)刻對(duì)排放的影響

氮氧化物的生成主要發(fā)生在開始燃燒2°CA～3°CA以后，大約到20°ATDC左右氮氧化物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到恒定值。從圖9得到各方案氮氧化物質(zhì)量分?jǐn)?shù)的最終值依次為0.071，0.043，0.025，0.015，0.01，隨噴油時(shí)刻的推遲而減小。氮氧化物的產(chǎn)生過程也十分復(fù)雜，受溫度、燃空當(dāng)量比等諸多因素影響，而本文的工況溫度是主要影響原因，而各方案燃油噴射的推遲，燃燒則推遲，缸內(nèi)的溫度也較低，故氮氧化物的生成量也減少了。

圖9 噴射時(shí)刻對(duì)氮氧化物的影響Fig.9 Effects of injection timing for mean NO fraction

圖10顯示各方案缸內(nèi)的炭煙生成情況，炭煙的生成與氮氧化物不同，在缸內(nèi)會(huì)有一個(gè)峰值的存在，隨著燃燒的進(jìn)行，大部分的炭煙會(huì)被氧化、燃燒，最終達(dá)到一個(gè)平衡值。各方案峰值的出現(xiàn)時(shí)刻隨著天然氣噴射的延遲會(huì)相應(yīng)的延遲，且峰值也會(huì)增大，其原因是缸內(nèi)溫度的變低不利于炭煙的迅速氧化，炭煙最終生成量也略有增加，這可能是由于燃料在缸內(nèi)燃燒的時(shí)間減少和溫度較低造成的。

圖10 噴射時(shí)刻對(duì)炭煙排放的影響Fig.10 Effects of injection timing for mean soot fraction

3 結(jié) 語

1）隨著天然氣噴射時(shí)刻的延后，各方案缸內(nèi)平均壓力峰值減小，平均壓力峰值的減小量逐漸增大；缸內(nèi)平均溫度的峰值也逐漸減少，但減小趨勢(shì)沒有明顯變化?？梢酝ㄟ^推遲缸內(nèi)燃料的噴射減小缸內(nèi)壓力峰值，抑制爆震的發(fā)生。

2）隨著燃料噴射時(shí)刻的變化缸內(nèi)各燃燒階段的長(zhǎng)短有明顯變化，其中方案t4天然氣于上止點(diǎn)位置噴入缸內(nèi)，此時(shí)滯燃期最短，速燃期和緩燃期的時(shí)間和也最短，缸內(nèi)燃燒最快。所以，上止點(diǎn)附近為天然氣噴射較理想位置。

3）較晚的天然氣噴射，缸內(nèi)的燃燒更柔和，可以減少缸內(nèi)的熱負(fù)荷。

4）缸內(nèi)氮氧化物的生產(chǎn)量隨著天然氣噴射時(shí)刻的推遲也相應(yīng)減少，但是由于溫度降低的原因，炭煙不能被很好氧化，其排放量稍有增加。應(yīng)該進(jìn)一步研究對(duì)氮氧化物和炭煙都有利的燃燒方案。

[1]CHRISTOPHER A L.Combustion of natural gas with entrained diesel in a heavy-duty compression-ignition engine[D].Vancouver: The University of British Columbia, 2009.

[2]OUELLETTE P.High pressure injection of natural gas for diesel engine fueling[D].Vancouver: The University of British Columbia, 1992.

[3]LARSON C R.Injection study of a diesel engine fueled with pilot-ignited[J].Directly-injected Natural Gas.2003.

[4]馮春龍.柴油LNG雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程數(shù)值計(jì)算研究[D].鎮(zhèn)江: 江蘇科技大學(xué), 2014.

[5]張蕾.微引燃柴油噴射對(duì)缸內(nèi)直噴天然氣燃燒過程的影響研究[D].長(zhǎng)春: 吉林大學(xué), 2012.

[6]SELIM M Y E.Sensitivity of dual fuel engine combustion and knocking limits to gaseous fuel composition[J].Energy Conversion & Management, 2004, 45(3): 411–425.

[7]溫龍澤.LNG缸內(nèi)液噴閃急沸騰過程的仿真研究[D].長(zhǎng)春:吉林大學(xué), 2012.

[8]EGúSQUIZA J C, BRAGA S L, BRAGA C V M.Performance and gaseous emissions characteristics of a natural gas/diesel dual fuel turbocharged and aftercooled engine[J].Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences & Engineering, 2009,31(2): 142–150.