姚春德，王 輝，姚安仁，王 斌，李壯壯，劉明寬

(天津大學內燃機燃燒學國家重點實驗室 天津 300072)

船舶尾氣排放對大氣環(huán)境造成的污染逐漸引起人們的重視，國際和國內關于船舶發(fā)動機尾氣排放的標準也愈加嚴格．MARPOL73/78 附則Ⅵ關于船舶柴油機氮氧化物排放限值中的Tier Ⅲ階段已于2016年1 月1 日強制實施，其排放限值是Tier Ⅰ的80%[1]．我國首部船舶發(fā)動機尾氣排放的法規(guī)——《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)》也將于2021 年7 月1 日開始實施第二階段[2]．因此降低船舶發(fā)動機污染物排放已成為各大船舶發(fā)動機企業(yè)和研究機構的重點研究內容[3]. 在我國石油資源匱乏的背景下，采用替代燃料來降低船舶發(fā)動機污染物排放越來越受到關注[4-6]．甲醇由于其來源廣泛、含氧量高、燃燒速度快等特點被認為是最有前景的石油替代燃料之一[7]，且中國船級社于2017 年發(fā)布的《船舶應用替代燃料指南》也已將甲醇列入其中．由天津大學姚春德課題組研發(fā)的柴油/甲醇組合燃燒(DMCC)技術利用熏蒸法成功將甲醇作為燃料應用到柴油機上，且取得了同時降低NOx和PM 排放的效果[8-10]．

以往研究表明在柴油機中增加預噴策略能夠縮短著火滯燃期，降低主燃燒期的缸壓和壓升率，降低燃燒噪音[11-13]．而甲醇參與燃燒后，能夠延長滯燃期，使缸壓和壓力升高率升高[14-15]，且王全剛等[16]和Wang 等[17]的研究表明，大負荷爆壓過高是限制DMCC 發(fā)動機甲醇替代率提高的一個重要因素．因此增加預噴策略具有降低DMCC 發(fā)動機雙燃料模式下爆壓過高、提高甲醇替代率的潛在優(yōu)勢．現階段，電控高壓共軌系統(tǒng)由于具有噴油正時和噴油量高精度、柔性控制等優(yōu)點，已在車用柴油機上得到了廣泛應用[18]，船用柴油機也將逐漸進入“共軌時代”．因此，探究帶預噴的柴油多次噴射對船用柴油/甲醇雙燃料發(fā)動機的影響具有重要意義．

危紅媛等[19]研究了小負荷工況下不同預噴油量對車用DMCC 發(fā)動機的影響，但其并未對比研究有無預噴對發(fā)動機兩種燃料模式時的影響，且目前鮮有人對船用柴油機開展過相關的研究．另外由于船用柴油機是按照推進特性運行的，運行工況為線工況，與車用發(fā)動機的面工況有較大的差別[20]，且船舶發(fā)動機運行參數條件與車用發(fā)動機也有所不同，有必要對船舶DMCC 發(fā)動機多次噴射策略進行相關研究．因此，本研究先在一臺高壓共軌船舶柴油機上應用了DMCC 技術，然后按發(fā)動機推進特性在25%、50%和75%額定功率點進行了相關的試驗，對比研究了有無預噴對純柴油模式和雙燃料模式時發(fā)動機性能、燃燒和排放的影響．

1 試驗設備與方法

1.1 試驗設備介紹

試驗原機是一臺玉柴生產的增壓中冷四沖程高速船舶柴油機．發(fā)動機的額定功率為257 kW，額定轉速為1 800 r/min，并配有Boch 高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)，可以實現多次噴射．發(fā)動機其余主要技術參數如表1 所示．

表1 試驗用船舶柴油機主要技術參數Tab.1 Main specifications of the test marine engine

為使該船舶發(fā)動機實現柴油/甲醇二元燃料燃燒，須對原柴油機進行柴油/甲醇雙燃料模式改造．將甲醇噴嘴安裝在發(fā)動機的進氣總管上，并由一個甲醇泵為其提供0.4 MPa 的甲醇壓力，甲醇的噴射量和噴射時間由自行開發(fā)的甲醇ECU 控制．甲醇噴入到進氣總管后與空氣混合，然后進入氣缸；由于柴油著火溫度較低，其噴入氣缸后先著火，然后引燃甲醇空氣混合氣，從而實現柴油/甲醇組合燃燒．安裝的甲醇噴射系統(tǒng)與柴油噴射系統(tǒng)相互獨立，改裝后的雙燃料發(fā)動機可以在純柴油模式下燃燒也可以在柴油/甲醇雙燃料模式下燃燒．

試驗時用杭州博皓測控生產的WE51 型水力測功器和FST2E 型監(jiān)控系統(tǒng)實時控制發(fā)動機的轉速和扭矩．試驗過程中用ETAS INCA 7.0 監(jiān)控與更改發(fā)動機柴油噴射參數，用兩臺相同的油/醇耗儀分別測量柴油和甲醇質量流量，用ToCeiL20N150 進氣質量流量計測量發(fā)動機的進氣流量，用Horiba MEAX 7100FT 測量發(fā)動機的常規(guī)氣體排放．發(fā)動機的1#～4#缸分別安裝了Kistler 6125CU20 壓力傳感器，其采集的信號通過電荷放大器傳送至AVL 612 IndiSmart燃燒分析儀，從而監(jiān)控缸內的燃燒情況．試驗中用AVL 415SE 濾紙式煙度計測量發(fā)動機排氣的濾紙煙度(FSN)，然后依據AVL 提供的經驗公式將FSN 轉化為PM 排放(g/(kW·h))．具體的計算公式為

式中：q m,d 、q m,m和qm,aw分別為柴油、甲醇和空氣的質量流量，kg/h；eP 為發(fā)動機的有效功率，kW．

具體的臺架試驗系統(tǒng)如圖1 所示．以往試驗表明發(fā)動機在柴油/甲醇雙燃料模式下時會出現HC 和CO 排放大幅升高的現象[21-22]，因此本研究是在發(fā)動機排氣管上加裝一個雙DOC(兩個DOC 串聯在一起)后處理器的情況下進行．

圖1 臺架試驗系統(tǒng)Fig.1 Bench test system

1.2 試驗方法

試驗工況點是按照《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)》中規(guī)定的船舶發(fā)動機推進特性4 個循環(huán)工況點進行選擇的．圖2為本試驗發(fā)動機按推進特性穩(wěn)定運行時的工況曲線，由于船舶較少采用滿負荷航行，因此本研究未將100%額定功率點作為重點試驗工況，僅在25%、50%和75%額定功率點下增加了預噴策略，探究其對柴油/甲醇雙燃料船舶發(fā)動機兩種燃料模式時性能、燃燒和排放的影響．3 個工況點具體的柴油噴射參數和各工況點所增加的柴油預噴參數如表2 所示，雙燃料模式下的甲醇噴射策略是進氣總管連續(xù)噴射．試驗時測功機使用“扭矩-轉速”模式(即固定發(fā)動機的轉速和扭矩)，且發(fā)動機先采用純柴油模式達到目標工況．當甲醇參與燃燒后，測功器會主動通過減少油門踏板開度的方式來降低柴油的循環(huán)噴射量，從而控制發(fā)動機的扭矩和轉速穩(wěn)定在目標值，進而實現甲醇替換柴油的目的．因此各試驗工況點下發(fā)動機在純柴油模式和雙燃料模式時的轉速與扭矩相同，均按表2 所示的工況點進行．試驗過程中發(fā)動機低溫冷卻水泵一直循環(huán)，高溫冷卻水由電磁比例閥調節(jié)控制其溫度在80 ℃左右，燃油溫度保持在30 ℃左右．試驗用柴油為含硫量小于10×10-6市售國Ⅴ柴油，試驗用純度為99.9%的工業(yè)甲醇．

圖2 發(fā)動機推進特性運行曲線Fig.2 Operating curve of engine propulsion characteristics

表2 試驗工況點參數Tab.2 Parameters of test operating cases

為衡量發(fā)動機在雙燃料模式時甲醇對功率的貢獻率，用甲醇替代率表示，其計算公式為

式中：MR為甲醇替代率，%；MD為純柴油模式下的柴油消耗率，kg/h；Md為同一工況雙燃料模式下的柴油消耗率，kg/h．

2 結果與分析

2.1 預噴對發(fā)動機甲醇替代率的影響

試驗時采用AVL 612 IndiSmart 燃燒分析儀實時監(jiān)控發(fā)動機1#～4#缸的燃燒情況，當發(fā)動機出現爆壓超限(15 MPa)、壓升率超限(1.2 MPa/°CA)或某一循環(huán)單缸失火的現象時，表明此時甲醇噴入量已超過該工況點所允許的最大甲醇噴入量，發(fā)動機不能安全穩(wěn)定運行．本文中的甲醇替代率是在發(fā)動機能夠安全穩(wěn)定運行(沒有出現爆壓超限、壓升率超限和單缸失火現象)時的最大甲醇替代率．圖3 所示為各工況點下發(fā)動機雙燃料模式在有預噴和無預噴時的甲醇替代率．由圖3 可知，增加預噴策略后，發(fā)動機雙燃料模式在25%、50%和75%額定功率點下的甲醇替代率均有較大的提高，增幅分別為68.7%、31.7%和38.8%．這是由于增加預噴策略改善了發(fā)動機的燃燒狀況．以往小型車用柴油/甲醇雙燃料發(fā)動機試驗結果表明甲醇替代率的提高受到發(fā)動機失火、部分燃燒和爆壓過高3 方面的限制[23]．本試驗船舶發(fā)動機在25%、50%和75%額定功率點時甲醇替代率的提升均是受到發(fā)動機失火的限制．其原因在于該試驗發(fā)動機采用甲醇進氣總管噴射的方式，在大甲醇替代率時由于存在部分甲醇未完全汽化，從而使各缸甲醇進入量不完全相同．甲醇進入量多的缸會使缸內溫度降低較多，滯燃期過長，會優(yōu)先發(fā)生柴油不能被壓燃的現象，造成單缸失火，從而限制了甲醇替代率的提高．相比于無預噴時，發(fā)動機在有預噴的情況下，預噴的燃油提前放熱可以使缸內壓力與溫度升高，從而使滯燃期縮短，緩解了雙燃料模式下單缸甲醇進入量過多時所造成的滯燃期過長的問題，進而緩解了發(fā)動機發(fā)生單缸失火的現象，使燃燒穩(wěn)定性增加，從而大幅提高了甲醇替代率．以下文中數據分析的發(fā)動機雙燃料模式均是在此甲醇替代率下進行的．

圖3 雙燃料模式有無預噴策略時的甲醇替代率Fig.3 Methanol substitution rate in dual fuel mode with and without application of the pilot injection strategy

圖4 有無預噴策略時的缸壓和放熱率曲線Fig.4 Curves of in-cylinder pressure and heat release rates with and without application of the pilot injection strategy

2.2 預噴對發(fā)動機燃燒特性的影響

圖4 為發(fā)動機3 個工況點下不同燃料模式有無預噴時的缸壓和放熱率曲線，圖5 為壓升率和缸內平均溫度曲線，圖6(a)、(b)分別為不同燃料模式有無預噴策略時的CA05 和CA50．CA05 是燃料放熱量達到累積放熱量5%時的曲軸轉角，一般代表著燃燒開始時刻；CA50 是燃料放熱量達到累積放熱量50%時的曲軸轉角，一般代表著燃燒中點[24]．

由圖4 放熱率曲線和圖6(a)可知，各工況點下，無論是純柴油模式還是雙燃料模式，發(fā)動機在增加預噴策略后的著火時刻均提前，且在雙燃料模式下提前較多；另外，增加預噴策略后發(fā)動機在純柴油模式下的放熱率峰值降低不明顯，但在雙燃料模式時降低較多．造成上述現象的原因在于預噴柴油的提前放熱使得缸內溫度與壓力較高(從缸壓曲線和缸內平均溫度曲線可以看出)，從而使得滯燃期較無預噴時短，且在雙燃料模式時滯燃期縮短更多．發(fā)動機雙燃料模式下滯燃期縮短更多的原因在于雙燃料模式下參與預噴燃油放熱的不僅為柴油，還有缸內的預混甲醇，參與放熱的燃料量越多，缸內溫度升高也越多，從而使滯燃期縮短更多，預混燃燒比例降低更多，放熱率峰值大幅降低．

另外從放熱率曲線和圖6(a)還可知，無預噴時，發(fā)動機在各功率點雙燃料模式下的著火時刻均晚于純柴油模式，而在有預噴的情況下，雙燃料模式下的著火時刻卻早于純柴油模式，且隨著功率點的增加，著火時刻提前越多．這是由于在無預噴時甲醇的汽化吸熱降低了缸內溫度，且甲醇對柴油低溫放熱有抑制作用[25-26]，從而延長了滯燃期，而在有預噴時，預噴燃油的放熱縮短了著火滯燃期，且功率點越高時甲醇當量比越高，預噴階段放熱量更多，從而使得滯燃期縮短更多．

對比不同工況點下預噴燃油后的放熱率曲線可知，功率點越高，雙燃料模式預噴燃油放熱時刻越晚于純柴油模式，且雙燃料模式預噴燃油放熱后的放熱率曲線逐漸抬升．這是由于功率點較高時甲醇當量比較高，甲醇對柴油著火的抑制作用越明顯，且功率點越高，缸內溫度越高，預噴燃油的放熱逐漸引燃了周圍較濃的甲醇空氣混合氣．

從缸壓曲線和缸內平均溫度曲線可以看出，發(fā)動機有預噴時的壓縮終點壓力和溫度均高于無預噴時的壓縮終點壓力和溫度，且雙燃料模式時溫度高出更多，這是由預噴燃油放熱所致，且在雙燃料模式下放熱量更多．從缸壓曲線和缸內平均溫度曲線還可以看出，雙燃料模式下壓縮行程前期的缸內壓力與溫度均低于純柴油模式，且在有預噴時低得較多，這是由于甲醇的汽化吸熱造成的，且在有預噴時甲醇替代率更高，缸內壓力、溫度降低得更多．由壓升率曲線可知，兩種燃料模式下，發(fā)動機在無預噴時的壓升率均高于有預噴時的情況，且在雙燃料模式下高出更多．這是由于預噴燃油的放熱使滯燃期縮短，預混燃燒比例降低，且在雙燃料模式下降低更多所致．

從圖6(b)可知，增加預噴策略后，各功率點下發(fā)動機在純柴油模式時的CA50 變化無明顯規(guī)律，而在雙燃料模式時的CA50 均提前，且隨著功率點的增加CA50 提前越多．這是由于隨著功率點的增加，有預噴時的燃燒開始時刻較無預噴時提前越多，且功率點越高時缸內溫度越高，甲醇當量比越高，甲醇燃燒速度更快，從而使得燃燒中點對應的曲軸轉角越提前.CA50 越接近上止點，主放熱時刻越接近上止點，熱效率越高．如圖7 所示，雙燃料模式有預噴時的發(fā)動機熱效率(BTE)都較無預噴時高，且功率點越高，熱效率提高越多．

圖5 有無預噴策略時的壓升率和缸內平均溫度曲線Fig.5 Curves of pressure rise rate and in-cylinder mean temperature with and without application of the pilot injection strategy

圖6 不同燃料模式有無預噴策略時的CA05、CA50Fig.6 CA05 and CA50 in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

圖7 不同燃料模式有無預噴策略時的BTEFig.7 BTE in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

2.3 預噴對發(fā)動機排放特性的影響

由于試驗時在發(fā)動機排氣總管上安裝了雙DOC后處理器，CO 和HC 排放量極低，故本文僅對發(fā)動機兩種燃料模式下有無預噴時的NOx和PM 排放特性進行了對比分析．

2.3.1 預噴對NOx排放的影響

圖8 為各工況點下不同燃料模式有無預噴時的NOx排放量．從圖中可以看出，無預噴策略時，發(fā)動機在3 個工況點下從純柴油模式轉至雙燃料模式后NOx排放量均大幅增加，最大增幅為48.7%；而在有預噴時，發(fā)動機從純柴油模式轉至雙燃料模式時NOx排放均是降低的．其原因在于無預噴時，發(fā)動機從純柴油模式轉換至雙燃料模式后由于滯燃期的增加，造成預混燃燒比例增加，最高放熱率大幅增加(如圖4放熱率曲線所示)，從而造成短時間內缸內溫度迅速升高，氮氣中的氮氮健迅速斷裂，并與氧結合，從而生成大量的NOx；雖然雙燃料模式時的燃燒持續(xù)期較短，但相比于溫度的升高，其對降低NOx生成的作用不明顯，最終造成發(fā)動機NOx排放的增加．而在有預噴的情況下，由于發(fā)動機預混燃燒比例較低，放熱率峰值與純柴油模式相差不大，從而造成最高燃燒溫度相差不大，但加上雙燃料模式時燃燒持續(xù)期較短和進氣量較少(進氣量的減少是由于雙燃料模式下發(fā)動機的排氣溫度降低進而使渦輪增壓器增壓比降低造成的，如圖9 所示)，從而造成NOx排放的降低．

圖8 不同燃料模式有無預噴策略時的NOx 排放Fig.8 NOx emissions in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

圖9 不同燃料模式有無預噴策略時的排氣溫度Fig.9 Exhaust temperatures in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

從圖8 中還可以看出，在純柴油模式下，增加預噴策略后NOx排放在各個工況點下變化不大且規(guī)律不明顯；但相比之下，在雙燃料模式下，增加預噴策略后，NOx排放在各個工況點均大幅降低，3 個工況點分別降低24.97%、37.98%和40.02%．由此表明船舶DMCC 發(fā)動機在雙燃料模式時增加預噴策略能夠大幅降低NOx排放．

2.3.2 預噴對PM 排放的影響

圖10 為各工況點下不同燃料模式有無預噴時的PM 排放．從圖中可以看出，無論是純柴油模式還是雙燃料模式，采用預噴策略后PM 排放均升高，這是因為預噴的燃油提前消耗了缸內的氧氣，使缸內柴油局部過濃區(qū)域增加，且滯燃期的縮短使得擴散燃燒比例增加，從而增加了碳煙的生成．另外，從圖中還可

以看出，無論是在有預噴還是無預噴的情況下，發(fā)動機采用柴油/甲醇雙燃料模式時都較純柴油模式時的PM 排放有大幅降低，最多時降低87.1%．這是由于多方面的原因造成的；首先，甲醇不含碳碳鍵，燃燒時不產生碳煙，且甲醇參與燃燒后替換掉了部分柴油，使柴油噴射量減少，缸內柴油局部過濃區(qū)域減少，再加上甲醇中含氧，進一步減少了碳煙的生成[27]；其次，甲醇屬于小分子HC 燃料，其參與燃燒后會大幅降低碳煙前驅體的生成，且甲醇在燃燒過程中產生的大量·OH 基團對生成的碳煙有較強的氧化作用[28]；另外，甲醇參與燃燒后使著火滯燃期延長，柴油預混燃燒比例增加，擴散燃燒比例降低，最終大幅減少了碳煙的生成[29]．

雖然發(fā)動機在兩種燃料模式下增加預噴策略后PM 排放均有所增加，但是在雙燃料模式有預噴的情況下，PM 排放仍低于純柴油無預噴的情況，最多時降低29.0%，這得益于甲醇參與燃燒后所導致的PM排放降低的作用大于采用預噴策略后所導致的PM排放增加的作用．

圖10 不同燃料模式有無預噴策略時的PM排放Fig.10 PM emissions in different fuel modes with and without pilot application of the injection strategy

2.4 預噴對發(fā)動機當量比油耗的影響

為比較發(fā)動機同一工況不同燃料模式下的當量比油耗，采用的計算公式為

式中：BSFC 為當量比油耗，g/(kW·h)；HL,D和HL,M分別是柴油和甲醇的低質量熱值，kJ/kg．

由式(3)計算出的各工況點下不同燃料模式有無預噴時的當量比油耗如圖11 所示．從圖中可以看出，發(fā)動機在雙燃料模式各工況點下有預噴時的BSFC 都比無預噴時的低，且功率點越大，BSFC 降低得越多，在75%額定功率點時降低了13.7 g/(kW·h).而有無預噴對純柴油模式時的BSFC 影響規(guī)律不明顯．這是由于采用預噴策略后發(fā)動機雙燃料模式時的CA50 均較無預噴時提前，且功率點越高時CA50提前越多，從而使燃燒定容度提升，發(fā)動機熱效率提高，BSFC 降低．另外，從圖中還可以看出，在有預噴的情況下，發(fā)動機各工況點在雙燃料模式時的BSFC均低于在純柴油模式下的情況，最多時低17.27 g/(kW·h). 這也是由于雙燃料模式下的CA50較純柴油模式提前，燃燒定容度提升，發(fā)動機熱效率提高．由此表明，DMCC 船舶發(fā)動機在雙燃料模式時增加預噴策略能夠降低有效燃油消耗率．

圖11 不同燃料模式有無預噴策略時的當量比油耗Fig.11 BSFC in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

3 結 論

(1) 增加預噴策略后，發(fā)動機在25%、50%和75%額定功率點雙燃料模式下的燃燒穩(wěn)定性增加，降低了發(fā)動機單缸失火現象的發(fā)生，使甲醇替代率大幅增加，3 個功率點下的增幅分別為68.7%、31.7%和38.8%．

(2) 增加預噴策略后，發(fā)動機各工況點在純柴油模式下的BSFC 變化無明顯規(guī)律，但在雙燃料模式下的BSFC 均降低，且功率點越大，BSFC 降低越多，在75%額定功率點時降低了13.7 g/(kW·h)．

(3) 增加預噴策略后，船舶DMCC 發(fā)動機在兩種燃料模式下的著火時刻均提前，且在雙燃料模式時提前較多．在雙燃料模式下，有預噴時的發(fā)動機放熱率峰值和壓升率峰值都較無預噴時有大幅降低，且CA50 提前，燃燒定容度增加，發(fā)動機熱效率提升．

(4) 3 個工況點下，發(fā)動機雙燃料模式增加預噴策略后的NOx排放均大幅降低，降幅分別為24.97%、37.98%和40.02%，PM 排放會略有增加，但仍低于純柴油無預噴模式．