李 剛，王 鋒

(北海航海保障中心 青島航標處，山東 青島 266000)

0 引言

由于內(nèi)燃機的熱效率高、結(jié)構(gòu)簡單、比質(zhì)量小、移動方便，因而被廣泛應用于交通運輸、農(nóng)業(yè)機械、工程機械等領(lǐng)域[1]。經(jīng)過100多年的發(fā)展，內(nèi)燃機的相關(guān)理論和技術(shù)獲得了一次次的突破，發(fā)展迅速[2-3]。但是，內(nèi)燃機技術(shù)的發(fā)展也受到重重挑戰(zhàn)：一是傳統(tǒng)化石燃料儲量的減少；二是控制污染呼聲強烈；三是低碳排放的訴求。這三個方面既是壓力，也是動力，世界范圍內(nèi)的能源短缺和污染控制的強烈呼聲迫使人們從節(jié)約能源和保護環(huán)境的角度出發(fā)，推動內(nèi)燃機技術(shù)進行新的革命，使內(nèi)燃機向多樣化、代用化、低質(zhì)化、混合化的方向發(fā)展。為了應對能源短缺的問題，研究人員開始尋找合適的燃料用于替代傳統(tǒng)化石燃料，其中比較有潛力的替代燃料包括醇類燃料、二甲醚、生物柴油、氫氣和天然氣等。對于污染控制和低碳排放的問題，可以通過采用先進的缸內(nèi)燃燒技術(shù)以及缸外后處理技術(shù)來實現(xiàn)。那么，如果采用具有低碳特性的替代燃料并結(jié)合先進缸內(nèi)燃燒技術(shù)就能同時滿足能源不足、控制污染和減少碳排放的要求。隨后，低溫燃燒理論被提出，并且逐漸被認為是指導改進傳統(tǒng)內(nèi)燃機性能的先進理論之一。雙燃料燃燒方式是傳統(tǒng)內(nèi)燃機實現(xiàn)低溫燃燒的一種典型方法，大量的研究證實了雙燃料模式可以同時降低NOX和PM排放，并且天然氣燃料優(yōu)越的理化特性使其被認為是最適合雙燃料內(nèi)燃機的替代燃料之一[4]。

本文以德國MAN公司的L21/31船用中速柴油機改成的柴油引燃缸內(nèi)高壓直噴天然氣雙燃料發(fā)動機作為研究對象，采用數(shù)值模擬的方法，研究不同引燃柴油噴射正時對雙燃料發(fā)動機性能的影響，以期為柴油引燃天然氣缸內(nèi)高壓直噴雙燃料發(fā)動機的改裝工作提供一些理論依據(jù)。

1 數(shù)學模型

1.1 撞壁模型

FIRE中提供的碰壁模型主要有Walljet 0/1/2 三種模型，還有Lagrangean WFM模型、Reflection模型、SolidPartical模型和MaichleWelgand模型，其中Walljet 1適用于熱壁面。由于氣缸內(nèi)壁面溫度較高，屬于熱壁面，所以選擇Walljet1模型。

1.2 蒸發(fā)模型

燃油從噴油器進入燃燒室內(nèi)，在高溫高壓條件下，受熱和蒸發(fā)與空氣形成可燃混合氣體，同時液滴的蒸發(fā)會對混合氣濃度、發(fā)動機燃燒過程以及排放性能產(chǎn)生較大的影響。Fire軟件提供的蒸發(fā)模型主要有Dukowicz模型、Spalding模型、Abramzon模型、Multi-component模型等。除了Multi-component模型外，其余模型都是針對單燃料的。本文計算內(nèi)容為雙燃料模式，所以只能采用Multi-component模型。Multi-component模型是在Dukodicz模型的基礎上進一步考慮了過熱度引起的液滴質(zhì)量變化。

1.3 燃燒模型

發(fā)動機的缸內(nèi)燃燒過程屬于湍流燃燒過程，其中湍流作用對于燃燒過程中的傳熱傳質(zhì)起著非常重要的作用，缸內(nèi)化學反應的發(fā)生及其反應速度受到缸內(nèi)物質(zhì)濃度、溫度等反應機理的影響，所以建立正確燃燒模型的關(guān)鍵在于正確反映化學反應與湍流之間的相互影響關(guān)系。因為LNG采用和柴油相同的方式噴入氣缸，液噴的LNG在缸內(nèi)的燃燒方式同樣既有預混燃燒又有擴散燃燒，并且以擴散燃燒為主。和其他燃燒模型相比，ECFM-3Z模型是專門針對多組分燃料開發(fā)的燃燒模型，其物理意義更加明確，計算精度和收斂性較好，有利于計算，是現(xiàn)今發(fā)展最為成熟的一種燃燒模型，而且對于氣態(tài)天然氣的燃燒同樣適用，所以本文計算采用該模型。

1.4 模型驗證

為了確保后續(xù)仿真模擬結(jié)果的可靠性，首先需要對建立的數(shù)值模型進行驗證。由于針對L21/31柴油引燃天然氣缸內(nèi)直噴的試驗臺架還沒有搭建，對該課題的研究工作還處于探索階段，所以選取原機的額定工況進行數(shù)值模擬并與原機柴油試驗結(jié)果進行對比，以此來最大程度地保證建模的準確性。圖1為額定工況下實驗壓力曲線與數(shù)值計算所得壓力曲線的對比圖，對比結(jié)果表明仿真值與實驗值吻合良好。圖2為計算所得缸內(nèi)NOX含量的變化曲線。從圖中看出，NOX在上止點前10°左右開始生成，隨后在缸內(nèi)不斷增加，缸內(nèi)最大生成量約為0.073 5 g，直到排氣門打開，NOX逐漸排出。文中所采用方法只研究從進氣門關(guān)閉到排氣門打開的燃燒過程，故圖2只反映這段期間NOX的生成。假設生成的NOX完全排放，則生成量即為排放量。通過換算得到NOX排放量為9.02 g/kWh，Man B&W公司實驗測量的NOX排放量為8.91 g/kWh，兩者吻合較好，且均滿足Tier Ⅱ的NOX排放的理論限制值。

圖1 實測壓力曲線與計算壓力曲線比較

2 結(jié)果與討論

燃油噴射正時在燃燒過程和污染物形成中起著至關(guān)重要的作用。在本節(jié)研究中保持引燃柴油與液態(tài)天然氣兩者噴射時間間隔/噴射持續(xù)期不變，研究不同引燃柴油噴射時刻對發(fā)動機性能的影響。額定工況為轉(zhuǎn)速900 r/min、100%負荷，引燃柴油量占總能量的比例為2%，柴油噴射持續(xù)期為0.6°，溫度為330.15 K，引燃柴油與LNG噴射間隔為7°，LNG噴射持續(xù)期為23°，溫度為111.15 K，引燃柴油噴射時刻分別為708°、710°、712°、714°。通過FIRE軟件進行數(shù)值計算，分析不同引燃柴油噴射時刻對發(fā)動機性能的影響。

圖2 仿真所得缸內(nèi)NOX含量

2.1 不同引燃柴油噴射時刻對缸內(nèi)放熱的影響

圖3為不同引燃柴油噴射時刻下缸內(nèi)放熱率曲線。從圖中可以看出，引燃柴油噴射時刻分別為708°、710°、712°、714°時，對應的柴油滯燃期分別為1.6°、1.4°、1.2°、1.1°，滯燃期隨著引燃柴油噴射正時的延遲逐漸縮短。這是因為伴隨著引燃柴油的延遲噴射，缸內(nèi)空氣經(jīng)過壓縮獲得更高的溫度，使得進入氣缸的柴油更快地達到其著火條件而自燃。經(jīng)過噴油間隔期7°后，開始向缸內(nèi)噴射液態(tài)天然氣(LNG)。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，當LNG噴入氣缸后，在極短的時間內(nèi)就開始燃燒放熱，噴射正時的變化對缸內(nèi)直噴LNG的滯燃期的影響很小，并且在LNG放熱達到峰值后出現(xiàn)了放熱率先降低后升高的現(xiàn)象。分析認為：由于LNG在缸內(nèi)蒸發(fā)速度非常快，進入氣缸后迅速與缸內(nèi)空氣形成均勻混合氣，并且天然氣的著火濃度范圍要比柴油寬很多，在滿足溫度要求后非常容易達到濃度自燃條件而著火放熱，所以在圖中顯示為滯燃期很短，受噴射時刻的影響較小。在天然氣燃燒后，由于后續(xù)繼續(xù)噴入超低溫的LNG，其蒸發(fā)會吸收大量的熱量，在圖中則顯示為達到放熱率峰值后出現(xiàn)放熱率的下降；隨著LNG結(jié)束噴射，缸內(nèi)還未燃燒的天然氣將繼續(xù)著火燃燒，使得放熱率再次上升。

2.2 不同引燃柴油噴射時刻對缸內(nèi)壓力和溫度的影響

圖4為不同引燃柴油噴射時刻下缸內(nèi)平均壓力的變化曲線。從圖中可以看出：噴射時刻為708° 時，缸內(nèi)平均壓力峰值為22.27 MPa，出現(xiàn)時刻為731.2°；噴射時刻為710°時，缸內(nèi)平均壓力峰值為20.71 MPa，出現(xiàn)時刻為732.2°；缸內(nèi)噴射時刻為712°時，缸內(nèi)平均壓力峰值為19.93 MPa，出現(xiàn)時刻為733.4°；缸內(nèi)噴射時刻為714°時，缸內(nèi)平均壓力峰值為18.08 MPa，出現(xiàn)時刻為734.9°。隨著噴射時刻的延后，缸內(nèi)平均壓力峰值明顯降低，出現(xiàn)時刻隨之延后，分析認為：由于柴油和LNG噴射間隔保持不變，隨著引燃柴油噴射時刻的延后，主要燃料LNG噴射時刻從上止點之前逐漸變?yōu)樯现裹c之后，在上止點附近等容燃燒的放熱量的減少導致缸內(nèi)平均壓力峰值的降低，并且由于整體放熱的延后使得壓力峰值出現(xiàn)時刻也隨之延后。

圖3 不同引燃柴油噴射正時缸內(nèi)放熱率曲線

圖4 不同噴射時刻缸內(nèi)平均壓力

圖5為不同引燃柴油噴射時刻下缸內(nèi)平均溫度的變化曲線。從圖中可以看出：噴射時刻為708° 時，缸內(nèi)平均溫度峰值為1 915.69 K，出現(xiàn)時刻為743.2°；噴射時刻為710°時，缸內(nèi)平均溫度峰值為1 916.37 K，出現(xiàn)時刻為745.1°；缸內(nèi)噴射時刻為712°時，缸內(nèi)平均溫度峰值為1 919.83 K，出現(xiàn)時刻為745.6°；缸內(nèi)噴射時刻為714°時，缸內(nèi)平均溫度峰值為1 900.23 K，出現(xiàn)時刻為747.8°。隨著引燃柴油噴射時刻的延后，缸內(nèi)平均溫度峰值出現(xiàn)先升高后降低的現(xiàn)象，其中缸內(nèi)平均溫度峰值升高很小，降低較為明顯。分析認為：隨著引燃柴油噴射時刻的延后，LNG噴射時刻從上止點之前推遲到上止點之后，在上止點附近等容燃燒的燃料量減少。但是又因為缸內(nèi)直噴LNG，LNG在缸內(nèi)燃燒之前需要蒸發(fā)吸收大量的熱，LNG量的減少會降低這段時間內(nèi)吸收的熱量，從而導致在上止點之前隨著引燃柴油噴射時刻的延后缸內(nèi)平均溫度峰值反而略有升高。隨著LNG噴射時刻推遲到上止點之后才出現(xiàn)缸內(nèi)平均溫度峰值的明顯降低。

圖5 不同噴射時刻缸內(nèi)平均溫度

2.3 不同引燃柴油噴射時刻對NOX排放的影響

本文研究從進氣門關(guān)閉到排氣門打開的過程，只反映了這期間NOX的生成情況，假設生成的NOX完全排放，則認為生成量即為排放量。圖6為不同引燃柴油噴射正時下缸內(nèi)NOX生成量曲線。從圖中可以看出，隨著噴射正時的延后，NOX排放量隨之減少，這主要是因為隨著噴射時刻的延后，缸內(nèi)高溫區(qū)隨之降低，而NOX的生成主要依靠高溫富氧環(huán)境；隨著高溫區(qū)的降低，導致NOX的生成減少，從而降低了排放量。表1為不同噴射時刻下NOX排放值，900 r/min時Tier Ⅱ和Tier Ⅲ的NOX排放限值分別為9.204、2.310 g/kWh。從表中可以看出采用LNG缸內(nèi)直噴在各噴射時刻的NOX排放均能滿足Tier Ⅲ的限制值，具有良好的排放性能。

圖6 不同噴射時刻NOX生成量

2.4 不同引燃柴油噴射時刻對動力性能的影響

圖7為不同引燃柴油噴射時刻下發(fā)動機指示功率變化曲線，對應不同噴射時刻708°、710°、712°、714°的指示功率分別為226.51、224.00、223.56、222.69 kW。隨著引燃柴油噴射時刻的延后，發(fā)動機的指示功率逐漸減小，但是相對于原柴油機的額定功率均能達到保持動力性能的要求。

表1 不同引燃柴油噴射時刻下NOX排放值 單位：g/kWh

圖7 不同引燃柴油時刻指示功率

3 結(jié)論

本文以德國MAN公司的L21/31船用中速柴油機改成的柴油引燃缸內(nèi)高壓直噴天然氣雙燃料發(fā)動機作為研究對象，采用數(shù)值模擬的方法，研究不同引燃柴油噴射正時對雙燃料發(fā)動機性能的影響，所得結(jié)論如下：

通過上述對于不同引燃柴油噴射時刻對雙燃料發(fā)動機燃燒、排放、動力性能的分析發(fā)現(xiàn)，在保持引燃柴油和LNG噴射間隔角不變的情況下，柴油引燃缸內(nèi)直噴液態(tài)天然氣雙燃料發(fā)動機隨著引燃柴油噴射時刻的延后，缸內(nèi)平均壓力、平均溫度和NOX排放也隨之降低，排放性能從原柴油機僅僅滿足TierⅡ的NOX排放要求，提升至滿足TierⅢ的排放要求，動力性能也滿足了改裝要求，達到了改裝目的。