唐利綱 ，張尊華 ，龍焱祥，李格升

(1. 高性能船舶技術(shù)教育部重點實驗室(武漢理工大學(xué))，湖北 武漢 430063； 2. 武漢理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，湖北 武漢 430063)

隨著環(huán)境問題與工業(yè)發(fā)展之間矛盾沖突的日益銳化，造成大氣污染成因的尾氣排放越來越受到人們的重視，船用發(fā)動機排放性能的優(yōu)化成為當(dāng)今的研究熱點．相比于傳統(tǒng)化石燃料，燃用液化天然氣(LNG)可大幅度降低船舶排放，在船舶替代物燃料中具有較好的應(yīng)用前景[1]．由于天然氣燃燒速度較慢，導(dǎo)致發(fā)動機在稀薄燃燒工況下容易失火，缸內(nèi)循環(huán)變動加劇．研究表明，廢氣重整再循環(huán)(REGR)技術(shù)通過將廢氣再循環(huán)(EGR)技術(shù)與摻氫燃燒相結(jié)合，不僅能利用發(fā)動機廢氣余熱催化重整部分廢氣與燃料，制取富氫重整氣實現(xiàn)在線摻氫燃燒，提高發(fā)動機缸內(nèi)燃燒過程的穩(wěn)定性，同時還能改善傳統(tǒng)EGR技術(shù)導(dǎo)致的發(fā)動機低熱效率等問題，進一步降低LNG發(fā)動機氣門重疊區(qū)造成的HC排放，提高燃料利用率[2]．

國內(nèi)外學(xué)者基于廢氣燃料重整技術(shù)開展了大量的試驗與模擬，驗證了REGR技術(shù)在柴油[3-4]、汽 油[5-6]和天然氣[7-9]等其他燃料發(fā)動機上應(yīng)用的可行性．Tsolakis 等先后通過開環(huán)臺架試驗[3]、閉環(huán)臺架試驗[4]探究了REGR技術(shù)對柴油機性能的影響，指出REGR技術(shù)能夠有效降低柴油機的NOx和碳煙排放，回避了NOx-碳煙的trade-off關(guān)系．Yap等[7]認為REGR技術(shù)可以使天然氣HCCI發(fā)動機燃燒始點提前，改善缸內(nèi)燃燒過程，拓寬天然氣HCCI發(fā)動機的低負荷工作范圍．黃彬等[10]通過摻燒模擬的重整氣分析了REGR技術(shù)在發(fā)動機上的應(yīng)用前景，研究表明由于H2的化學(xué)作用使得在較高廢氣稀釋情況下，缸內(nèi)工作過程仍能維持較好的穩(wěn)定性．

綜上所述，目前對于點燃式船用LNG發(fā)動機上廢氣-燃料重整制氫技術(shù)應(yīng)用的研究，國內(nèi)外開展甚少．船用LNG發(fā)動機按照推進特性曲線運行，其排氣溫度、成分和流量等直接與負荷相關(guān)，這將導(dǎo)致重整器入口邊界條件變化異于車用發(fā)動機工況；不同于汽油、柴油等燃料成分，LNG燃料主要成分為CH4，其廢氣-燃料重整制氫特性存在差異；在實際應(yīng)用過程中，廢氣-燃料重整器與發(fā)動機互為邊界條件、相互影響，發(fā)動機運行工況的變化會影響尾氣排溫和組分，使得重整器入口邊界條件發(fā)生改變，對制氫特性造成影響，重整器制氫性能變化將進一步影響發(fā)動機燃燒與排放特性，因而對于兩者間的相互作用機制需重點分析．而現(xiàn)階段REGR技術(shù)研究多集中于重整氣添加對發(fā)動機性能與排放影響或是發(fā)動機條件下重整器制氫特性研究，關(guān)于重整器-發(fā)動機閉環(huán)系統(tǒng)研究卻鮮見報道．同時，由于廢氣-燃料重整器與船用LNG發(fā)動機聯(lián)合閉環(huán)運行時系統(tǒng)控制參數(shù)較多，直接開展實際臺架試驗難度較大．因此，借助模擬手段初步理清重整器-發(fā)動機閉環(huán)系統(tǒng)特性，將對實際臺架試驗以及閉環(huán)系統(tǒng)性能分析等提供極大便利．鑒于此，筆者基于GT-Power軟件建立重整器與發(fā)動機閉環(huán)運行模型，同時借助臺架試驗數(shù)據(jù)驗證與完善模型，探究控制參數(shù)(REGR率和重整器入口CH4與O2體積分數(shù)比n)對重整器制氫特性和發(fā)動機燃燒及排放特性的影響，獲取兩者間相互作用規(guī)律，為實際重整器和發(fā)動機的匹配提供參考．

1 模型建立及驗證

1.1 LNG發(fā)動機模型建立與驗證

基于商業(yè)軟件GT-Power以玉柴YC6MK200NLC20船用LNG發(fā)動機為原型，搭建發(fā)動機一維仿真模型，發(fā)動機各項參數(shù)如表1所示．

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù) Tab.1 Engine specifications

通過實際發(fā)動機臺架試驗獲取了發(fā)動機主要運行參數(shù)數(shù)據(jù)用于建模研究．試驗中所使用的主要測試設(shè)備如表2所示．電渦流測功機控制發(fā)動機轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速；節(jié)氣門和氣軌控制發(fā)動機進氣量與天然氣噴射量；LNG質(zhì)量流量計(科氏力)測量發(fā)動機天然氣消耗量；缸壓傳感器安裝于第6缸，測量缸內(nèi)壓力變化；排放分析儀采集并檢測發(fā)動機渦輪后廢氣成分與體積分數(shù)；在每個試驗工況點下，當(dāng)發(fā)動機運行穩(wěn)定后采集200個循環(huán)缸壓數(shù)據(jù)用于分析燃燒過程．

表2 主要測試設(shè)備 Tab.2 Main test equipment

所用LNG燃料成分如表3所示，由于LNG主要成分為CH4，將LNG燃料簡化為CH4開展后續(xù)模擬研究．針對船用發(fā)動機實際運行特點，以推進特性75%負荷工況點為代表開展研究．依據(jù)發(fā)動機臺架試驗獲取的壓力、流量等數(shù)據(jù)對進/排氣系統(tǒng)、增壓系統(tǒng)和燃料供給系統(tǒng)進行建模，同時針對發(fā)動機推進特性 75%負荷、過量空氣系數(shù)φa＝1.35時的運行參數(shù)進行驗證，對比結(jié)果如表4所示．

表3 LNG成分 Tab.3 LNG composition

表4 發(fā)動機運行參數(shù)驗證 Tab.4 Engine operation parameter verification

選用點燃式湍流燃燒模型(SITurb)模擬發(fā)動機缸內(nèi)燃燒過程，在臺架試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上通過調(diào)節(jié)初始火核大小與湍流燃燒速度倍增因子對燃燒模型進行修正，基于擴展的Zeldovich機理對NOx排放進行預(yù)測．圖1、表5為推進特性75%負荷、轉(zhuǎn)速為1362 r/min、過量空氣系數(shù)φa＝1.35工況下的仿真數(shù)據(jù)與試驗值對比結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)燃燒相位以及缸內(nèi)壓力仿真數(shù)據(jù)與試驗值吻合程度較高，針對NOx及HC排放而言，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果存在一定出入，但在誤差允許范圍內(nèi)．因此，該模型可用于開展下一步研究．

圖1 開環(huán)仿真數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)對比 Fig.1 Comparison of open-loop simulations and experiments

表5 開環(huán)仿真數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)對比 Tab.5 Comparison of open-loop simulations and experiments

1.2 重整器模型建立與驗證

由于GT-Power軟件中并無廢氣-燃料重整器模型，利用固定催化床模塊耦合表面反應(yīng)機理，同時結(jié)合項目組前期廢氣-燃料重整器制氫特性臺架試驗數(shù)據(jù)[11]構(gòu)建廢氣-燃料重整器模型．假定重整器壁面溫度與廢氣溫度一致，重整器內(nèi)堆有Ni基催化劑用于CH4重整制氫反應(yīng)，催化劑比表面積為14.25m2/g．為簡化研究，將Ni基CH4重整制氫表面反應(yīng)機理簡化成表6中幾個主要反應(yīng)，對重整器內(nèi)反應(yīng)過程進行預(yù)測，通過調(diào)整反應(yīng)的指前因子與活化能使之與試驗值接近．將V(CH4)/V(H2O)＝1、T＝675K和廢氣流量為10g/s時重整產(chǎn)物中組分體積分數(shù)仿真值與試驗值[11]進行對比，由圖2可知仿真結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)存在一定誤差，但整體趨勢較為吻合，總體而言，仿真模型準確性較好，可用于仿真計算．

表6 主要CH4重整制氫反應(yīng) Tab.6 Main principles of hydrogen production from methane reforming

圖2 重整產(chǎn)物仿真值與試驗值對比 Fig.2 Comparison of reforming products between simulations and experiments

1.3 發(fā)動機-重整器閉環(huán)仿真模型建立與驗證

參照圖3所示的廢氣-燃料重整器-船用LNG發(fā)動機閉環(huán)試驗臺架，在上述建立的發(fā)動機模型中添加一條低壓冷EGR回路，將重整器模型加入EGR回路中，增設(shè)環(huán)境入口代替噴油器提供重整反應(yīng)所需的燃料供給，構(gòu)建REGR閉環(huán)仿真模型．模型中發(fā)動機模塊與后處理模塊(重整器)分別選取顯示與準穩(wěn)態(tài)流動求解器求解，并耦合不同的時間步長進行計算．

圖3 發(fā)動機-重整器閉環(huán)系統(tǒng)臺架 Fig.3 Engine-reformer closed-loop system bench

重整的富氫氣體中包含CH4、H2和CO多種燃料，且含有CO2、N2和H2O等稀釋成分，此時SITurb燃燒模型不再具有良好的預(yù)測性．由于CH4重整產(chǎn)物中H2含量遠高于CO含量，因而主要考慮H2及稀釋 氣體對CH4層流燃燒速度的影響．鑒于天然氣燃燒反應(yīng)動力學(xué)機理GRI-Mech 3.0機理已經(jīng)發(fā)展較為成熟，且該機理通過CH4-H2-空氣層流燃燒速度等基礎(chǔ)燃燒特性數(shù)據(jù)得到驗證[12]，因此，借助CHEMKIN軟件并基于天然氣GRI-Mech 3.0機理計算發(fā)動機工況范圍內(nèi)的CH4-H2-空氣層流燃燒速度，在此基礎(chǔ)上進行經(jīng)驗公式的擬合，用于預(yù)測重整氣-天然氣混合燃料層流燃燒速度．

在不考慮稀釋效應(yīng)的情況下根據(jù)CHEMKIN仿真結(jié)果進行CH4-H2-空氣層流燃燒速度SL經(jīng)驗公式的擬合，得到方程[12]為

式中：T0＝300K；p0＝0.1MPa；α0＝0；βp為壓力指數(shù)，βp＝-0.54；βT為溫度指數(shù)；T、p分別為未燃區(qū)域的溫度及壓力；α為摻氫比(定義為H2占H2和CH4混合燃料的體積比)；φ為當(dāng)量比；F為摻氫比的修正系數(shù)．

選取幾個典型的發(fā)動機工況(α為0～35%，φ為0.6～1.0，T為300～900K，p為0.1～7.0MPa)下擬合公式計算值與基于GRI-Mech 3.0機理模擬值進行比較．圖4為層流燃燒速度擬合值與模擬值對比，擬合得到的經(jīng)驗公式具有良好的預(yù)測性．

圖4 層流燃燒速度擬合值與模擬值對比 Fig.4 Comparison of laminar burning velocity between fitted value and simulations

當(dāng)考慮稀釋效應(yīng)時，采用GT-Power軟件預(yù)設(shè)的稀釋項關(guān)聯(lián)式[13]對稀釋后混合燃料的層流燃燒速度進行預(yù)測，即

式中：Dx為未燃區(qū)域殘余廢氣系數(shù)；DEM(dilution effect multiplier)為稀釋效應(yīng)系數(shù)．

圖5所示為推進特性75%負荷、轉(zhuǎn)速為1362 r/min、廢氣重整再循環(huán)率為5%及φa＝1.50工況下的缸內(nèi)壓力、燃燒放熱率仿真數(shù)據(jù)與試驗值對比結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)仿真值與試驗值吻合程度較高，模型準確性較好，可開展下一步研究．

圖5 閉環(huán)系統(tǒng)仿真數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)對比 Fig.5 Comparison of simulations and experiments of closed-loop system

1.4 模擬方法

基于建立的LNG廢氣重整再循環(huán)發(fā)動機閉環(huán)模型，在保持缸內(nèi)φa(φa＝1.35)及燃油噴射量4CHm 不變的前提下，通過調(diào)節(jié)REGR閥門開度與重整器入口供給的CH4流量來控制進入重整器中的廢氣流量以及重整反應(yīng)中CH4與廢氣中O2的比值，以此研究REGR技術(shù)對重整器以及LNG發(fā)動機性能的影響．

定義廢氣重整再循環(huán)率(REGR率)為每個工作循環(huán)中重整氣質(zhì)量流量占發(fā)動機缸內(nèi)總進氣質(zhì)量流量的比值，公式為

式中：mREGR為重整氣質(zhì)量流量；min為發(fā)動機進氣質(zhì)量流量．

n為重整器入口廢氣與CH4組成的混合氣中CH4與O2的體積分數(shù)比，即

式中：Yin,CH4為重整器入口混合氣中CH4體積分數(shù)；Yin,O2為重整器入口混合氣中O2體積分數(shù)．

CH4轉(zhuǎn)化率η4CH為重整器中消耗的CH4質(zhì)量與重整器入口CH4質(zhì)量之比，即

式中：min,CH4為重整器入口CH4質(zhì)量流量；mout,CH4為重整產(chǎn)物中CH4質(zhì)量流量．

有效燃油消耗率(BSFC)為

式中：W為發(fā)動機有效功率；4CHm 為CH4消耗質(zhì)量．

有效熱效率(BTE)為

式中：4CHH 為CH4的低熱值．

2 結(jié)果分析

2.1 REGR率及n對重整器的影響

2.1.1 REGR率及n對重整器邊界條件的影響

為探索重整器與發(fā)動機閉環(huán)運行時兩者之間的相互作用關(guān)系，首先分析運行參數(shù)(REGR率及n)對廢氣-燃料重整器性能的影響規(guī)律．圖6為不同n下重整器入口組分隨REGR率的變化關(guān)系．隨著REGR率的增加，重整反應(yīng)器入口廢氣與額外供給CH4組成的混合氣中O2體積分數(shù)逐漸上升，H2O體積分數(shù)下降．這是因為隨著REGR率增加，重整氣稀釋效果增強，在固定φa條件下，缸內(nèi)工質(zhì)燃料體積分數(shù)降低，燃燒生成的H2O量降低；同時，由于燃料變稀，缸內(nèi)燃燒惡化，燃料不完全氧化幾率增加，燃燒生成的H2O量進一步減小，而發(fā)動機排氣中O2體積分數(shù)不斷增加．

圖6 不同REGR率及n下重整器入口組分變化 Fig.6 Variation of inlet composition of reformer at different REGR rate and n

在同一REGR率下，隨著n增大，廢氣-燃料重整器產(chǎn)物中H2體積分數(shù)提高，進入缸內(nèi)的H2量增多，缸內(nèi)混合燃料層流燃燒速度增快，燃料燃燒更完全，使得廢氣中O2體積分數(shù)降低，H2O體積分數(shù)少量提升．然而由于隨著n增加，廢氣中添加的CH4量增大，導(dǎo)致重整器入口混合氣中O2及H2O的占比逐漸降低．

圖7為不同n下重整器壁面溫度隨REGR率的變化趨勢．隨著REGR率的增加，重整器壁面溫度逐漸降低．這是因為隨著REGR率的增大，進入缸內(nèi)的重整氣流量增加，缸內(nèi)可燃混合物體積分數(shù)變稀，火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档停紵掷m(xù)期變長和放熱率峰值減小，最高燃燒溫度降低，導(dǎo)致用于加熱重整器的廢氣溫度降低，此時重整器壁面溫度下降．而在同一REGR率下，隨著n增大，重整氣中H2體積分數(shù)增加，缸內(nèi)燃料燃燒更充分，燃燒放熱量增加，導(dǎo)致廢氣溫度會有小幅度的提升，即重整器壁面溫度增加．

圖7 不同REGR率及n下重整器壁面溫度變化 Fig.7 Variation of wall temperature of the reformer at different REGR rate and n

2.1.2 REGR率及n對重整器產(chǎn)物的影響

圖8為不同n下重整器反應(yīng)過程中CH4轉(zhuǎn)化率ηCH4隨REGR率的變化趨勢．當(dāng)REGR率增大時，ηCH4變化趨勢存在一定波動，但整體呈現(xiàn)下降趨勢．由重整器邊界條件變化趨勢可知，此時重整器入口混合氣中O2體積分數(shù)上升，H2O體積分數(shù)下降，即重整反應(yīng)過程中CH4與H2O體積分數(shù)之比增加，與CH4進行水蒸汽重整反應(yīng)H2O量降低，抑制了CH4的轉(zhuǎn)化，使得η4CH減?。瑫r，由于重整器入口廢氣溫度降低趨勢更明顯，催化反應(yīng)活性降低，并且單位體積廢氣與重整器內(nèi)催化劑接觸時間縮短，導(dǎo)致CH4轉(zhuǎn)化率不斷減小．在同一REGR率下，當(dāng)n增大時，進入重整器入口的混合氣中CH4體積分數(shù)增加，而O2及H2O體積分數(shù)降低．通過部分氧化重整以及水蒸汽重整等反應(yīng)消耗的CH4量占總CH4量比值下降，即η4CH降低．

圖8 不同REGR率及n下重整器中CH4轉(zhuǎn)化率變化 Fig.8 Variation of CH4 conversion rate in reformer at different REGR rate and n

圖9為不同n下重整產(chǎn)物中H2、CO體積分數(shù)隨REGR率的變化．在n＝1時，REGR率對重整產(chǎn)物中H2體積分數(shù)影響較小，這是由于REGR率增大時發(fā)動機排溫降低以及單位體積廢氣流過重整器時間縮短，對重整反應(yīng)的發(fā)生起了一定的抑制作用；而大 REGR率下重整器入口O2體積分數(shù)的增加在一定程度上促進了氧化重整反應(yīng)速率，在兩者的共同作用下，n＝1時，REGR率對重整產(chǎn)物中H2體積分數(shù)影響不明顯．在n為2、3時，隨著REGR率增大，重整產(chǎn)物中H2體積分數(shù)存在波動，且整體呈少量下降趨勢．這是因為在高n值時，更多CH4未完全反應(yīng)，稀釋效果導(dǎo)致重整反應(yīng)溫度降低，因而O2體積分數(shù)增加對轉(zhuǎn)化率的提升效果并不明顯，受排溫降低及流速增加對重整反應(yīng)的影響，最終導(dǎo)致重整產(chǎn)物中H2體積分數(shù)降低．

圖9 不同REGR率及n下重整產(chǎn)物變化規(guī)律 Fig.9 Variation of reforming products at different REGR rate and n

在同一REGR率下，隨著n增大，重整器入口混合氣中CH4量增多，初始CH4體積分數(shù)增大，利于CH4與廢氣重整反應(yīng)進行，導(dǎo)致重整產(chǎn)物中CO及H2體積分數(shù)上升．在n＝3時，重整產(chǎn)物中H2體積分數(shù)達到最大，最大體積分數(shù)為11.2%．總體而言，重整反應(yīng)過程中產(chǎn)生的CO相對于H2產(chǎn)量較少，在 n＝3時達到最大，最大體積分數(shù)為1.59%．

2.2 EGR率與REGR率及n對發(fā)動機性能的影響

2.2.1 EGR率與REGR率及n對發(fā)動機燃燒特性影響

隨著閉環(huán)系統(tǒng)運行參數(shù)變化，受重整氣成分與流量的影響，發(fā)動機性能也發(fā)生了顯著變化．圖10為不同n下缸內(nèi)壓力隨EGR率ηEGR與REGR率ηREGR的變化．與原機相比，缸內(nèi)初始壓力隨EGR率與REGR率的增大而增加，缸內(nèi)壓力峰值隨EGR率與REGR率的增大而降低，峰值所對應(yīng)的曲柄轉(zhuǎn)角遠離上止點處．這是因為在保持缸內(nèi)φa恒定時，隨著EGR率與REGR率的增大，節(jié)氣門開度增加，進氣壓力增加，使得缸內(nèi)初始壓力提高，但由于進入缸內(nèi)的重整氣中稀釋氣體量增多，較強的稀釋作用使得缸內(nèi)燃料反應(yīng)活性降低，燃燒放熱滯后，燃燒持續(xù)期增長，壓力升高率下降，導(dǎo)致缸內(nèi)壓力峰值降低．與傳統(tǒng)EGR模式相比，由于H2具有點火能量低、層流燃燒速度快等特點，REGR模式下富氫氣體的加入促進了缸內(nèi)燃燒過程，燃燒相位提前，壓力升高率提高，因而缸內(nèi)壓力峰值高于傳統(tǒng)EGR模式下的缸內(nèi)壓力．在同一REGR率下，隨著n增大，進入缸內(nèi)的重整氣中H2含量增加，對缸內(nèi)可燃混合物的促燃效果更明顯，導(dǎo)致缸內(nèi)壓力峰值進一步增加．

圖10 不同EGR率、REGR率以及n下缸內(nèi)壓力變化規(guī)律 Fig.10 Variation of pressure at different EGR and REGR rates and n

圖11為不同n下火焰發(fā)展期(CA0-10)、燃燒持續(xù)期(CA10-90)隨EGR率與REGR率的變化趨勢．隨著EGR率與REGR率的增大，CA0-10、CA10-90逐漸增大，燃燒放熱滯后，滯燃期增加，燃燒持續(xù)期增長．相比于傳統(tǒng)EGR技術(shù)，REGR模式下缸內(nèi)燃燒始點提前，這得益于H2在燃燒初期能夠產(chǎn)生更多的H、OH等活性自由基，減少了燃料化學(xué)反應(yīng)準備時間[14]，導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒提前，燃燒持續(xù)期縮短．而在同一REGR率下，隨著n增大，燃燒起始點提前、燃燒持續(xù)期縮短現(xiàn)象更明顯．

圖11 不同EGR率與REGR率及n對CA0-10、CA10-90影響 Fig.11 CA0-10 and CA10-90 at different EGR and REGR rates and n

圖12為不同EGR率、REGR率及n對BSFC及BTE的影響．隨著EGR率和REGR率的增大，BTE 降低，BSFC增加．與傳統(tǒng)EGR技術(shù)相比，REGR技術(shù)能改善發(fā)動機燃燒，提高BTE、降低BSFC，這是因為H2層流燃燒度較高，摻氫能顯著提升缸內(nèi)可燃混合物燃燒速度，發(fā)動機工作過程更接近等容燃燒，BTE增加，使得BSFC降低．當(dāng)REGR率低于10%時，由于進入發(fā)動機中重整氣流量較小，缸內(nèi)可燃混合物中H2體積分數(shù)較低，REGR技術(shù)對發(fā)動機經(jīng)濟性改善并不明顯．

圖12 不同EGR率、REGR率及n對BSFC和BTE的影響 Fig.12 BSFC and BTE at different EGR and REGR rates and n

在同一REGR率下，隨著n增大，BTE增加、BSFC降低．這是因為此時循環(huán)進入缸內(nèi)的重整氣H2體積分數(shù)較高，改善了缸內(nèi)燃燒效果，燃燒相位提前，燃燒等容度增加．在低REGR率和n時，循環(huán)進入發(fā)動機缸內(nèi)的重整氣H2體積分數(shù)較低，而重整器內(nèi)反應(yīng)過程中CH4完全氧化反應(yīng)及部分氧化重整反應(yīng)釋放的熱量大于水蒸汽重整反應(yīng)吸收的熱量，導(dǎo)致重整后燃料熱值少量降低，此時摻H2燃燒對BTE促進作用低于重整器能耗增加對BTE的抑制作用．

2.2.2 EGR率與REGR率及n對發(fā)動機排放特性的影響

圖13為不同n下NOx排放和HC排放隨EGR率與REGR率的變化關(guān)系．由圖13a可知，隨著EGR率與REGR率的增加，NOx排放逐漸降低，這是因為隨著EGR率與REGR率的增大，進入缸內(nèi)的廢氣與重整氣流量增加，在同一φa下缸內(nèi)可燃混合物體積分數(shù)變稀，火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档?，燃燒持續(xù)期變長和放熱率峰值減小，最高燃燒溫度降低．由于燃燒溫度下降，熱力型NOx生成速率大幅降低，NOx排放迅速減?。詎＝1為例，在REGR率為10%時，NOx排放達到Tier Ⅲ的排放限值標準．在同一REGR率下，隨著n增加，NOx排放不斷提升，這是因為n增大時，進入缸內(nèi)的重整富氫氣體中H2體積分數(shù)增加，由于H2較低的點火能量與較高的燃燒速度，加快了火焰?zhèn)鞑?，放熱更為集中，最高燃燒溫度增加，使得NOx排放上升．相比于傳統(tǒng)EGR模式，REGR模式下富氫氣體的加入導(dǎo)致缸內(nèi)最高燃燒溫度增加，提高了NOx的排放．

圖13 不同EGR率、REGR率及n對NOx和HC排放的 影響 Fig.13 NOx and HC emissions at different EGR and REGR rate and n

圖13b為不同n下HC排放隨EGR率與REGR率的變化關(guān)系．隨著EGR率與REGR率的增加，缸內(nèi)可燃混合物體積分數(shù)變稀，燃料不完全氧化幾率增加，燃燒惡化，HC排放增大．相比于傳統(tǒng)EGR技術(shù)，REGR技術(shù)能夠改善缸內(nèi)燃燒，降低HC排放．在同一REGR率下，當(dāng)n增大時，進入缸內(nèi)的H2體積分數(shù)增多，擴寬了可燃混合物稀燃極限，火焰?zhèn)鞑ニ俾试黾?，失火概率降低．同時，富氫氣體的引入導(dǎo)致混合燃料淬火距離變小，使火焰可以進一步進入缸內(nèi)狹縫區(qū)，減少狹隙效應(yīng)帶來的HC排放，燃料燃燒更完全，進而使得HC的排放降低．

2.3 綜合分析

廢氣-燃料重整器與LNG發(fā)動機互為邊界條件，兩者間存在較強相互作用關(guān)系，在此基礎(chǔ)上閉環(huán)系統(tǒng)的排放與經(jīng)濟性等性能指標與控制參數(shù)密切相關(guān)．具體來說：當(dāng)發(fā)動機REGR率從5%增大到20%、在相同φa情況下，廢氣中O2體積分數(shù)從5%左右上升到6%左右，排溫降低近20K，導(dǎo)致重整器制氫特性發(fā)生改變．受廢氣排溫、流速以及O2體積分數(shù)的共同影響，重整氣中H2體積分數(shù)呈下降趨勢．而由于REGR率增大，進入缸內(nèi)的H2體積分數(shù)增多，但此時N2、H2O和CO2等成分的稀釋效應(yīng)也進一步增強，且強于H2的促燃作用，使得缸內(nèi)放熱滯后，燃燒溫度降低，NOx排放降低而HC排放增加．在同一REGR率下，當(dāng)重整器入口n增大時，重整器制氫特性得到改善，重整產(chǎn)物中H2體積分數(shù)由7%增加到11%左右，此時進入缸內(nèi)的H2體積分數(shù)增加，缸內(nèi)燃燒提前，快速燃燒期縮短，燃燒等容度增加，BTE提高，BSFC降低，NOx排放增加而HC排放減少．

進一步以控制參數(shù)作為匹配點，NOx排放與BSFC為內(nèi)燃機性能優(yōu)化的主要指標，尋求閉環(huán)系統(tǒng)最佳匹配策略．通過研究發(fā)現(xiàn)，NOx排放與BSFC往往呈現(xiàn)出此消彼長的關(guān)系．圖14為不同REGR率及 n下NOx排放與BSFC關(guān)系．REGR率增大時，NOx排放逐漸降低，在REGR率為10%時達到Tier Ⅲ的排放限值標準，隨著REGR率進一步增大，NOx的排放到達一個較低的水平，但此時BSFC急劇增大，經(jīng)濟性降低．當(dāng)n增大時，BSFC降低，燃油經(jīng)濟性得到一定的改善，但由于缸內(nèi)燃燒溫度的增加使得NOx排放提高．因此，針對實船運行過程中排放及能耗需求，選擇REGR率為10%、n＝1時較為合適．

圖14 不同REGR率及n下NOx排放與BSFC關(guān)系 Fig.14 Relationship between NOx emission and BSFC at different REGR rate and n

3 結(jié)論

通過GT-Power軟件搭建了船用LNG發(fā)動機與廢氣-燃料重整器閉環(huán)運行的仿真模型，探究了REGR率及重整器入口n對重整器制氫特性及發(fā)動機性能的影響，綜合兩者間相互作用規(guī)律的基礎(chǔ)上進行匹配策略研究，主要結(jié)論如下：

(1) 隨著REGR率增大，廢氣-燃料重整器工作過程中CH4轉(zhuǎn)化率以及重整產(chǎn)物中H2體積分數(shù)降低；當(dāng)n增加時，重整產(chǎn)物中H2及CO體積分數(shù)增加，H2體積分數(shù)最大為11.2%．

(2) 隨著REGR率的增大，發(fā)動機缸壓峰值降低，火焰發(fā)展期和燃燒持續(xù)期增加，NOx排放降低，而HC排放增加；與傳統(tǒng)EGR模式相比，REGR模式下發(fā)動機缸壓峰值增加，火焰發(fā)展期和燃燒持續(xù)期縮短，有效熱效率增加，燃油消耗率降低，NOx排放會有少量提升，HC排放降低，發(fā)動機動力性及經(jīng)濟性得到改善，隨著n增大，這種改善效果更明顯．

(3) 發(fā)動機與重整器之間互為邊界條件、相互影響，綜合兩者相互作用規(guī)律以及閉環(huán)系統(tǒng)排放與經(jīng)濟性考慮，發(fā)動機采用REGR率為10%、n＝1時NOx排放降低91.72%，滿足IMO Tier Ⅲ排放法規(guī)要求，同時維持較低的燃料消耗率．