賀玉海，王東凱，王勤鵬

（1.武漢理工大學(xué)船海與能源動(dòng)力工程學(xué)院，武漢 430063；2.船舶動(dòng)力工程技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430063；3.船舶與海洋工程動(dòng)力系統(tǒng)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室電控分實(shí)驗(yàn)室，武漢 430063）

0 概述

國(guó)際海事組織于2018年制定了碳減排初步戰(zhàn)略，其中多條措施對(duì)船舶燃料提出了要求，中期候選措施中提出實(shí)施低碳或零碳燃料替代燃油項(xiàng)目；長(zhǎng)期候選措施中提出開(kāi)發(fā)和使用零碳燃料［1］。在現(xiàn)階段，作為低碳燃料的天然氣主要應(yīng)用于雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)，而雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)為了避免發(fā)生爆震，其設(shè)計(jì)壓縮比較低，導(dǎo)致熱效率損失［2］。此外，氫燃料等零碳燃料也備受關(guān)注，將氫燃料應(yīng)用到船舶發(fā)動(dòng)機(jī)可最大程度地降低碳排放，但存在燃燒循環(huán)變動(dòng)大及爆震等問(wèn)題。

為了將低碳、零碳燃料合理地應(yīng)用到船舶發(fā)動(dòng)機(jī)上，必須采取有效措施來(lái)緩解提高熱效率與抑制爆震間的矛盾，并減小燃燒循環(huán)變動(dòng)。文獻(xiàn)［3］中研究了壓縮比和引燃油噴射角度對(duì)柴油-天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，發(fā)現(xiàn)采用較高壓縮比可以提高熱效率，結(jié)合推遲噴油策略可以有效降低機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷；但缸內(nèi)直噴天然氣船用發(fā)動(dòng)機(jī)在高負(fù)荷工況燃燒放熱率過(guò)高容易出現(xiàn)壓力振蕩，導(dǎo)致燃燒及排放惡化。文獻(xiàn)［4］中通過(guò)數(shù)值計(jì)算研究了抑制缸內(nèi)直噴天然氣船用發(fā)動(dòng)機(jī)壓力振蕩的方法，通過(guò)米勒循環(huán)和多次噴射策略可以改善缸內(nèi)的壓力振蕩，但過(guò)度推遲排氣門關(guān)閉時(shí)刻可能會(huì)造成壓力損失。文獻(xiàn)［5］中研究了氫發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒循環(huán)變動(dòng)，發(fā)現(xiàn)燃燒循環(huán)變動(dòng)隨壓縮比升高有增加趨勢(shì)，這就限制了壓縮比的提高。

可變壓縮比技術(shù)是兼顧發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷熱效率和高負(fù)荷爆燃傾向的理想方法［6］，但可變壓縮比發(fā)動(dòng)機(jī)往往存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜、制造工藝要求高、成本高、可靠性低等問(wèn)題。本文中提出的壓力自適應(yīng)活塞（pressure self-adaptive piston，PSAP）技術(shù)具有比肩可變壓縮比性能的優(yōu)勢(shì)，通過(guò)提高壓縮比改善中低負(fù)荷工況的燃油經(jīng)濟(jì)性，并在高負(fù)荷工況通過(guò)活塞頭部位移抑制過(guò)高的氣缸壓力及其振蕩。本文中以船用柴油-天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，研制一套PSAP，并通過(guò)試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方法研究PSAP 的綜合性能，以期為低碳、零碳燃料在內(nèi)燃機(jī)中的推廣應(yīng)用提供參考。

1 PSAP 的設(shè)計(jì)

本研究中設(shè)計(jì)的PSAP 如圖1 所示，主要由活塞頭部、活塞裙部、碟形彈簧、支撐裝置、限位裝置和連接螺栓等部件組成?；钊^部與限位裝置，通過(guò)連接螺栓形成剛性連接?；钊共颗c支撐裝置，通過(guò)沉頭內(nèi)六角螺栓形成剛性連接?；钊^部和支撐裝置通過(guò)設(shè)計(jì)的凹槽進(jìn)行裝配，來(lái)保證相對(duì)運(yùn)動(dòng)的軸向精度?；钊^部沒(méi)有改動(dòng)原有的活塞環(huán)布置，頭部和裙部間的裝配位置處于活塞環(huán)的下方區(qū)域，因此其密封性與原活塞保持一致。通過(guò)給碟形彈簧施加預(yù)緊力避免碟形彈簧在較低氣缸壓力下的形變。在較高的氣缸壓力作用下，碟形彈簧克服預(yù)緊力發(fā)生形變，活塞頭部相對(duì)裙部作軸向運(yùn)動(dòng)，從而改變活塞高度。支撐裝置可以限制碟形彈簧的變形范圍以避免高負(fù)荷工況缸壓的大幅下降。

圖1 活塞結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

2 PSAP 的試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)臺(tái)架

以淄柴Z6170 船用發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，該機(jī)型的主要參數(shù)規(guī)格如表1 所示［7］。

表1 Z6170 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)規(guī)格

臺(tái)架試驗(yàn)是在淄柴Z6170 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上進(jìn)行的，如圖2 所示，主要試驗(yàn)工作包括拆卸氣缸蓋、拆卸原機(jī)活塞、裝配PSAP、裝機(jī)運(yùn)行。

圖2 臺(tái)架試驗(yàn)準(zhǔn)備工作

在進(jìn)行試驗(yàn)準(zhǔn)備工作時(shí)，拆卸掉原機(jī)活塞后研究了PSAP 的運(yùn)動(dòng)干涉問(wèn)題。為了防止PSAP 碰撞到進(jìn)、排氣門和噴油器針閥等部件，保證發(fā)動(dòng)機(jī)的安全運(yùn)行，對(duì)活塞高度進(jìn)行了一定限制，對(duì)應(yīng)壓縮比限制在16.5。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在轉(zhuǎn)速為1 000 r/min 的工況下，選取發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷特性下常用的3 個(gè)工況點(diǎn)（低負(fù)荷、中等負(fù)荷、中高負(fù)荷，分別記為工況1、工況2、工況3）進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)。受試驗(yàn)條件限制，試驗(yàn)工況均為柴油工況，對(duì)于PSAP，使用何種燃料不影響活塞的性能，活塞實(shí)現(xiàn)的是對(duì)缸內(nèi)壓力的自適應(yīng)。

2.2.1 缸內(nèi)壓力

本文中原機(jī)模式指的是裝有原機(jī)活塞時(shí)的運(yùn)行模式，PSAP 模式指的是裝有PSAP 時(shí)的運(yùn)行模式。圖3 為測(cè)錄的缸內(nèi)壓力試驗(yàn)數(shù)據(jù)。由圖3 可知兩種模式的燃燒策略保持一致。PSAP 對(duì)缸內(nèi)壓力的影響在3 個(gè)工況下有所不同，具體如下：（1）工況1 時(shí)，PSAP 模式和原機(jī)模式的最高燃燒壓力分別為4.62 MPa 和3.68 MPa。這是因?yàn)檩^低的氣缸壓力使得碟形彈簧無(wú)變形或變形量很?。涣硗釶SAP 對(duì)應(yīng)的壓縮比為16.5，而原機(jī)活塞對(duì)應(yīng)的壓縮比為14.5，在高壓縮比的作用下缸內(nèi)壓力得以提升。（2）工況2 時(shí)，PSAP 模式和原機(jī)模式的最高燃燒壓力分別為5.66 MPa 和5.09 MPa。相較工況1，較高的氣缸壓力使得碟形彈簧發(fā)生壓縮變形，活塞高度降低，燃燒室容積增大，從而降低了缸內(nèi)壓力。但由于PSAP 對(duì)應(yīng)的壓縮比較高，使得PSAP 模式的燃燒壓力仍然高于原機(jī)模式。（3）工況3 時(shí)，PSAP 模式和原機(jī)模式的最高燃燒壓力分別為7.68 MPa 和8.17 MPa，在此工況下缸內(nèi)燃燒壓力較高，碟形彈簧發(fā)生較大程度的壓縮變形，缸內(nèi)壓力相較原機(jī)略有降低。

圖3 試驗(yàn)工況的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)

2.2.2 循環(huán)波動(dòng)

可以用峰值壓力循環(huán)波動(dòng)系數(shù)γCOV［8］表征發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性，其計(jì)算式見(jiàn)式（1）。

式中，n 為循環(huán)數(shù)，試驗(yàn)中每組數(shù)據(jù)采集10 個(gè)循環(huán)數(shù)據(jù)。

各工況的峰值壓力循環(huán)波動(dòng)系數(shù)見(jiàn)圖4。由圖4 可知，在各工況下PSAP 模式的峰值壓力循環(huán)波動(dòng)系數(shù)均小于原機(jī)模式。相較原機(jī)模式，PSAP 模式的峰值壓力循環(huán)波動(dòng)系數(shù)最大降幅為1.11%。PSAP 中的碟形彈簧作為一種儲(chǔ)能元件可以在一定程度上抑制循環(huán)波動(dòng)，提高燃燒穩(wěn)定性。

圖4 試驗(yàn)工況的峰值壓力循環(huán)波動(dòng)系數(shù)數(shù)據(jù)

3 PSAP 的仿真模型

為了評(píng)估PSAP 在發(fā)動(dòng)機(jī)全工況范圍內(nèi)的性能影響，建立了PSAP 的仿真模型。仿真模型主要包括發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程數(shù)值計(jì)算模型和爆震模型。

3.1 發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程數(shù)值計(jì)算模型

發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程數(shù)值計(jì)算模型主要通過(guò)AVL-Boost 軟件建立，并通過(guò)缸內(nèi)壓力試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，模型如圖5 所示。圖中，E1 為發(fā)動(dòng)機(jī)，TC1 為渦輪增壓器，SB1、SB2 分別為進(jìn)口邊界和出口邊界，C01 為空氣冷卻器，PL1 為進(jìn)氣總管，PL2 和PL3 為排氣總管，C1～C6 為氣缸，4～9 為進(jìn)氣歧管，10～15 為排氣歧管，MP1～MP8 為定義的測(cè)量點(diǎn)。

圖5 基于AVL-Boost 的發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程數(shù)值計(jì)算模型

AVL-Boost 軟件不能同時(shí)模擬預(yù)混合燃燒和壓燃燃燒。對(duì)于柴油-天然氣雙燃料，不能直接在軟件中進(jìn)行設(shè)定，需要采用熱值當(dāng)量和質(zhì)量加權(quán)的方法進(jìn)行處理［9］，如式（3）所示。

式中，MLNG為雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣燃料量；HDiesel和HLNG分別為柴油和天然氣的低熱值；MDiesel為根據(jù)MLNG等熱值當(dāng)量對(duì)應(yīng)的柴油量。

3.2 爆震模型

為了評(píng)估PSAP 在高負(fù)荷工況的爆震抑制性能，建立了PSAP 的爆震模型。發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程數(shù)值計(jì)算模型是基于AVL-Boost 軟件建立的一維模型，常見(jiàn)爆震模型中的現(xiàn)象學(xué)爆震預(yù)測(cè)模型也是一維模型，兩者可以通過(guò)軟件接口實(shí)現(xiàn)模型耦合，由此建立了現(xiàn)象學(xué)爆震預(yù)測(cè)模型。爆震模型采用Douaud & Eyzat 爆震模型，該模型是應(yīng)用最為廣泛的現(xiàn)象學(xué)爆震預(yù)測(cè)模型［10-11］。該模型通過(guò)計(jì)算誘導(dǎo)時(shí)間積分來(lái)衡量爆震趨勢(shì)，誘導(dǎo)時(shí)間積分越大則越有可能發(fā)生爆震。該模型的核心公式見(jiàn)式（4）。

式中，KITI為誘導(dǎo)時(shí)間積分，當(dāng)KITI≥1 時(shí)認(rèn)為混合氣出現(xiàn)自燃；τ 為誘導(dǎo)時(shí)間；tIVC為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻；tEVO為排氣門開(kāi)啟時(shí)刻。

誘導(dǎo)時(shí)間的計(jì)算方法見(jiàn)式（5）。

式中，KITM為誘導(dǎo)時(shí)間系數(shù)；KAEM為活化能系數(shù)；RON為燃料的辛烷值；p 為缸內(nèi)工質(zhì)的瞬時(shí)壓力；Tu為未燃區(qū)混合氣的瞬時(shí)溫度。

未燃區(qū)混合氣的工作過(guò)程可以視作純壓縮過(guò)程，根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，未燃區(qū)混合氣溫度可由式（6）計(jì)算。

式中，TIVC和pIVC分別為進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的混合氣溫度和混合氣壓力；k 為未燃區(qū)混合氣的絕熱指數(shù)。

Douaud&Eyzat 爆震模型需要輸入缸內(nèi)瞬時(shí)壓力、缸內(nèi)瞬時(shí)溫度和曲軸轉(zhuǎn)角等參數(shù)，這些參數(shù)可由AVL-Boost 計(jì)算得出。通過(guò)MATLAB/Simulink 建立的爆震模型如圖6 所示，圖中n0為轉(zhuǎn)速。

圖6 基于MATLAB/Simulink 的爆震模型

3.3 模型驗(yàn)證

基于臺(tái)架試驗(yàn)測(cè)錄的PSAP 模式缸內(nèi)壓力試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果如圖7 所示。由圖7 可知，仿真模型與原型機(jī)偏差較小，可以準(zhǔn)確地模擬發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)工作過(guò)程。

圖7 PSAP 模式缸內(nèi)壓力仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

4 仿真結(jié)果分析

4.1 活塞頭部位移

PSAP 通過(guò)活塞頭部位移改變活塞高度，進(jìn)而改變氣缸容積。但在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行時(shí)測(cè)量PSAP 活塞頭部位移非常困難，需要通過(guò)模型仿真獲取。本研究中選取25%、50%、75% 和100% 負(fù)荷研究各負(fù)荷工況下的活塞頭部位移，活塞頭部位移曲線如圖8所示，主要數(shù)據(jù)如表2 所示。

圖8 仿真工況的活塞頭部位移數(shù)據(jù)

表2 活塞頭部位移主要數(shù)據(jù)

由圖8 和表2 可知，在25% 負(fù)荷工況下活塞頭部無(wú)位移，即碟形彈簧在整個(gè)循環(huán)中沒(méi)有發(fā)生變形。隨著負(fù)荷增大，活塞頭部位移和最大位移所對(duì)應(yīng)的氣缸容積變動(dòng)均呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)。在50%、75% 和100% 負(fù)荷工況下活塞頭部位移均發(fā)生在上止點(diǎn)附近，主要集中在燃燒行程，小部分發(fā)生在壓縮行程末期和膨脹行程前期。隨著負(fù)荷升高，活塞頭部位移所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角范圍也變大。此外，在100%負(fù)荷工況下，活塞頭部于曲軸轉(zhuǎn)角365°～378°范圍內(nèi)始終保持最大位移3.59 mm，說(shuō)明在此區(qū)間內(nèi)，在較高的燃燒壓力的作用下活塞一直保持著最大位移。

4.2 燃油消耗率

圍 繞 25%、50%、75% 和 100%負(fù)荷研究PSAP 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能的影響，各仿真工況的燃油消耗率如圖9 和表3 所示。

圖9 仿真工況的燃油消耗率數(shù)據(jù)

表3 不同負(fù)荷下的燃油消耗率及其變化率

由圖9 和表3 可知，在低負(fù)荷工況PSAP 模式下發(fā)動(dòng)機(jī)保持較高的壓縮比，熱效率相較原機(jī)有所提高，從而可降低油耗，提高經(jīng)濟(jì)性。在中等負(fù)荷工況，原機(jī)模式和PSAP 模式的燃油消耗率基本一致。在高負(fù)荷工況下，由于缸內(nèi)壓力較高，PSAP 發(fā)生較大程度的位移，在抑制爆震的同時(shí)損失了一部分燃油經(jīng)濟(jì)性。

4.3 爆震抑制性能

柴油-天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)在天然氣模式、高負(fù)荷工況下容易發(fā)生爆震。選取兩個(gè)高負(fù)荷工況點(diǎn)進(jìn)行仿真研究，工況參數(shù)詳見(jiàn)表4。各工況點(diǎn)的缸內(nèi)壓力和缸內(nèi)溫度如圖10 所示。在90% 負(fù)荷和100%負(fù)荷，PSAP 模式的缸內(nèi)壓力均低于原機(jī)模式，峰值壓力差值分別為0.49 MPa 和0.72 MPa。高負(fù)荷工況的缸內(nèi)壓力較高，致使碟形彈簧發(fā)生較大程度的形變，從而有效降低高負(fù)荷工況的缸內(nèi)壓力。此外，兩種模式下的缸內(nèi)溫度狀況基本保持一致。

表4 仿真工況參數(shù)

圖10 高負(fù)荷仿真工況的缸內(nèi)壓力和缸內(nèi)溫度數(shù)據(jù)

將缸內(nèi)壓力、缸內(nèi)溫度和曲軸轉(zhuǎn)角等數(shù)據(jù)輸入到爆震模型中，經(jīng)過(guò)計(jì)算可以得到誘導(dǎo)時(shí)間積分的數(shù)據(jù)結(jié)果，如圖11 所示。90% 負(fù)荷下PSAP 模式和原機(jī)模式的誘導(dǎo)時(shí)間積分分別為0.90 和0.99。100% 負(fù)荷下PSAP 模式和原機(jī)模式的誘導(dǎo)時(shí)間積分分別為0.96 和1.15。相比原機(jī)模式，PSAP 模式的誘導(dǎo)時(shí)間積分均有所降低。在高負(fù)荷工況，PSAP通過(guò)活塞頭部位移降低過(guò)高的缸內(nèi)壓力和壓力升高率，進(jìn)而有效抑制爆震。

圖11 高負(fù)荷仿真工況的誘導(dǎo)時(shí)間積分?jǐn)?shù)據(jù)

5 結(jié)論

（1）在較低的氣缸壓力下，PSAP 活塞頭部無(wú)位移或位移較小，缸內(nèi)壓力相較原機(jī)有所提升；而在較高的氣缸壓力作用下活塞壓縮量增大，燃燒室容積得以提升，從而可降低過(guò)高的缸內(nèi)壓力。

（2）PSAP 中碟形彈簧作為一種儲(chǔ)能元件，可以在一定程度上抑制燃燒循環(huán)波動(dòng)，改善燃燒過(guò)程。碟形彈簧的形變主要發(fā)生在燃燒行程，小部分形變發(fā)生在壓縮行程末期和膨脹行程前期，最大形變發(fā)生在燃燒壓力峰值處。

（3）PSAP 可以降低低負(fù)荷工況的燃油消耗率，改善經(jīng)濟(jì)性能；在高負(fù)荷工況PSAP 能夠減弱爆震傾向和循環(huán)波動(dòng)，但導(dǎo)致燃油經(jīng)濟(jì)性略有損失。