馬義平， 許樂平， 胡以懷， 薛樹業(yè)， 趙 睿

(1.上海海事大學 商船學院，上海 201306；2.上海浦江教育出版社，上海 201306)

2017-04-11

馬義平(1977—)，男，安徽無為人，輪機長，講師，博士，研究方向為船舶動力裝置有害排放控制，現(xiàn)代輪機管理與安全技術。

E-mail:ypma@shmtu.edu.cn

許樂平(1957—)，男，河北衡水人,教授，博導，輪機長，博士，從事船舶污染物控制及海洋環(huán)境保護研究。

E-mail:lpxu@shmtu.edu.cn

1000-4653(2017)03-0033-06

船用LNG動力發(fā)動機部分關鍵技術

馬義平1， 許樂平1， 胡以懷1， 薛樹業(yè)2， 趙 睿1

(1.上海海事大學 商船學院，上海 201306；2.上海浦江教育出版社，上海 201306)

為研究國內外液化天然氣(Liquefied Natural Gas, LNG)動力發(fā)動機的技術差異，列表總結國內外LNG發(fā)動機的技術現(xiàn)狀，并對空燃比、動態(tài)特性及點火技術等因素對其動力性、經濟性和尾氣排放的影響進行分析。結果表明：影響NOx生成的主要因素有工作循環(huán)方式、空燃比、引燃油量和負荷等；提高空燃比可改善發(fā)動機的熱效率及NOx排放，但會影響其動力性和THC排放；點火技術影響空燃比，點火能量升高或柴油微引燃可拓寬稀燃界限，且點火或噴油提前角增加，缸內最高壓力、溫度和NOx排放增加，THC和CO減??；采用可變截面渦輪增壓技術可改善發(fā)動機的動態(tài)響應、經濟性和尾氣排放；雙燃料模式與純柴油模式相比，HC和CO排放增加，NOx和PM排放減少。

液化天然氣；發(fā)動機；空燃比；動態(tài)響應；點火技術

2015年12月4日，交通運輸部下發(fā)了《珠三角、長三角、環(huán)渤海(京津冀)水域船舶排放控制區(qū)實施方案》；2016年4月1日，長三角核心港口率先實現(xiàn)排放控制。積極推進液化天然氣(Liquefied Natural Gas, LNG)在船舶上的應用為交通運輸部提出的船舶污染物排放控制方案之一。目前，國內外都有以LNG為燃料的船舶發(fā)動機，但技術水平相差較大。對船用LNG動力發(fā)動機來說，除了考慮動力性、經濟性及尾氣排放之外，動態(tài)響應也是需考慮的重點，直接影響船舶主機的選型。[1-2]

在船用LNG動力發(fā)動機領域：文獻[3]和文獻[4]對國產改造機雙燃料模式進行動力性、尾氣排放試驗及經濟性分析；雷偉等[5]對國產改造機的技術現(xiàn)狀進行研究，并提出未來的發(fā)展方向；馬義平等[6]從動力性、經濟性和尾氣排放等方面比較MAN與Wartsila的機型；盧瑞軍等[7]論述空燃比控制、點火技術和安全設計等關鍵技術；MOHR等[8]研究中速雙燃料發(fā)動機的CH4逃逸和引燃油量對燃燒效率及污染物排放的影響。縱觀已有研究，對國內外船用LNG動力發(fā)動機的技術差異產生原因及關鍵技術對發(fā)動機性能的影響進行研究的文獻較少。

這里擬通過對國內外船用LNG動力發(fā)動機的技術現(xiàn)狀進行比較，分析產生技術差異的主要原因，并研究關鍵技術對發(fā)動機性能的影響。

1 發(fā)展現(xiàn)狀

船用LNG動力發(fā)動機的技術現(xiàn)狀見表1。

1) MAN缸內高壓直噴雙燃料機采用Diesel(狄塞爾)循環(huán)，壓縮比大，熱效率高，定壓加熱可噴射較多燃料，因此動力性較大。

2) 低壓雙燃料機和氣體機均采用Otto(奧托)循環(huán)，壓縮比和熱效率都比柴油機小，稀薄燃燒，燃料噴射相對不多，動力性也較小。

3) 混燒機由柴油機改造而成，壓縮比基本上無變化，預混燃燒，理論上在高扭矩、高轉速工況下更容易爆震，但因引燃油量約30%，繁星式點火引燃天然氣，燃燒廣泛，降低了爆震傾向。[9]

在經濟性方面，當采用雙燃料模式時，以價格計算較為經濟[3,10]，以熱效率計算時能耗增加[11]；在動力性方面，與純柴油模式相比，雙燃料模式下的平均有效缸內壓力略低[3,11-14]，功率下降1%～7%[10]，動力性最大下降1.42%[12]。

2 關鍵技術

2.1空燃比控制

空燃比是一個重要參數(shù)，對尾氣排放、發(fā)動機的動力性和經濟性都有很大影響。[7]

LNG動力發(fā)動機的理論空燃比一般為17.2[15]，當過量空氣系數(shù)λ(實際空燃比與理論空燃比)稍大于1時，燃燒效率最高，NOx排放最多[16]，HC排放最少；當λ較小時，燃燒不完全，HC和CO排放較多；當λ較大時，混合氣為稀薄氣體，燃燒速度變慢，燃燒不穩(wěn)定，HC排放增加，但因缸內溫度降低，NOx排放減少[17]。圖1為文獻[5]中的圖2和文獻[18]中的圖1相結合的結果。由圖1可知：λ對NOx和HC的影響完全相反[19]；λ增加時，氧含量增加，CO減少；發(fā)動機工作區(qū)域同時受Pe(平均有效壓力)和λ的限制[4]。為提高發(fā)動機的熱效率，降低NOx排放，必須對空燃比進行精確控制。[7,17]

圖1 過量空氣系數(shù)對燃燒排放和效率的影響

當CNG發(fā)動機在75%負荷下運行，λ從1.375增大到1.59時，NOx從4.3 g/(kW·h)降低到0.4 g/(kW·h)，扭矩從1 010 N·m降低到210 N·m。[20]燃燒計算[21]結果表明：空燃比增加，最高爆發(fā)壓力和指示功率降低，最高燃燒溫度減小并推遲(當空燃比從17.2提高到26.3時，最高爆發(fā)壓力下降19.4%，指示功率下降18%)；當空燃比為17.2和19.0時，燃氣溫度超過2 200 K(一般天然氣發(fā)動機的最高平均燃氣溫度)，比稀燃時高250 K。

可見，較大的空燃比可改善熱效率及NOx排放[19]，但會影響發(fā)動機動力性和HC排放。

目前國內LNG發(fā)動機的λ值約取1.5，而國外發(fā)動機的λ值一般在2.0以上。λ值的大小與點火、噴射和缸內預混合技術等密切相關(重汽WT61595天然氣發(fā)動機的λ值取1.59時已非常接近失火界限[20]；多點噴射技術不佳很可能造成發(fā)動機失火和爆震等非正常燃燒[18]；預混合區(qū)內湍流度高，容易點燃[14])，且受負荷[17,22]和燃氣替代率[16]的影響，負荷和燃氣替代率增大，λ減小。

空燃比控制通常采用可變截面渦輪增壓系統(tǒng)(Variable Geometry Turbocharge, VGT)和廢氣旁通或進氣旁通系統(tǒng)。

2.2動態(tài)特性

在20%平均有效缸內壓力(BMEP)工況下，柴油機加載主要受煙度線限制，氣體機主要受爆燃線限制，柴油機空燃比較氣體機寬，因而加載能力較強，但兩者差距不大；在75%BMEP工況下，氣體機加載受爆燃線限制明顯，此時氣體機的加載能力明顯比柴油機差，這是氣體機的動態(tài)特性不如柴油機的本質原因。表1中各機型的動態(tài)響應如下：

1)MAN高壓缸內直噴雙燃料機，引燃油先噴入壓燃，再噴射燃氣燃燒，因避免爆燃風險，可通過直接增加燃氣噴射量來提高功率，動態(tài)響應較好。

2)混燒機引燃油量較大，雙燃料模式的調速特性與柴油模式相差不大。[2]

3)國內氣體機的調速特性不如混燒機存在調速問題。[2]

4)目前，僅Rolls-Royce氣體機采用VGT[5]，動態(tài)響應較好(在50%負荷下，該氣體機的效率比雙燃料機高16%，負荷響應時間僅15 s，而雙燃料機卻需2 min[13])。

5)低壓進氣雙燃料機或部分氣體機動態(tài)響應較差，需嚴格控制加載速率(因為當負荷突變時，普通渦輪增壓器需一定時間來提高轉速，從而增加空氣供應量，若燃氣噴射量增加過快，則λ下降，發(fā)動機面臨爆燃風險[5])。

2.2.1VGT

在不同工況下改變噴嘴環(huán)葉片的角度，從而控制渦輪機的轉速和增壓壓力。VGT低速運行時，扭矩可增加50%。[18]MATLAB/Simulink模擬顯示：在低速時增加負荷，普通渦輪增壓柴油機的轉矩過低；而VGT柴油機的轉速快速上升并很快穩(wěn)定，具有較好的瞬間特性。[23]VGT可與柴油機各工況實現(xiàn)最佳匹配，在全工況范圍內降低燃油消耗率(最高可降低10%)，低速高負荷工況下的性能得到明顯改善(扭矩約增加15N·m，油耗率降低2%，煙度降低約50%[24])。

2.2.2廢氣旁通或進氣旁通系統(tǒng)

通過控制發(fā)動機的轉速、負荷、進氣壓力和排氣溫度來控制廢氣旁通閥或進氣旁通閥的開度，從而控制空燃比。增壓直噴汽油機的瞬態(tài)響應時間較長(突加速至90%目標轉速需3.8 s)，但若在突加速初期關閉廢氣旁通閥，待發(fā)動機轉速提升至一定程度之后調節(jié)廢氣旁通閥的開度，則能有效減少發(fā)動機的瞬態(tài)響應時間(響應時間減少1.9 s[25])。但是,此方法存在著明顯的邊際效應：空燃比達到一定值之后，繼續(xù)提高進氣量不會明顯改善燃燒。[26]基于經濟性考慮，在中低轉速和中高負荷等空氣量不足的工況下，須關閉旁通閥提高增壓壓力來改善燃燒；在全轉速低負荷和高轉速高負荷等空氣量充足的工況下，應打開旁通閥來減少換氣過程的功率損失[26]，但旁通技術更多地考慮改善低轉速時的增壓效果，僅是一種過渡技術。[27]

2.3點火方式

天然氣的著火性能差，稀薄燃燒所需的點火能量約是汽油機的4.5倍。[18]點火方式有火花塞點火(預燃式和預燃室)和引燃油引燃。[7]

1)預燃式火花塞點火：點火能力為普通火花塞的100～1 000倍，發(fā)動機λ值可達1.8 左右。

2)預燃室火花塞點火：λ值可達2.0左右。

3)引燃油引燃：通過引燃油噴油器或雙噴嘴噴油器中的引燃油噴嘴噴入一定量的引燃油[6]，引燃油壓燃后引燃天然氣；燃燒是由多處火焰前峰擴散穿過混合氣作用的結果[9]，類似于多火花塞點燃式或繁星點燃式，由于引燃油引燃提供的能量遠大于電火花提供的能量，使得發(fā)動機可在高空燃比下運行，耗能較低。

2.3.1火花塞點火

2.3.1.1 點火提前角

點火提前角減小，后燃加重，最高爆壓和NOx排放有所降低(點火提前角從曲柄轉角14°減小到6°時，扭矩從950 N·m減小到850 N·m，NOx從2.7 g/(kW·h)減少到1 g/(kW·h)。[20]點火提前角增加，最大缸內壓力、壓力升高率及缸內最高溫度逐漸增加，點火提前角為34°時動力性及經濟性最佳。[28]點火提前角增大可彌補天然氣火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷?約33. 8 m/s[9])導致的熱效率下降，從而改善缸內燃燒，增大功率、降低燃氣消耗率。[29]點火提前角增大造成的缸內壓力和溫度升高可通過調整λ來改善。[20]

2.3.1.2 點火能量

①點火能量達到35 mJ[30]或41 mJ[31]以上, 發(fā)動機的動力性、經濟性無明顯差別。

②點火能量提高可使點火可靠、燃燒改善，對降低HC較為明顯[32]；點火能量減小會引起HC排放增加[30-32]，在高負荷或高速工況下, 點火能量<194 mJ時，HC 排放有明顯增加[31]。

③點火能量減小，CO排放幾乎無變化[31-32]，而NOx波動無明顯趨勢。

④較高的點火能量可使燃燒更穩(wěn)定可靠[29]，從而降低失火的可能性，拓寬稀燃界限(因λ較大值降低了點火放電時刻缸內的溫度和壓力，減緩了化學反應速率和火焰?zhèn)鞑ニ俾蔥30])。

2.3.2燃油引燃

2.3.2.1 噴油提前角

噴油提前角增加, THC和CO排放減少, NOx排放增加[17,33-34]；THC和CO排放在BMEP為200～400 kPa時最多，而NOx排放則隨BMEP的增加而增加[17]。此外，碳煙降低，CO2升高，輸出功率先增大后降低，燃料消耗率先降低后增大，最大功率處燃油消耗最低。[15]在BTDC 28°～BTDC 36°范圍內，最高燃燒壓力、最大瞬時放熱率及缸內最高溫度隨點火提前角的增大而增大。在雙燃料模式下，發(fā)動機供油提前角應適當增大(19 °左右), 既可降低HC和CO排放，又不使NOx增加很多。[34]

2.3.2.2 引燃油量

NOx排放量與引燃油量呈線性關系。[9]油門較小時，NOx排放降低；油門較大時，NOx排放升高。[32]Wartsila(引燃油量1%)和MAN(引燃油量7%)支管進氣雙燃料機NOx排放分別滿足Tier III標準和Tier II標準的要求，MAN正研究減小引燃油量至1%。引燃油量增加，THC減小，NOx增加[8,17]，引燃油量較低時NOx增加更顯著[8]。此外，NOx在中低負荷下增加尤為明顯，在高負荷下改變引燃油量對THC，CO和NOx的影響變小。[17]引燃油量增加，CO有增加[8]或下降[17,33]。CO排放存在差異可能是國內的引燃油點火技術與國外存在差異造成的。此外，引燃油量越多，效率越低，最高有效效率是在占總能量輸入1%左右的引燃油量時獲得的。[8]

2.3.2.3 噴油壓力

噴油壓力對發(fā)動機的熱效率有明顯影響，適宜的軌壓可提高1%的熱效率，噴油壓力在略超過1 000 bar時獲得最佳的發(fā)動機效率。[9]

2.3.3小結

(1) 在雙燃料模式下運行時，可適當增大點火或噴油提前角，以改善燃燒和排放；

(2) 點火或噴油提前角增大，燃燒提前，缸內最高壓力、溫度和NOx排放增加，THC和CO減少；

(3) 較高的點火或引燃能量可拓寬稀燃界限；

(4) 點火或引燃能量增加，HC減小，但CO，NOx及經濟性的變化因點火或引燃方式的不同而略有不同，原因可能是引燃油能量遠大于火花塞點火能量。

提高稀燃條件下的氣體燃料燃燒速率是氣體燃料發(fā)動機的關鍵技術，提高點火能量、改變燃空混合氣性質和微引燃柴油等方法都可提高稀薄燃燒的燃燒速率。[14]

2.4尾氣排放

2.4.1NOx排放

溫度、氧含量和高溫持續(xù)時間是影響發(fā)動機NOx生成的主要因素。當反應溫度高于2 200 K時，溫度每上升90 K，NOx生成量會成倍增加。[6]在保持相同的缸內最高壓力時，Diesel定壓加熱循環(huán)的壓縮終了溫度和缸內平均溫度均比Otto定容加熱循環(huán)大，由于Diesel循環(huán)壓縮比較大，因此壓縮終了的氣體溫度較高，且Diesel循環(huán)避免了爆燃，循環(huán)過程中燃料噴入量較多。Diesel循環(huán)和Otto循環(huán)的溫度比較[6]見圖2，兩者的最高溫差導致NOx生成量不同，如表1中MAN缸內高壓直噴雙燃料機采用Diesel循環(huán)，其排放僅滿足Tier II標準的要求。

圖2 Diesd循環(huán)和Otto循環(huán)的溫度比較

在雙燃料模式下，發(fā)動機NOx排放降低[34]，最高降低88.3%，穩(wěn)態(tài)循環(huán)為15.3%，瞬態(tài)循環(huán)為13.3%[12]，且隨著負荷的增加，NOx近似線性增加[10]或波動增加[12]。但是,有部分文獻試驗結果(高負荷下雙燃料模式NOx排放高于純柴油模式[4,10])與上述現(xiàn)象矛盾。文獻[4]和文獻[10]認為高負荷工況下雙燃料模式的溫度高于柴油模式，因此采用雙燃料模式時，溫度高于[5,12]或低于[40,41]柴油模式，溫度差異導致NOx生成量不同。甲烷火焰?zhèn)鞑ニ俣缺炔裼偷?2%，因此在采用雙燃料模式時可能存在后燃，使得平均排氣溫度要高于柴油模式。此外，燃氣替代率對NOx排放也有一定影響，在中低速工況下NOx排放隨替代率的增大而增大，在標定工況下NOx排放隨替代率增大而減小，燃氣替代率對NOx排放的影響與實際空燃比有關。[16]

綜上所述，影響LNG發(fā)動機NOx生成的主要因素有工作循環(huán)方式(Diesel或Otto)、空燃比、引燃油量和負荷。

2.4.2HC和CO排放

排放的HC主要來自于未燃燒的HC和甲烷(CH4)逃逸。在中、低負荷下，λ較大、部分天然氣-空氣混合氣稀薄及未達到著火界限而不能完全燃燒是HC排放高的主要原因。[22]未燃燒的HC除了可控制空燃比之外，還可優(yōu)化氣道設計形成良好的缸內氣體流動，促使燃氣與空氣良好混合，實現(xiàn)充分燃燒。CH4逃逸的原因[8]有：氣門疊開；氣隙(如活塞頂部的環(huán)岸區(qū)域)；燃燒室壁附近的火焰冷激效應。CH4逃逸的控制方式[8,18]有：優(yōu)化天然氣供氣和氣門正時(如可變凸輪軸技術[5])；減小環(huán)岸容積；增強湍流，提高近壁區(qū)域的溫度。

國內混燒機為保證在柴油模式下有較高的熱效率，基本未對原型柴油機進行改動，因此CH4逃逸量較大。模擬顯示，LNG泄漏隨氣門重疊角和增壓比的增大而急劇增加，當增壓比為1.8～3.0時，排氣門LNG泄漏量可達全部LNG的1%～5%；適當減小排氣門直徑是減少LNG泄漏的有效措施。[36]

雙燃料模式下的HC排放比純柴油模式增加4倍以上。[10]此外，負荷增加，燃氣替代率增大，THC 排放增加。[4]在各工況點下，隨著CNG替代率的增大，HC排放呈上升的趨勢。[16]

雙燃料模式下CO排放比純柴油模式增加3倍左右[10]或2～3倍[4]，且在高速、高負荷工況下兩者的差值更大，因為該工況下燃氣替代率升高，加上高速時短時間燃燒及天然氣火焰?zhèn)鞑ニ俣?約33.8 m/s[18])低于柴油混合氣，著火滯后期延長，部分混合氣不能充分燃燒，以至于CO排放量迅速上升[23]。在CNG替代率為35%～55%時，CO排放量達到最大值，隨后隨替代率的升高而降低；最大轉矩工況下CO排放最低。研究表明，CO生成率主要受空燃比的影響，燃料成分對CO生成的影響不大。[18]

另有研究表明，進氣節(jié)流和廢氣再循環(huán),在降低HC排放的同時，也能減少中等負荷時的CO排放，且可保持NOx的排放水平，顯著提高中、低負荷下的熱效率。[22]

2.4.3PM排放

高溫、高壓和缺氧是碳煙生成的3個根本條件。[18]雙燃料模式可有效降低發(fā)動機的煙度及顆粒排放，穩(wěn)態(tài)循環(huán)試驗PM降低25.0%；瞬態(tài)循環(huán)試驗PM降低56.1%。碳煙排放量在純柴油模式下為2.0～3.5 rb，在雙燃料模式下為1.5 rb以下[10]；雙燃料模式的煙度僅為純柴油模式的1%[3]。此外，燃氣替代率升高，碳煙排放降低。[16]PM排放減少的原因有：燃燒完全；天然氣碳氫質量比(C/H)小。有研究[37]顯示：LNG氣化溫度降低有利于降低雙燃料發(fā)動機碳煙，NO，CO2和CH4的排放量，但會造成CO排放增加。

3 結束語

1)國內混燒機在雙燃料模式下運行，雖能降低運行成本，但會使實際耗能增加，且CH4逃逸較多，與國外機型相比，在能耗和尾氣排放上都有差距。

2)LNG發(fā)動機在雙燃料模式下運動，HC和CO排放增加，NOx和PM排放減小。

3)影響LNG發(fā)動機NOx排放的主要因素有工作循環(huán)方式(Diesel或Otto)、空燃比、引燃油量和負荷等，其中：工作循環(huán)方式影響最大；而引燃油量與NOx排放量約呈線性關系。

4)點火技術影響空燃比，較大的點火能量或柴油微引燃可拓寬稀燃界限，且燃燒穩(wěn)定；當點火或噴油提前時，燃燒提前，缸內壓力、溫度及NOx排放增加，但THC和CO排放減小。

[1] 馬義平,曾向明,魏海軍,等.國內外船用LNG動力發(fā)動機發(fā)展現(xiàn)狀[J].中國航海,2016,39(3):20-25.

[2] 楊波，盛蘇建，周斌. 1 000 m3LNG 燃料加注船主機選型研究[J]. 船海工程，2014，43(5)：148-150.

[3] 閆麗，辛強之，黃猛，等. Z6170ZLC/S-8型雙燃料發(fā)動機開發(fā)[J]. 柴油機，2014，36(1)：1-4.

[4] 錢良智. 柴油-LNG 雙燃料船用發(fā)動機排放特性試驗研究[J]. 船海工程，2015，44(3)：142-145.

[5] 雷偉，甘少煒，周國強，等. 船用天然氣發(fā)動機技術現(xiàn)狀及發(fā)展[J]. 船海工程，2014，43(6)：23-26.

[6] 馬義平，王忠誠，時繼東，等. 曼恩和瓦錫蘭船用二沖程雙燃料發(fā)動機之比較[J].船舶，2015,26(5)：94-99.

[7] 盧瑞軍，周志勇，武憲磊. 船用天然氣發(fā)動機關鍵技術發(fā)展及應用[J].內燃機與動力裝置，2014，31(3)：57-60.

[8] MOHR H， BAUFELD T. 面向未來的雙燃料發(fā)動機技術進展[J]. 國外鐵道機車與動車,2013(6):39-47.

[9] 徐兆坤，蔣妙范，吳偉蔚，等. 天然氣/柴油混合燃料發(fā)動機的特性研究[J]. 天然氣工業(yè)，2006,26(4)：128-130.

[10] 陳瑞晶. 柴油/LNG 雙燃料發(fā)動機臺架試驗性能分析[J]. 福建工程學院學報，2013，11(6)：527-533.

[11] 趙會軍. CNG/柴油混燒性能實驗研究[J].農機化研究，2003(3)：120-123.

[12] 石來華，姜艷. 電控柴油引燃天然氣雙燃料發(fā)動機的試驗研究[J]. 客車技術與研究，2015(4)：56-59.

[13] 何曠. 高性能江海型LNG運輸船[J]. 中國船檢，2013(5)：71-72.

[14] 馮立巖，張春煥，李佳星. 氣體燃料大型船用主機燃燒系統(tǒng)分析[J]. 鐵道機車車輛，2011，31(S1)：25-29.

[15] 李捷輝，劉大為，毛功平，等. 船用柴油/LNG雙燃料發(fā)動機控制系統(tǒng)設計與推進特性試驗研究[J]. 中國農機化學報，2016，37(4)：170-175.

[16] 覃軍，沈捷，堯命發(fā)，等. 燃燒系統(tǒng)參數(shù)對增壓中冷柴油-天然氣雙燃料發(fā)動機排放特性和經濟性影響的實驗研究[J]. 內燃機學報，2003，21(4)：217-223.

[17] 王軍，王繼衛(wèi). CNG/柴油雙燃料車用發(fā)動機排放特性研究[J]. 汽車工程，2004，26(1)：34-37.

[18] 劉凱，席躍進. 車用天然氣發(fā)動機關鍵技術研究與發(fā)展[J]. 柴油機設計與制造，2008，15(3)：337-340.

[19] 劉敬平，楊漢乾，王樹青，等. 改善增壓天然氣發(fā)動機排放特性的途徑[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2012，43(1)：143-150.

[20] 翟康，施崇槐，韓志強，等. 過量空氣系數(shù)和點火提前角對CNG 發(fā)動機NOx排放性能的影響[J]. 湖北汽車工業(yè)學院學報，2014，28(4)：13-17.

[21] 姜士陽. 天然氣發(fā)動機理論空燃比與稀燃對比研究[J]. 農機化研究，2010(10)：195-198 .

[22] 劉雄, 張惠明, 呂筱萍, 等. 降低雙燃料發(fā)動機HC和CO 排放的研究[J]. 內燃機學報，2003，21(1)：35-39.

[23] 楊龑虓，張金柱. 變截面渦輪增壓器控制系統(tǒng)仿真研究[J]. 黑龍江工程學院學報(自然科學版)，2005，19(1)：44-47.

[24] 郭鵬江，王天靈，吳君華，等. 可變噴嘴渦輪增壓器噴嘴環(huán)葉片位置對柴油機性能的影響[J]. 內燃機工程，2010，31(2)：41-47.

[25] 肖茂宇，石磊，鄧康耀. 增壓直噴汽油機增壓系統(tǒng)瞬態(tài)過程建模計算與優(yōu)化[J]. 上海汽車，2010(5)：12-17.

[26] 劉 博，胡志龍，李華雷，等. 可調二級增壓柴油機旁通閥特性和調節(jié)規(guī)律的試驗[J]. 內燃機學報，2012，30(1)：72-78.

[27] 周立迎，徐富水，羅福強. 缸內直噴CNG發(fā)動機燃燒過程測量分析[J].車用發(fā)動機，2014(4)：83-88.

[28] 胡春明，侯圣智，趙文鋒，等. 低壓缸內直噴CNG發(fā)動機燃燒特性的影響因素[J]. 燃燒科學與技術，2010，16(5)：446-450.

[29] 王都，盛利，冒曉建，等.點火能量對稀燃增壓CNG發(fā)動機性能影響的試驗研究[J]. 汽車工程，2009，31(10)：915-918.

[30] 郭林福，張欣，李國岫. 點火能量對電控單燃料CNG發(fā)動機性能的影響[J]. 車用發(fā)動機，2005(1)：25-28.

[31] 王金磊，劉峰，王璐. 點火能量對通用小型汽油機排放性能影響的研究[J]. 小型內燃機與摩托車, 2009，38(1)：18-20.

[32] 宋建桐，張春化，李婕. 噴油正時對電控共軌柴油機燃用LNG-柴油雙燃料的影響[J]. 車用發(fā)動機，2015(6)：85-89.

[33] 蘇嶺，鐘輝，汪映，等. 供油參數(shù)對CNG 雙燃料發(fā)動機低負荷排放的影響[J].車用發(fā)動機，2002(5)：10-12.

[34] 黃猛，王國仰，劉康，等. 天然氣-柴油雙燃料船用發(fā)動機燃氣噴射系統(tǒng)及推進特性研究[J]. 中國造船，2015，56(2)：87-94.

[35] 羅東曉. 柴油汽車改用LNG燃料的實用技術及其經濟性分析[J]. 天然氣工業(yè)，2012(9)：92-97.

[36] 陳克朋，李格升，潘志翔，等. LNG-柴油雙燃料增壓船用發(fā)動機氣門重疊期LNG燃料的泄漏分析[J]. 內燃機工程，2015，36(4)：120-125.

[37] 于洪亮，段樹林，孫培廷. LNG氣化溫度對船用天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機燃燒排放的影響[J]. 推進技術，2015，36(9)：1369-1375.

SomeKeyTechnologiesofMarineLNGFueledEngines

MAYiping1,XULeping1,HUYihuai1,XUEShuye2，ZHAORui1

(1.Merchant Marine College, Shanghai Maritime University, Shanghai 201306, China; 2. Shanghai Pujiang Education Press, Shanghai 201306, China)

The technical features of Liquefied Natural Gas(LNG) fueled engines at home and abroad is summarized in an table and the influences of technical factors is analyzed, such as air-fuel ratio, dynamic characteristics and ignition technology on the power, economy and emissions. The results show that the main factors affecting NOxare the work cycle, the air-fuel ratio, the quantity of pilot fuel, and the load. A larger air-fuel ratio is favorable for thermal efficiency and NOxemissions, but deteriorates the power and THC emissions. Ignition technology affects the air-fuel ratio. Higher ignition energy or pilot fuel can extend the lean-burn limit and increase advance angle of ignition or pilot fuel injection, leading to higher maximum pressure, temperature and NOxand lower THC and CO emission. The Variable Geometry Turbocharger (VGT) can improve the dynamic response, economy and emissions of the engine. Compared to the pure diesel mode with the Dual-fuel mode, the emissions of HC and CO are higher and those of NOxand PM are lower.

LNG; engine; air-fuel ratio; dynamic response; ignition technology

U664.1

A