于洪亮，段樹林，孫培廷，隋江華

(1.大連海洋大學(xué) 航海與船舶工程學(xué)院，遼寧 大連 116023； 2.大連海事大學(xué) 輪機工程學(xué)院，遼寧 大連 116026；3.國家漁業(yè)船舶檢驗局漁船安全研究中心，遼寧 大連 116023)

隨著海上運輸業(yè)的發(fā)展和船舶保有量的增加，船舶造成的大氣污染也日益嚴(yán)重。為保護自然環(huán)境，國際海事組織(IMO)在MARPOL73/78附則Ⅵ“防止船舶造成大氣污染規(guī)則”中，對排放控制區(qū)內(nèi)船用柴油機的氮氧化物(NOx)排放量進行了限定，并按船舶建造日期對船用柴油機NOx排放進行限值[1](表1)。

有關(guān)規(guī)則規(guī)定，當(dāng)船舶在排放控制區(qū)內(nèi)航行時，應(yīng)符合Tier Ⅲ標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)船舶在排放控制區(qū)外航行時，應(yīng)至少符合Tier Ⅱ標(biāo)準(zhǔn)。同時，附則Ⅵ確切給出了燃油含硫量的要求，規(guī)定到2020年全球海域范圍內(nèi)船舶所使用的燃油含硫量不得超過0.5%，在硫化物排放控制區(qū)(SECA)內(nèi)，從2017年起硫含量不得超過0.1%[2]。作為遠(yuǎn)洋船舶的主要動力，傳統(tǒng)大型低速柴油機已無法滿足排放控制區(qū)內(nèi)的排放法規(guī)要求[3]。

目前，天然氣作為一種儲量大又可以滿足排放法規(guī)要求的綠色能源，已成為船舶發(fā)動機的替代燃料。近幾年，隨著天然氣儲運技術(shù)的發(fā)展，大型船用氣體發(fā)動機的開發(fā)與研究，也取得了較大進步[4-5]。世界兩大船用低速柴油機巨頭MAN及Wartsila均已推出雙燃料船用低速發(fā)動機。船用低速雙燃料發(fā)動機主要有MAN ME-GI與WARTSILA Flex-DF兩個系列。與傳統(tǒng)船用柴油機相比，船用低速雙燃料發(fā)動機雖具有低NOx排放、低CO2排放、幾乎無硫氧化物(SOx)和顆粒物(PM)排放等優(yōu)勢，但若滿足排放控制區(qū)內(nèi)的Tier Ⅲ要求，仍需采用減排措施。天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機排放物中常含有以甲烷(CH4)為主的未燃燒碳?xì)浠衔?HC)，由于CH4能引起比CO2高20倍的溫室效應(yīng)，所以該發(fā)動機必須降低CH4排放，否則將引起比傳統(tǒng)柴油機更大的溫室效應(yīng)。此外，掃氣過程的完善程度對發(fā)動機的燃燒排放性能有著重大影響。

船用低速雙燃料發(fā)動機與傳統(tǒng)船用柴油機一樣，通過掃氣過程將已燃?xì)怏w排出，并為下一循環(huán)吸入新鮮空氣。如果掃氣過程進行得效果好，壓縮過程開始時氣缸內(nèi)殘留的廢氣量少，新鮮空氣量多，就可為燃料的完全、及時燃燒創(chuàng)造了條件。燃料完全而及時的燃燒不但可使發(fā)動機發(fā)出更大的功率，提高其動力性和經(jīng)濟性，使發(fā)動機具有較高的熱效率，而且完全燃燒還意味著有害排放污染物減少。另外，及時的燃燒還意味著較低的循環(huán)平均溫度，從而提高柴油機的可靠性。因此，掃氣過程的質(zhì)量直接影響發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性、可靠性和排放特性，是發(fā)動機工作優(yōu)劣的先決條件[6]。掃氣過程進行的好壞主要由掃氣形式、掃氣口結(jié)構(gòu)和掃氣壓力決定。

表1 IMO船用柴油機NOx排放限值Tab.1 IMO emission limit of NOx in a marine diesel engine

姜國棟等[7]進行了掃氣流動模擬計算，預(yù)測了氣缸內(nèi)的空氣流動狀態(tài)。馬富康等[8]通過數(shù)值模擬手段，對一臺二沖程汽油機的進排氣口高度、進排氣口圓周率以及進氣口徑向傾角進行了參數(shù)優(yōu)化。張栓錄等[9]對一臺小型液壓自由活塞發(fā)動機進行了氣門—氣口直流掃氣的模擬計算與設(shè)計，提出了一種基于給氣比、捕獲率及掃氣效率的優(yōu)化函數(shù)。鄒玉紅等[10]對一臺雙對置二沖程柴油機進行了掃氣過程的三維仿真，探討了進氣口結(jié)構(gòu)對掃氣效果的影響，得出渦流排高度、渦流排徑與缸內(nèi)渦流比和實際進氣量間的響應(yīng)規(guī)律。王志等[11]針對一臺小型增壓缸內(nèi)直噴汽油機，在稀燃條件下分別對不同節(jié)氣門開度和負(fù)荷進行了不同可變氣門正時角度的試驗。研究表明，掃氣可抑制爆震并能提高發(fā)動機的低速扭矩。章振宇等[12]通過對二沖程柴油機掃氣系統(tǒng)參數(shù)的研究，提出了以掃氣效率為優(yōu)化目標(biāo)和以平均指示壓力為優(yōu)化目標(biāo)的優(yōu)化函數(shù)。此外，宋義忠等[13]開展了進排氣壓力波動分析，針對全負(fù)荷7個穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速點，研究了掃氣量和進排氣壓差的關(guān)系，確定了可用掃氣轉(zhuǎn)速區(qū)域，還分別在最大扭矩工況和標(biāo)定功率工況條件下探討了氣門正時對發(fā)動機性能的影響規(guī)律，并提出了全負(fù)荷工況氣門正時優(yōu)化策略。董雪飛等[14]建立了二沖程柴油機的一維仿真模型，模似了進排氣壓力對比燃油消耗率、捕獲量和捕獲率的影響，研究表明，進氣壓力對比燃油消耗率的影響較大。

掃氣壓力影響著充氣系數(shù)和掃氣效果，對下階段的缸內(nèi)燃燒過程及排放物的生成起著至關(guān)重要的作用。大型低速二沖程雙燃料發(fā)動機，其掃氣過程與傳統(tǒng)二沖程柴油機的掃氣過程相同，均為直流掃氣，關(guān)于直流掃氣過程的計算研究較多，鑒于研究目的不同，本研究中未對掃氣過程進行計算。由于當(dāng)前國際海船上使用的大型低速二沖程船用雙燃料發(fā)動機多為國外研發(fā)，國內(nèi)的大型船用天然氣雙燃料發(fā)動機的研究還主要依靠數(shù)值分析手段。為此，本研究中以一臺船用大型低速雙燃料發(fā)動機為基礎(chǔ)，通過純?nèi)加湍Ｊ较峦七M特性試驗數(shù)據(jù)對數(shù)值模型進行驗證，再通過數(shù)值計算來預(yù)測不同掃氣壓力(3.00、3.25、3.50、3.75 bar)對燃燒過程與排放的影響，旨在為提高船用雙燃料發(fā)動機的熱效提供參考依據(jù)。

1 計算模型

通過AVL-FIRE軟件進行建模與網(wǎng)格劃分，船用雙燃料發(fā)動機燃燒室三維幾何模型及計算網(wǎng)格如圖1所示。其中，燃燒室與噴油器為軸向?qū)ΨQ結(jié)構(gòu)，柴油噴嘴以缸心為軸心呈對稱分布，天然氣噴嘴在柴油噴嘴兩側(cè)以缸心為軸心呈對稱分布。因此，發(fā)動機的計算區(qū)域取原有發(fā)動機網(wǎng)格，燃燒室直徑為500 mm，動網(wǎng)格長度為2000 mm。發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)如表2所示。

表2 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)Tab.2 Technical parameters of an engine

根據(jù)船廠提供的試驗數(shù)據(jù)，掃氣過程結(jié)束后缸內(nèi)的空氣溫度和殘余廢氣比例，在模擬計算中以初始條件的形式進行了約束。計算中假設(shè)缸內(nèi)初始狀態(tài)的壓力、溫度處處均勻，整個計算過程中氣缸是閉口系，換熱過程根據(jù)給定壁面溫度的邊界條件計算。計算從掃氣口關(guān)閉時刻138° CA BTDC(上止點前曲軸轉(zhuǎn)角)開始，至排氣閥打開時刻114° CA ATDC(上止點后曲軸轉(zhuǎn)角)結(jié)束，上止點(TDC)為0° CA。數(shù)值計算通過瞬時值描述的N-S控制方程組與氣體混合物的狀態(tài)方程構(gòu)成一個封閉的非線性二階偏微分方程組，再采用Ryenolds分解法，將瞬時的控制方程組轉(zhuǎn)換成統(tǒng)計平均的控制方程組(Ryenolds時均方程組)后進行數(shù)值求解。計算中選取了工程上廣泛重視的k-ε雙方程湍流模型[15]來模擬內(nèi)燃機缸內(nèi)流場。噴霧計算中用Walljet 1模型[16]模擬噴霧撞壁過程，利用Wave模型[17]模擬液滴破碎，液滴蒸發(fā)則采用Multi-component模型[18]進行模擬。用Coherent Flame燃燒模型[19]計算各組分的傳輸、點火和燃燒過程。排放模型分別采用Extended Zeldovich氮氧排放模型[20]和Kennedy/Hiroyasu/Magussen炭煙排放模型[21]。

圖1 燃燒室計算網(wǎng)格模型Fig.1 Computational grid model in a combustor

2 結(jié)果與分析

2.1 模型的驗證

為保證計算模型的可靠性與計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對各個工況進行計算時，模型的初始條件盡量采用試驗中獲得的數(shù)據(jù)。試驗是在船用天然氣/柴油發(fā)動機試驗臺上進行。測試主要儀器見表3。試驗中發(fā)動機按照推進特性曲線運轉(zhuǎn)，在25%、50%、75%、100%負(fù)荷下(對應(yīng)轉(zhuǎn)速分別為68、86、96、108 r/min)測取發(fā)動機的排放和運行數(shù)據(jù)。

圖2為純?nèi)加湍Ｊ较麓秒p燃料發(fā)動機缸內(nèi)壓力及排放產(chǎn)物的實測值與計算值對比圖。由圖2可見，試驗測定的數(shù)據(jù)曲線與計算結(jié)果曲線線型基本一致，只有CO2、O2的排放實測值與模擬值對比結(jié)果偏差最大，但結(jié)果偏差僅在1%左右，可以保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

表3 試驗測量儀器Tab.3 Instruments used in the test

2.2 著火點判定

著火始點通過觀察缸內(nèi)的溫度分布判定，當(dāng)某個時刻缸內(nèi)的溫度峰值突然急劇升高，可認(rèn)為這個時刻為著火始點，通常此時刻用曲軸轉(zhuǎn)角來表示[22]。從圖3可見，在3.00 bar下缸內(nèi)著火點為2° CA ATDC，在3.25 bar下缸內(nèi)著火點為2° CA ATDC，在3.50 bar下缸內(nèi)著火點為2.5° CA ATDC，在3.75 bar下缸內(nèi)著火點為3° CA ATDC，即隨著掃氣壓力的升高，著火時刻逐漸滯后，燃燒過程滯燃期變長，在3.00 bar下滯燃期為6° CA，在3.25 bar下滯燃期為6° CA，在3.5 bar下滯燃期為6.5° CA，在3.75 bar下滯燃期為7° CA。這可能是掃氣壓力越高，掃氣口關(guān)閉后缸內(nèi)初始空氣量及缸內(nèi)壓力就越高，天然氣噴入氣缸后與空氣混合越劇烈，缸內(nèi)混合氣濃度越低，且不均勻性也越大，這也導(dǎo)致著火時刻越推遲，整個燃燒過程的滯燃期加長。滯燃期越長，缸內(nèi)天然氣滯燃量越大，預(yù)混合效果就越好。

2.3 缸內(nèi)壓力

圖4為不同掃氣壓力影響下的缸內(nèi)平均壓力變化曲線及其峰值與相位圖。從圖4可見，隨著掃氣壓力的不斷提高，缸內(nèi)壓力逐漸升高，且各曲線變得越來越陡峭。由前面分析得出，隨著掃氣壓力的提高，缸內(nèi)滯燃期變長，缸內(nèi)天然氣滯燃量變大，一旦著火燃燒，滯燃的大部分天然氣開始投入燃燒，而且這時活塞接近上止點，燃燒室容積較小，致使缸內(nèi)壓力偏離壓縮線并迅速達到最高爆發(fā)壓力。缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力隨著掃氣壓力的提高逐漸升高，掃氣壓力每升高0.25 bar，缸內(nèi)壓力峰值平均升高5%，壓力峰值相位雖整體變化不大，但隨著掃氣壓力的升高，向上止點移動， 即速燃期變短；在3.0 bar下速燃期為12.75° CA，在3.25 bar下速燃期為12.5° CA，在3.5 bar下速燃期為11.5° CA，在3.75 bar下速燃期為11.25° CA。隨著掃氣壓力的增大，燃燒過程的速燃期由12.75° CA減小到10.75° CA，缸內(nèi)燃燒的等容度變大，燃燒質(zhì)量越高，越有利于提高發(fā)動機的功率。

圖2 試驗值與計算值對比圖Fig.2 Comparison of the test values with the calculated values

圖3 不同掃氣壓力下缸內(nèi)著火點附近溫度Fig.3 Temperature near the fire in a cylinder under different scavenging pressure

2.4 缸內(nèi)溫度

從圖5可見，隨掃氣壓力的不斷提高，缸內(nèi)最高溫度出現(xiàn)了降低現(xiàn)象，掃氣壓力每提高0.25 bar，缸內(nèi)最高溫度平均降低2.5%。缸內(nèi)最高溫度相位與缸壓峰值相位變化規(guī)律一致，整體向上止點移動，即緩燃期變短；在3.00 bar下緩燃期為7.25° CA，在3.25 bar下緩燃期為7.00° CA，在3.50 bar下緩燃期為5.75° CA，在3.75 bar下緩燃期為5.75° CA。緩燃期變短，有利于燃燒在上止點附近進行，更有利于提高燃燒等容度，實現(xiàn)高效燃燒；掃氣壓力提高，在掃氣過程中進入缸內(nèi)的新鮮空氣增加，提升了掃氣效果，掃氣溫度遠(yuǎn)低于缸內(nèi)廢氣的溫度，更有利于掃氣對氣缸的冷卻作用，同時，缸內(nèi)最高溫度出現(xiàn)后，掃氣壓力越高，缸內(nèi)溫度下降越多。

圖4 不同掃氣壓力下缸內(nèi)壓力與相位圖Fig.4 Diagram of cylinder pressure and phase under different scavenging pressure

圖5 不同掃氣壓力下缸內(nèi)溫度及相位圖Fig.5 Diagram of cylinder temperature and phase under different scavenging pressure

從圖6可見:缸內(nèi)高溫區(qū)域受到缸內(nèi)氣流運動的影響，存在偏移；隨著掃氣壓力的提高，相同時刻缸內(nèi)高溫火焰區(qū)域減少。氣缸內(nèi)溫度場的分布依賴于稀薄混合氣的火焰?zhèn)鞑?，而缸?nèi)稀薄混合氣的預(yù)混合燃燒受缸內(nèi)空氣量影響較大，掃氣壓力提高，使缸內(nèi)氧氣濃度增大，可燃混合氣中天然氣的濃度更稀薄，造成火焰?zhèn)鞑ニ俣认陆?；雖然空氣量越大缸內(nèi)燃燒反應(yīng)越充分，但因受到火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?，?dǎo)致缸內(nèi)高溫燃燒區(qū)域減小，引起缸內(nèi)平均溫度下降較多。

2.5 缸內(nèi)湍流

圖7為不同掃氣壓力影響下的缸內(nèi)平均湍流動能變化曲線。138° CA BTDC掃氣口關(guān)閉，掃氣口產(chǎn)生的剪切層雖然消失，但剪切層引起的湍流卻依然存在[23]。隨著活塞的不斷上行，缸內(nèi)大尺度環(huán)流與小尺度渦團不斷發(fā)生對流，使小尺度渦團不斷破碎，因此，在6° CA BTDC之前各掃氣壓力下的平均湍動能曲線均出現(xiàn)了緩慢下降趨勢。隨著燃料初期的噴入，缸內(nèi)大尺度環(huán)流加強，使得缸內(nèi)湍動能緩慢增強，隨著噴射量的增加，缸內(nèi)流場被噴射作用主導(dǎo)，湍流動能迅速增強，缸內(nèi)發(fā)生著火后，缸內(nèi)滯燃的可燃混合氣進行預(yù)混合燃燒，湍流受到燃燒作用的影響，缸內(nèi)的湍流逐漸被削弱[24]。因此，各曲線均呈現(xiàn)出先緩慢降低后緩慢升高再迅速升高再逐漸降低的變化規(guī)律。同時，隨著掃氣壓力的升高，缸內(nèi)湍流動能峰值逐漸降低(掃氣壓力每升高0.25 bar，缸內(nèi)湍流動能峰值平均降低6.9%)，這是因為隨著掃氣壓力升高，缸內(nèi)氣流運動劇烈程度增加，湍流耗散率也相應(yīng)增大，造成缸內(nèi)湍流動能峰值的降低。

2.6 排放產(chǎn)物

從圖8可見，隨著掃氣壓力的升高，NO排放量也呈下降規(guī)律，掃氣壓力每升高0.25 bar，NO排放平均降低7.8%。由前面分析可知，掃氣壓力升高，降低了缸內(nèi)平均溫度，同時速燃期和緩燃期變短，使氮氣在高溫富氧環(huán)境下停留的溫度與時間同時降低，致使NO生成量減少。從圖9可見，缸內(nèi)NO瞬時的分布規(guī)律與缸內(nèi)火焰燃燒傳播規(guī)律一致，各掃氣壓力下的NO均集中于高溫燃燒區(qū)域。

圖10為不同掃氣壓力作用下未燃CH4當(dāng)量比的變化曲線。從圖10可見，隨著掃氣壓力的不斷提高，未燃CH4當(dāng)量比逐漸降低，掃氣壓力每提高0.25 bar，未燃CH4當(dāng)量比降低10.9%。

從圖11可見：各掃氣壓力下未燃CH4集中于噴嘴兩側(cè)，并沿逆時針方向存在偏移；缸內(nèi)未燃CH4當(dāng)量比分布主要受缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣群腿紵磻?yīng)速度的雙重影響，缸內(nèi)空氣量越大，預(yù)混合燃燒速度越快，但火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兟率垢變?nèi)未燃CH4在缸內(nèi)分布區(qū)域隨著掃氣壓力的提高而減小。

圖6 缸內(nèi)瞬時溫度分布圖Fig.6 Instantaneous temperature distribution in a cylinder

圖7 缸內(nèi)平均湍流動能變化圖Fig.7 Changes in mean turbulent kinetic energy in a cylinder

結(jié)合圖6中缸內(nèi)瞬時溫度分布可知，圖11中在20° CA ATDC和25° CA ATDC條件時，缸壁附近的未燃CH4當(dāng)量比較大的區(qū)域正好處在缸內(nèi)低溫區(qū)域?；鹧?zhèn)鞑サ綒飧走吘壓笠虮诿鏈囟容^低，導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ミ^程中在缸壁附近淬火現(xiàn)象的產(chǎn)生，這也是HC產(chǎn)生的原因之一。

圖8 NO排放曲線圖Fig.8 Curve of NO emission

圖9 NO缸內(nèi)瞬時分布圖Fig.9 Diagram of NO instantaneous distribution in a cylinder

圖10 不同掃氣壓力下的未燃CH4當(dāng)量比Fig.10 Unburnt CH4 equivalent ratio under different scavenging pressure

由圖12未燃CH4當(dāng)量比和NO排放量變化對比可以看出，隨著掃氣壓力的提高，未燃CH4和NO排放均逐漸減小，但未燃CH4當(dāng)量比的降低速度更快，在發(fā)動機熱負(fù)荷允許的范圍內(nèi)，應(yīng)盡可能采用高掃氣壓力，以降低未燃CH4和NO排放量。

3 結(jié)論

(1)掃氣壓力升高會引起船用天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機缸內(nèi)最高的爆發(fā)壓力增大，缸內(nèi)最高溫度降低，缸內(nèi)湍流動能峰值降低。NO和 CH4排放量可隨著掃氣壓力的提高而下降。

(2)掃氣壓力每提高0.25 bar，缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力平均升高5%，而缸內(nèi)最高溫度平均降低2.5%，缸內(nèi)湍流動能峰值平均降低6.9%，NO排放量減少7.8%，CH4排放量減少10.9%。掃氣壓力對CH4排放量的影響比對NO排放量的影響更明顯。

圖11 缸內(nèi)未燃CH4當(dāng)量比的瞬時分布圖Fig.11 Diagram of instantaneous distribution of unburnt CH4 equivalent ratio in a cylinder

圖12 不同掃氣壓力下未燃CH4當(dāng)量比與NO排放量的比較Fig.12 Comparison of unburnt CH4 equivalent ratio with NO emission under different scavenging pressure

(3)在船用雙燃料發(fā)動機運行管理過程中適當(dāng)增加掃氣壓力，有利于提高發(fā)動機的經(jīng)濟性和動力性。