柴油多次噴射對(duì)船舶DMCC 發(fā)動(dòng)機(jī)的影響

姚春德，王 輝，姚安仁，王 斌，李壯壯，劉明寬

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300072)

船舶尾氣排放對(duì)大氣環(huán)境造成的污染逐漸引起人們的重視，國(guó)際和國(guó)內(nèi)關(guān)于船舶發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣排放的標(biāo)準(zhǔn)也愈加嚴(yán)格．MARPOL73/78 附則Ⅵ關(guān)于船舶柴油機(jī)氮氧化物排放限值中的Tier Ⅲ階段已于2016年1 月1 日強(qiáng)制實(shí)施，其排放限值是Tier Ⅰ的80%[1]．我國(guó)首部船舶發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣排放的法規(guī)——《船舶發(fā)動(dòng)機(jī)排氣污染物排放限值及測(cè)量方法(中國(guó)第一、二階段)》也將于2021 年7 月1 日開(kāi)始實(shí)施第二階段[2]．因此降低船舶發(fā)動(dòng)機(jī)污染物排放已成為各大船舶發(fā)動(dòng)機(jī)企業(yè)和研究機(jī)構(gòu)的重點(diǎn)研究?jī)?nèi)容[3]. 在我國(guó)石油資源匱乏的背景下，采用替代燃料來(lái)降低船舶發(fā)動(dòng)機(jī)污染物排放越來(lái)越受到關(guān)注[4-6]．甲醇由于其來(lái)源廣泛、含氧量高、燃燒速度快等特點(diǎn)被認(rèn)為是最有前景的石油替代燃料之一[7]，且中國(guó)船級(jí)社于2017 年發(fā)布的《船舶應(yīng)用替代燃料指南》也已將甲醇列入其中．由天津大學(xué)姚春德課題組研發(fā)的柴油/甲醇組合燃燒(DMCC)技術(shù)利用熏蒸法成功將甲醇作為燃料應(yīng)用到柴油機(jī)上，且取得了同時(shí)降低NOx和PM 排放的效果[8-10]．

以往研究表明在柴油機(jī)中增加預(yù)噴策略能夠縮短著火滯燃期，降低主燃燒期的缸壓和壓升率，降低燃燒噪音[11-13]．而甲醇參與燃燒后，能夠延長(zhǎng)滯燃期，使缸壓和壓力升高率升高[14-15]，且王全剛等[16]和Wang 等[17]的研究表明，大負(fù)荷爆壓過(guò)高是限制DMCC 發(fā)動(dòng)機(jī)甲醇替代率提高的一個(gè)重要因素．因此增加預(yù)噴策略具有降低DMCC 發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式下爆壓過(guò)高、提高甲醇替代率的潛在優(yōu)勢(shì)．現(xiàn)階段，電控高壓共軌系統(tǒng)由于具有噴油正時(shí)和噴油量高精度、柔性控制等優(yōu)點(diǎn)，已在車用柴油機(jī)上得到了廣泛應(yīng)用[18]，船用柴油機(jī)也將逐漸進(jìn)入“共軌時(shí)代”．因此，探究帶預(yù)噴的柴油多次噴射對(duì)船用柴油/甲醇雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的影響具有重要意義．

危紅媛等[19]研究了小負(fù)荷工況下不同預(yù)噴油量對(duì)車用DMCC 發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，但其并未對(duì)比研究有無(wú)預(yù)噴對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)兩種燃料模式時(shí)的影響，且目前鮮有人對(duì)船用柴油機(jī)開(kāi)展過(guò)相關(guān)的研究．另外由于船用柴油機(jī)是按照推進(jìn)特性運(yùn)行的，運(yùn)行工況為線工況，與車用發(fā)動(dòng)機(jī)的面工況有較大的差別[20]，且船舶發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)條件與車用發(fā)動(dòng)機(jī)也有所不同，有必要對(duì)船舶DMCC 發(fā)動(dòng)機(jī)多次噴射策略進(jìn)行相關(guān)研究．因此，本研究先在一臺(tái)高壓共軌船舶柴油機(jī)上應(yīng)用了DMCC 技術(shù)，然后按發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)特性在25%、50%和75%額定功率點(diǎn)進(jìn)行了相關(guān)的試驗(yàn)，對(duì)比研究了有無(wú)預(yù)噴對(duì)純柴油模式和雙燃料模式時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)性能、燃燒和排放的影響．

1 試驗(yàn)設(shè)備與方法

1.1 試驗(yàn)設(shè)備介紹

試驗(yàn)原機(jī)是一臺(tái)玉柴生產(chǎn)的增壓中冷四沖程高速船舶柴油機(jī)．發(fā)動(dòng)機(jī)的額定功率為257 kW，額定轉(zhuǎn)速為1 800 r/min，并配有Boch 高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)，可以實(shí)現(xiàn)多次噴射．發(fā)動(dòng)機(jī)其余主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示．

表1 試驗(yàn)用船舶柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main specifications of the test marine engine

為使該船舶發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)柴油/甲醇二元燃料燃燒，須對(duì)原柴油機(jī)進(jìn)行柴油/甲醇雙燃料模式改造．將甲醇噴嘴安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣總管上，并由一個(gè)甲醇泵為其提供0.4 MPa 的甲醇?jí)毫Γ状嫉膰娚淞亢蛧娚鋾r(shí)間由自行開(kāi)發(fā)的甲醇ECU 控制．甲醇噴入到進(jìn)氣總管后與空氣混合，然后進(jìn)入氣缸；由于柴油著火溫度較低，其噴入氣缸后先著火，然后引燃甲醇空氣混合氣，從而實(shí)現(xiàn)柴油/甲醇組合燃燒．安裝的甲醇噴射系統(tǒng)與柴油噴射系統(tǒng)相互獨(dú)立，改裝后的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)可以在純柴油模式下燃燒也可以在柴油/甲醇雙燃料模式下燃燒．

試驗(yàn)時(shí)用杭州博皓測(cè)控生產(chǎn)的WE51 型水力測(cè)功器和FST2E 型監(jiān)控系統(tǒng)實(shí)時(shí)控制發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速和扭矩．試驗(yàn)過(guò)程中用ETAS INCA 7.0 監(jiān)控與更改發(fā)動(dòng)機(jī)柴油噴射參數(shù)，用兩臺(tái)相同的油/醇耗儀分別測(cè)量柴油和甲醇質(zhì)量流量，用ToCeiL20N150 進(jìn)氣質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣流量，用Horiba MEAX 7100FT 測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)的常規(guī)氣體排放．發(fā)動(dòng)機(jī)的1#～4#缸分別安裝了Kistler 6125CU20 壓力傳感器，其采集的信號(hào)通過(guò)電荷放大器傳送至AVL 612 IndiSmart燃燒分析儀，從而監(jiān)控缸內(nèi)的燃燒情況．試驗(yàn)中用AVL 415SE 濾紙式煙度計(jì)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)排氣的濾紙煙度(FSN)，然后依據(jù)AVL 提供的經(jīng)驗(yàn)公式將FSN 轉(zhuǎn)化為PM 排放(g/(kW·h))．具體的計(jì)算公式為

式中：q m,d 、q m,m和qm,aw分別為柴油、甲醇和空氣的質(zhì)量流量，kg/h；eP 為發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功率，kW．

具體的臺(tái)架試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1 所示．以往試驗(yàn)表明發(fā)動(dòng)機(jī)在柴油/甲醇雙燃料模式下時(shí)會(huì)出現(xiàn)HC 和CO 排放大幅升高的現(xiàn)象[21-22]，因此本研究是在發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管上加裝一個(gè)雙DOC(兩個(gè)DOC 串聯(lián)在一起)后處理器的情況下進(jìn)行．

圖1 臺(tái)架試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Bench test system

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)工況點(diǎn)是按照《船舶發(fā)動(dòng)機(jī)排氣污染物排放限值及測(cè)量方法(中國(guó)第一、二階段)》中規(guī)定的船舶發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)特性4 個(gè)循環(huán)工況點(diǎn)進(jìn)行選擇的．圖2為本試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)按推進(jìn)特性穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的工況曲線，由于船舶較少采用滿負(fù)荷航行，因此本研究未將100%額定功率點(diǎn)作為重點(diǎn)試驗(yàn)工況，僅在25%、50%和75%額定功率點(diǎn)下增加了預(yù)噴策略，探究其對(duì)柴油/甲醇雙燃料船舶發(fā)動(dòng)機(jī)兩種燃料模式時(shí)性能、燃燒和排放的影響．3 個(gè)工況點(diǎn)具體的柴油噴射參數(shù)和各工況點(diǎn)所增加的柴油預(yù)噴參數(shù)如表2 所示，雙燃料模式下的甲醇噴射策略是進(jìn)氣總管連續(xù)噴射．試驗(yàn)時(shí)測(cè)功機(jī)使用“扭矩-轉(zhuǎn)速”模式(即固定發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速和扭矩)，且發(fā)動(dòng)機(jī)先采用純柴油模式達(dá)到目標(biāo)工況．當(dāng)甲醇參與燃燒后，測(cè)功器會(huì)主動(dòng)通過(guò)減少油門踏板開(kāi)度的方式來(lái)降低柴油的循環(huán)噴射量，從而控制發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩和轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在目標(biāo)值，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)甲醇替換柴油的目的．因此各試驗(yàn)工況點(diǎn)下發(fā)動(dòng)機(jī)在純柴油模式和雙燃料模式時(shí)的轉(zhuǎn)速與扭矩相同，均按表2 所示的工況點(diǎn)進(jìn)行．試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)動(dòng)機(jī)低溫冷卻水泵一直循環(huán)，高溫冷卻水由電磁比例閥調(diào)節(jié)控制其溫度在80 ℃左右，燃油溫度保持在30 ℃左右．試驗(yàn)用柴油為含硫量小于10×10-6市售國(guó)Ⅴ柴油，試驗(yàn)用純度為99.9%的工業(yè)甲醇．

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)特性運(yùn)行曲線Fig.2 Operating curve of engine propulsion characteristics

表2 試驗(yàn)工況點(diǎn)參數(shù)Tab.2 Parameters of test operating cases

為衡量發(fā)動(dòng)機(jī)在雙燃料模式時(shí)甲醇對(duì)功率的貢獻(xiàn)率，用甲醇替代率表示，其計(jì)算公式為

式中：MR為甲醇替代率，%；MD為純柴油模式下的柴油消耗率，kg/h；Md為同一工況雙燃料模式下的柴油消耗率，kg/h．

2 結(jié)果與分析

2.1 預(yù)噴對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)甲醇替代率的影響

試驗(yàn)時(shí)采用AVL 612 IndiSmart 燃燒分析儀實(shí)時(shí)監(jiān)控發(fā)動(dòng)機(jī)1#～4#缸的燃燒情況，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)爆壓超限(15 MPa)、壓升率超限(1.2 MPa/°CA)或某一循環(huán)單缸失火的現(xiàn)象時(shí)，表明此時(shí)甲醇噴入量已超過(guò)該工況點(diǎn)所允許的最大甲醇噴入量，發(fā)動(dòng)機(jī)不能安全穩(wěn)定運(yùn)行．本文中的甲醇替代率是在發(fā)動(dòng)機(jī)能夠安全穩(wěn)定運(yùn)行(沒(méi)有出現(xiàn)爆壓超限、壓升率超限和單缸失火現(xiàn)象)時(shí)的最大甲醇替代率．圖3 所示為各工況點(diǎn)下發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式在有預(yù)噴和無(wú)預(yù)噴時(shí)的甲醇替代率．由圖3 可知，增加預(yù)噴策略后，發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式在25%、50%和75%額定功率點(diǎn)下的甲醇替代率均有較大的提高，增幅分別為68.7%、31.7%和38.8%．這是由于增加預(yù)噴策略改善了發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒狀況．以往小型車用柴油/甲醇雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)結(jié)果表明甲醇替代率的提高受到發(fā)動(dòng)機(jī)失火、部分燃燒和爆壓過(guò)高3 方面的限制[23]．本試驗(yàn)船舶發(fā)動(dòng)機(jī)在25%、50%和75%額定功率點(diǎn)時(shí)甲醇替代率的提升均是受到發(fā)動(dòng)機(jī)失火的限制．其原因在于該試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)采用甲醇進(jìn)氣總管噴射的方式，在大甲醇替代率時(shí)由于存在部分甲醇未完全汽化，從而使各缸甲醇進(jìn)入量不完全相同．甲醇進(jìn)入量多的缸會(huì)使缸內(nèi)溫度降低較多，滯燃期過(guò)長(zhǎng)，會(huì)優(yōu)先發(fā)生柴油不能被壓燃的現(xiàn)象，造成單缸失火，從而限制了甲醇替代率的提高．相比于無(wú)預(yù)噴時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)在有預(yù)噴的情況下，預(yù)噴的燃油提前放熱可以使缸內(nèi)壓力與溫度升高，從而使滯燃期縮短，緩解了雙燃料模式下單缸甲醇進(jìn)入量過(guò)多時(shí)所造成的滯燃期過(guò)長(zhǎng)的問(wèn)題，進(jìn)而緩解了發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)生單缸失火的現(xiàn)象，使燃燒穩(wěn)定性增加，從而大幅提高了甲醇替代率．以下文中數(shù)據(jù)分析的發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式均是在此甲醇替代率下進(jìn)行的．

圖3 雙燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的甲醇替代率Fig.3 Methanol substitution rate in dual fuel mode with and without application of the pilot injection strategy

圖4 有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的缸壓和放熱率曲線Fig.4 Curves of in-cylinder pressure and heat release rates with and without application of the pilot injection strategy

2.2 預(yù)噴對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響

圖4 為發(fā)動(dòng)機(jī)3 個(gè)工況點(diǎn)下不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴時(shí)的缸壓和放熱率曲線，圖5 為壓升率和缸內(nèi)平均溫度曲線，圖6(a)、(b)分別為不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的CA05 和CA50．CA05 是燃料放熱量達(dá)到累積放熱量5%時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角，一般代表著燃燒開(kāi)始時(shí)刻；CA50 是燃料放熱量達(dá)到累積放熱量50%時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角，一般代表著燃燒中點(diǎn)[24]．

由圖4 放熱率曲線和圖6(a)可知，各工況點(diǎn)下，無(wú)論是純柴油模式還是雙燃料模式，發(fā)動(dòng)機(jī)在增加預(yù)噴策略后的著火時(shí)刻均提前，且在雙燃料模式下提前較多；另外，增加預(yù)噴策略后發(fā)動(dòng)機(jī)在純柴油模式下的放熱率峰值降低不明顯，但在雙燃料模式時(shí)降低較多．造成上述現(xiàn)象的原因在于預(yù)噴柴油的提前放熱使得缸內(nèi)溫度與壓力較高(從缸壓曲線和缸內(nèi)平均溫度曲線可以看出)，從而使得滯燃期較無(wú)預(yù)噴時(shí)短，且在雙燃料模式時(shí)滯燃期縮短更多．發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式下滯燃期縮短更多的原因在于雙燃料模式下參與預(yù)噴燃油放熱的不僅為柴油，還有缸內(nèi)的預(yù)混甲醇，參與放熱的燃料量越多，缸內(nèi)溫度升高也越多，從而使滯燃期縮短更多，預(yù)混燃燒比例降低更多，放熱率峰值大幅降低．

另外從放熱率曲線和圖6(a)還可知，無(wú)預(yù)噴時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)在各功率點(diǎn)雙燃料模式下的著火時(shí)刻均晚于純柴油模式，而在有預(yù)噴的情況下，雙燃料模式下的著火時(shí)刻卻早于純柴油模式，且隨著功率點(diǎn)的增加，著火時(shí)刻提前越多．這是由于在無(wú)預(yù)噴時(shí)甲醇的汽化吸熱降低了缸內(nèi)溫度，且甲醇對(duì)柴油低溫放熱有抑制作用[25-26]，從而延長(zhǎng)了滯燃期，而在有預(yù)噴時(shí)，預(yù)噴燃油的放熱縮短了著火滯燃期，且功率點(diǎn)越高時(shí)甲醇當(dāng)量比越高，預(yù)噴階段放熱量更多，從而使得滯燃期縮短更多．

對(duì)比不同工況點(diǎn)下預(yù)噴燃油后的放熱率曲線可知，功率點(diǎn)越高，雙燃料模式預(yù)噴燃油放熱時(shí)刻越晚于純柴油模式，且雙燃料模式預(yù)噴燃油放熱后的放熱率曲線逐漸抬升．這是由于功率點(diǎn)較高時(shí)甲醇當(dāng)量比較高，甲醇對(duì)柴油著火的抑制作用越明顯，且功率點(diǎn)越高，缸內(nèi)溫度越高，預(yù)噴燃油的放熱逐漸引燃了周圍較濃的甲醇空氣混合氣．

從缸壓曲線和缸內(nèi)平均溫度曲線可以看出，發(fā)動(dòng)機(jī)有預(yù)噴時(shí)的壓縮終點(diǎn)壓力和溫度均高于無(wú)預(yù)噴時(shí)的壓縮終點(diǎn)壓力和溫度，且雙燃料模式時(shí)溫度高出更多，這是由預(yù)噴燃油放熱所致，且在雙燃料模式下放熱量更多．從缸壓曲線和缸內(nèi)平均溫度曲線還可以看出，雙燃料模式下壓縮行程前期的缸內(nèi)壓力與溫度均低于純柴油模式，且在有預(yù)噴時(shí)低得較多，這是由于甲醇的汽化吸熱造成的，且在有預(yù)噴時(shí)甲醇替代率更高，缸內(nèi)壓力、溫度降低得更多．由壓升率曲線可知，兩種燃料模式下，發(fā)動(dòng)機(jī)在無(wú)預(yù)噴時(shí)的壓升率均高于有預(yù)噴時(shí)的情況，且在雙燃料模式下高出更多．這是由于預(yù)噴燃油的放熱使滯燃期縮短，預(yù)混燃燒比例降低，且在雙燃料模式下降低更多所致．

從圖6(b)可知，增加預(yù)噴策略后，各功率點(diǎn)下發(fā)動(dòng)機(jī)在純柴油模式時(shí)的CA50 變化無(wú)明顯規(guī)律，而在雙燃料模式時(shí)的CA50 均提前，且隨著功率點(diǎn)的增加CA50 提前越多．這是由于隨著功率點(diǎn)的增加，有預(yù)噴時(shí)的燃燒開(kāi)始時(shí)刻較無(wú)預(yù)噴時(shí)提前越多，且功率點(diǎn)越高時(shí)缸內(nèi)溫度越高，甲醇當(dāng)量比越高，甲醇燃燒速度更快，從而使得燃燒中點(diǎn)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角越提前.CA50 越接近上止點(diǎn)，主放熱時(shí)刻越接近上止點(diǎn)，熱效率越高．如圖7 所示，雙燃料模式有預(yù)噴時(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率(BTE)都較無(wú)預(yù)噴時(shí)高，且功率點(diǎn)越高，熱效率提高越多．

圖5 有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的壓升率和缸內(nèi)平均溫度曲線Fig.5 Curves of pressure rise rate and in-cylinder mean temperature with and without application of the pilot injection strategy

圖6 不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的CA05、CA50Fig.6 CA05 and CA50 in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

圖7 不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的BTEFig.7 BTE in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

2.3 預(yù)噴對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響

由于試驗(yàn)時(shí)在發(fā)動(dòng)機(jī)排氣總管上安裝了雙DOC后處理器，CO 和HC 排放量極低，故本文僅對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)兩種燃料模式下有無(wú)預(yù)噴時(shí)的NOx和PM 排放特性進(jìn)行了對(duì)比分析．

2.3.1 預(yù)噴對(duì)NOx排放的影響

圖8 為各工況點(diǎn)下不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴時(shí)的NOx排放量．從圖中可以看出，無(wú)預(yù)噴策略時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)在3 個(gè)工況點(diǎn)下從純柴油模式轉(zhuǎn)至雙燃料模式后NOx排放量均大幅增加，最大增幅為48.7%；而在有預(yù)噴時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)從純柴油模式轉(zhuǎn)至雙燃料模式時(shí)NOx排放均是降低的．其原因在于無(wú)預(yù)噴時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)從純柴油模式轉(zhuǎn)換至雙燃料模式后由于滯燃期的增加，造成預(yù)混燃燒比例增加，最高放熱率大幅增加(如圖4放熱率曲線所示)，從而造成短時(shí)間內(nèi)缸內(nèi)溫度迅速升高，氮?dú)庵械牡⊙杆贁嗔?，并與氧結(jié)合，從而生成大量的NOx；雖然雙燃料模式時(shí)的燃燒持續(xù)期較短，但相比于溫度的升高，其對(duì)降低NOx生成的作用不明顯，最終造成發(fā)動(dòng)機(jī)NOx排放的增加．而在有預(yù)噴的情況下，由于發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)混燃燒比例較低，放熱率峰值與純柴油模式相差不大，從而造成最高燃燒溫度相差不大，但加上雙燃料模式時(shí)燃燒持續(xù)期較短和進(jìn)氣量較少(進(jìn)氣量的減少是由于雙燃料模式下發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣溫度降低進(jìn)而使渦輪增壓器增壓比降低造成的，如圖9 所示)，從而造成NOx排放的降低．

圖8 不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的NOx 排放Fig.8 NOx emissions in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

圖9 不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的排氣溫度Fig.9 Exhaust temperatures in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

從圖8 中還可以看出，在純柴油模式下，增加預(yù)噴策略后NOx排放在各個(gè)工況點(diǎn)下變化不大且規(guī)律不明顯；但相比之下，在雙燃料模式下，增加預(yù)噴策略后，NOx排放在各個(gè)工況點(diǎn)均大幅降低，3 個(gè)工況點(diǎn)分別降低24.97%、37.98%和40.02%．由此表明船舶DMCC 發(fā)動(dòng)機(jī)在雙燃料模式時(shí)增加預(yù)噴策略能夠大幅降低NOx排放．

2.3.2 預(yù)噴對(duì)PM 排放的影響

圖10 為各工況點(diǎn)下不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴時(shí)的PM 排放．從圖中可以看出，無(wú)論是純柴油模式還是雙燃料模式，采用預(yù)噴策略后PM 排放均升高，這是因?yàn)轭A(yù)噴的燃油提前消耗了缸內(nèi)的氧氣，使缸內(nèi)柴油局部過(guò)濃區(qū)域增加，且滯燃期的縮短使得擴(kuò)散燃燒比例增加，從而增加了碳煙的生成．另外，從圖中還可

以看出，無(wú)論是在有預(yù)噴還是無(wú)預(yù)噴的情況下，發(fā)動(dòng)機(jī)采用柴油/甲醇雙燃料模式時(shí)都較純柴油模式時(shí)的PM 排放有大幅降低，最多時(shí)降低87.1%．這是由于多方面的原因造成的；首先，甲醇不含碳碳鍵，燃燒時(shí)不產(chǎn)生碳煙，且甲醇參與燃燒后替換掉了部分柴油，使柴油噴射量減少，缸內(nèi)柴油局部過(guò)濃區(qū)域減少，再加上甲醇中含氧，進(jìn)一步減少了碳煙的生成[27]；其次，甲醇屬于小分子HC 燃料，其參與燃燒后會(huì)大幅降低碳煙前驅(qū)體的生成，且甲醇在燃燒過(guò)程中產(chǎn)生的大量·OH 基團(tuán)對(duì)生成的碳煙有較強(qiáng)的氧化作用[28]；另外，甲醇參與燃燒后使著火滯燃期延長(zhǎng)，柴油預(yù)混燃燒比例增加，擴(kuò)散燃燒比例降低，最終大幅減少了碳煙的生成[29]．

雖然發(fā)動(dòng)機(jī)在兩種燃料模式下增加預(yù)噴策略后PM 排放均有所增加，但是在雙燃料模式有預(yù)噴的情況下，PM 排放仍低于純柴油無(wú)預(yù)噴的情況，最多時(shí)降低29.0%，這得益于甲醇參與燃燒后所導(dǎo)致的PM排放降低的作用大于采用預(yù)噴策略后所導(dǎo)致的PM排放增加的作用．

圖10 不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的PM排放Fig.10 PM emissions in different fuel modes with and without pilot application of the injection strategy

2.4 預(yù)噴對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)當(dāng)量比油耗的影響

為比較發(fā)動(dòng)機(jī)同一工況不同燃料模式下的當(dāng)量比油耗，采用的計(jì)算公式為

式中：BSFC 為當(dāng)量比油耗，g/(kW·h)；HL,D和HL,M分別是柴油和甲醇的低質(zhì)量熱值，kJ/kg．

由式(3)計(jì)算出的各工況點(diǎn)下不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴時(shí)的當(dāng)量比油耗如圖11 所示．從圖中可以看出，發(fā)動(dòng)機(jī)在雙燃料模式各工況點(diǎn)下有預(yù)噴時(shí)的BSFC 都比無(wú)預(yù)噴時(shí)的低，且功率點(diǎn)越大，BSFC 降低得越多，在75%額定功率點(diǎn)時(shí)降低了13.7 g/(kW·h).而有無(wú)預(yù)噴對(duì)純柴油模式時(shí)的BSFC 影響規(guī)律不明顯．這是由于采用預(yù)噴策略后發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式時(shí)的CA50 均較無(wú)預(yù)噴時(shí)提前，且功率點(diǎn)越高時(shí)CA50提前越多，從而使燃燒定容度提升，發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率提高，BSFC 降低．另外，從圖中還可以看出，在有預(yù)噴的情況下，發(fā)動(dòng)機(jī)各工況點(diǎn)在雙燃料模式時(shí)的BSFC均低于在純柴油模式下的情況，最多時(shí)低17.27 g/(kW·h). 這也是由于雙燃料模式下的CA50較純柴油模式提前，燃燒定容度提升，發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率提高．由此表明，DMCC 船舶發(fā)動(dòng)機(jī)在雙燃料模式時(shí)增加預(yù)噴策略能夠降低有效燃油消耗率．

圖11 不同燃料模式有無(wú)預(yù)噴策略時(shí)的當(dāng)量比油耗Fig.11 BSFC in different fuel modes with and without application of the pilot injection strategy

3 結(jié) 論

(1) 增加預(yù)噴策略后，發(fā)動(dòng)機(jī)在25%、50%和75%額定功率點(diǎn)雙燃料模式下的燃燒穩(wěn)定性增加，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)單缸失火現(xiàn)象的發(fā)生，使甲醇替代率大幅增加，3 個(gè)功率點(diǎn)下的增幅分別為68.7%、31.7%和38.8%．

(2) 增加預(yù)噴策略后，發(fā)動(dòng)機(jī)各工況點(diǎn)在純柴油模式下的BSFC 變化無(wú)明顯規(guī)律，但在雙燃料模式下的BSFC 均降低，且功率點(diǎn)越大，BSFC 降低越多，在75%額定功率點(diǎn)時(shí)降低了13.7 g/(kW·h)．

(3) 增加預(yù)噴策略后，船舶DMCC 發(fā)動(dòng)機(jī)在兩種燃料模式下的著火時(shí)刻均提前，且在雙燃料模式時(shí)提前較多．在雙燃料模式下，有預(yù)噴時(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)放熱率峰值和壓升率峰值都較無(wú)預(yù)噴時(shí)有大幅降低，且CA50 提前，燃燒定容度增加，發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率提升．

(4) 3 個(gè)工況點(diǎn)下，發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料模式增加預(yù)噴策略后的NOx排放均大幅降低，降幅分別為24.97%、37.98%和40.02%，PM 排放會(huì)略有增加，但仍低于純柴油無(wú)預(yù)噴模式．