DMCC技術在高速船用柴油機上的應用研究

姚春德， 王輝， 姚安仁， 蔡曉霞， 王斌， 陳超， 劉明寬， 李壯壯， 吳建

(1.天津大學 內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072； 2.廣西玉柴機器股份公司 船電動力事業部，廣西 玉林 537000)

船舶是全世界重要的交通運輸工具，目前我國的通航里程超過了12.7萬公里，2017年末全國擁有水上運輸船舶14.49萬艘和59.93萬艘的機動漁船[1]。柴油機因動力性強，經濟性好，熱效率高，穩定性高等原因成為了船舶的主要動力[2]。但是隨著我國石油對外依賴度的日漸升高和船舶排放法規的日趨嚴格[3]，高排放的傳統柴油機越來越難滿足未來船舶對動力系統的要求，因此尋找清潔可再生的替代能源已成為現階段的研究熱點[4-5]。

目前國內外將船舶替代燃料的更多焦點聚焦在天然氣和生物柴油上[6-7]，雖然天然氣和生物柴油能夠減少船舶發動機有害污染物排放[8-9]，在我國 “少氣”的能源結構[10]和生物資源不足的國情面前，其發展前景還是令人擔憂。甲醇作為一種結構簡單的高含氧燃料，其燃燒清潔無污染；另外甲醇來源廣泛，煤炭、天然氣、生物質等均可制得[11]，并且CO2加氫制取的方法取得了長足的進步[12-13]；再加上我國甲醇產能居全球首位，因此甲醇作為船舶發動機的替代燃料有著較大的潛力。

由天津大學以車用柴油機為基礎研發的柴油/甲醇組合燃燒(DMCC)技術，利用甲醇的高氣化潛熱、高含氧量、燃燒速度快等特性實現了同時大幅降低NOx和PM排放的目的[14-15]。但目前較少見到船舶發動機應用DMCC技術的研究報道，因此為了使船舶發動機能夠更好地應對能源危機和環境壓力，本研究在一臺高速船用柴油機上應用了DMCC技術，探究了其燃燒與排放特性。

1 試驗設備與步驟

1.1 試驗設備

試驗是在一臺直列六缸四沖程增壓中冷的船舶發動機上進行的，技術參數見表1。該款發動機采用了高壓共軌燃油噴射系統。該款發動機主要安裝于內河船、沿海船、江海直達船、海峽[渡]船和漁船等船型上。發動機主要性能參數見表1。

試驗前先將本船舶柴油機進行DMCC模式的改裝。在柴油機的進氣總管上安裝了3個甲醇噴嘴，由一個甲醇泵為其提供壓力為0.45 MPa的甲醇。甲醇的噴射量和噴射時間由自主開發的甲醇電控單元 (ECU)進行控制，增加的甲醇供給與噴射系統與原機的燃油供給系統完全獨立。試驗用柴油為含硫量小于10 ppm的市售國Ⅵ柴油，甲醇為純度99.9%的工業甲醇，兩者的主要性能對比如下表2所示。為防止甲醇所具有的腐蝕性，試驗中用到的各涉醇部件均采用耐醇設計。試驗中用INCA 7.0監控發動機柴油的實時噴射參數，用2臺相同的油/醇耗儀分別測量柴油和甲醇質量流量。Kistler 6125CU20壓力傳感器結合AVL 612 IndiSmart燃燒分析儀能夠監控缸內燃燒情況；ToCeiL20N150進氣質量流量計用來測量發動機的進氣流量； AVL415濾紙試煙度計用來測量PM排放，Horiba MEAX 7100DEGR和Horiba MEAX 6000FT分別用來測量發動機常規和非常規氣體排放。具體的臺架試驗系統如圖1所示。

圖1 臺架試驗系統

1.2 試驗模式和步驟

本試驗是在不改變原發動機柴油標定MAP的條件下進行的。試驗時，測功機使用“扭矩-轉速”模式，發動機先采用純柴油模式達到目標工況點，進行純柴油模式試驗(無DOC)，測量發動機的燃燒與排放的情況。然后通過甲醇ECU將甲醇噴入到發動機的進氣總管中，進行雙燃料模式實驗。由于甲醇參與燃燒，測功機為控制發動機的轉速和扭矩不變會主動通過減少油門踏板開度的方式來降低柴油的循環噴射量，從而達到了甲醇替代柴油的目的。通過燃燒分析儀觀察缸內的燃燒情況，控制發動機的缸壓、壓力升高率和各缸循環變動情況在規定的安全范圍內，逐步增加甲醇的噴射量，直至發動機達到最大甲醇替代率。試驗過程中發動機低溫冷卻水泵一直循環，高溫冷卻水由電磁比例閥調節控制其溫度在78 ℃附近，燃油溫度保持在30 ℃附近。

試驗工況點是按照《船舶發動機排氣污染物排放限值及測量方法(中國第一、二階段)》中規定的船舶發動機推進特性4個循環工況點進行選擇的，具體參數如下表3所示。

表3 試驗工況點

將發動機改裝為雙燃料發動機后，甲醇對發動機功率的貢獻量用甲醇替代率RM表示，替代1 kg柴油所需消耗的甲醇量用替換比UM表示。替代率和替換比的計算方法為：

(1)

(2)

式中：RM為甲醇替代率；UM為替換比；MD為純柴油模式下的柴油消耗量，kg/h；Md、MM分別為同一工況雙燃料模式下的柴油消耗量和甲醇消耗量，kg/h。

2 燃燒情況分析

2.1 100%功率點燃燒分析

圖2為純柴油模式和雙燃料模式下100%功率點缸壓、放熱率、壓升率和缸內平均溫度對比曲線。由缸壓曲線可知，雙燃料模式下壓縮沖程的缸內壓力明顯低于純柴油模式。在試驗中對發動機的標定數據沒有進行更改，隨著甲醇的加入使得柴油的噴油時刻提前，純柴油模式時噴油時刻為-5.6°CA ATDC，而雙燃料模式時噴油時刻為-7.9°CA ATDC，噴油時刻的前移使得燃燒相位前移；同時，雙燃料模式下燃燒一半燃料放熱對應的曲軸轉角(CA50)較純柴油模式下提前了4.5°CA，而且雙燃料模式峰值放熱率明顯高于純柴油模式，燃燒更加集中且更靠近上止點。

圖2 100%功率點下發動機的缸壓、放熱率、壓升率和缸內平均溫度曲線

從圖2中還可以看出，雙燃料模式下，最大缸壓明顯高于純柴油模式，最大壓力升高率也高于純柴油模式，這是由于放熱率峰值明顯高于純柴油模式，且更接近上止點，明顯提升了燃燒的等容度。此外，主燃燒期內，雙燃料模式的缸內平均溫度明顯高于純柴油模式，這是由于雙燃料模式下放熱速率明顯增加，累積放熱量增加。

2.2 50%功率點燃燒分析

圖3為純柴油模式和雙燃料模式下50%功率點缸壓、放熱率、壓升率和缸內平均溫度對比曲線圖。與上面工況點相同，雙燃料模式下壓縮階段的缸內壓力明顯低于純柴油模式，而最大缸壓明顯高于純柴油模式。不同的是，雙燃料模式的著火時刻較純柴油模式大幅提前，這是由于柴油ECU標定MAP在油量較小工況時的噴油時刻較早，同時增加了預噴策略，而在大油量工況噴油時刻較晚，沒有采用預噴策略。該工況下，甲醇的替代率達到了55%，純柴油模式時，發動機運行在大油量區間，當甲醇噴入后，柴油的循環油量下降，發動機工作在小油量區間，這時噴油時刻提前，同時還有預噴策略，因此使得該工況下的著火時刻大幅提前。

從圖3中還可以看出，雙燃料模式下最大壓力升高率超過了0.4 MPa/(°)，最大壓力升高率所對應的曲軸轉角也較純柴油模式大幅提前。雙燃料模式下的缸內平均溫度也明顯高于純柴油模式。

圖3 50%功率點下發動機的缸壓、放熱率、壓升率和缸內平均溫度曲線

3 排放分析

3.1 CO排放分析

圖 4為發動機4個工況點不同模式下的CO比排放。由圖可知，純柴油模式下4個工況點的CO排放量均較低，其加權CO排放量為0.69 g/(kW·h)。雙燃料模式無DOC的模式下，CO排放量在不同功率點時都較高，其中75%功率點時達到了11.57 g/(kW·h)。其原因有2點：1)由于甲醇噴入時較高的汽化潛熱使缸內溫度降低，使缸內淬熄層的厚度增加，甲醇的火焰傳播很難到達這個區域；2)雙燃料模式下的滯燃期延長[16-17]，主燃燒相位提前，燃燒后期缸內溫度將低，導致不完全燃燒和較高的CO排放[18-19]。在全負荷工況下CO排放較低，這是由于缸內溫度較高，有利于CO的后期氧化。雙燃料模式有DOC的條件下，CO排放量極低，4個工況點的加權CO排放量為0.02 g/(kW·h)，而無DOC的條件下4個工況點的加權CO排放量為9.02 g/(kW·h)，DOC的轉化效率達到了99.77%。

圖4 不同模式下發動機的當量CO比排放

3.2 HC排放分析

圖5為發動機4個工況點不同模式下的當量HC比排放。由圖5可知，雙燃料模式無DOC的情況下HC排放量遠高于純柴油模式，同時隨著功率的增加， HC的排放量逐漸減少。造成此現象的原因有以下幾點[18-19]：1)掃氣的影響，雙燃料模式下進入氣缸的新鮮充量是空氣與甲醇的預混氣，在掃氣過程中少量未燃混合氣直接從排氣門排出缸外；2)雙燃料模式下甲醇與空氣混合后進入氣缸，在整個進氣和壓縮沖程中甲醇停留缸內時間長，存在的壁面冷激效應和狹隙效應等都會增加HC排放；3)柴油機氣缸周圍的過量空氣系數較大，使得甲醇以未然HC的形式排出，小負荷時尤甚。

圖5 不同模式下發動機的當量HC比排放

從圖中還可以看出，純柴油模式下HC排放量較低，4個工況點加權的HC排放量為0.1 g/(kW·h)；雙燃料模式有DOC的情況下4個工況點的HC排放量均為0 g/(kW·h)，而無DOC時4個工況點加權的HC排放量為2.79 g/(kW·h)，DOC的轉化效率達到了100%。

3.3 NOx排放分析

圖 6和圖 7為發動機4個工況不同模式下的NOx排放量和當量NOx比排放對比圖。從圖中可以看出，雙燃料模式DOC之后的NOx排放量要高于純柴油模式，但是在除50%功率點外，雙燃料無DOC之后的當量NOx比排放低于純柴油模式，其主要原因可能在于：雙燃料模式下燃燒相位早于純柴油模式，后燃比例降低，排氣溫度降低，這使得雙燃料模式時的發動機進氣量要低于純柴油模式，從而導致了排氣流量的減少，進而導致了比排放的降低。雙燃料模式主燃燒期時的燃燒持續期明顯縮短，從而限制了NOx排放生成。50%功率點時由于雙燃料模式時的主放熱時刻更接近上止點，缸內溫度升高較多，因此NOx排放量有所增加。

圖6 不同模式下發動機的NOx排放量對比

圖7 不同模式下發動機的當量NOx比排放

3.4 PM排放分析

圖8為發動機4個工況點不同模式下的當量PM比排放。前人研究表明，柴油甲醇組合燃燒方式會大幅降低煙度排放[20-21]，其主要原因首先為甲醇含氧，燃燒時清潔無污染，甲醇的加入替代了部分柴油，使參與燃燒的柴油量減少；另外甲醇對柴油的抑制作用使滯燃期延長，預混燃燒比例增加，擴散燃燒比例減少，從而使PM排放降低。本試驗中，由圖8可知，50%功率點時PM排放較純柴油模式有較大降幅，其余3個工況點雙燃料模式和純柴油模式的PM排放相差不大，甚至在加裝DOC的條件下還有增加的現象。其原因主要為本試驗未改變原機ECU參數，原柴油標定MAP在中小油量區間的噴油壓力要低于大油量區間的噴油壓力，雙燃料模式時甲醇的加入減少了部分柴油，因此降低了此時柴油噴油壓力，使柴油霧化不良增加了PM排放。對于50%功率點而言，該工況點的替代率達到了55%，使噴進的柴油量大幅減少，從而降低了PM排放。雙燃料模式下，在增加DOC的情況下PM排放略有增加的原因一方面可能是由于DOC的使用增加了排氣背壓，而導致PM的生成。

圖8 不同模式下發動機的當量PM比排放

3.5 甲醛排放分析

前人研究表明，采用柴油/甲醇組合燃燒方式會使柴油機增加甲醛的排放，其主要原因為甲醇的不完全氧化反應生成了甲醛[22]。圖 9為船舶發動機4個工況點不同模式下的當量甲醛比排放。由圖9可知，船舶發動機在采用柴油/甲醇雙燃料燃燒后的甲醛排放量也會升高，4個工況點加權排放量為2.04 g/(kW·h)。但經過DOC后處理器后的甲醛排放大幅降低，4個工況點加權排放量為0.016 g/(kW·h)，DOC后處理器對甲醛的氧化效率達到了99.2%。

圖9 不同燃料模式下的當量甲醛比排放

3.6 加權排放分析

表4為發動機推進特性4個工況點的加權比排放。由表可知，雙燃料模式無DOC的情況下HC、CO和甲醛排放較高，但在有DOC的情況下HC排放為0，CO排放僅為國Ⅰ排放限制的0.4%，甲醛排放低于純柴油模式。總之，在不改動原機ECU數據的前提下，雙燃料模式可以滿足國 Ⅰ 排放標準。

表4 推進特性4個工況加權比排放

4 油耗特性分析

4.1 替代率和替換比分析

圖 10為滿足國Ⅰ排放限值的柴油甲醇雙燃料發動機在推進特性4個工況點下的替代率和替換比。由圖可知，4個工況點中50%和25%功率點的替代率超過了50%，其中50%功率點的替代率達到了55.21%，25%功率點的替代率為50%，100%功率點由于最大缸壓的限制而限制了替代率。4個工況點的替換比都低于理論替換比2.16(理論替換比是依據甲醇熱值與柴油熱值計算，2.16 kg甲醇的熱值等于1 kg柴油的熱值)，且在100%功率點時替換比最低，僅為1.58。由此表明船舶發動機采用柴油甲醇組合燃燒模式能夠提高發動機的熱效率。

圖10 4個工況點甲醇替代率和替換比

4.2 當量比油耗分析

為比較不同燃料模式下發動機的當量比油耗(BSFC)，采用以下公式計算其當量比油耗：

(3)

式中：HLD和HLM分別是柴油和甲醇的低質量熱值，kJ/kg；MD和MM分別是柴油和甲醇的消耗量，kg/h；Pe為發動機的有效功率，kW。

圖 11為推進特性4個循環不同模式下BSFC對比圖。由圖11可知，純柴油模式的BSFC均高于210 g/(kW·h)，而DMCC模式無DOC的BSFC均低于210 g/(kW·h)，其中50%功率點的BSFC僅為191.63 g/(kW·h)，較純柴油模式降低了11.97%。

純柴油模式4個工況點的加權BSFC為215.2 g/(kW·h)，雙燃料模式無DOC的加權BSFC為203.44 g/(kW·h)，雙燃料模式有DOC的加權BSFC為204.79 g/(kW·h)。整體而言，各工況點雙燃料模式的BSFC都低于純柴油模式。

圖11 推進特性4個循環不同模式下BSFC對比

5 結論

1)雙燃料模式時的燃燒相位都較純柴油模式時有所提前，主放熱時刻更接近上止點，最大缸壓、放熱率峰值和最高壓升率都較純柴油模式時高。

2)雙燃料模式無DOC時的CO、HC和甲醛排放較高，但在加裝DOC 之后幾乎可以將其完全消除。

3)在不改動原機柴油ECU標定數據的條件下，發動機雙燃料模式加DOC時可以滿足國Ⅰ排放標準。大部分加權排放指標都低于純柴油模式，PM與純柴油模式時相當。

4)除100%功率點外，其余工況點下的甲醇替代率均高于40%。4個工況點的替換比均低于理論替換比。發動機雙燃料模式時的油耗特性優于純柴油模式，其中50%功率點無DOC時比油耗較純柴油降低了11.97%。