低硫燃油對低速船機燃燒過程的影響

劉蘇博，魏立江，魏海軍，路秀偉

(上海海事大學 商船學院，上海 201306)

0 引 言

在世界海運貿易量實現10 年連續穩定增長[1]的今天，船舶承擔了90%以上的國際貿易運輸任務[2]。據船用柴油機制造商MAN B&W 公司統計，90%以上船舶使用柴油機作為發電機或主推進動力裝置[3]，特別是遠洋商船的主推進裝置以低速船機為主。這些低速船機以船用重質燃油(heave fuel oil，HFO)為燃料，單日消耗量可高達上百噸。HFO 含有大量硫化物、重金屬、瀝青和灰分等雜質，燃燒后會產生較多硫氧化物(sulfur oxides, SOX)和顆粒物(particulates matter, PM)等有害排放[4]。SOX作為硫循環中的重要中間物質，其不僅對人體健康有害[3]，還會破壞生態環境，有研究表明，燃油中含硫量每增加0.1%，顆粒物排放會增加0.034g/(kW/h)[5-6]?；诖耍瑖H海事組織（IMO）很早就開始對HFO 的硫含量進行限制并愈發嚴苛，如圖1 所示[7]，我國針對HFO 的含硫量也制定了嚴格標準，如圖2 所示。另據Wood Mackenzie 統計，截止到2020 年底，全球船隊中2%的船舶已安裝廢氣脫硫裝置，0.4%的船舶采用了清潔燃料，超過97%的船舶選用低硫燃油[8]。由此可見，船舶燃用低硫燃油（low sulfur heave fuel oil, LSHFO）已成為必然趨勢。

圖1 國際海事組織對HFO 含硫量的要求Fig. 1 IMO requirements for sulphur content in HFO

圖2 中國船舶排放控制區對HFO 含硫量的要求Fig. 2 Requirements for HFO sulfur content in China's ship emission control area

然而，LSHFO 在低速船機上使用的過程中，卻引發了眾多問題。如氣缸套與活塞環異常磨損、劃傷，活塞環粘著甚至咬死等[9]。美國海岸警衛隊監視記錄顯示，由于高硫重油（high sulfur heave fuel oil, HSHFO）與LSHFO 轉換使推進系統故障概率顯著上升。舊金山引航協會報告也表明，燃用LSHFO 導致的柴油機故障、柴油機無法啟動及柴油機速度不穩等險情明顯增多[10]。陳強等[9]經過分析后認為，LSHFO 與HSHFO 相比，硫含量降低導致的潤滑性能部分喪失是其中的原因之一。另外，也有分析表明，生產LSHFO 的脫硫過程中加入的硅、鋁硬質顆粒、苯乙烯、酚類等會導致供給泵、循環泵、噴油器等部件磨損加劇，嚴重時阻塞濾器，這也可能是燃用LSHFO 引發故障的原因。

目前，針對低速船機燃用LSHFO 引發故障的研究基本都集中在定性分析上，極少涉及缸內燃燒過程，針對LSHFO 缸內燃燒過程的詳細分析基本為空白。當前LSHFO 與HSHFO 混兌調和及HSHFO 脫硫是生產LSHFO 的最主要方式。在LSHFO 生產過程中，雖然硫含量、黏度、閃點、傾點等指標被保持在特定范圍內，但由于各廠商生產LSHFO 的方法及工藝存在不同，往往導致LSHFO 的理化性質也存在較大區別。Lloyd’s Register Fobaas 提供的檢測報告顯示，在含硫量(0.45% m/m)相同的情況下，不同地區LSHFO 的運動黏度存在極大差異，北美地區為14.2 mPa?s，歐洲地區為17.2 mPa?s，而亞洲地區則高達110.7 mPa?s。不僅燃料黏度會影響燃油噴射、霧化與破碎過程，燃料熱力學特性也會影響噴霧液相長度[11]。事實上，LSHFO與HSHFO 之間以及LSHFO 本身之間理化性質的差異最終都會導致低速船機缸內燃燒過程的差異。燃用LSHFO 引發的缸內異常磨損等故障是否與燃燒過程相關，目前還不得而知。因此，本文收集多種低硫燃油，對不同低硫燃油對低速船機燃燒過程的影響展開分析，從燃燒角度尋找低速船機使用低硫燃油后缸內異常磨損的原因。

1 研究方法

低速船機中燃油的燃燒要經歷一系列復雜的物理與化學過程，包含噴霧、破碎、蒸發、低溫裂解、著火以及火焰擴散等，其中任何一個過程的差別都有可能對后續燃燒過程產生影響。目前，低速船機臺架試驗只能對整個燃燒過程進行宏觀分析，很難掌握缸內的這些細微過程，對這些細微過程間的差異更是無法進行詳細分析。計算流體動力學 (computational fluid dynamics, CFD)以大容量高性能計算機作為求解工具可對各種燃燒過程和現象進行精細分析[12]，近年來在低速船機研究領域被廣泛使用[13-14]。因此，本文選用CFD方法對低速船機燃用低硫油后的燃燒過程展開詳細研究。

1.1 CFD 模型建立

選用一款我國具有自主知識產權的低速船機，基本參數如表1 所示?；谠摍C幾何模型，在CONVERGE 3.0 中搭建CFD 仿真物理模型，如圖3 所示。建模過程中，采用重整化群(renormalization group,RNG)k-?模型描述缸內流動，RNG 模型基于嚴格的數學推導并引入渦流影響，針對內燃機的已有研究表明，RNGk-ε模型計算結果優于標準k-ε模型[15-16]。采用KH-RT 模型描述燃油噴霧破碎過程，配合Frossling Correlation 模型將燃油液滴轉化為氣態[17]；采用O’Rourke Numerical Scheme 和Rebound/Slide 模型描述液滴與液滴、液滴和缸內工質及缸壁之間的相互作用；采用SAGE 詳細化學反應動力學模型求解燃燒過程[15]，反應機理使用Sun 等建立的正十四烷機理[16]；采用擴展的捷爾多維奇(Zeldovich)機理[18]和廣安博之(Hiroyasu)機理[19]分別描述NOx 和碳煙生成。

表1 發動機主要參數Tab. 1 Main parameters of engine

圖3 發動機幾何模型Fig. 3 Geometric model of the engine

為了緩解網格尺寸與計算精度之間的矛盾，采用自適應加密技術，對仿真區域內的速度和溫度分別進行3 級自適應加密，對氣缸頭和氣缸套內表面設置4 級固定加密，以更好捕捉燃油噴霧及燃燒過程對氣缸頭和氣缸套壁面的影響，如圖4 所示。經過網格敏感性分析后選用0.04 m 的基礎網格可以較好的平衡計算時間與精度之間的矛盾，仿真過程中最小網格尺寸為0.625 mm，最大網格數目約為169 萬個。

圖4 氣缸頭與氣缸套網格固定加密示意圖Fig. 4 Fixed embedding of the cylinder head and cylinder liner

1.2 模型驗證

選取該低速船機的額定工況進行研究，該工況下臺位試驗結果如表2 所示。根據臺位試驗結果，對仿真模型的邊界條件進行設置。模型預測的缸內燃燒過程及發動機主要性能參數分別如圖5 和表3 所示，可以看出仿真模型預測的缸內燃燒過程曲線與試驗值基本重合，發動機主要性能參數誤差皆在±1.5%內。表明本文建立的三維模型能較好對目標發動機的缸內燃燒和排放過程進行預測，可以用于開展后續的研究工作。

表2 額定工況臺位試驗結果Tab. 2 Test results under rated condition

表3 試驗與仿真的主要性能對比Tab. 3 Main performance comparison between experiment and simulation

圖5 試驗與仿真缸內壓力和放熱率對比Fig. 5 Comparison of experimental and simulated in-cylinder pressure and heat release rate

2 不同低硫燃油物性

收集在11 種HSHFO 和24 種LSHFO 樣品參數，發現這些樣品的密度、灰分、閃點和傾點等差異都不大，而運動黏度卻有較大差別。圖6 標出了這35 種樣品的運動黏度，可以看出，總體而言HSHFO 的黏度遠高于LSHFO，且HSHFO 的黏度分布相對集中，而LSHFO 的黏度跨度卻非常大，從低于30 mm2/s 到接近300 mm2/s 都有分布，這也從側面印證了不同廠家及地區LSHFO 產品的巨大差異。在圖6 所示的黏度范圍內選取具有代表性的1 種HSHFO 和3 種LSHFO 開展后續的詳細研究，這4 種燃油黏度分布也標識在圖6中。為了后續方便對這4 種不同黏度的油品進行比較，分別以50℃時的運動黏度進行命名：D30，D161，D277，D380。

圖6 HSHFO 和LSHFO 黏度對比Fig. 6 Comparison of viscosity between HSHFO and LSHFO

由于燃料黏度、密度、臨界溫度等物性參數對噴射、霧化及蒸發過程有直接影響，并將最終影響后續的燃燒過程。因此，在仿真開始之前必須確定這4 種燃油的主要物性參數。Kyriakides 等[20]對重油物性及其對噴霧的影響進行了深入研究，并得出了相關結論，本文沿用Kyriakides 的研究結果，將HFO 的分子量設置為463，HFO 的臨界溫度可由下式計算：

式中：S為標準比重，此處設置為0.953 7；Tb為燃料的正常沸點，可通過下式估算[20-22]：

式中：Kw為Watson 特征系數，HFO 可取11.7。由式（1）和式（2）可求得HFO 的臨界溫度為1 033 K。

以船用燃油的粘溫特性曲線為基礎[23]，通過數學擬合方法得出所選HFO 黏度特性曲線的具體數值，如圖7 所示。根據燃油交付單(bunker delivery note, BDN)中的密度數據，依照式(3) 和表4 中所列的修正系數Y可獲得對應溫度t的修正密度。Kyriakides 等[20]的研究表明HFO 的導熱率與柴油相同，因此，沿用柴油的導熱率。依據Kyriakides 等的研究結論，設置臨界溫度對應的表面張力為0，再結合ASTM-D1160 標準和可確定的參數采用數學類比擬合方法可獲得所選燃料樣品的表面張力、蒸發潛熱、蒸發壓力和比熱。在獲得所需的全部物性參數后生成liquid.data文件，導入CONVERGE 中進行仿真計算。

圖7 低硫油的粘溫曲線圖Fig. 7 Viscosity temperature curve of low sulfur oil

表4 燃油修正密度系數表Tab. 4 Fuel correction density factor table

3 結果與討論

3.1 對缸內燃燒過程的影響

圖8 為不同低硫燃油燃燒所對應的放熱率、缸內壓力和平均溫度曲線。可以看出，4 種壓力曲線的輪廓基本相同，僅峰值壓力間存在少許差距，峰值壓力最大的D277 與峰值壓力最小的D161 間僅相差0.237 7 MPa，占峰值壓力最大值的1.33%，這說明不同低硫燃油對缸內燃燒壓力的影響不明顯。實際上，1.33%的差距甚至小于不同循環之間的循環變動以及各缸工作狀態之間的差別，這在低速船機日常檢查的爆壓查驗中也基本不會被發現，暗示了低硫燃油可能引發問題的隱蔽性。相比缸內壓力，不同低硫燃油對放熱率和平均溫度的影響更明顯，不同低硫燃油燃燒的缸內平均溫度曲線在約12 °CA 之后開始出現明顯分離，這主要與放熱率曲線間的差距有關。隨著燃料放熱的進行，缸內平均溫度持續升高，在30 °CA 附近缸內平均溫度達到最大值，且不同低硫燃油燃燒平均溫度峰值基本隨低硫燃油黏度的增加而降低，D30 的最高平均燃燒溫度比D380 高約49.21 K。

圖8 黏度對HRR，ICP 和溫度的影響Fig. 8 Effects of viscosity on HRR, ICP and temperature

從放熱率曲線可以看出，不同低硫燃油的影響相對復雜，在燃燒前期，放熱率差別不大，而在燃燒中后期開始拉開差距，且沒有明顯規律可言，這主要是因為黏度、密度和表面張力是影響燃油霧化的主要因素[20]，不同低硫燃油物性的差別對燃油噴射、破碎、霧化以及混合等過程都會產生不同影響，這些影響再與缸內湍流耦合，共同導致了放熱規律變化的復雜性。為了對燃料放熱過程進行分析，對放熱率進一步處理得到了燃燒放熱的關鍵特征時刻，以累計放熱10%對應的曲軸轉角CA10 表征燃燒始點，50%對應的曲軸轉角CA50 表征放熱中點，90%對應的曲軸轉角CA90 表征放熱終點。不同低硫燃油對放熱特征時刻的影響如圖9 所示。可以看出，CA10 和CA50 基本不隨低硫燃油黏度的變化而改變，只有CA90 隨低硫燃油黏度增加表現出先增大后減小的趨勢，但總體而言變化幅度不大，最大值與最小值間差異為10.9%。

圖9 燃油黏度的變化對燃燒相位的影響Fig. 9 Influence of viscosity change on combustion phase

總體而言，不同黏度低硫燃油對低速船機缸內燃燒宏觀過程存在一定影響，主要表現在放熱率曲線走勢及缸內平均溫度，但這些宏觀影響很難在對低速船機的日常查驗中觀察到。

3.2 對氣缸套壁面附近溫度的影響

低速船機使用低硫燃油后導致的常見故障包括氣缸套與活塞環異常磨損、劃傷、活塞環粘著甚至咬死等[9]，這些故障都與氣缸套有關，基于此，從燃燒角度對氣缸套壁面附近的燃燒溫度進行重點分析。

由于燃料噴霧及燃燒主要發生在氣缸頭與氣缸套接觸部位附近的燃燒室，因此選取氣缸頭與氣缸套接觸處的橫切面作為燃燒溫度分析截面。圖10 為不同黏度低硫燃油從燃燒開始到燃燒后期，該截面上溫度場隨曲軸轉角的演變。為了排除燃燒室中間部位的視覺影響，突出氣缸套壁面附近的溫度場，在圖像后處理過程中對燃燒室中間部位進行半透明的遮擋處理。缸內燃燒過程始于約4.5 °CA，在約11.5 °CA 時燃燒火焰擴散至氣缸套壁面，雖然在32 °CA(CA90)左右時燃燒過程基本結束(見圖9)，但缸內高溫會一直持續至60°CA 左右，在活塞下行過程中受缸內渦流影響，火焰在氣缸內迅速向氣缸壁面附近蔓延。因此，氣缸套壁面在約11.5~60 °CA 之間都會持續受到高溫影響。氣缸壁持續受到大范圍高溫灼燒可能會引起氣缸油膜被破壞，若低速船機長時間在此狀態下工作就有可能導致前文所述的異常磨損等現象發生。從圖10 可以看出，黏度越低的低硫燃油在燃燒過程中氣缸壁附近高溫區域占比越多，燃燒溫度也相對越高，因此可以推斷低黏度低硫燃油相比高黏度低硫燃油，引發氣缸套異常磨損等故障的趨勢更加明顯。

為了掌握燃燒過程中整個氣缸套壁面附近的高溫情況，選取離氣缸套內表面2 cm 范圍內的環形柱狀區域進行燃燒溫度分析，以NOx 快速生成的1 800 K 作為高低溫分界限，對該環形柱狀區域內溫度≥1 800 K的區域體積進行統計，得出不同黏度低硫燃油燃燒過程中，氣缸套壁面附近高溫區域體積隨曲軸轉角的變化趨勢，如圖11 所示?？梢钥闯?，氣缸套壁面附近的高溫區域體積先快速增加后逐漸減小，峰值約在35 °CA附近達到，這與燃燒終點（CA90）非常接近，說明燃燒后期才是對氣缸套壁面灼燒范圍最大的時期。對燃燒中后期不同低硫燃油氣缸套壁面附近的高溫區域體積進行對比后發現，低硫燃油黏度越大，氣缸套壁面附近高溫區域體積越小，高溫持續時間越短，這進一步驗證了低黏度低硫燃油更易引發氣缸套異常磨損等故障的推測。

圖11 壁面溫度在1 800 K 及以上的缸壁體積Fig. 11 Cylinder wall volume with wall surface temperature at 1 800 K and above

4 結 語

本文基于實際加注的多種低硫燃油樣品，選取4 種不同黏度的低硫燃油，針對它們對低速船機燃燒過程的影響進行分析，得出以下結論：

1）船用低硫燃油黏度總體低于高硫燃油，且低硫燃油的黏度表現出跨度大的特點，從低于30 mm2/s 到接近300 mm2/s 都有分布，而高硫燃油黏度分布相對集中。

2）不同黏度低硫燃油對低速船機缸內燃燒的放熱率及缸內平均溫度存在一定影響，但對缸內壓力曲線及最高爆發壓力影響不明顯，這些影響在低速船機工作狀態的日常檢查中較難被發現。

3）低速船機氣缸套壁面在約11.5~60 °CA 之間會持續受到高溫影響，氣缸套壁面附近的高溫區域體積隨燃燒的進行先快速增加后逐漸減小，在約35 °CA 附近達到峰值。

4）低硫燃油的黏度越低，在燃燒過程中氣缸壁附近的高溫區域占比越大，溫度越高，并且高溫持續期也越長，這相比黏度高的低硫燃油引發氣缸套異常磨損的趨勢更明顯。