進氣加濕結(jié)合廢氣再循環(huán)技術(shù)對高壓直噴雙燃料低速機燃燒及排放的影響

李長錕，王天友，孫 凱，王懷印

(天津大學(xué) 內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072)

0 概述

現(xiàn)階段，航運產(chǎn)業(yè)迅速發(fā)展，相應(yīng)的排放法規(guī)也日趨嚴格。國際海事組織規(guī)定自2016年起在排放控制區(qū)推行Tier Ⅲ標(biāo)準(zhǔn)，NOx排放限值比Tier Ⅰ 階段鎖緊約80%[1]；自2020年起，規(guī)定全球范圍內(nèi)船用燃油含硫量降至0.5%，這對傳統(tǒng)燃用柴油/重油的船用低速機提出了更高的要求。柴油-天然氣雙燃料發(fā)動機因排放較低等優(yōu)勢得到國內(nèi)外廣泛關(guān)注[2-3]。柴油-天然氣雙燃料二沖程低速機按照天然氣噴射方式可分為高壓噴射[4]和低壓噴射[5]。其中，高壓噴射式機型采用天然氣高壓直噴實現(xiàn)擴散燃燒，與柴油機具有相當(dāng)?shù)膭恿π?，熱效率高，無爆燃、甲烷逃逸等現(xiàn)象，受到船舶行業(yè)的青睞[6]，但排放性能較差，需要借助其他降排措施達到Tier Ⅲ排放標(biāo)準(zhǔn)要求。

研究表明選擇性催化還原(selective catalytic reduction, SCR)、廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation, EGR)等技術(shù)是達到Tier Ⅲ排放標(biāo)準(zhǔn)要求的有效手段[7]。其中，SCR技術(shù)設(shè)備昂貴且占地空間較大。MAN 公司[8]試驗證明船用低速機單獨采用高壓EGR可使NOx排放降至3.4 g/(kW·h)以下。文獻[9]中研究發(fā)現(xiàn)采用36%～37% EGR率可以滿足Tier Ⅲ排放標(biāo)準(zhǔn)，但同時有效燃油消耗率升高6%。文獻[10]中研究結(jié)果表明42%EGR率可使船用低速機NOx排放降低82%，但油耗惡化嚴重。相比于EGR通過在進氣道引入廢氣改變進氣組分的方式，進氣加濕(humid air motor,HAM)技術(shù)具有實現(xiàn)難度低、成本低、耐久性好等優(yōu)勢[11]，適用于船用中低速機。文獻[12-13]中通過控制進氣道處噴霧系統(tǒng)加濕，使發(fā)動機的有效功率、燃油消耗率得到改善，同時NOx排放也降低。相比于柴油機，雙燃料發(fā)動機混合氣形成及燃燒過程存在較大差異，進氣加濕技術(shù)在高壓直噴雙燃料船用低速機上的研究尚未見報道，EGR和HAM等技術(shù)對雙燃料低速機的影響及降排潛力有待深入研究。

本文中通過三維數(shù)值模擬分析了EGR技術(shù)和HAM技術(shù)對高壓直噴雙燃料船用低速機燃燒過程和排放的影響，并將EGR、HAM及天然氣噴射等技術(shù)有效結(jié)合，使用低程度EGR率達到Tier Ⅲ排放標(biāo)準(zhǔn)要求，改善燃料經(jīng)濟性，對雙燃料船用低速機的研發(fā)具有一定的指導(dǎo)意義和工程應(yīng)用價值。

1 模型仿真及驗證

1.1 模型搭建

以某高壓直噴式雙燃料二沖程發(fā)動機為研究對象，其主要參數(shù)如表1所示。其中“°”代表曲軸轉(zhuǎn)角，若無特殊說明，則正值代表上止點后，負值代表上止點前?；谌SCFD數(shù)值模擬軟件CONVERGE搭建單缸發(fā)動機仿真模型，如圖1所示。該發(fā)動機缸蓋上方布置噴油器及噴氣閥各2個，分別用于噴射引燃油和天然氣燃料。模型的初始條件及邊界條件如表2所示，計算中采用的主要子模型如表3所示。

表1 發(fā)動機參數(shù)

圖1 發(fā)動機三維模型

表2 邊界及初始條件

表3 主要子模型

1.2 模型驗證

模型標(biāo)定前首先進行了網(wǎng)格敏感性分析。基于文獻[14]中的研究基礎(chǔ)，綜合考慮計算能力及工程應(yīng)用的適用性，計算模型采用全局10.0 mm基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸，局部進行二級自適應(yīng)加密(adaptive muti rate, AMR)，最小網(wǎng)格尺寸2.5 mm。對發(fā)動機完整循環(huán)進行模擬計算，圖2為試驗和模擬缸內(nèi)壓力和放熱率曲線對比，顯示模擬結(jié)果與試驗值吻合較好。同時，如表4所示，計算的燃氣消耗率及NOx排放等關(guān)鍵參數(shù)的誤差均控制在5%以內(nèi)，證實模型可以用于下一步研究。

圖2 試驗和模擬中缸內(nèi)壓力及放熱率曲線

表4 試驗值與模擬值參數(shù)對比

2 計算結(jié)果及分析

2.1 進氣加濕對發(fā)動機燃燒及排放的影響

通過對進氣充量進行不同程度的加濕，使缸內(nèi)燃燒階段有更多水蒸氣參與理化反應(yīng)，進而影響發(fā)動機燃燒過程及排放。為防止液態(tài)水腐蝕氣缸壁且盡可能降低NOx排放，需要嚴格控制進氣加濕量。

基于相關(guān)文獻[15-17]，定義水和天然氣噴射質(zhì)量比3∶1為最大加濕量，此時對應(yīng)的進氣加濕程度定義為100%。以20%為梯度設(shè)置了0%、20%、40%、60%、80%、100%這6種加濕程度，分別記作H0、H20、H40、H60、H80、H100，其中加濕程度為H0代表進氣充量為干空氣狀態(tài)。不同加濕程度下，各組分質(zhì)量分數(shù)見表5。

表5 不同加濕程度下工質(zhì)各進氣組分的質(zhì)量分數(shù)

圖3為缸內(nèi)平均燃燒溫度及壓力峰值隨進氣加濕程度的變化。從圖中可以看出隨著加濕量增大，缸內(nèi)平均溫度及壓力呈下降趨勢。當(dāng)加濕程度由H0提高到H100時，缸內(nèi)平均壓力峰值下降 0.51 MPa，主要原因是水的比熱容較大，隨著加濕程度增大，進氣組分的熱容值升高，燃燒過程中吸收更多熱量，使得缸內(nèi)燃燒溫度降低，燃燒初期壓力升高率降低，缸內(nèi)燃燒壓力峰值呈降低的趨勢。

圖3 不同加濕程度對缸內(nèi)平均溫度及壓力峰值的影響

圖4和圖5分別為不同進氣加濕程度下缸內(nèi)當(dāng)量比及溫度分布云圖。由圖可知隨著加濕程度不斷提高，缸內(nèi)燃燒溫度高溫區(qū)分布總體上呈降低趨勢。進氣加濕量由H0增加至H100時，缸內(nèi)局部高溫區(qū)面積顯著減小，燃燒溫度大幅降低。這是由于水蒸氣的摻混降低了進氣充量中氧的濃度，燃燒過程中氧氣量減少，燃燒反應(yīng)速度減慢；濕空氣與燃料混合可以降低高溫產(chǎn)物的擴散速度，通過影響化學(xué)反應(yīng)速率及火焰?zhèn)鞑ニ俣?，使缸?nèi)燃燒更加溫和。同時可以看出，隨著加濕量增大，進入缸內(nèi)的新鮮充量中氧氣質(zhì)量分數(shù)下降，上止點處缸內(nèi)整體當(dāng)量比稍有提升；上止點后10°曲軸轉(zhuǎn)角時，缸內(nèi)高當(dāng)量比區(qū)域面積略微增加。但當(dāng)量比的分布位置受進氣加濕量影響較小，不同加濕程度下缸內(nèi)燃空當(dāng)量比分布相似。

圖4 不同進氣加濕程度下不同時刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布云圖

圖5 不同進氣加濕程度下不同時刻缸內(nèi)溫度分布云圖

圖6為不同進氣加濕程度對NOx排放和天然氣消耗率的影響。由圖6所示，隨著進氣加濕程度提高，NOx排放顯著降低；天然氣消耗率整體呈上升趨勢，但變化幅度較小。進氣加濕量由H0增至H100，NOx排放降低57.81%(NOx排放量由11.85g/(kW·h)降至5.00 g/(kW·h))，天然氣消耗率僅升高1.63%。進氣加濕技術(shù)可以有效降低NOx排放，且燃燒經(jīng)濟性損失較小，然而單獨使用進氣加濕技術(shù)無法滿足TierⅢ排放標(biāo)準(zhǔn)，需要結(jié)合EGR等技術(shù)措施降低NOx排放。

圖6 不同進氣加濕程度下NOx排放和天然氣消耗率

2.2 EGR率對發(fā)動機燃燒及排放的影響

為進一步優(yōu)化發(fā)動機排放性能，研究了EGR率對發(fā)動機燃燒及排放的影響。三維數(shù)值模擬中，通過設(shè)置進氣充量中各組分質(zhì)量分數(shù)實現(xiàn)EGR率變化。研究中EGR率計算公式如下[18]：

(1)

式中，REGR為EGR率；ωEO、ωEC分別為排氣門開啟時刻及關(guān)閉時刻缸內(nèi)CO2的質(zhì)量分數(shù)；ωEN為大氣中CO2的質(zhì)量分數(shù)。

圖7為EGR率對天然氣消耗率和NOx排放的影響。結(jié)果表明，隨著EGR率不斷增加，NOx排放量顯著降低，而天然氣消耗率呈現(xiàn)增大的趨勢。當(dāng)EGR率達到34%時，NOx排放降低至2.37 g/(kW·h)，滿足Tier Ⅲ排放法規(guī)，但與原機工況相比，天然氣消耗率升高3.01%。

圖7 不同EGR率下天然氣消耗率及NOx排放變化

2.3 進氣加濕結(jié)合EGR的技術(shù)路線

進氣加濕和EGR技術(shù)都是降低發(fā)動機NOx排放的有效措施。提高EGR率可以使NOx排放量顯著降低，但天然氣消耗率提升，燃燒經(jīng)濟性惡化；增加進氣充量中加濕量也能較大程度上優(yōu)化排放性能，對天然氣消耗率影響較小。本研究中將兩者結(jié)合，研究其對天然氣消耗率及NOx排放的影響。

以20%EGR率工況點為基準(zhǔn)，結(jié)合進氣加濕技術(shù)展開研究。此時NOx排放量為4.44 g/(kW·h)，比原機優(yōu)化約62.53%，降排潛力較大；天然氣消耗率僅升高2.21 g/(kW·h)，經(jīng)濟性損失較小。

圖8為EGR率為20%時，進氣加濕程度對天然氣消耗率及NOx排放的影響。結(jié)果表明，EGR率不變時，加大進氣加濕量可以進一步優(yōu)化NOx排放，同時導(dǎo)致天然氣消耗率整體呈上升趨勢。采用20%的EGR率結(jié)合40%進氣加濕時，NOx排放量為3.22 g/(kW·h)，可以滿足Tier Ⅲ排放法規(guī)。

圖8 EGR率為20%時進氣加濕對天然氣消耗率及NOx排放的影響

為進一步改善進氣加濕結(jié)合EGR帶來的燃料經(jīng)濟性降低問題，引入不同天然氣的噴射正時以提高發(fā)動機功率，降低天然氣消耗率。

圖9為進氣加濕、EGR技術(shù)耦合天然氣噴射正時對發(fā)動機燃燒排放的影響。用E代表EGR技術(shù)，H代表進氣加濕，天然氣噴射定時提前記為A，推遲記為D，如E20-H60-A2表示EGR率20%、進氣加濕量60%、天然氣噴射定時提前2°曲軸轉(zhuǎn)角，為了表述簡潔，方案序號中E0、H0、A0省略不寫，依此類推。圖10是使用20%EGR率(E20)、采用20%EGR率耦合60%HAM且天然氣噴射正時提前2°(E20-H60-A2)策略與原機(即E0-H0-A0)缸內(nèi)溫度分布對比圖。結(jié)果表明，使用20%的EGR率可以明顯降低缸內(nèi)溫度，局部高溫區(qū)顯著減小，減少了NOx排放；繼續(xù)耦合進氣加濕及天然氣噴射策略，缸內(nèi)燃燒溫度持續(xù)降低的同時，由于天然氣早噴，缸內(nèi)溫度分布更均勻。由此可知，提前天然氣噴射正時可以優(yōu)化發(fā)動機性能指標(biāo)。EGR率為20%，進氣加濕程度為60%，天然氣噴射提前2°時，發(fā)動機NOx排放滿足Tier Ⅲ排放法規(guī)，且天然氣消耗率最優(yōu)。相比原機工況，該參數(shù)組合下NOx排放降低81.94%，天然氣消耗率升高2.29%。由此可知，適宜的EGR率和進氣加濕程度耦合適宜的天然氣噴射定時可作為高壓直噴雙燃料船用發(fā)動機滿足Tier Ⅲ排放法規(guī)的一條可行技術(shù)路線。

圖9 進氣加濕、EGR技術(shù)耦合天然氣噴射正時對發(fā)動機燃燒排放的影響

圖10 不同減排策略下缸內(nèi)溫度分布圖

3 結(jié)論

(1) 高壓直噴雙燃料低速機采用進氣加濕技術(shù)降低NOx排放的潛力較大，且對天然氣消耗率影響較小，但單獨使用進氣加濕技術(shù)難以滿足Tier Ⅲ排放法規(guī)。

(2) EGR是高壓直噴雙燃料船用發(fā)動機降低NOx的有效途徑。單獨采用34%的EGR率可以使NOx排放滿足Tier Ⅲ排放要求，但天然氣消耗率升高3.01%，燃料經(jīng)濟性惡化。

(3) 綜合考慮進氣加濕和EGR的優(yōu)勢，選用20%的EGR率、60%的進氣加濕量，并提前2°曲軸轉(zhuǎn)角噴射天然氣，可以在保證天然氣消耗率升高較少(2.29%)的前提下，使NOx排放達到Tier Ⅲ排放法規(guī)的要求，NOx排放量相比原機降低81.94%，是高壓噴射雙燃料船用發(fā)動機降排的可行技術(shù)路線。