0.   引　言

为响应国家“双碳”政策，减轻原油进口压力及对环境的威胁，船用发动机清洁替代燃料逐渐受到海运行业的关注^[1-2]。甲醇具有含氧量高、辛烷值高、汽化潜热高、燃烧速度快、抗爆性好等优点，是船用柴油发动机最具有发展潜力的替代燃料之一。目前，甲醇燃料在柴油机上的应用主要有3种方式：直接掺混法^[3-4]、进气道喷射法^[5]和缸内直喷法^[6]。由于柴油和甲醇互溶性的限制，直接掺混法会导致混合燃烧不完全，降低发动机性能及增加尾气排放。进气道喷射法由于甲醇高汽化潜热特性，降低进气温度，使混合工质燃烧不完全，降低发动机燃烧效率，增加污染物排放^[7-8]。缸内直喷法则是通过压燃少量柴油点燃甲醇，采用复合喷射技术实现甲醇/柴油缸内混合喷射，利用缸内高温高压环境促进甲醇雾化，尽可能地避免混合工质的不充分燃烧现象发生，实现良好的燃油经济性，降低碳烟和NO_X排放。

针对甲醇/柴油缸内直喷发动机，国内外学者进行了大量研究。李本正等^[9]改造了一台火花点火甲醇缸内直喷发动机，研究了不同参数对甲醇发动机燃烧特性的影响，发现发动机效率远高于原柴油机水平。王昆明^[10]结合实验方法和CFD仿真方法，探究喷射条件与温度条件对甲醇高压喷雾特性的影响。张学刚^[11]通过定容燃烧弹喷雾实验分析甲醇喷雾撞壁特性对喷雾混合气形成的影响。Yin等^[12]通过试验分析气道喷射法和缸内直喷的燃烧特性，研究了不同喷射策略下的燃烧特性，研究结果表明，在甲醇缸内直喷条件下优化了缸内混合工质的混合程度，改善了燃烧效率。Ning等^[13]在双燃料缸内直喷发动机上研究了甲醇喷射正时和不同甲醇替代率对双燃料直喷发动机燃烧和排放的影响。结果发现较高的甲醇替代率会延长点火延迟时间、缩短燃烧持续期，导致制动热效率和爆震强度增大，THC和NO_X排放增加，但碳烟和CO排放减少。Dong等^[14]设计了2个喷射系统，甲醇喷油器位置和引燃柴油喷油器位置，研究燃料喷射正时和甲醇替代率对燃烧和排放特性的影响，结果表明，优化甲醇喷射正时可以获得较高的热效率，提高甲醇替代率，同时降低CO和THC排放。Wen等^[15]研究了不同甲醇喷射位置、喷射持续期和喷射压力对燃烧特性、混合均匀性和废气排放的影响，发现甲醇喷射位置对发动机的影响较小，特别是对燃烧特性的影响较小，而甲醇喷射持续期和甲醇喷射压力对发动机性能的影响较大。此外，较大的轴向喷嘴距离有助于形成均匀的混合物，提高发动机的经济性。

尽管国内外学者对甲醇缸内直喷方式进行了大量研究，但大部分都是基于车用发动机或小缸径柴油机，而在大缸径船用发动机上的研究很少，尤其缺乏双喷嘴同轴喷油器喷射策略对发动机缸内燃烧与排放的影响研究。因此，本文将基于一台大缸径船用ACD320中速柴油机的结构参数与第三方设计报告，采用同轴喷油器喷射燃料的方式，建立三维仿真模型，研究喷孔数与甲醇喷雾夹角γ对燃烧性能和排放特性的影响，为气缸盖喷油器布置的工程应用提供理论依据。

1.   发动机模型建立与验证

1.1   发动机参数

以一台缸径为320 mm的船用双燃料中速发动机为研究对象，发动机基本参数如表1所示。利用三维CFD仿真软件Converge建立发动机模型，研究发动机燃烧和排放过程。基于同轴式喷油器的对称性，采用1/10 Sector气缸简化模型进行仿真，仿真模型如图1所示，计算结果如图2所示。由图可见，保持总喷油量不变时，全缸模型与1/10 Sector模型计算结果吻合。仿真过程中，初始条件设置如下：缸内压力为31.1 MPa，缸内温度350 K，缸壁温度590 K，缸盖温度和活塞表面温度均603 K。选取360° CA作为压缩行程上止点，上止点之后表示为ATDC，计算范围从进气门关闭（IVC）到排气门开启（EVO），所对应的曲轴转角分别为−134°和140° （CA ATDC）。

表  1  发动机基本参数

Table  1.  Engine specifications

参数	数值
发动机型式	直列、四冲程
缸径 × 冲程/mm	320 × 460
连杆长度/mm	820
压缩比	13
额定转速/（r·min−1）	750
进气门关闭时刻/(°) CA ATDC	−134
排气门打开时刻/(°) CA ATDC	140
燃烧室类型	ω

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图  1  发动机CFD模型

Figure  1.  CFD model of engine

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图  2  全缸模型与1/10 Sector模型缸内压力

Figure  2.  In-cylinder pressure comparison of the entire model and the one-tenth model

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1.2   数学模型

采用SAGE燃烧模型来计算反应速率、物种摩尔分数的变化以及化学放热速率的变化。该燃烧模型所需要的化学动力学机理来自文献 [16]；湍流模型为RNG κ-ε^[17]；喷雾碰撞模型为Wall film模型；液滴破碎与碰撞模型分别KH-RT模型、NTC模型^[18-19]；壁面传热模型为Han−Reitz模型^[20]；NO_X以及碳烟生成机理分别为扩展的Zeldovich机理和Hiroyasu碳烟机理。

1.3   模型验证

选用发动机额定转速为750 r/min全负荷条件下进行仿真计算，甲醇替代率为95%即引燃柴油量为5%，引燃柴油喷射量为176.8 mg/cycle，甲醇喷射量为7 150.3 mg/cycle，柴油与甲醇的喷射压力分别为100和56 MPa。定义柴油和甲醇的喷射正时（start of ignition, SOI）分别为D_SOI和M_SOI，D_SOI = 344° CA，M_SOI = 348° CA；D_SOI-16为上止点前16°喷射柴油，M_SOI-12为上止点前12°喷射甲醇；喷射间隔为D_SOI与M_SOI之间的曲轴转角，D_SOI-16/M_SOI-12表示柴油与甲醇的喷射间隔为4° CA。根据前人研究结果，过大的柴油/甲醇喷射间隔角会导致在甲醇刚开始喷射时，柴油就已完全燃烧，而过小的柴油/甲醇喷射间隔角会导致失火或粗暴燃烧。因此，基于标定模型选择4° CA喷射间隔角，选择柴油/甲醇喷射间隔角为2°，4°，6°，8° CA，研究不同喷孔数、不同柴油/甲醇喷射夹角对缸内燃烧与排放的影响。

在发动机全负荷工作条件下，设置引燃油量为5%，柴油/甲醇喷射间隔为4° CA进行仿真计算，仿真结果与第三方发动机设计公司设计报告的对比验证结果如图3所示。图中实线为第三方设计报告结果，虚线为仿真结果。由图可见，缸内压力曲线吻合较好，放热率曲线变化趋势和峰值所对应的曲轴转角基本一致，只是在燃烧初期和峰值高度上稍有误差，但误差在合理范围之内。导致误差的主要原因是仿真过程中部分初始条件、边界条件来自实际值与经验值。总体来看，建立的仿真模型能够很好地预测甲醇/柴油缸内直喷的燃烧变化过程。本文后续研究都基于该模型。

图  3  缸内压力和放热率的仿真及设计结果对比

Figure  3.  Comparison of simulation and design results for in-cylinder pressure and heat release rate

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2.   计算方案

2.1   燃料喷射方案

喷孔数影响甲醇喷雾质量，进而影响发动机燃烧质量。研究设定甲醇/柴油同轴喷油器的喷孔数为5，6，7，8，9，10，甲醇/柴油双燃料同轴喷油器在气缸盖的布置如图4所示。固定柴油喷雾轴线与Z轴的夹角为60°，改变甲醇喷雾与Z轴的夹角，研究其对发动机燃烧和排放性能的影响，定义甲醇喷雾与Z轴所形成的夹角为γ，如图5所示。由于甲醇喷雾位置会对柴油雾化产生影响，因此设定甲醇喷雾夹角分别为45°，50°，55°，60°，65°，70°，75°。研究喷孔数与甲醇喷雾夹角时，保持燃料喷射总量不变。

图  4  喷孔数定义图

Figure  4.  Schematic diagram of various nozzle numbers

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图  5  甲醇喷雾夹角定义图

Figure  5.  Schematic diagram of methanol spray angle

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2.2   计算方法

保持柴油和甲醇燃料总热值为158 827 J，引燃柴油热值占比为5%，同轴式喷射。柴油与甲醇喷射器喷孔直径分别为0.5和1.0 mm，喷射压力分别为100和56 MPa。

定义引燃柴油量（R_d）和甲醇替代率（R_m）分别为柴油和甲醇提供的热值占燃料总热值（E_fuel）的比例，计算公式为

式中：${M}_{\mathrm{d}}$和${M}_{\mathrm{m}}$分别为每次循环引燃的柴油和甲醇喷射质量；${H}_{\mathrm{d}}$和${H}_{\mathrm{m}}$分别为每次循环引燃的柴油和甲醇低热值。

采用指示热效率（ITE）和当量指示燃油消耗率（EISFC^[8]）评价发动机的经济性。计算公式为

式中，W_i为每次循环从进气门关闭到排气门打开范围内的指示功。

放热率可通过曲轴转角度进行积分，得到累积放热率。定义CA10为燃烧始点，即燃烧放热量达到总放热量10%时对应的曲轴转角。燃烧重心为燃烧放热量达到总放热量50%时对应的曲轴转角，设上止点后为ATDC，本文CA50为燃烧重心到上止点间的曲轴转角。燃烧持续期为由燃烧始点CA10至燃烧放热结束CA90这一范围持续的曲轴转角，CA90为燃烧放热量达到总放热量90%时对应的曲轴转角。

3.   结果分析

3.1   喷孔数与甲醇喷雾夹角对发动机燃烧特性的影响

3.1.1   CA10，CA50和燃烧持续期

图6显示了不同喷孔数在不同喷射间隔下的CA10，CA50和燃烧持续期。由图可见，随着喷孔数的增加，CA10，CA50与燃烧持续期均不断靠近上止点。当喷孔数从6增至10时，CA50从26.60° CA ATDC提前至14.13° CA ATDC，燃烧持续期则从33.94° CA缩短至17.81° CA。随着喷孔数的增加，柴油、甲醇喷射空间面积增大，甲醇雾化蒸发和扩散能力也随之增强，着火滞燃期缩短，导致CA50提前。此外，在喷射总量不变的条件下，喷孔数的增加使释放的热量更集中，缸内燃烧速度加快，因此CA50与CA90均提前，且燃烧持续期缩短。

图  6  喷孔数对CA10，CA50和燃烧持续期的影响

Figure  6.  Influence of nozzle number on CA10, CA50 and combustion duration

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图7显示了不同的甲醇喷雾夹角γ对CA10，CA50和燃烧持续期的影响。由图可见，γ 对CA50与燃烧持续期的影响较大，而对CA10影响较小。当γ < 60°时，随着γ的减小，CA50逐渐远离上止点，燃烧持续期也逐渐增大；当γ = 45°时，CA50离上止点较远，燃烧持续期也较长，此时甲醇喷雾提前撞击活塞壁面，工质混合不均匀，使得缸内燃烧出现不充分状态。当γ > 60°时，CA50和燃烧持续期随着γ的增大而减小；当γ = 75°时，CA50离上止点最近，燃烧持续期最短，此时甲醇喷雾雾化状态较好，甲醇燃料充分燃烧，优化了缸内燃烧。

图  7  甲醇喷雾夹角对CA10，CA50和燃烧持续期的影响

Figure  7.  Influence of methanol spray angle on CA10, CA50 and combustion duration

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3.1.2   缸内温度场分布

图8为不同喷孔数在D_SOI-16/M_SOI-12下的缸内温度云图。图中深蓝色区域为甲醇喷雾，甲醇射流有两种着火位置，一种为头部着火，另一种为射流侧壁着火。观察−8°，−6°，−4°和−2 ° CA ATDC，发现在不同喷孔数方案中甲醇射流着火位置均为头部着火，其中喷孔数为6，7和8时柴油着火位置有两处，一处是甲醇喷雾头部，另一处是活塞凹坑；而喷孔数为9和10时柴油着火仅出现在甲醇喷雾头部。当曲轴转角为−8° CA ATDC时，喷孔数为10时柴油最先着火，且随着喷孔数的增加，柴油着火区域面积也逐渐扩大，其主要原因是随着喷孔数的增加，甲醇雾化面积增大，雾化效果越好，更有利于柴油着火。此外，观察0°，10°，20° CA ATDC，随着活塞运动逐渐远离上止点，8和9喷孔数方案的火焰最先到燃烧室壁面，由于此时甲醇能够对准喷射火焰，喷孔数越多雾化面积越大，甲醇预混燃烧速度越快，促进甲醇喷雾完全燃烧，有助于获得良好的燃油经济性。

图  8  喷孔数对缸内温度场的影响

Figure  8.  Cut-planes of in-cylinder temperature filed with different nozzle numbers

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图9所示为不同甲醇喷雾夹角γ对缸内温度场分布的影响。图中的切片位置与图8一致。由图可见，当γ≥60°时，与γ < 60°相比，柴油先着火，并且随着曲轴转角的变化，柴油自燃扩散范围也逐渐扩大，最终提早到达活塞侧壁面。此外，当γ < 60°且曲轴转角为−6° CA ATDC时，柴油开始着火，且着火区域主要分布在甲醇喷雾的右上方，此时甲醇燃烧速度较慢；主要原因是γ < 60°时，甲醇喷雾撞击活塞凹坑壁面后，处于火焰边缘不利于燃烧，扩散燃烧速度变慢，到达活塞侧壁面的速度也较慢。当γ = 60°即柴油与甲醇喷雾重合曲轴转角为−8° CA ATDC时，柴油在甲醇喷雾前方着火，甲醇喷雾提前着火，从而导致甲醇喷雾扩散燃烧速度加快。

图  9  不同甲醇喷雾夹角γ对缸内温度场的影响

Figure  9.  Cut-planes of in-cylinder temperature field with different methanol spray angles γ

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3.2   喷孔数与甲醇喷雾夹角对发动机性能的影响

图10给出了不同喷孔数在不同喷射间隔下对指示热效率和燃油消耗率的影响。由图可见，当柴油、甲醇喷射间隔为4°，6°，8° CA时，随着喷孔数的增多，指示热效率呈上升趋势；当喷孔数为9时，指示热效率达到最大值（I_TE = 44.1%），超过了原柴油机。相反，随着喷孔数的增多，燃油消耗率呈下降趋势；当喷孔数为9时，油耗降至最低，随后喷孔数增加时燃油消耗率反而上升。主要原因是喷孔数增多，燃油雾化效果更好，混合气体均匀，燃油能够得到充分燃烧，单位有效功的油耗量减少，指示热效率增大，随之油耗量也减少，故有利于改善燃油经济性。但在保持喷射总量不变的条件下，喷孔数超过一定值会导致燃料喷射量过少，缸内燃烧质量反而下降，指示热效率降低、燃油消耗率上升。

图  10  喷孔数对指示热效率和燃油消耗率的影响

Figure  10.  Effect of nozzle number on I_TE and E_ISFC

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图11为不同甲醇喷雾夹角γ对指示热效率、燃油消耗率的影响曲线图。从图中可以看出，随着γ的增大，发动机指示热效率I_TE 呈上升趋势。当γ = 75°时，I_TE 达到最大值，而燃油消耗率E_ISFC呈下降趋势。主要因为随着γ的增大，甲醇喷雾在柴油喷雾之前，此时能够使CA10延长，燃料与空气充分混合，燃料燃烧率变大，燃烧持续期也缩短，I_TE 得以提升，由于此时燃烧比较充分，发动机做功损耗较少，燃料利用率较高，进入缸内的燃料能充分燃烧，产生的燃料剩余量变少，所以指示燃油消耗率呈下降趋势。

图  11  不同甲醇喷雾夹角γ对指示热效率I_TE 和燃油消耗率E_ISFC的影响

Figure  11.  Effect of different methanol spray angles on I_TE and E_ISFC

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3.3   喷孔数与甲醇喷雾夹角对缸内碳烟和NOx的影响

图12为不同喷孔数对缸内碳烟排放量的影响。由图可见，随着曲轴转角的增大，缸内碳烟排放量先上升后下降；同时，随着喷孔数增加，缸内碳烟峰值变高且逐渐靠近上止点。主要因为随着喷孔数增加，甲醇喷雾在缸内分布更加均匀，着火区域扩大，缸内温度较高，高温缺氧环境为碳烟生成量提供了良好条件。

图  12  喷孔数对缸内碳烟排放的影响

Figure  12.  Effect of nozzle number on in-cylinder soot emission

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图13为不同喷孔数对缸内排放物NO_X的影响。由图可见， NO_X排放量随曲轴转角增大先上升后趋于稳定，并且随喷孔数的增加，NO_X生成量也增加。但在喷孔数为10时，缸内NO_X排放量与生成量却有所下降，原因在于NO_X生成主要受缸内温度和氧浓度的影响，当活塞运动到上止点时，不同喷孔数下缸内氧浓度相当，高温促使NO_X增加，而当喷孔数增加到10，由于保持柴油、甲醇各自的喷射总量不变，喷孔数过多导致每个喷孔的引燃油量柴油减少，不利于缸内甲醇的扩散燃烧，缸内温度反而比9孔方案的低。

图  13  喷孔数对缸内NO_X排放的影响

Figure  13.  Effect of nozzle number on in-cylinder NO_X emission

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图14和图15分别为不同甲醇喷雾夹角γ对缸内碳烟与NO_X排放的影响，从图中可以看出，随着γ增大， 缸内碳烟排放峰值逐渐降低，而NO_X排放逐渐升高，其中，当γ = 45°时，碳烟排放量较高。总之，当γ < 60°时，由于甲醇喷雾在柴油喷雾之前且远离燃烧火焰，甲醇喷雾撞击活塞凹坑壁面，导致甲醇喷雾混合不均匀，高温燃烧区域小，不利于燃料的完全燃烧，因此碳烟排放量更高。

图  14  γ对缸内碳烟排放的影响

Figure  14.  Effect of γ on in-cylinder soot emission

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图  15  γ对缸内NO_X排放的影响

Figure  15.  Effects of γ on in-cylinder NO_X emission

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4.   结　论

本文基于一台大缸径船用中速发动机，建立了三维仿真模型，采用同轴喷油器柴油微引燃甲醇缸内直喷方式研究了发动机喷油器主要参数喷孔数与甲醇喷雾夹角对发动机燃烧、性能与排放的影响规律，得到主要结论如下：

1） 随着喷孔数增加，甲醇雾化面积增大，扩散能力增强，CA50提前，缩短了着火滞燃期与燃烧持续期，燃烧过程提早结束，有利于获得较高指示热效率和较低燃油消耗率，同时缸内碳烟排放物的最终生成量也逐渐减少，但NO_X生成量增加。当喷孔数为9时，缸内燃烧质量最好，获得最高指示热效率和最佳燃油经济性，但喷孔数过多会导致燃烧恶化。

2） 甲醇喷雾位于柴油喷雾前后喷射对于缸内燃烧与排放的影响呈现不同规律，当甲醇喷雾夹角γ > 60°时，随着γ的增大，CA50和燃烧持续期均先增大后减小，指示热效率整体逐渐上升，燃油经济性下降，缸内碳烟排放量较少；当γ < 60°时，由于甲醇喷雾位于柴油喷雾之后，甲醇喷雾提早撞击活塞凹坑，CA50逐渐远离上止点，燃烧持续期延长，缸内燃烧质量下降，指示热效率低，燃油消耗率差，导致缸内碳烟生成量增加。