LNG-柴油双燃料论文

LNG-柴油双燃料论文（共8篇）

LNG-柴油双燃料论文 篇1

0概述

液化天然气(liquefied natural gas,LNG)作为船舶动力燃料有助于 缓解能源 危机和减 少环境污染[1]。图1为一种典型的LNG-柴油双燃料增压发动机方案[2,3]。由图1可见,该方案基本不改变原型柴油机的结构,通过增加一套LNG燃料供给系统,在进气总管采用单点预混合LNG燃料方式进入气缸,利用柴油压缩点燃LNG-柴油双燃 料和空气 混合气。

LNG-柴油双燃料方式具有结构简单、控制可靠和便于改装等优点,从而广泛应用于目前国内LNG-柴油双燃料船舶动力的试点项目中。

但这种单点预混合LNG-柴油双燃料方式在气门重叠期间可能存在较严重的LNG燃料通过排气门泄漏问题。这是因为:(1)气门重叠期间燃烧室扫气不可避免地将导致预混合LNG燃料通过排气门的泄漏;(2)增压发动机较高的进气管压力和较大的气门重叠角将加剧预混合LNG燃料通过排气门的泄漏。

LNG燃料通过排气门的泄漏不仅增加了燃料消耗,而且将大幅增高发动机的HC排放。

气门重叠期间通过进气门和排气门的混合气体流动状态、气缸压力、气门重叠角、气门重叠期间气门流通截面、混合气体与边界之间的热交换等因素都会影响气门重叠期LNG泄漏量。实际测量气门重叠期LNG泄漏量存在较大的技术难度,目前尚未见LNG-柴油双燃料发动机气门重叠期LNG泄漏量的相关研究报道。

本文中以Z6170ZLC型LNG-柴油双燃料增压发动机为研究对象,采用AVL-Boost发动机性能仿真方法,利用发动机台架实测数据确定计算边界条件和校核仿真模型,分析气门重叠期间LNG燃料通过排气门的泄漏及其影响因素。

1 仿真模型和计算方法

1.1 仿真模型

表1为Z6170ZLC型船用增压柴油机的技术参数。

发动机性能仿真模型如图2所示。仿真模型可以同时应用于原型柴油机和双燃料发动机。空气从进气系统边界SB1依次经过涡轮增压器TC1和中冷器CO1,到达进气总管PL1,由各个进气歧管进入气缸C1~C6。排气分支采用1-2-3和4-5-6分别由排气歧管PL2和PL3进入涡轮增压器TC1,最终由管道18到达排气系统边界SB2。仿真模型采用燃料缸内喷射和压燃方式,AVL-Boost发动机性能仿真软件不能自定义双燃料,本文中采用等热值当量和质量加权方法模拟双燃料。

利用原型柴油机和双燃料发动机的倒拖工况和性能试验测量结果校核了仿真模型。

1.2 双燃料仿真模型处理

相比较原型柴油机仿真模型,双燃料发动机仿真模型进行了以下处理:(1)构造不同混燃比例的LNG-柴油双燃料;(2)修正预混合LNG燃料对充气效率的影响。

AVL-Boost发动机性能仿真软件不能模拟预混合和缸内压燃同时出现的情况,采用等热值当量和质量加权方法处理LNG-柴油双燃料。

根据等热值当量假定:

式中,MDiesel为原型柴油机的柴油消耗量;M′Diesel为双燃料发动机的柴油消耗量;MLNG为双燃料发动机的LNG燃料消耗量;HDiesel和HLNG分别为柴油和LNG燃料的低热值。

根据质量加权,LNG-柴油双燃料的热值HMix和理论空燃比AMix可以表述为

式中,ALMG和ADiesel分别为LNG燃料和柴油的理论空燃比。

双燃料模式时,预混合LNG气体燃料会减少进气充量,从而降低充气效率。双燃料发动机缸内压燃仿真模型无法模拟预混合LNG燃料对充气效率的影响,可以利用相同替代率的预混合LNG燃料点燃式发动机的性能仿真模型计算LNG燃料对充气效率的影响,或者采用式(4)[4,5]修正双燃料发动机仿真模型的充气效率。

式中,η′v为双燃料发动机的充气效率;ηv为原型柴油机的充气效率;M′a为双燃料发动机消耗的空气量;Ma为原型机消耗的空气量;μa为空气的平均相对分子质量;μf为天然气的平均相对分子质量;λ 为原型柴油机的过量空气系数;Lo为原型柴油机燃料的理论空燃比;ψ为当量掺烧比,定义为(掺烧LNG燃料量×LNG低热值)/(原型机燃料量×原型机燃料低热值)。

1.3 计算方法

仿真计算的假定和计算条件为:(1)仅考虑标定工况;(2)双燃料发动机中的LNG燃料替代等热值的柴油;(3)设定双燃料发动机的柴油替代率为70%;(4)LNG燃料与空气均匀混合;(5)不计及活塞环泄漏;(6)考虑预混 合LNG对充气效 率的影响。

气门重叠期间排气门LNG燃料泄漏量MLNG泄漏可以表示为

式中,M混合气泄漏为排气门混合气泄漏量;M混合气泄漏为根据每循环通过进气门进入气缸的混合气量M进入气缸和实际留在缸内的混合气量M留在气缸确定。为混合气体中LNG量与混合气量的比值,其中MAir为混合气中空气的质量。MLNG可以由式(1)根据原型柴油机循环柴油量和柴油替代率确定。

不同增压比的发 动机有相 应的气门 重叠角范围。本文中对于增压比1.8~3.0选取的气门重叠角范围为100~140°CA,其中进气提前角和排气迟闭角范围均为50~70°CA[6,7,8]。

2 仿真计算分析

2.1 预混合 LNG 燃料对双燃料发动机充气效率的影响

图3为70% 替代率下 不同转速 工况预混 合LNG燃料对充气效率的影响。采用中冷器后进气管(图2中MP3)作为参考点计算充气效率,采用式(4)修正双燃料模式的充气效率。柴油模式和双燃料模式的充气效率均随着转速的增加而下降,双燃料模式的充气效率在高转速工况下降更为显著。各转速工况双燃料模式的充气效率相比较柴油模式均有所下降,标定转速工况双燃料模式的充气效率相比柴油模式下降了5.2%。

文献[9]表明增压比对充气效率的影响较小(中冷器后进气状态作为参考)。表2列举的仿真计算结果也表明增压比对充气效率的影响较小,其中转速为1000r/min。

2.2 气门重叠和增压比对 LNG 泄漏的影响

图4和图5分别为气门重叠对LNG燃料泄漏量和LNG燃料百分比泄漏量的影响。泄漏量和百分比泄漏量分别表征LNG燃料的绝对泄漏量变化和相对泄漏量变化。泄漏量比值定义为每循环指定的气门重叠和增压比时的泄漏量与参照工况(增压比1.8,进气提前角和排气迟闭角均为50°CA)泄漏量的比值,如:图4中最大泄漏量(增压比3.0,进气提前角50°CA,排气迟闭角70°CA)相比较参照工况的泄漏量增加了八倍左右。LNG燃料百分比泄漏量定义为每循环LNG燃料泄漏量与进入气缸LNG燃料量的百分比值。

如图4所示,实线表示排气迟闭角对泄漏量的影响(保持进气提前角50°CA不变),虚线表示进气提前角对泄漏量的影响(保持排气迟闭角50°CA不变)。LNG燃料泄漏量随着进气提前角和排气迟闭角的增大呈上升趋势,排气迟闭角对LNG燃料泄漏量的影响稍大于进气提前角对LNG燃料泄漏量的影响。相同气门重叠条件时,LNG燃料泄漏量随着增压比的增加而增加。

如图5所示,实线表示排气迟闭角对百分比泄漏量的影响(保持进气提前角50°CA不变),虚线表示进气提前角对百分比泄漏量的影响(保持排气迟闭角50°CA不变)。LNG燃料百分比泄漏量随着进气提前角和排气迟闭角的增大亦呈上升趋势,进气提前角和排气迟闭角对LNG燃料百分比泄漏量的影响近乎相同。

值得指出的是,相同气门重叠条件 时,LNG燃料百分比泄漏量随着增压比的变化与LNG燃料泄漏量随着增压比的变化(图4)不同。尽管LNG燃料百分比泄漏量随着增压比的增加呈上升趋势(增压比1.8增至2.5),百分比泄漏量随着增压比的增幅远小于泄漏量随着增压比的增幅。此外,当增压比继续增加(增压比2.5增至3.0),百分比泄漏量基本保持不变。图5中,即使较低的增压比和较小的气门重叠(增压比1.8、进气提前角和排气延迟均为50°CA),LNG燃料百分比泄漏量可达到1%左右,LNG燃料最大百分比泄漏 量达到4.74% (增压比3.0、进气提前角50°CA、排气迟闭角70°CA)。

图6为进气提前角对进气压力、气缸压力和排气压力的影响。其中,进气压力和排气压力分别为图2中MP4和MP5处的压力;虚线工况为增压比1.8、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA;实线工况为增压比1.8、进气提前角为70°CA、排气迟闭角50°CA。两种工况 下的压力 曲线趋势 相似,自130°CA BTDC时进气管压力高于气缸压力和排气管压力,进气阀打开后在压差作用下预混合燃料进入气缸。自30°CA BTDC时气缸压力高于排气管压力,压差作用下LNG燃料有可能直接从排气口泄漏。进气提前角对压力曲线的影响可以很好地解释图4和图5中LNG泄漏量和LNG百分比泄漏量随着进气提前而增加的原因。

图7为排气迟闭角对进气压力、气缸压力和排气压力的影响。其中,进气压力和排气压力仍然分别为图2中MP4和MP5处的压力;虚线工况为增压比1.8、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA;实线工况为增压比1.8、进气提前角为50°CA、排气迟闭角70°CA。两种工况的压力曲线趋势基本相似,只是实线工况比虚线工况的气缸压力和排气压力曲线水平平移了20°CA。随着排气迟闭角增大,LNG燃料排气门泄漏的时间相应增加,解释了图4和图5中LNG泄漏量和LNG百分比泄漏量随着排气延迟角而增加的原因。

图8为增压比对进、排气压力和气缸压力的影响。其中,虚线工况为增压比1.8、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA;实线工况为增压比2.5、进气提前角和排气迟闭角均为50°CA。两种工况的压力曲线趋势基本相同,只是实线工况比虚线工况的压力曲线均沿纵坐标垂直平移。随着增压比增大,气缸与排气的压差相应增加,解释了图4中LNG泄漏量随着增压比增大而增加的原因。

图9为转速对LNG百分比泄漏量和泄漏量的影响。计算工况:增压比为1.8,100% 负荷,进气提前角和排气延迟角均为50°CA。相比较标 定转速工况(1000r/min),部分转速工况(相同气门重叠角和相同的 增压比)对应的泄 漏时间增 加,导致LNG百分比泄漏量和泄漏量随着转速降低呈线性增加,700r/min相比较标 定转速的 泄漏量增 加了一倍左右。

2.3 气门重叠期间气门流通截面对 LNG 燃料泄漏量的影响

影响混合气流通能力的因素有很多,包括有进、排气系统和增压器系统的结构参数和流动阻尼等。由于气门重叠期间气门流通截面是流动瓶颈,因此分析气门流通截面对LNG燃料泄漏量的影响。

气门流通截面是气门、气门座及其之间的气门升程所构成的环形截面,气门直径和气门升程均会影响气门流通截面。计算工况:标定工况,增压比1.8,进气提前角和排气迟闭角均为50°CA。

通过改变气门直径(相同的气门升程曲线)评估气门流通截面对LNG百分比泄 漏量的影 响,如图10所示。其中,实线和虚线分别表示进、排气门直径对LNG百分比泄漏量的影响。随着气门直径减小,LNG百分比泄漏量呈线性减少,进气门直径的变化对LNG百分比泄漏量的影响较小,而排气门直径的变化对LNG百分比泄漏量的影响较大,如当排气门直径由74mm变为68mm时,LNG百分比泄漏量由0.85%减至0.66%,相对变化达22.4%。

3 结论

(1)单点预混合LNG-柴油双燃料方式气门重叠期间LNG燃料通过排气 门的泄漏 问题较严 重。气门重叠角、增压比和气门流通截面是排气门LNG燃料泄漏的重要影响因素。

(2)气门重叠角是LNG燃料泄漏的最重要影响因素。LNG燃料泄漏量和百分比泄漏量均随着气门重叠角的增大而增加,其影响程度远大于其他影响因素。进气提前角和排气迟闭角对LNG燃料泄漏的影响基本相同。

(3)虽然LNG燃料泄漏量随着增压比的增加而增加,但是LNG百分比泄漏量随着增压比的增幅远小于泄漏量随着增压比的增加幅度。此外,如果较高增压比时继续提高增压比,LNG泄漏量随着增压比的增加而增加,但是LNG百分比泄漏量基本保持不变。

(4)对于增压比为1.8~3.0的LNG-柴油双燃料增压发动机(标定转速、标定负荷),排气门LNG燃料泄漏量可以达到全部LNG燃料的1% ~5%。部分转速工况和更大的进气提前角和排气迟闭角会进一步增加LNG泄漏。

(5)气门直径 导致的气 门流通截 面减少使 得LNG百分比泄漏量呈线性减少。其中,进气门直径的变化对LNG百分比泄漏量的影响较小,而排气门直径的变化对LNG百分比泄漏量的影响更大。因此,可以通过适当减小排气门直径减少LNG泄漏。

LNG-柴油双燃料论文 篇2

在9月9日举办的第十二届中国国际内燃机及零部件展览会上，博世推出一款新动力技术——柴油-天然气双燃料动力系统。本刊记者就商用车双燃料动力系统的相关技术问题采访博世柴油系统事业部中国区总裁兼博世汽车柴油系统股份有限公司总经理王伟良。

王伟良表示，与柴油机、汽油机相比，双燃料动力系统节油率更高，也更为环保。作为替代能源，天然气的开发和利用受到国家政策的鼓励和支持，天然气价格优势明显，以天然气为燃料的柴油-天然气双燃料动力技术在资源丰富的地区利用价值较高。博世凭借电控单元、天然气喷射阀、传感器、节气门阀体等核心零部件的技术优势，已经开始为中国客户提供双燃料动力系统的集成服务。

《汽车纵横》：天然气的价格不断上涨，对天然气燃料市场有何影响？

王伟良：天然气价格受两个因素制约。其一，国家天然气相关政策规定，天然气与汽油价格比不能超过0.75：1。其二，从国家能源战略看，实现车辆能源多元化结构，包括天然气，纯电动，混合动力等。天然气不可能完全替代传统能源，当天然气使用到一定程度肯定会通过价格来调节使用。

天然气动力技术在汽车方面的快速发展，也需要相关配套设施的建立健全。首先是在基础设施比较容易建立的城市发展城市公交，比如无锡天然气公交车的比例超过了50%；另外，北京拥有世界最大天然气公交车队。北京今年新增的天然气公交车也将超过3000辆。

《汽车纵横》：单燃料和柴油-天然气双燃料动力系统，你更倾向哪种？

王伟良：目前单燃料的天然气发动机比较容易实现，因为它稍做改进就可以用。双燃料系统研发投入多、技术门槛相对较高，但它有三个优势，首先，燃料效率更高；其次，排放水平更低；第三，随着车辆的成本越来越高，可靠性越来越大的情况下，希望车辆的运输距离会越来越远，但天然气不可能像柴油汽油加油站一样全面覆盖。根据“十二五”规划，天然气加气站从2000座增加至5000座。目前柴油车加油站有上百万个，搭载双燃料系统发动机的车辆，在遇到没有气供给的情况下，也能正常的行驶，因为它可以通过柴油机来输出动力。此外，当用了一段时间以后，将这辆车作为二手车交易出去，比如卖到农村去，它也是极具价值的，仍是一台优质的柴油车。

柴油跟汽油相比，我们从油耗的角度讲是节省30%。再加天然气燃烧效率好一点，在此基础上效率还有10%到15%的提高。

《汽车纵横》：柴油发动机没有点火系统，柴油-天燃气双燃料动力系统如何引燃？

王伟良： 与汽油发动机有所不同的是，柴油发动机没有点火系统，燃料依靠活塞上行时压缩空气产生的高温使得混合气自然，这样的方式显然不适合天然气。如此来看，要想在不改变柴油发动机结构的基础上实现双燃料技术确实有些难度。博世研发的这套柴油-天然气双燃料动力系统就是在没有改变传统柴油发动机结构的前提下实现的，通过电控系统的控制，在天然气动力状态下，燃油喷射系统还是会向气缸内喷入少量燃油，在压缩行程中将其压燃，与此同时，喷入气缸内的天然气被引燃，这就解决了柴油发动机无法兼顾天然气的“先天不足”。当然，这样的工作方式对于电控系统的控制精度提出了更高的要求，无论是喷油嘴的开启时间（喷油量），还是配气系统皆是如此。另外，控制系统还要对发动机的工作状态进行实时的监控，比如，是否有爆震或者混合气过浓等的情况出现，并根据收集来的信号做出及时的调整。

《汽车纵横》：柴油-天燃气双燃料动力系统研发历程是怎样的？

王伟良：天然气“十二五”规划指出，到2015年国产天然气供应能力为17690亿立方米，天然气在汽车领域的应用被列为优先发展之列。天然气车辆的推广有利于节约能源、减少排放，获得政府的支持。

博世自1998年开始研发天然气系统领域，第一个装配有博世系统的火花塞点火天然气发动机在欧洲上市；2006年～2008年，博世巴西公司研究双燃料天然气技术；2008年，装有博世系统的单燃料火花塞点火天然气发动机投入中国市场；2009年～2012年，双燃料天然气系统平台研发；2012年，开始匹配更多的单燃料（压缩天然气/液化天然气）系统及双燃料系统；2013年，单燃料系统在中国量产。博世天然气系统在不同的燃烧模式下可满足欧Ⅳ、欧Ⅴ，最高可满足欧Ⅵ标准。

《汽车纵横》：博世天燃气动力系统拥有哪些优势？

王伟良：这套系统拥有优异的系统集成能力，可为客户提供完整的系统解决方案和全套标定服务（性能、排放、整车标定）。我们具有核心零部件，包括电控单元、天然气喷射阀、传感器、节气门阀体等；丰富的经验，15年天然气领域国际化的经验以及80多年在柴油机和汽油机领域的经验；本地专业团队支持，国际一流的技术和服务以及完善的售后服务。

《汽车纵横》：博世双燃料系统在中国的应用情况？

王伟良：目前国内主要供给以单燃料为主，双燃料动力技术我们开发的时间比较短，在欧洲大概量产也就两三个项目。随着天然气进一步的应用，我很难判断在乘用车领域是不是也会推进，但是目前能够看到的天然气主要应用在商用车上。

今年年底，我们在无锡建立一个研发生产团队。在未来与客户合作时，我们拥有国内国外技术和管理经验的支持，但客户的项目仍在本地制造。

目前，博世已经跟多家主机厂就此技术展开了合作关系，未来市场上能够看到搭载柴油-天然气双燃料动力系统的商用车。今年博世还与江铃签订有一个战略合作协议，江铃在国Ⅳ排放当中，我们认为是最彻底的。事实上，江铃汽车全部实施国Ⅳ后，市场销量很好。

我们第一个年中的量产项目WP10就是和潍柴动力合作的。潍柴动力的新一代天然气发动机的控制模式等优势更加明显，且会在明年量产。

《汽车纵横》：博世天然气动力系统在全球的发展战略，重点市场是哪？

王伟良：第一，战略是技术战略，就是先把自己技术搞好。市场来讲，北美天然气有很清楚的发展战略。第二，中国现有的市场规模也可观，未来具有发展潜力。

LNG-柴油双燃料论文 篇3

我国是渔业耗能大国,目前拥有各类 渔船106万艘,但大量渔船设备陈旧老化严重,技术状况差,渔船燃油费用占渔业捕捞成本60%以上。天然气作为一种清洁的替代燃料,在世界范围内能源探明储量增长很快,据预测将在10~20年内超过石油,成为21世纪的主导能源。液化天然气(LNG)相对于压缩天然气(CNG)具有燃料纯度高、储存密度大、行驶里程长等优势[1],更适合作为船用替代燃料。将柴油机改装成柴油-LNG双燃料发动机,利用柴油引燃天然气实现混燃,该燃烧方式结合了原柴油机高压缩比和天然气抗爆性强的优势,能获得和原柴油机相当的动力性能,同时柴油扩散压燃比火花点燃天然气着火范围更广,燃烧更稳定[2,3]。

目前将柴油机改装成柴油-天然气双燃料发动机存在的主要问题是天然气与引燃柴油掺烧比控制不佳,低负荷下天然气燃烧不完全,HC排放高,全负荷下天然气掺烧比过高时易工作粗暴[4,5,6]等。本研究采用Infineon的高性能32位TC1766单片机开发了柴油-LNG双燃料发动机电控系统,通过合理的控制策略可以精确地控制天然气和引燃柴油的喷射量,优化掺烧比,根据不同工况进行燃烧模式的灵活转换,从而更有效地改善双燃料发动机的综合性能,为LNG作为渔船动力替代燃料的应用推广提供了参考。

1双燃料发动机改装设计

原柴油机为全程调速式渔船用增压柴油机,其技术参数见表1。常见柴油机改造成天然气柴油双燃料发动机的供气方式有混合器预混和进气喷射两种形式。进气喷射又分为进气总管单点喷射、进气歧管多点喷射、缸内直喷方式[7,8]。本系统采用天然气进气歧管多点喷射方案,该方案对原柴油机改造不大,可以实现各缸喷气量和喷气时刻的精确控制,且安装工艺简单,对渔船船舱布置要求不高,减少了改装配套成本。发动机台架如图1所示。

液态天然气储存在双层真空结构的低温绝热储气罐中。由储气罐上的手动截止阀和ECU驱动的电磁阀共同控制LNG气路的通断。蒸发器利用发动机的高温冷却水将气液两相状态的天然气完全加热气化。气态的天然气经调压阀作用先暂存于0.8MPa的缓冲罐中,再经减压阀供入轨压为0.3MPa的燃气气轨中。由于原柴油机为机械式柴油泵,每循环的柴油供油量由机械式全程调速器调节,混燃模式下的引燃柴油量无法精确控制。为此,本试验安装了油泵齿条限制机构,混燃模式下的引燃柴油量可进行电控调节,纯柴油模式下由原机械调速器进行机械调节。柴油-LNG双燃料发动机系统如图2所示。

1.气体流量计 2.气路电磁阀 3.减压阀 4.燃气喷嘴 5.燃气气轨 6.涡轮增压器 7.排温传感器 8.水温传感器 9.曲轴位置传感器 10.限油机构11.机械式全程调速器12.油门位置传感器 13.电源 14.柴油泵15.调压阀16.凸轮轴位置传感器17.齿条位置传感器

2电控系统开发

电控单元ECU是柴油-LNG双燃料发动机电控系统的核心部件,系统的ECU硬件结构主要包括微处理器模块、输入调理模块、功率驱动模块、电源模块和通讯模块。

微处理器模 块采用Infineon的32位单片机TC1766,通过一个高性能的32位TriCoreTMV1.3CPU用于控制策略的运行及喷气脉宽、时刻等参数的计算。采用一个32位外设事务处理器PCP2处理曲轴位置等复杂的信号、喷气脉宽和时刻的PWM波的产生等。集成了1.5MByte的嵌入式flash和32K的数据flash,可满足柴油-LNG双燃料发动机电控系统控制策略的存储和运行需求。

输入调理模块包括数字信号(开关信号和脉冲信号)调理和模拟信号调理。模拟信号包括油门位置信号、齿条位置信号、水温信号和排气温度信号等。其中,曲轴位置传感器采用LM1815芯片,在磁电输入信号由正向负变化通过零点的时候触发一个单脉冲,据此判定发动机当前转速;油门位置信号的作用是判定发动机目标转速,参与混燃模式下的调速控制;齿条位置信号的作用是判定纯柴油模式下的负荷大小和混燃模式下的引燃柴油量,参与燃烧模式切换控制等。

功率驱动模块选用Infineon公司专门为喷嘴和低边驱动设计的专用芯片TLE6244,足以满足燃气喷嘴对开关响应性的设计要求,同时TLE6244具有18路输出通道,具有短路、过温、过压等保护功能。另外采用具有全保护的半桥驱动芯片TLE8209对限油步进电机进行控制,实现对引燃柴油喷射量的精确控制。

电源模块包括ECU电源模块及传感器电源模块。ECU电源模块 采用Infineon公司生产 的TLE7368专用集成电源模块,可同时为单片机及外围传感器集成供电,简化了硬件结构。

通讯模块采用CAN总线通讯。ECU通过CAN总线可将传感器采集的发动机运行状态参数传给上位机,进行数据的采集、实时显示、在线修改、实时保护、报警等功能。整个电控系统结构如图3所示。

3控制策略设计

3.1混燃调速控制策略设计

当外界负荷发生变化时,原渔船用柴油机可通过自带的机械式全程调速器单一调节每循环柴油喷射量来实现调速功能。而改装后的柴油-LNG双燃料发动机在混燃模式下的转速受引燃柴油喷射量和天然气喷射量两参数共同影响,调速控制相对改装前较为复杂。本系统设计了两套方案来进行柴油LNG双燃料发动机的混燃调速控制,具体控制策略方案如下:(1)混燃调速 方案一。油泵 齿条不做 限制,当油门位置固定时,保持喷气脉宽不变,通过原机械式调速器对引燃柴油量的单一调节实现调速。该方案实施简单,但各转速下需要较高的引燃柴油量才能满足调速负荷变化范围的要求,从而限制了天然气掺烧比的提高,综合替代率较低。(2)混燃调速方案二。限制油泵齿条,通过限油机构将引燃柴油量设定在某一值(本系统设为最大负荷柴油量的30%),当油门位置固定时,ECU根据油门位置信号获得目标转速值,与曲轴位置信号对应的当前转速值进行比较,通过PID控制运算得出控制量,对天然气喷射脉宽进行调节,从而将当前转速稳定在目标转速值附近。该方案限制了引燃柴油量,天然气掺烧比随负荷增大而增加,综合替代率较高。经后文试验结果分析,本系统最终采用方案二。混燃调速方案二控制策略如图4所示。

3.2燃烧模式切换控制策略设计

改装后的渔船双燃料发动机在实际工作中不能一直在混燃模式下运行,需根据不同航行工况切换到合适的燃烧模式。本系统采用手动和自动切换结合的方式进行纯柴油和混燃模式之间的切换:当渔船在低速挪船出港、减速回港靠岸、海面遇到紧急情况和天然气供应不足时,手动开关关闭,执行纯柴油模式,这时燃气喷嘴始终不工作,油泵齿条位置不做限制,原柴油机全程调速器自由工作;在渔船较稳定航行和捕捞作业工况时,手动开关打开,ECU根据发动机的运行状态,通过切换控制策略自动进行纯柴油和混燃模式的切换。

本系统设计的燃 烧模式自 动切换控 制策略如下:纯柴油模式下,当发动机运行状态满足混燃模式切换条件(本系统设为当前转速≥1000r/min且负荷≥35%)时,ECU开始发出喷气指令,天然气喷气脉宽基于当前转速和目标转速PID闭环控制,同时发出限油指令,驱动步进电机将柴油泵齿条限制至设定位置,最终切换到混燃模式;在双燃料混燃模式下,当发动机运行状态满足切换条件(本系统设为目标转速<1000r/min)时,限油机构松开齿条并停止喷气,切回到纯柴油模式。燃烧模式切换控制策略流程如图5所示。

4台架试验对比

使用WE-42水涡流测功机将改装后的电控柴油-LNG双燃料发动机分别在纯柴油模式下和双燃料混燃模式下进行台架试验。天然气喷射时刻设为进气上止点后38°CA,以避开气门重叠期的扫气损失。台架试验结果对比如下。

4.1动力性能对比

图6为纯柴油模式和混燃模式替代率70%时的外特性功率及扭矩对比。从图6可看出,全负荷替代率为70%时的混燃模式下的功率扭矩相对于纯柴油模式略有降低但基本相当,最大扭矩在转速1100r/min处由原柴油的1006N·m降至997N·m,在转速1300r/min处最大下降1.6%。这是由于天然气与空气形成的理想混合气热值3.39MJ/m3,比柴油与空气形成的理想混合气热值3.79MJ/m3要低,混燃模式下的最高燃烧压力和压力升高率均低于纯柴油模式[9,10],造成一定的动力损失。但整体功率扭矩能下降并不大,与原柴油机基本相当,完全可以满足原渔船用柴油机的动力性能要求。

4.2经济性对比

图7为1500r/min转速下35%、50%、65%、75%、90%、100%负荷特性纯柴油模式和两种混燃调速方案下的柴油油耗及天然气气耗量对比。其中,混燃调速方案一将天然气喷气量限定为15Nm3/h,通过引燃柴油量进行调速控制;混燃调速方案二将引燃柴油量限定为10.9kg/h,通过天然气喷气量进行调速控制。从图7看出,在低负荷区,混燃调速方案一的柴油油耗量低于方案二,但随着负荷的不断增大,混燃调速方案一的柴油油耗量逐渐超过调速方案二且不断增大,柴油节油效果不如方案二。

以柴油低单位质量低热值43MJ/kg、天然气标况下体积低 热值31.4 MJ/Nm3计算,得到1500r/min转速下负荷特性纯柴油模式和两种混燃调速方案下的比能耗及替代率对比,如图8所示。从图8可看出:低负荷区,两种混燃调速方案的比能耗均比纯柴油模式高;随着负荷的增大,两种混燃调速方案的比能耗均逐渐低于纯柴油模式,且混燃调速方案二的比能耗始终比方案一低;混燃调速方案一的替代率随负荷的增大而减小,100%负荷时为34%;混燃调速方案二的替代率随负荷的增大而增大,100%负荷时为70%。经分析,该渔船用柴油机低负荷时,柴油、天然气可燃混合气过稀,混燃燃烧不完全,部分未燃天然气直接排气排除,比能耗高,燃料经济性低。而随着负荷的增大,柴油、天然气可燃混合气浓度提高,混燃燃烧更充分,比能耗降低,提高了发动机的有效热效率。由此可知:为了在全范围内获得更佳的燃料经济性,双燃料发动机在低负荷区应降低天然气喷气量,减少替代率;随负荷增大应提高天然气喷气量,增加替代率。因此,采用本系统设计的混燃调速方案二在低、中、高负荷区的燃料经济性均高于方案一。此外,通过本系统设计的燃烧模式切换策略在负荷低于35%时自动切换到纯柴油模式,可进一步改善低负荷区的燃料经济性。

4.3碳烟排放对比

图9为纯柴油模式与混燃模式替代率为70%时的外特性碳烟排放对比图。从图9可以看出,混燃模式下最大烟度值为2.6BSU,明显低于纯柴油模式最大烟度值5BSU,且各转速下均低于纯柴油模式下的烟度值。这是由于混燃模式下的引燃柴油量比纯柴油模式低,且天然气与空气形成的混合气更有利于促进柴油的燃烧。可见柴油-LNG双燃料发动机能显著减少碳烟排放,适应未来越来越严格的排放法规要求。

4.4排气温度对比

图10为柴油模式与混燃模式替代率为70%时的外特性下的排气温度对比。从图10可以看出,全负荷时各转速下混燃模式的排气温度均比纯柴油模式低;且随转速的降低,排气温度降低幅度更明显,在转速800r/min时,混燃模式的排气温度为353℃,比纯柴油模式的430℃最多降低77℃。这是因为全负荷时纯柴油模式下的柴油喷射量较大,与空气混合较差,造成燃烧 不完全,后燃严重,排气温度 高。而混燃模式下,天然气与空气混合较好,由少量的柴油引燃后可实现多点着火,促进了天然气与柴油的燃烧,后燃减少,排气温度降低。且在低转速时,由于每循环对应曲轴转角较长,天然气和柴油燃烧时间更加充分,排气温度降低更明显。可见柴油-LNG双燃料发动机有利于降低排气温度,减少热负荷和提高热效率。

5结论

(1)采用Infineon的32位TC1766单片机自主研制的渔船用柴油-LNG双燃料发动机电控系统可精确控制天然气和引燃柴油的喷射量,实现混燃调速控制策略和燃烧模式切换控制策略。当替代率为70%时,虽然双燃料发动机的扭矩与原机相比最大下降1.6%,但扭矩水平基本相当,碳烟排放减少,排气温度降低。

(2)在低负荷时混燃模式的比能耗高于纯柴油模式,随负荷的不断增大,混燃模式的比能耗逐渐低于纯柴油模式,燃料经济性提高。替代率大小对不同负荷下的双燃料发动机燃料经济性有影响。为了在全范围内获得更佳的燃料经济性,双燃料发动机在低负荷区应降低天然气喷气量和减少替代率,随负荷增大应提高天然气喷气量和增加替代率。

LNG双燃料船轮机设计 篇4

2009年哥本哈根全球气候大会上, 中国向世界郑重承诺:“到2020年前, 将碳排放量比2005年减少40~50%”。我国是一个人均占有资源相对匮乏的国家, 节能减排责任重大。在我国物流业是仅次于制造业的石油消费第二大行业, 全行业石油制品消耗占全国的34%左右, 二氧化碳排放量占18.9%, 并且这一比列仍在逐年上升。而船舶, 尤其是长江流域的船舶, 长期以来一直是我国物流行业的能耗和二氧化碳排放大户, 根据中国船舶燃料有限责任公司公开发布的估算数据显示, 2008年我国国内贸易船用燃油消耗量约为1900万t, 其中船用燃料油约1000万t, 船用柴油约为900万t, 随着国内贸易和内河水路运输的稳定增长, 预计船用燃油需求量将保持年均5%的增长率。因此, 以技术创新为先导, 大力提升船舶运输物流行业的节能减排能力, 走绿色物流发展之路, 已经成为贯彻落实科学发展观、建设节约型社会的必然选择。

重庆富江能源科技有限公司抓住市场动向, 委托我院对荣江14031船进行改建设计成烧LNG和柴油的双燃料船。要求节能降耗, 运营成本低。我承担了本船轮机设计、配合技术调研、实船查看等相关工作。现从以下几个方面探讨本船轮机设计方面的特点。

1 LNG的物理性质

LNG是一种高端天然气产品, 它是将天然气在常压状态下通过深冷低温工艺, 过滤掉所有杂质, 在-162℃下所形成的一种无色、无味、无毒的低温液体。液化天然气的体积能量密度约为压缩天然气的3倍, 体积更小, 密度更大, 便于运输。LNG的主要成分为甲烷, 气化后主要生成甲烷, 空气中甲烷浓度过高, 能使人窒息。当空气中甲烷达到25~30%时, 可引起头痛、头晕、乏力、注意力不集中、呼吸和心跳加速、共济失调。若不及时脱离, 可致窒息死亡。皮肤接触液化气体可致冻伤, 详见表1。

LNG在兼备CNG的特点外, 更具安全、高效、环保、经济等多方面的优点。其气化后的燃点为650℃, 比汽油、柴油的燃点分别高390℃、223℃;在标准大气压、常温状态下, 其体积约为同量气态天燃气的1/625, -106.7℃以上的LNG蒸汽比空气轻, 稍有泄露立即挥发飞散, 很难形成遇火燃烧爆炸的浓度, 因此, 无论LNG还是它的蒸气都不会在一个不封闭的环境下爆炸。LNG的储存工作压力为1MPa, 安全压力一般为1.6MPa, 远低于CNG的储存压力, 这样就避免了CNG因采用高压容器带来的潜在危险, 同时也大大减轻了容器自身的重量。天然气低温液化后, 其密度为标准状态下的600多倍, 体积能量密度约为汽油的72%, 而为CNG的2~3倍。因此, 同等燃料体积下LNG的续航里程是CNG的2~3倍。天然气液化前必须经过严格的净化, 因此, LNG中的杂质含量远低于CNG, 这为尾气排放满足更加严格的标准创造了有利条件。

2 LNG双燃料船舶设计

2.1 改造前船舶概况

本船为散货船, 总长92.00m, 垂线间长87.37m, 型宽16.20m, 型深4.80m, 设计吃水4.2m/4.0m/3.75m, 采用双机双桨推进。主机为船用柴油机、形式为:四冲程、直接喷射式、不可逆转、废气涡轮增压。型号为:Z8170ZLCz-3/Z8170ZLC-3各1台。持续功率 (MCR) ×r/min为:440k W×1200r/min, 燃料为:0#柴油。

2.2 柴油机的改造

通过调研发现, 20世纪80年代LNG燃料在汽车上开始应用, 到目前为止, 世界上约有4000多辆LNG汽车在运行, 其中美国已经在30多条公交线路上投入了2000多辆LNG清洁燃料汽车, 建成了60多个LNG汽车家气站, 这些车烧LNG采用电喷电子点火方式。在德国Patjens公司在一艘载重量为5044t的远洋集装箱船进行过LNG燃料船改造, 并实现了两台辅助柴油发电机和一个辅助锅炉使用LNG燃料, 在欧洲LNG燃料被应用于小型船舶和渡轮, 在这些船上大部分采电喷电子点火方式。在国内, 船舶上使用LNG燃料还处于探索阶段, 也没有相应的设计规范。这需要设计者兼备创新和规避风险的能力。

目前内燃机烧LNG燃料有两种形式: (1) 电喷电子点火, 此形式需对柴油机内部结构进行改造, 需改变缸盖的燃烧室并增配喷气和电子点火系统。采用此形式改造成本高, 配件难易购买, 并且改造后柴油机的功况性能难易得到保障。 (2) 在柴油机上外挂一套LNG供气系统和在曲轴箱上装一个安全阀, 该供气系统由ECU根据柴油的工况控制喷气时间和喷气量, 采用此形式改造工作量小, 成本低, 配件易购买, 并且改造后柴油机的功况性能有保障。通过对柴油机厂进行调研和咨询相关专家, 考虑到今后配件供应渠道的便捷性, 最后决定采用在柴油机上外挂一套LNG供气系统的改造方案。

为了确保柴油机在烧LNG时的安全, 有效地防止LNG串到曲轴箱形成爆炸性混合气体, 本船在原柴油机的曲轴箱上增设了一个安全阀。本船曲轴箱安全阀流通面积的计算如下:

式中:S———曲轴箱安全阀流通面积;

A———每1立方曲轴箱容积对应的安全阀流通面积, A=115cm2/m3;

V———曲轴箱总容积, V=0.53m3 (淄博柴油机厂提供) 。

实取安全阀流通面积为87cm2, 满足指南要求。

2.3 LNG储存罐的选型和安装

2.3.1 LNG加注方式

由于我国LNG双燃料船还处于探索阶段, 没有现成的LNG船舶加注站, 加注方式也处于探索阶段。通过市场调研和查阅相关资料, 探索出以下三种方式加注方式:

(1) 岸基加气方式 (岸上储气、船上加气)

该方式是将LNG的装卸、储存及配套的供电、消防设施均设在岸上的LNG储存站内, 只将LNG加气设施设在趸船上, 进行岸上储存、船上加气作业。该方式岸上建设LNG站区, 水域建设架空斜坡道、LNG加注趸船, 架空斜坡道设置工艺管道连接岸上与趸船上设施。流程为:陆上槽车运输来的LNG气源到码头后, 由LNG泵和卸车增压汽化器将槽车内的LNG卸至站内LNG储罐内储存, 再向船舶加气, 经站内LNG潜液泵加压通过架空斜坡道上的LNG管道送至LNG加气趸船, 再经过加气机、加气臂向船舶加气。

(2) 水上加气方式 (船上储气、船上加气)

该方式是将LNG储存设施、加气设施及配套的供电、加气消防设施均设在位于河道的LNG趸船上, 进行船上储存、船上加气作业。该方式岸上建设辅助区, 水域建设架空斜坡道、LNG加注趸船, 架空斜坡道设置大型缆车承载LNG槽车沿斜坡道运输LNG。流程为:陆上来的LNG槽车需由斜坡道上缆车承载沿斜坡道下行至趸船, 将LNG卸入位于趸船上的LNG储罐中, 再通过趸船上的LNG加气机向船舶加气。

(3) 槽车加气方式

液化天然气 (LNG) 由槽车运输到码头, 将槽车通过槽车自带增压器, 将槽车内部分LNG气化, 对槽车储罐进行增压, 利用槽车与LNG储罐的压差将槽车内LNG卸至LNG储罐内储存。卸车时槽车储罐工作压力约为0.55~0.65MPa, LNG储罐的工作压力0.45~0.6MPa。

2.3.2 储气罐加注接口设计

由于长江上的码头和加注站有可能在南岸也有可能在北岸, 故加气时有可能在船的左舷也有可能在船的右舷, 所以无论采用以上那种方式加注, 均不能确保在船舶的某一舷进行加气, 因此在船舶左、右舷均需设一个加注口。考虑到在加注时船上储罐内的LNG液体可能会倒流到槽车上的储罐内, 为了防止此情况发生, 在每个加注口之后的管路上各增设1个截止止回阀。还考虑到在加注LNG时可能会发生意外情况需要紧急切断, 故在每个加注口和截止止回阀之间的管路上各增设1个紧急切断阀, 此阀既可手动也可电动。

2.3.3 储气罐的安装定位

由于本船为干散货船, 根据实船布置情况, LNG储存罐可以安装在底舱内, 或者在主甲层的尾楼之后, 或者在货舱后壁处用钢板搭建一个平台来安装LNG储存罐, 还可以在货舱前壁处用钢板搭建一个平台来安装LNG储存罐。若安装在底舱内, 泄漏出的LNG容易集聚, 这需增设防爆通风机和可燃气体探测仪, 从而增加船东的初投资和运营成本。由于本船主机和发动机的排气管是尾排气方式, 若LNG储存罐安装在主甲层的尾楼之后, 当储存罐及其附件发生泄漏时, 排气管排出带火星的尾气有可能点燃气化后的LNG, 发生爆炸的危险。并且在离LNG储存罐5m范围内的所有门窗应为气密。这会使得船东的初投资增大。若在货舱后壁处用钢板搭建一个与主甲板平齐的平台来安装LNG储存罐, 会牺牲一部分载货量, 并且在离LNG储存罐5m范围内的所门窗应为气密的。这样既牺牲了船舶的载货量又增加了船东的初投资。若在货舱前壁处用钢板搭建一个平台来安装LNG储存罐, 储存罐远离了尾楼, 原船尾楼上层建筑的门窗不需作调整。虽然会减少一点船舶的载货量, 但在安装LNG储存罐平台的下面仍能装运货物, 并且LNG储存罐及其附件处于开敞处所, 若发生泄漏, 立即挥发散开, 不会有气体的集聚, 更不会发生燃烧甚至爆炸的危险。通过种方式的比较, 最后本船在货舱前壁处用钢板搭建一个平台来安装LNG储存罐。

2.3.4 储气罐的绝热设计

由于本船LNG储存罐安装在露天的主甲板上, 在夏天, 在太阳光的爆晒下, 船舶主甲板温度可能会达到60~70℃, 而LNG是由天然气在常压状态下通过深冷低温工艺, 过滤掉所有杂质, 在-162℃下所形成的一种无色、无味、无毒的低温液体。若不采用有效的隔热措施, 液态的LNG就会从周围吸取热量, 不断气化。通过对陆上LNG储存罐调研发现, 隔热方式有采用双层抽真空方式和包裹隔热材料方式, 本船考虑到船舶上温度较高, 决定设计为双层304不锈钢结构, 内胆用来储存液态的LNG, 在内、外胆之间缠绕玻璃纤维和铝箔交替分层的绝热材料, 绝热层外侧有一定厚度的高抗拉强度的不锈钢外壳, 在两层钢壁之间抽成真空, 加强了罐体的绝热性。

2.3.5 LNG储罐的防火降温

由于LNG气化是需要从周围吸取热量, 为了防止气化除了隔绝热源外, 还可以采取降温方式, 在船上降温可采取空调制冷降温, 通风带走热量降温, 洒水降温等方式。空调制冷降温和通风带走热量降温方式适用于密闭空间, 而本船LNG储存罐安装在主甲板上的露天甲板上, 此两种方式不适用。洒水降温方式比较适合安装在露天甲板上的LNG储罐, 当LNG储罐的外壳温度比较高时, 开启喷淋水泵和相应的管阀件, 将较低温度的江水泵至设在LNG储罐上方的喷淋头, 再通过喷淋头将江水喷洒到LNG储罐的表面, 江水能有效的将储罐表面的热量带走, 从而达到喷淋降温的目的, 同时喷淋系统还具备灭火的功能。本船采取从右舷原船消防总管上新接一根DN80的水雾总管, 引至罐区顶部, 罐区设12个水雾喷头, 给罐体降温和灭火。该系统中的所有管子、阀、喷嘴和其他附件均能耐腐蚀, 能耐火。所有喷嘴和泄放阀/考克的材料为不锈钢。相关计算如下:

天燃气罐区压力水雾灭火系统计算:

(1) 水雾泵的排量:

式中:Q1———水平投影面水雾喷射率, Q1=10L/min·m2;

Q2———垂直防护表面水雾喷射率, Q2=4L/min·m2;天燃气储存罐直径2.5m, 长8.0m。

A1———天燃气储存罐水平投影面积, A1=2.5×8=20m2

A2———天燃气储存罐垂直投影面积, A2=8×2.5×2+2.5×2.5×2=52.5m2

(2) 水雾喷头的数量

采用中速水雾喷头, 流量系数K=34, 喷雾角150°。根据生产厂提供的压力-流量曲线, 该喷头在压力为0.21MPa时流量为50L/min。所以, 水雾喷头的个数为:

式中:Q———水雾系统流量, Q=24.6

q———水雾喷头在压力为0.21MPa时的流量, q=50L/min

本船水雾系统实配喷头12个, 共需水量为600L/min, 即36m3/h。

由原船设备明细表查得:

消防泵型号为:IS80-65-160, 流量:40m3/h, 扬程为:35.5m水柱, 台数:1台, 生产厂家:四川南部嘉陵水泵厂。

总用泵型号为:65CWZ-6, 流量:40m3/h, 扬程为:40m水柱, 台数:1台, 生产厂家:四川南部嘉陵水泵厂。

指南要求本船的消防泵的排量和扬程应满足:在开启任意两股φ19口径的水枪的同时还能使水雾系统的喷头正常工作, 一股φ19口径的水枪所需流量为18.72m3/h, 总需供水量为18.72m3/h×2+36m3/h=73.44m3/h

本船为旧船改造, 为节约成本, 同时开启消防泵和总用泵总排量为80m3/h>73.44m3/h。

(3) 水雾管路系统压力

本船为改造船, 为了降低成本充分利用原船设备, 故本船的水雾系统由消防泵和总用泵同时供水, 消防泵和总用泵的压力是否满足喷头正常使用, 由实船作效用试验定。

(4) 水雾喷头间距

根据水雾喷头生产厂商提供的高度-直径曲线, 该喷头在安装高度为300mm时, 水雾覆盖直径为3.0m。考虑到对储存罐充分地喷淋, 本船水雾喷头安装高度定为300mm, 安装距离为1.6m

2.3.6 LNG储罐压力的控制

LNG储罐的内部压力需要控制在允许的范围之内, 罐内压力过高或出现负压对储罐都是潜在的危险。影响储罐压力的因素很多, 诸如热量进入引起液体的蒸发、充注期间液体的闪蒸、大气压下降或错误操作, 都可能引起罐内压力上升。还有, 在非常快的速度进行排液或抽气、充注的液体温度较低时, 有可能使罐内形成负压。LNG储存罐应具有罐内压力的控制装置, 使罐内的压力在允许范围之内。除此之外, 储存罐还必需有足够的压力安全阀和真空安全阀。真空安全阀能感受当地的大气压, 以判断罐内是否出现真空。前者防止储存罐超压, 后者预防储存罐出现负压。当储存罐压力超过压力安全阀设定压力时, 安全阀便会起跳, 将罐内气化了的LNG泄放到透气总管, 再从透气总管顶端排入大气。LNG储存罐的压力安全阀和真空安全阀与罐体之间还需要设置有一个手动开关的截止阀, 以便安全阀的检修。

2.4 气化器的选型

LNG是低温液体, 不能直接进入柴油机进行燃烧, 需将其气化后再进入柴油机燃烧, 这需增设气化器。通过市场调研发现, 气化器分为水浴式气化器和空气式气化器, 若采用水浴式气化器需配套设置一台水泵, 此泵的流量应与LNG气化量相匹配。其工作原理为:由水泵从江水横通管将江水泵至江水过虑器, 再到水浴式气化器, 将LNG加热气化后排出舷外。由于江水含泥沙多, 容易堵塞过滤器, 故需经常清洗过滤器, 设备管理复杂。若采用空气式气化器, LNG通过空气式气化器的吸热片从大气中吸收热量而气化, 但此方式的缺点是需要的散热面积大, 导致整个空气式气化器体积大, 占用空间大, 此方式的优点是操作维护方便。结合本船实际布置情况, 在储存罐前面有较大的空间可放置空气式气化器, 并且又不挡驾驶人员的视线, 故本船最终设空气式气化器一台, 安装在主甲板储存罐平台前壁。

2.5 天然气主要管路的控制

2.5.1 天然气总阀

为了保证LNG管路系统的安全, 在应急情况下能从源头切断气源, 故在靠近储罐的出口处设置一个天然气总阀, 该阀为气动紧急切断阀, 气源由压缩空气系统提供, 当压缩空气管路失压时, 该阀能自动关闭, 或者储罐处失火, 高温使易熔塞合金熔化, 该阀也能自动关闭。

由于本船为改造船, 需从原压缩空气系统杂用汽笛气瓶出口处另引一路压缩空气, 经减压至0.4MPa, 引至主甲层机舱蓬右舷, 经一个二位三通电控阀、单向节流阀, 引至船首控制天然气储存罐总管紧急切断阀。

2.5.2 天然气互锁阀

为了确保安全, 在机舱或储存罐出现异常情况时, 不但要迅速切断气源还要将机舱和储存罐有效地隔离, 故在管路上设互锁阀和互锁阀放气阀, 并将其接至左右柴油机供气分路上, 当有从监测报警点来的异常信号时, 电控阀动作。机舱内和首部互锁阀关闭, 互锁阀放气阀打开, 将供气分路上的天然气放入大气。

2.5.3 液化天然气充装

左、右舷的液化天然气充装管路上分别装有本安性电动紧急切断阀, 当有从监测报警点来的异常信号时, 电动阀动作, 控制相应的管路, 停止充装液化天然气。

2.6 机舱通风系

为了有效地带走机舱内的热量和燃气管路发生意外时产生的天然气混合气体, 故本船机舱需设防爆型的通风机和抽风机。由于天然气比空气轻, 所以抽风机的吸口应安装在机舱蓬的顶部。

2.6.1 机舱通风系统按设备散热量计算

2.6.2 机舱通风系统按换气次数计算

2.6.3 通风机的选择

为满足机舱所需要的空气量和防止风机运转时产生火花, 本船该区域选用两台船用防爆 (无火花) 离心通风机二台, 两台船用防爆 (无火花) 离心抽风机, 其技术参数如下:

通风机型号:JCBGD-60-4Ⅰ, 排量:9500m3/h, 全压:610Pa, 转速:1460r/min, 电机功率:3k W, 台数:2台。

抽风机型号:JCBGD-55-6Ⅱ, 排量:5400m3/h, 全压:300Pa, 转速:970r/min, 电机功率:0.75k W, 台数:2台。

2.7 LNG管路设计

为了防止天然气管的泄露及腐蚀, 本船气管采用不锈钢管, 连接接头应尽量减少, 尽量采用根部安全焊透的对接焊形式, 外径小于或等于25mm的辅助管路和仪表管可采用螺纹连接。机舱内的管路焊接完毕需进行100%射线检查。对可能漏气的设备、阀件、可拆接头、软管和其他附件需是CCS认可型, 或经CCS接受的其他行业标准认可型。法兰应采用颈焊法兰。

气体管路的布置及安装, 应保留必要的柔性以减轻振动和疲劳损坏的危险。管路还应加设一定的防护防止外部损伤。

2.8 天燃气管壁厚度计算 (如表4)

3 结束语

以上简述了荣江14031双燃料船轮机方面的设计, 为个人的一些心得体会, 由于是第一次设计LNG双燃料动力船, 对此船型的设计经验不足, 其中可能有很多不足或不成熟之处, 敬请同行们指正。在此, 我向在设计中给予我指点和帮助的领导和同事表示诚挚的谢意!今后, 我将不断的努力学习国内外的先进技术, 不断总结与实践, 逐步完善, 争取早日登上新的台阶。

摘要：船舶清洁能源的研究、建设、将有效地降低传统燃油燃料的排放污染, 显著提高航运企业的经济效益、管理效益及社会效益。LNG双燃料动力船属于清洁能源船, 此船型每年可以为船舶运营企业减少15%左右的燃料费, 减低80%左右的燃油排放污染, 社会经济效益良好, 对于国家和社会都有着非常重要的意义。为适应市场的要求, 研制开发载重量大, 投资成本低, 节能降耗的LNG双燃料动力船迫在眉睫。

LNG-柴油双燃料论文 篇5

2011年我国石油对外依存度己超过56%,并且随着工业的发展,依存度将会持续增加,能源安全的压力也会随之增大。重载柴油机每年消耗的柴油量达到全年消耗量的60%。而我国煤资源中40%是高含硫煤,这些煤既不适合发电业也不宜作民用,如果将这些煤用来制造甲醇则可以激活这些资源。另一方面,目前我国的甲醇产能已经超过4000万吨,国内可消化的产量不到2000万吨,加上国外进口甲醇的冲击,使甲醇生产企业雪上加霜,造成甲醇多余空闲产能的闲置浪费。

和传统纯柴油重卡相比,甲醇-柴油双燃料重卡是匹配双燃料发动机作为动力源的重型卡车,甲醇将部分替代柴油做功来带动发动机运转。因此,甲醇-柴油双燃料重卡不仅能减少对柴油的消耗,减少有害物质的排放,还有利于发挥我国现有的甲醇产能,对缓解我国柴油紧张,减少石油对外依存度和保障国家能源安全具有重要的战略意义。

1、甲醇行业发展现状及趋势

随着石油资源短缺的形势越来越严峻,业内都在积极探索替代能源。我国开展甲醇汽车研发和应用始于上世纪80年代,不少省、市及企业积极参与,取得了大量的技术成果和宝贵经验,形成了一定的规模。尤其是山西省不但起步早,且投入力度大,甲醇作为车用燃料已经比较广泛。如山西博士通汽车新技术开发有限公司就是专门从事针对小轿车的汽油车改甲醇车的企业,该公司掌握了发动机控制技术及燃油系统耐醇技术,已在改装车行业占有一席之地。山西佳新能源化工实业有限公司也是从事传统的汽油车改装的公司,该公司早在2006年已将改装的77辆甲醇出租车已在晋中投入使用。但这些改装技术都只是针对乘用车的汽油车改装,对重卡的柴油车改装及生产还是空白。2011年工信部拟试点甲醇汽车时,重卡行业中陕汽集团、一汽解放表现出对该技术的浓厚兴趣。

2、国内甲醇-柴油重卡发展现状

2.1 政策支持

我国开展甲醇汽车研发和应用始于上世纪80年代,并形成了一定的规模。“十一五”以来,甲醇作为车用替代燃料逐步发展,《车用甲醇汽油(M85)》和《车用燃料甲醇》两项国家标准颁布实施,甲醇汽车开发、试验等活动取得积极成果,特别是在柴油机上实现了技术突破,为甲醇燃料代替柴油提供了可能。工业和信息化部从2009年就启动了甲醇汽车相关研究工作,重点开展高比例甲醇燃料替代汽油、柴油研究,组织专题研究组对甲醇汽车所涉及的能源、环保、安全、技术、经济等问题进行了综合研究,委托有关机构进行了甲醇燃料与汽油、柴油、乙醇汽油的排放检测对比实验,开展了甲醇汽车安全性评价,提出了甲醇汽车产品技术要求。2012年我国发布的《“十二五”国家战略性新兴产业发展规划》将新能源汽车列入国家战略性新兴产业,并针对节能与新能源汽车国家又专门制订了《节能与新能源汽车产业发展规划(2012—2020年)》,同时陕西省《“十二五”科学和技术发展规划》也将CNG、LNG、甲醇、纯电动、混合动力等新能源汽车列入我省汽车行业重点发展的新兴产业,国家、省、市政府将在“十二五”及今后相当一段时期大力支持新能源汽车发展。可见,开发清洁燃料汽车符合政策发展方向。

2.2 节能减排的需要

我国已经成为世界第一汽车产销国,在今后较长一段时期内我国汽车产销量还将保持快速增长势头,预计到2020年汽车保有量将超过2亿辆,按当前汽车燃油经济性水平估计,车用燃油年消耗量将突破4亿吨,由此带来的能源安全和环境问题将更加突出,产业技术转型升级压力巨大。

甲醇俗称“木醇”或“木精”,分子式CH3OH,分子量32。甲醇燃料属高含氧物质、碳氢比高、汽化潜热大、不含硫,在发动机上应用,不仅有利于减少CO2、排放的颗粒物和氮氧化物(NOx)、SO2和PM等有害物质的排放[1],还可以减轻废气后处理技术和设备对国外产品的依赖。因此甲醇作为车用燃料既有利于经济减少的健康发展,也有利于大气环境质量、调整能源结构,而且有利于实现社会经济的可持续发展。

因此,大力发展新能源汽车,加快推进新能源汽车的产业化进程,既是有效应对能源和环境挑战,实现中国汽车产业可持续发展的必然选择,也是把握战略机遇,缩短与先进国家差距,实现汽车产业跨越式发展的重要举措。

3、甲醇-柴油双燃料重卡简介

3.1 概念介绍

甲醇-柴油双燃料重卡是匹配双燃料发动机作为动力源的重型卡车,双燃料重卡中,甲醇燃料将部分替代柴油,车辆的运行是由甲醇和柴油两种燃料共同作用下实现的。其中甲醇-柴油双燃料控制系统将对喷入的甲醇和柴油进行实时控制。

3.2 甲醇-柴油双燃料重卡关键技术现状

3.2.1 传统甲醇-柴油存在的问题

甲醇-柴油在开发、生产和应用中普遍存在一些有待攻克的技术问题,如:甲醇加入柴油后的混融和分层问题,甲醇燃烧不充分产生甲醛的问题,如何使甲醇大比例加入的问题,甲醇-柴油的动力下降和速度冲击问题,应用中甲醇-柴油对油路及气缸金属部分的腐蚀问题、以及对橡塑件的腐蚀和溶胀问题等[2]。

3.2.2 关键技术发展现状

甲醇-柴油双燃料重卡关键技术主要是针对甲醇-柴油存在的普遍问题而展开的。目前国内各大高校,如天津大学,西安交通大学等,对乙醇、甲醇、二甲醚等替代燃料的核心技术研究较多,且主要针对双燃料发动机这个重点。西安交通大学在甲醇-柴油双燃料发动机的工作区域研究得出双燃料发动机的三个工作区域,即熄火界限、工作粗暴界限和碳烟排放界限,并得出了甲醇-柴油双燃料发动机万有特性曲线中最经济区域位于发动机中高转速和中高负荷区,且随着引燃柴油量的增加向发动机高转速区域移动,并且随着甲醇质量分数的增加,发动机NOx和碳烟排放可以同步降低[3]的结论。天津大学对替代燃料的双燃料发动机方面的研究颇深。天津大学拥有内燃机国家重点实验室,该实验室是我国内燃机学科唯一的国家重点实验室。天津大学的“大型公交车用柴油/天然气双燃料发动机研究与开发”项目,已通过了天津市科委组织的鉴定。它在双燃料发动机关键技术方面,尤其是智能化程度上取得的重大突破。另外安装有天津大学内燃机研究所参与研发的“柴油-LNG”双燃料混燃装置的津塘渔03808和津塘渔03820清洁能源示范渔船,也进行了入海试航。这是我国首批采用“油改气”技术改进的渔船进行试航。此外,天津大学还承担国家高科技研究发展计划(863计划)甲醇-柴油双燃料重型柴油机关键技术研究的课题,攻关双燃料系统在重型卡车上应用可能会遇到的各种难题。以上都是各大高校对双燃料核心零部件方面的探索与研究。目前,陕汽集团正在积极探索研发甲醇-柴油双燃料重型卡车,该车研发成功后将弥补我国这一方面的空白。

3.3 双燃料重卡的优势

由于全球资源紧张,油价高涨,重卡使用的成本不断高涨。而甲醇-柴油双燃料重卡由于甲醇将部分取代柴油,使得使用重卡的成本显著降低。本文中以甲醇-柴油运输车的平均替代率为30%,普通柴油车百公里油耗40升为例,对比甲醇-柴油双燃料车和柴油车二者的燃料运输成本分析如下:

燃料单价以2012西安市场10月价格为例,柴油单价:7.7元/升,甲醇单价:2.7元/升。柴油车百公里能耗40升,对应甲醇-柴油车按平均替代率30%计算,百公里能耗为28升(油)+24升(醇)。本文中按重卡行驶里程每年15万公里计算,每年的燃料消耗费用为:

单价×百公里能耗×每年行驶里程=年消耗费用

柴油车:40升×7.7元/升×15万公里/年=46.2万元

甲醇-柴油车:(28升×7.7元/升+24升×2.7元/升)×15万公里/年=42万元

柴油车和甲醇-柴油车每年燃料消耗费用差:46.2-42=4.2万元

可见,虽然甲醇车改装成本比普通柴油车要贵(增加约2万元),但甲醇车不到一年就可收回成本,还可盈利2.2万元。因此甲醇-柴油车在经济性上是显而易见的。

此外,甲醇-柴油双燃料重卡还很好的解决了续驶里程的问题。甲醇-柴油双燃料车可以实现纯柴油、甲醇-柴油双燃料两种模式之间的自由切换,并且运行不受甲醇供应的限制,即使在没有甲醇供应或是甲醇消耗完毕的情况下,仍然能够以纯柴油模式正常工作。因此双燃料车兼顾了用户长途运输利益,这也是它的最大优势所在。

4、甲醇-柴油双燃料重卡前景分析

由上述可知,甲醇-柴油双燃料车不但节能、环保、经济,并且能不受加醇站的限制满足长途运输,因此随着新型长途运输重卡的使用和推广,双燃料重卡产品也终将会得到推广和广泛的认可。此外,我们巨大的空闲甲醇产能以及政府部门的支持也将会促进甲醇-柴油双燃料车的应用和推广。未来,双燃料重卡可广泛运用于物流公司、煤矿企业、搅拌站以及港口集装箱运输市场和各大城市市政专用车辆,因此,甲醇-柴油双燃料重卡具有广阔的前景。

参考文献

[1]吴冠京.车用清洁燃料[M].北京:石油工业出版社.2004:335.

[2]骆毅,何飞.新型燃料甲醇-柴油研究及发展趋势.浙江省温州轻工研究院,浙江温州,325003.

LNG-柴油双燃料论文 篇6

1 试验用发动机及仪器设备

1.1 试验发动机及电控甲醇低压喷射系统

(1)试验发动机

试验用发动机为TY1100型单缸、四冲程、强制水冷、自然吸气、直喷式柴油机。发动机的主要性能和结构参数见表1。

(2)电控甲醇低压喷射系统

图1为电控甲醇低压喷射系统示意图。甲醇低压轨道选用奥拓多点喷射油轨。安装在甲醇箱内的EKP型沉底式电动泵单位时间内的输醇量比甲醇电子喷油器单位时间内的喷醇总量多几倍,多余的甲醇经过压力调节器中弹簧控制的出口流回甲醇箱,回流的甲醇既冷却了甲醇管路,又通过压力调节器使甲醇低压轨道中的甲醇压力与电子喷油器外气压之间保持一定的压差(即喷醇压力)[1]。由于发动机进气管内气压较低,较小的甲醇低压轨道中的压力就可以使甲醇喷出并获得良好的雾化效果。甲醇低压轨道中的压力通常以能防止甲醇管内甲醇蒸气产生“气阻”为准,压力为0.25～0.4MPa即可,本试验将甲醇低压轨道中的压力控制在0.3MPa左右。

1.2 其他主要设备仪器

其他主要设备仪器有FCM205瞬态自动油耗仪,HORIBA 7100气体分析仪,FQD2102A博世烟度计等。

2 试验结果及分析

2.1 甲醇柴油混合燃料对发动机HC排放的分析

图2发动机燃用甲醇柴油双燃料时,不同发动机工况下HC排放随甲醇质量分数的变化曲线。从图中可以看出:在所有试验工况下,发动机燃用甲醇/柴油双燃料后,HC排放随甲醇质量分数的增加而迅速增加;发动机负荷增加,HC排放下降。发动机采用柴油引燃甲醇的双燃料燃烧模式,甲醇在进气管喷入,随新鲜空气进入气缸,在压缩冲程阶段,一部分甲醇-空气可燃混合气进入活塞顶部间隙和喷油器间隙等隙缝中,以及气缸壁对火焰的冷激效应,导致一部分混合气不能或部分燃烧,HC排放增加;发动机负荷增加,缸内混合气的平均温度升高,排气温度较高,且在相同的甲醇质量分数下,需要喷入更多的甲醇量,甲醇-空气可燃混合气变浓,燃烧改善,有利于甲醇-空气可燃混合气稳定燃烧和HC排放的后期氧化,HC排放减少。

2.2 甲醇柴油混合燃料对发动机NOx排放的分析

图3为双燃料发动机不同工况下NOx排放随甲醇质量分数的变化曲线。

由图3可知:在所有实验工况下,NOx排放随甲醇质量分数的增大而减少。根据Zeldovich化学反应机理,NOx生成的3个主要条件为高温、富氧和高温持续时间[2]。甲醇作为预混合气进入气缸,由于其汽化潜热大,降低了进气温度,使滞燃期延长,预混燃烧比例增加,燃烧总体上以火焰传播为主,缸内燃烧温度下降,使得NOx排放降低。

图4给出了双燃料发动机燃用最小引燃柴油量NOx排放与发动机燃用纯柴油时NOx排放外特性的对比曲线。从图中可以看出:发动机燃用双燃料后,NOx排放随发动机转速的变化与原柴油机大不相同;双燃料发动机NOx排放随发动机转速的升高先减少,在1600r/min时,达到最低值后增加,在低、高转速时,发动机燃用双燃料时的NOx排放比燃用纯柴油时的高。NOx的生成主要受高温、富氧和高温持续时间的控制,随着发动机转速升高,一方面,减少了缸壁向外界的传热量,缸内温度升高。另一方面,以时间计的燃烧持续时间缩短,在上述因素的综合作用下,发动机燃用纯柴油时的NOx排放呈先增加后减少的趋势。发动机燃用甲醇/柴油双燃料后,在最小引燃柴油量下,发动机发出最大功率时,要喷出较多的甲醇量,降低了进气温度,从而使燃烧温度降低,有利于减少NOx生成量,但随着转速的升高,传热量减少,发动机热负荷增加,再加上甲醇含氧量高,燃烧速度快,NOx生成量增加,因此,在两者的综合作用下,NOx排放有先减少后增加的趋势。

2.3 甲醇柴油混合燃料对发动机碳烟排放的分析

图5给出了发动机燃用甲醇/柴油双燃料、燃用最小引燃柴油量发动机所能达到的最大功率时碳烟排放与发动机燃用纯柴油时碳烟排放外特性对比。从图中可以看出:发动机燃用甲醇/柴油双燃料后,碳烟排放随发动机转速的变化与原柴油机大不相同;双燃料发动机的碳烟排放远低于原柴油机,且基本不随发动机转速的变化而变化。在最小引燃柴油量、最大功率下,甲醇质量分数均超过75%,燃油中总含氧量高,不利于碳烟的生成。

图6给出了双燃料发动机不同工况下碳烟排放随甲醇质量分数的变化曲线。从图中可以看出:在所有试验工况下,随着甲醇质量分数的增加,发动机碳烟排放迅速下降,高负荷(Pme=0.77MPa)时,碳烟排放最大降幅均超过80%;中低负荷(Pme=0.35、0.56MPa)时,发动机碳烟排放在甲醇质量分数达到40%后保持在一较低水平,基本不随甲醇质量分数的变化。甲醇含氧量高,燃烧过程中有自供氧效应;甲醇不含C-C键,且甲醇燃烧过程中很少产生甲基(CH3)[3],从而从根本上消除了碳烟生成的可能性。

3 结语

研究结果表明:与原柴油机相比,双燃料发动机的HC排放增加,且随着甲醇质量分数的增加,HC排放迅速增加,尤其在高负荷时;发动机NOx排放随着甲醇质量分数的增加而减少;发动机碳烟排放大幅度降低,高负荷时尤为显著,碳烟最大降低幅度超过80%,中低负荷时,碳烟排放在甲醇质量分数达到约40%后基本保持在较低水平;这表明采用柴油引燃甲醇双燃料燃烧模式可以同步降低NOx和碳烟排放。

摘要：介绍了柴油引燃甲醇双燃料燃烧对柴油机CH、NOx和碳烟排放的影响。采用柴油引燃甲醇双燃料在一台单缸、直喷、中冷柴油机上进行。随着甲醇质量分数的增加,HC排放迅速增加,NOx排放减少,发动机碳烟排放大幅度降低。

关键词：甲醇,柴油,双燃料发动机,排放,分析

参考文献

[1]刘元鹏.代用燃料汽车的研究与发展[J].汽车研究与开发,2000(4):15-19.

[2]蒋德明.内燃机燃烧与排放学[M].西安:西安交通大学出版社,2001.

LNG-柴油双燃料论文 篇7

把柴油机改为双燃料发动机的主要目的就是在少改动原发动机、动力性能保持不变或稍有提高的基础上, 大幅改善发动机的排放指标, 提高其安全性、可靠性与环保性。现在所用的双燃料发动机的引燃油量主要是以传统机械式喷油泵控制为基础, 无需对柴油机做较大改动, 只需增加一套供气系统即可实现天然气/柴油双燃料运行。现阶段, 针对双燃料发动机的研究重点慢慢向其燃烧特性的研究发展, 并进一步优化其相关参数、工作过程及具体结构等;当然, 电控技术也是一个重要方面, 不过产品相对不够成熟。

现阶段国外提高双燃料发动机性能的策略包括两种技术, 即高压天然气的缸内直喷技术及基于微引燃技术的多点电喷射技术。比如美国BKM公司所研发的微引燃双燃料系统, 天然气发动机所需的点火能量仅是1%的引燃柴油, 该技术的关键在于采用其点火油量是由Servojet电控液压泵喷嘴加以控制的, 并采用了多点电子控制顺序喷射装置及对应的软件系统, 当然断缸、增压空气旁路、废气再循环、引燃油喷射正的优化等措施也是必不可少的。

二、燃料供给系统

发动机中燃料供给系统的主要作用是引柴燃油及天然气的供给与控制, 也是双燃料发动机的核心部分。天然气/柴油双燃料发动机系统中, 缸外供气与缸内供气等两种方式均可以实现气体燃料供给。其中, 缸外供气又包括两种形式, 即进气道混合器预混合供气、缸外进气阀处喷射供气;而缸内供气则包括缸内高压喷射供气与低压喷射供气等两种, 下面进行分别介绍。

(一) 进气道混合器预混合供气

进气道混合器预混合供气是现阶段我国天然气汽车最主要的供气方式, 多数由汽油车或柴油车改装而言。该方法的工作原理如下:压缩天然气经过加热器、高压减压器及低压减压器的处理后, 由燃气计量器对其进入混合器喉管的量进行控制, 在喉管处, 天然与进气空气进行混合, 然后再进入发动机制进气管, 此时该混合气体已具有可燃性, 柴油经高压喷油器喷出, 并在压缩上止点的位置点燃混合气体。

(二) 缸外进气阀处喷射供气

与上述预混合供气相比, 缸外进气阀处喷射更加先进, 其在各缸进气道进气阀的位置布置喷射器, 可对每一缸进行定时、定量的供气, 所以顾名思义又称其为缸外电控多点气体喷气系统。与预混合供气方式相比, 缸外进气阀喷射供气的优势体现在以下三个方面:首先, 发动机存在气阀重叠角, 会逸出气体燃料, 而该供气方法可以最大程度上消除这类现象, 并且减轻排放恶化及增加燃料消耗所带来的不良影响;其次, 该供气方法由软件控制, 气体燃料喷射量、喷射时间、进排气阀、活塞运动之间的相位关系可以得到更加精确的控制, 因此可实现定时、定量供气及层状进气;最后, 结合发动机的实际转速及负荷, 对发动机的空燃比进行控制, 由于空燃比与发动机的功率、效率及废气排放等有着直接关系, 因此可以有效改善发动机的动力性能, 提高燃料的经济性, 降低排放指标。

(三) 缸内气体燃料喷射供气

缸内供气技术是上个世纪九十年代开始出现的, 其包括两种方式, 即缸内高压喷射与低压喷射。一些压缩比较高、压缩终点喷射的气体燃料发动机通常采用高压喷射法, 反之一些压缩比较低、在压缩过程喷射的点燃式气体燃产发动机则采用低压喷射法。具体而言, 缸内喷气技术的主要特点表现在以下几个方面:首先, 不会影响到气体燃料的节流, 实现稳定供气;最大程度上消除燃料供气对空气充量的影响;其次, 可以完全实现质调节;再次, 对蒸发类气体燃料的应用比较适用;最后, 对稀薄燃烧与燃烧过程予以控制, 对发动机的工作性能进行优化。除上述之外, 缸外进气阀处喷射方式的所有优势缸内气体喷射方式也具备, 不过该技术还存在结构复杂、控制要求高、严格的无泄漏要求、动态响应特性要求良好等不足之处, 因此如果针对上述问题予以完善, 则该技术或可成为未来的首先供气方法。

由上述可知, 在气体燃料发动机改装过程中, 电控喷气技术是首选的供气方法, 与进气道混合器预混合供气方式相比, 气体燃料的缸外喷气与缸内喷气均更加先进, 尤其是电控缸内喷气技术, 虽然其具有一定难度, 实施起来的复杂度较高, 不过其排放性能优越, 且气体燃料发动机的工作性能也十分优良, 因此势必会成为气体燃料发动机的主流应用技术。

三、天然气/柴油双燃料发动机技术的问题及发展方向

天然气/柴油双燃料发动机技术研究至今还有一定的不足, 主要表现在天然气的替代效率与预期效果有一定差距, 热耗率高行等方面;特别是发动机处于中小负荷、低转速的状态下, 要使发动机的各项性能指标达到原来的水平还有一定差距。这是由于现在进气道混合器预混合供气方法应用比较普遍, 无法保证燃烧速度, 而且无法精确控制燃油供给系统, 无法保证天然气与空气的混合比, 导致其与最优燃烧比相去较远。因此天然气/柴油双燃料发动机的关键技术主要集中在如何提高发动机功率、充气效率、提高热效率、降低排放水平、整车优化匹配技术等各个方面。

可以预见, 天然气/柴油双燃料发动机的发展方向不外以下几个方面:首先, 电控喷气技术与喷油技术, 当其达到一定水平后, 即可有效解决双燃料发动机动力性、热效率及替代率等一系列问题;其次, 研究天然气/柴油双燃料发动机的燃烧规律与特性, 重点主要是稀薄燃烧技术的应用等;再次, 排放试验中某些排放物、排放工况的排放量稍高的问题也将成为后续的研究重点, 尤其是HC排放量较高的问题, 更是重中之重, 进一步深入研究双燃料发动机相关排放物的形成规律、控制策略, 还会涉及到新型催化剂与催化技术、缸内燃烧技术等等。天然气/柴油双燃料发动机实现成熟性的发展, 达到高效低污染的目的, 应重视开展相应的关键技术及其应用基础研究。以关键技术及应用基础研究为基础, 注重先进技术的推广使用, 探索实现高起点和高技术含量开发与发展的途径。

参考文献

[1]张德福, 田野.DDF电控柴油/天然气双燃料客车[J].客车技术与研究, 2010.

[2]吴光耀.柴油/天然气双燃料发动机控制策略研究[J].柴油机, 2011.

[3]李效春, 陆怀民.柴油机改装压缩天然气发动机关键技术分析[J].农机使用与维修, 2011.

LNG-柴油双燃料论文 篇8

随着对柴油机车排放尾气要求的日益严格,柴油/乙醇双燃料发动机成为了近年来各研究机构研究的对象和重点。通过柴油参混乙醇、在进气歧管增设独立喷醇装置等方式很好地实现了柴油、乙醇之间的混合及燃烧问题[1,2,3,4,5]。然而,在试验过程中发现,虽然柴油/乙醇双燃料发动机能够有效地提高柴油机的燃料经济性,改善柴油机的排放性能,但是由于做作功行程中,乙醇燃烧后所产生的巨大压力作用于活塞顶部,并通过活塞销作用于连杆小头,从而导致连杆变形加剧。

然而,测量双燃料发动机运行过程中的连杆变形是很困难的。为此,本文提出在构建连杆受力模型的基础上,通过ANSYS软件对连杆受力进行有限元分析,并最终得到柴油/乙醇双燃料发动机连杆变形的趋势。

1 双燃料发动机连杆受力模型的构建

如何正确处理作用于连杆上的载荷是双燃料发动机连杆受力模型构建的关键。在柴油/乙醇双燃料发动机中,活塞顶部承受着柴油燃烧后所产生的作用力F1,乙醇燃烧后所产生的作用力F2,而这些作用力又将通过活塞销传递至连杆小头。为此,连杆小头受到5种作用力,分别为F1,F2,活塞组件因往复运动而产生的惯性力F3,连杆自身的惯性力F4和连杆安装时的预紧力F5。连杆所受到的合力大小F可表示如下

F=F1+F2+F3+F4+F5

其中,各力均为矢量。

由于连杆在工作过程最大载荷出现在压缩上止点后9℃A曲轴转角范围,因此可选择这一时刻对连杆受力进行分析。

为了简化两种燃料燃烧后所产生的作用力,考虑通过燃料低热值将乙醇燃烧的热值转化为柴油燃烧转化的热值。柴油/乙醇混合燃料的质量低热值随两种燃料混合比变化的关系为[1]

HL=(100-E)HLd+26.778

式中 HL,HLd—分别为混合燃料的质量低热值、柴油的质量低热值(MJ/kg);

E—掺醇率(%)。

在做功行程时,由于柴油、乙醇两种燃料的剧烈燃烧所释放出来的能量,使连杆受到由活塞、活塞销传过来的最大爆发压力。对连杆来说,施力物体是活塞销加载时把最大爆发压力作用在活塞销上方。

假设两种燃料燃烧后,作用在活塞顶部的力均为同方向的均布力,则气体变化的压力为

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其中,F1+F2单位为N;Pb为做功冲程中,双燃料燃烧爆发的压强,且Pb=αHL,α为常系数;Vc为气缸燃烧室容积;D为气缸截面积;R为曲轴曲柄回转半径;T为时间变量;n1为做功冲程时的绝热指数,综合考虑双燃料的燃烧特性后,取为1.30;压缩行程后9°CA曲轴转角处的压强(Pa)。

假设在9°CA曲轴转角时,活塞组件中的所有零件包括活塞、活塞环、活塞销和活塞销卡环的角加速度为j。由于活塞组件的运动方向平行于气缸中心线,且与活塞加速度方向相反。若整个活塞组件的总质量为M,则活塞组件的惯性力F3为[7]

F3=-M·j

同理,若连杆的总质量为ML,角加速度为jL。则连杆自身的惯性力F4为[7]

F4=-ML·jL

根据达朗贝尔原理,只要在作用于连杆的力系中,引入相应的惯性力,就可以将求解连杆的动力问题化为相应的静力问题。为此,忽略连杆振动对惯性力的影响。

考虑到连杆预紧力包括连杆轴颈安装时的预紧力、连杆小头与活塞销过盈装配时的预紧力以及螺栓拧紧所产生的预紧力。为此,这些力的大小取决于原机的装配要求。

2 实例分析

选择某款295发动机作为研究对象。原柴油机结构的具体参数为:涡流式燃烧室;连杆大头直径为70mm;连杆小头直径为36mm;缸径/行程为95mm /100 mm;压缩比为18∶1;活塞总排量为1.418L;标定功率为12.1kW;标定转速为2 200r/min;最大扭矩/转速为80.6N·m/1 750r·min-1;标定工况时的平均有效压力为622.3kPa;标定工况时燃油消耗率为不大于272g/kW·h。

在原机的基础上,在进气歧管处安装独立单点喷醇装置,掺醇率为15%,从而将原机改装为双燃料发动机。

利用ANSYS软件构建连杆实体[8,9],如图1(a)所示。为了便于观察连杆应力变形情况,将连杆实体划分网络精度取为3。自由网格划分后的连杆如图1(b)所示。将连杆大头孔内3/4处设置约束,连杆小头孔内半圆处施加模型载荷,计算得到的最大载荷约为860N,则连杆受力变形如图1(c)所示。显然,从图1(c)可见,连杆小头因承受着较大的作用力,因而存在横向变形的趋势。长期使用的柴油/乙醇双燃料发动机易在连杆小头横向出现疲劳裂纹,这与实际情况相符。

图2为连杆从压缩上止点运动9°CA曲轴转角过程中的内部应力变化图。图2(a)中,连杆在压缩上止点时,连杆杆身及大头处受力较为均匀,杆身与大头左侧连接处,连杆小头底部承受较大的作用力。图2(b)为曲轴转过4°后的受力情况图,此时杆身及连杆大头受力增大,杆身左侧受力较右侧大。图2(c)为压缩上止点后9°CA曲轴转角时的受力图,连杆受力达到最大。此时,连杆杆身左侧与连杆大头连接处出现达400N的作用力,易导致该处出现疲劳断裂,为此可适当提高其硬度。

3 结论

本文通过构建柴油/乙醇双燃料发动机连杆的受力模型,得到了连杆的合理表达式及计算方法。通过以某款柴油发动机改装的柴油/乙醇双燃料发动机为研究对象,利用ANSYS软件根据所构建的力学模型对其进行有限元分析,得到了柴油/乙醇双燃料发动机在工作过程中连杆的受力变形情况,研究所得结论将为分析柴油/乙醇双燃料发动机连杆失效提供有价值的参考依据。

参考文献

[1]彭海勇.TY295D发动机燃用柴油/酒精双燃料的计算机控制试验研究[D].南宁:广西大学:2003.

[2]何邦全,王建昕.乙醇/柴油/甲酯混合燃料的燃烧与排放特性[J].内燃机学报,2005(4):343-347.

[3]Yamane K,Ueta A,Shimamoto Y.Influence of Physical and Chemical Properties of Biodiesel Fuels on Injection,Combus-tion and Exhaust Emission Characteristics in a Direct Injec-tion Compression Ignition Engine[J].International Journal ofEngine Research,2001,2(4):249-261.

[4]Abu-Qudais M,Haddad O,Qudaisat M.The Effect of Al-cohol Fumigation on Diesel Engine Performance and Emis-sions[J].Energy Conversion and Management,2000,41:389-399.

[5]Curran H J,Fischer EM,Glaude P A,et al.Detailed Chem-ical Kinetic Modeling of Diesel Combustion with Oxygenated Fuels[C]//SAE Paper2001-01-0653,2001.

[6]楼华山,楼江燕,杨靖.虚拟样机技术在柴油机中的应用[J].科技咨询导报,2007(9):35.

[7]王红卫.夏利轿车发动机连杆静态和谐响应分析[J].机械设计与制造,2006(5):33.

[8]李显明.有限元法在柴油机连杆分析中的应用[J].上海铁道科技,2005(1):46.