马义平， 许乐平， 胡以怀， 薛树业， 赵 睿

(1.上海海事大学 商船学院，上海 201306；2.上海浦江教育出版社，上海 201306)

2017-04-11

马义平(1977—)，男，安徽无为人，轮机长，讲师，博士，研究方向为船舶动力装置有害排放控制，现代轮机管理与安全技术。

E-mail:ypma@shmtu.edu.cn

许乐平(1957—)，男，河北衡水人,教授，博导，轮机长，博士，从事船舶污染物控制及海洋环境保护研究。

E-mail:lpxu@shmtu.edu.cn

1000-4653(2017)03-0033-06

船用LNG动力发动机部分关键技术

马义平1， 许乐平1， 胡以怀1， 薛树业2， 赵 睿1

(1.上海海事大学 商船学院，上海 201306；2.上海浦江教育出版社，上海 201306)

为研究国内外液化天然气(Liquefied Natural Gas, LNG)动力发动机的技术差异，列表总结国内外LNG发动机的技术现状，并对空燃比、动态特性及点火技术等因素对其动力性、经济性和尾气排放的影响进行分析。结果表明：影响NOx生成的主要因素有工作循环方式、空燃比、引燃油量和负荷等；提高空燃比可改善发动机的热效率及NOx排放，但会影响其动力性和THC排放；点火技术影响空燃比，点火能量升高或柴油微引燃可拓宽稀燃界限，且点火或喷油提前角增加，缸内最高压力、温度和NOx排放增加，THC和CO减小；采用可变截面涡轮增压技术可改善发动机的动态响应、经济性和尾气排放；双燃料模式与纯柴油模式相比，HC和CO排放增加，NOx和PM排放减少。

液化天然气；发动机；空燃比；动态响应；点火技术

2015年12月4日，交通运输部下发了《珠三角、长三角、环渤海(京津冀)水域船舶排放控制区实施方案》；2016年4月1日，长三角核心港口率先实现排放控制。积极推进液化天然气(Liquefied Natural Gas, LNG)在船舶上的应用为交通运输部提出的船舶污染物排放控制方案之一。目前，国内外都有以LNG为燃料的船舶发动机，但技术水平相差较大。对船用LNG动力发动机来说，除了考虑动力性、经济性及尾气排放之外，动态响应也是需考虑的重点，直接影响船舶主机的选型。[1-2]

在船用LNG动力发动机领域：文献[3]和文献[4]对国产改造机双燃料模式进行动力性、尾气排放试验及经济性分析；雷伟等[5]对国产改造机的技术现状进行研究，并提出未来的发展方向；马义平等[6]从动力性、经济性和尾气排放等方面比较MAN与Wartsila的机型；卢瑞军等[7]论述空燃比控制、点火技术和安全设计等关键技术；MOHR等[8]研究中速双燃料发动机的CH4逃逸和引燃油量对燃烧效率及污染物排放的影响。纵观已有研究，对国内外船用LNG动力发动机的技术差异产生原因及关键技术对发动机性能的影响进行研究的文献较少。

这里拟通过对国内外船用LNG动力发动机的技术现状进行比较，分析产生技术差异的主要原因，并研究关键技术对发动机性能的影响。

1 发展现状

船用LNG动力发动机的技术现状见表1。

1) MAN缸内高压直喷双燃料机采用Diesel(狄塞尔)循环，压缩比大，热效率高，定压加热可喷射较多燃料，因此动力性较大。

2) 低压双燃料机和气体机均采用Otto(奥托)循环，压缩比和热效率都比柴油机小，稀薄燃烧，燃料喷射相对不多，动力性也较小。

3) 混烧机由柴油机改造而成，压缩比基本上无变化，预混燃烧，理论上在高扭矩、高转速工况下更容易爆震，但因引燃油量约30%，繁星式点火引燃天然气，燃烧广泛，降低了爆震倾向。[9]

在经济性方面，当采用双燃料模式时，以价格计算较为经济[3,10]，以热效率计算时能耗增加[11]；在动力性方面，与纯柴油模式相比，双燃料模式下的平均有效缸内压力略低[3,11-14]，功率下降1%～7%[10]，动力性最大下降1.42%[12]。

2 关键技术

2.1空燃比控制

空燃比是一个重要参数，对尾气排放、发动机的动力性和经济性都有很大影响。[7]

LNG动力发动机的理论空燃比一般为17.2[15]，当过量空气系数λ(实际空燃比与理论空燃比)稍大于1时，燃烧效率最高，NOx排放最多[16]，HC排放最少；当λ较小时，燃烧不完全，HC和CO排放较多；当λ较大时，混合气为稀薄气体，燃烧速度变慢，燃烧不稳定，HC排放增加，但因缸内温度降低，NOx排放减少[17]。图1为文献[5]中的图2和文献[18]中的图1相结合的结果。由图1可知：λ对NOx和HC的影响完全相反[19]；λ增加时，氧含量增加，CO减少；发动机工作区域同时受Pe(平均有效压力)和λ的限制[4]。为提高发动机的热效率，降低NOx排放，必须对空燃比进行精确控制。[7,17]

图1 过量空气系数对燃烧排放和效率的影响

当CNG发动机在75%负荷下运行，λ从1.375增大到1.59时，NOx从4.3 g/(kW·h)降低到0.4 g/(kW·h)，扭矩从1 010 N·m降低到210 N·m。[20]燃烧计算[21]结果表明：空燃比增加，最高爆发压力和指示功率降低，最高燃烧温度减小并推迟(当空燃比从17.2提高到26.3时，最高爆发压力下降19.4%，指示功率下降18%)；当空燃比为17.2和19.0时，燃气温度超过2 200 K(一般天然气发动机的最高平均燃气温度)，比稀燃时高250 K。

可见，较大的空燃比可改善热效率及NOx排放[19]，但会影响发动机动力性和HC排放。

目前国内LNG发动机的λ值约取1.5，而国外发动机的λ值一般在2.0以上。λ值的大小与点火、喷射和缸内预混合技术等密切相关(重汽WT61595天然气发动机的λ值取1.59时已非常接近失火界限[20]；多点喷射技术不佳很可能造成发动机失火和爆震等非正常燃烧[18]；预混合区内湍流度高，容易点燃[14])，且受负荷[17,22]和燃气替代率[16]的影响，负荷和燃气替代率增大，λ减小。

空燃比控制通常采用可变截面涡轮增压系统(Variable Geometry Turbocharge, VGT)和废气旁通或进气旁通系统。

2.2动态特性

在20%平均有效缸内压力(BMEP)工况下，柴油机加载主要受烟度线限制，气体机主要受爆燃线限制，柴油机空燃比较气体机宽，因而加载能力较强，但两者差距不大；在75%BMEP工况下，气体机加载受爆燃线限制明显，此时气体机的加载能力明显比柴油机差，这是气体机的动态特性不如柴油机的本质原因。表1中各机型的动态响应如下：

1)MAN高压缸内直喷双燃料机，引燃油先喷入压燃，再喷射燃气燃烧，因避免爆燃风险，可通过直接增加燃气喷射量来提高功率，动态响应较好。

2)混烧机引燃油量较大，双燃料模式的调速特性与柴油模式相差不大。[2]

3)国内气体机的调速特性不如混烧机存在调速问题。[2]

4)目前，仅Rolls-Royce气体机采用VGT[5]，动态响应较好(在50%负荷下，该气体机的效率比双燃料机高16%，负荷响应时间仅15 s，而双燃料机却需2 min[13])。

5)低压进气双燃料机或部分气体机动态响应较差，需严格控制加载速率(因为当负荷突变时，普通涡轮增压器需一定时间来提高转速，从而增加空气供应量，若燃气喷射量增加过快，则λ下降，发动机面临爆燃风险[5])。

2.2.1VGT

在不同工况下改变喷嘴环叶片的角度，从而控制涡轮机的转速和增压压力。VGT低速运行时，扭矩可增加50%。[18]MATLAB/Simulink模拟显示：在低速时增加负荷，普通涡轮增压柴油机的转矩过低；而VGT柴油机的转速快速上升并很快稳定，具有较好的瞬间特性。[23]VGT可与柴油机各工况实现最佳匹配，在全工况范围内降低燃油消耗率(最高可降低10%)，低速高负荷工况下的性能得到明显改善(扭矩约增加15N·m，油耗率降低2%，烟度降低约50%[24])。

2.2.2废气旁通或进气旁通系统

通过控制发动机的转速、负荷、进气压力和排气温度来控制废气旁通阀或进气旁通阀的开度，从而控制空燃比。增压直喷汽油机的瞬态响应时间较长(突加速至90%目标转速需3.8 s)，但若在突加速初期关闭废气旁通阀，待发动机转速提升至一定程度之后调节废气旁通阀的开度，则能有效减少发动机的瞬态响应时间(响应时间减少1.9 s[25])。但是,此方法存在着明显的边际效应：空燃比达到一定值之后，继续提高进气量不会明显改善燃烧。[26]基于经济性考虑，在中低转速和中高负荷等空气量不足的工况下，须关闭旁通阀提高增压压力来改善燃烧；在全转速低负荷和高转速高负荷等空气量充足的工况下，应打开旁通阀来减少换气过程的功率损失[26]，但旁通技术更多地考虑改善低转速时的增压效果，仅是一种过渡技术。[27]

2.3点火方式

天然气的着火性能差，稀薄燃烧所需的点火能量约是汽油机的4.5倍。[18]点火方式有火花塞点火(预燃式和预燃室)和引燃油引燃。[7]

1)预燃式火花塞点火：点火能力为普通火花塞的100～1 000倍，发动机λ值可达1.8 左右。

2)预燃室火花塞点火：λ值可达2.0左右。

3)引燃油引燃：通过引燃油喷油器或双喷嘴喷油器中的引燃油喷嘴喷入一定量的引燃油[6]，引燃油压燃后引燃天然气；燃烧是由多处火焰前峰扩散穿过混合气作用的结果[9]，类似于多火花塞点燃式或繁星点燃式，由于引燃油引燃提供的能量远大于电火花提供的能量，使得发动机可在高空燃比下运行，耗能较低。

2.3.1火花塞点火

2.3.1.1 点火提前角

点火提前角减小，后燃加重，最高爆压和NOx排放有所降低(点火提前角从曲柄转角14°减小到6°时，扭矩从950 N·m减小到850 N·m，NOx从2.7 g/(kW·h)减少到1 g/(kW·h)。[20]点火提前角增加，最大缸内压力、压力升高率及缸内最高温度逐渐增加，点火提前角为34°时动力性及经济性最佳。[28]点火提前角增大可弥补天然气火焰传播速度慢(约33. 8 m/s[9])导致的热效率下降，从而改善缸内燃烧，增大功率、降低燃气消耗率。[29]点火提前角增大造成的缸内压力和温度升高可通过调整λ来改善。[20]

2.3.1.2 点火能量

①点火能量达到35 mJ[30]或41 mJ[31]以上, 发动机的动力性、经济性无明显差别。

②点火能量提高可使点火可靠、燃烧改善，对降低HC较为明显[32]；点火能量减小会引起HC排放增加[30-32]，在高负荷或高速工况下, 点火能量<194 mJ时，HC 排放有明显增加[31]。

③点火能量减小，CO排放几乎无变化[31-32]，而NOx波动无明显趋势。

④较高的点火能量可使燃烧更稳定可靠[29]，从而降低失火的可能性，拓宽稀燃界限(因λ较大值降低了点火放电时刻缸内的温度和压力，减缓了化学反应速率和火焰传播速率[30])。

2.3.2燃油引燃

2.3.2.1 喷油提前角

喷油提前角增加, THC和CO排放减少, NOx排放增加[17,33-34]；THC和CO排放在BMEP为200～400 kPa时最多，而NOx排放则随BMEP的增加而增加[17]。此外，碳烟降低，CO2升高，输出功率先增大后降低，燃料消耗率先降低后增大，最大功率处燃油消耗最低。[15]在BTDC 28°～BTDC 36°范围内，最高燃烧压力、最大瞬时放热率及缸内最高温度随点火提前角的增大而增大。在双燃料模式下，发动机供油提前角应适当增大(19 °左右), 既可降低HC和CO排放，又不使NOx增加很多。[34]

2.3.2.2 引燃油量

NOx排放量与引燃油量呈线性关系。[9]油门较小时，NOx排放降低；油门较大时，NOx排放升高。[32]Wartsila(引燃油量1%)和MAN(引燃油量7%)支管进气双燃料机NOx排放分别满足Tier III标准和Tier II标准的要求，MAN正研究减小引燃油量至1%。引燃油量增加，THC减小，NOx增加[8,17]，引燃油量较低时NOx增加更显著[8]。此外，NOx在中低负荷下增加尤为明显，在高负荷下改变引燃油量对THC，CO和NOx的影响变小。[17]引燃油量增加，CO有增加[8]或下降[17,33]。CO排放存在差异可能是国内的引燃油点火技术与国外存在差异造成的。此外，引燃油量越多，效率越低，最高有效效率是在占总能量输入1%左右的引燃油量时获得的。[8]

2.3.2.3 喷油压力

喷油压力对发动机的热效率有明显影响，适宜的轨压可提高1%的热效率，喷油压力在略超过1 000 bar时获得最佳的发动机效率。[9]

2.3.3小结

(1) 在双燃料模式下运行时，可适当增大点火或喷油提前角，以改善燃烧和排放；

(2) 点火或喷油提前角增大，燃烧提前，缸内最高压力、温度和NOx排放增加，THC和CO减少；

(3) 较高的点火或引燃能量可拓宽稀燃界限；

(4) 点火或引燃能量增加，HC减小，但CO，NOx及经济性的变化因点火或引燃方式的不同而略有不同，原因可能是引燃油能量远大于火花塞点火能量。

提高稀燃条件下的气体燃料燃烧速率是气体燃料发动机的关键技术，提高点火能量、改变燃空混合气性质和微引燃柴油等方法都可提高稀薄燃烧的燃烧速率。[14]

2.4尾气排放

2.4.1NOx排放

温度、氧含量和高温持续时间是影响发动机NOx生成的主要因素。当反应温度高于2 200 K时，温度每上升90 K，NOx生成量会成倍增加。[6]在保持相同的缸内最高压力时，Diesel定压加热循环的压缩终了温度和缸内平均温度均比Otto定容加热循环大，由于Diesel循环压缩比较大，因此压缩终了的气体温度较高，且Diesel循环避免了爆燃，循环过程中燃料喷入量较多。Diesel循环和Otto循环的温度比较[6]见图2，两者的最高温差导致NOx生成量不同，如表1中MAN缸内高压直喷双燃料机采用Diesel循环，其排放仅满足Tier II标准的要求。

图2 Diesd循环和Otto循环的温度比较

在双燃料模式下，发动机NOx排放降低[34]，最高降低88.3%，稳态循环为15.3%，瞬态循环为13.3%[12]，且随着负荷的增加，NOx近似线性增加[10]或波动增加[12]。但是,有部分文献试验结果(高负荷下双燃料模式NOx排放高于纯柴油模式[4,10])与上述现象矛盾。文献[4]和文献[10]认为高负荷工况下双燃料模式的温度高于柴油模式，因此采用双燃料模式时，温度高于[5,12]或低于[40,41]柴油模式，温度差异导致NOx生成量不同。甲烷火焰传播速度比柴油低12%，因此在采用双燃料模式时可能存在后燃，使得平均排气温度要高于柴油模式。此外，燃气替代率对NOx排放也有一定影响，在中低速工况下NOx排放随替代率的增大而增大，在标定工况下NOx排放随替代率增大而减小，燃气替代率对NOx排放的影响与实际空燃比有关。[16]

综上所述，影响LNG发动机NOx生成的主要因素有工作循环方式(Diesel或Otto)、空燃比、引燃油量和负荷。

2.4.2HC和CO排放

排放的HC主要来自于未燃烧的HC和甲烷(CH4)逃逸。在中、低负荷下，λ较大、部分天然气-空气混合气稀薄及未达到着火界限而不能完全燃烧是HC排放高的主要原因。[22]未燃烧的HC除了可控制空燃比之外，还可优化气道设计形成良好的缸内气体流动，促使燃气与空气良好混合，实现充分燃烧。CH4逃逸的原因[8]有：气门叠开；气隙(如活塞顶部的环岸区域)；燃烧室壁附近的火焰冷激效应。CH4逃逸的控制方式[8,18]有：优化天然气供气和气门正时(如可变凸轮轴技术[5])；减小环岸容积；增强湍流，提高近壁区域的温度。

国内混烧机为保证在柴油模式下有较高的热效率，基本未对原型柴油机进行改动，因此CH4逃逸量较大。模拟显示，LNG泄漏随气门重叠角和增压比的增大而急剧增加，当增压比为1.8～3.0时，排气门LNG泄漏量可达全部LNG的1%～5%；适当减小排气门直径是减少LNG泄漏的有效措施。[36]

双燃料模式下的HC排放比纯柴油模式增加4倍以上。[10]此外，负荷增加，燃气替代率增大，THC 排放增加。[4]在各工况点下，随着CNG替代率的增大，HC排放呈上升的趋势。[16]

双燃料模式下CO排放比纯柴油模式增加3倍左右[10]或2～3倍[4]，且在高速、高负荷工况下两者的差值更大，因为该工况下燃气替代率升高，加上高速时短时间燃烧及天然气火焰传播速度(约33.8 m/s[18])低于柴油混合气，着火滞后期延长，部分混合气不能充分燃烧，以至于CO排放量迅速上升[23]。在CNG替代率为35%～55%时，CO排放量达到最大值，随后随替代率的升高而降低；最大转矩工况下CO排放最低。研究表明，CO生成率主要受空燃比的影响，燃料成分对CO生成的影响不大。[18]

另有研究表明，进气节流和废气再循环,在降低HC排放的同时，也能减少中等负荷时的CO排放，且可保持NOx的排放水平，显著提高中、低负荷下的热效率。[22]

2.4.3PM排放

高温、高压和缺氧是碳烟生成的3个根本条件。[18]双燃料模式可有效降低发动机的烟度及颗粒排放，稳态循环试验PM降低25.0%；瞬态循环试验PM降低56.1%。碳烟排放量在纯柴油模式下为2.0～3.5 rb，在双燃料模式下为1.5 rb以下[10]；双燃料模式的烟度仅为纯柴油模式的1%[3]。此外，燃气替代率升高，碳烟排放降低。[16]PM排放减少的原因有：燃烧完全；天然气碳氢质量比(C/H)小。有研究[37]显示：LNG气化温度降低有利于降低双燃料发动机碳烟，NO，CO2和CH4的排放量，但会造成CO排放增加。

3 结束语

1)国内混烧机在双燃料模式下运行，虽能降低运行成本，但会使实际耗能增加，且CH4逃逸较多，与国外机型相比，在能耗和尾气排放上都有差距。

2)LNG发动机在双燃料模式下运动，HC和CO排放增加，NOx和PM排放减小。

3)影响LNG发动机NOx排放的主要因素有工作循环方式(Diesel或Otto)、空燃比、引燃油量和负荷等，其中：工作循环方式影响最大；而引燃油量与NOx排放量约呈线性关系。

4)点火技术影响空燃比，较大的点火能量或柴油微引燃可拓宽稀燃界限，且燃烧稳定；当点火或喷油提前时，燃烧提前，缸内压力、温度及NOx排放增加，但THC和CO排放减小。

[1] 马义平,曾向明,魏海军,等.国内外船用LNG动力发动机发展现状[J].中国航海,2016,39(3):20-25.

[2] 杨波，盛苏建，周斌. 1 000 m3LNG 燃料加注船主机选型研究[J]. 船海工程，2014，43(5)：148-150.

[3] 闫丽，辛强之，黄猛，等. Z6170ZLC/S-8型双燃料发动机开发[J]. 柴油机，2014，36(1)：1-4.

[4] 钱良智. 柴油-LNG 双燃料船用发动机排放特性试验研究[J]. 船海工程，2015，44(3)：142-145.

[5] 雷伟，甘少炜，周国强，等. 船用天然气发动机技术现状及发展[J]. 船海工程，2014，43(6)：23-26.

[6] 马义平，王忠诚，时继东，等. 曼恩和瓦锡兰船用二冲程双燃料发动机之比较[J].船舶，2015,26(5)：94-99.

[7] 卢瑞军，周志勇，武宪磊. 船用天然气发动机关键技术发展及应用[J].内燃机与动力装置，2014，31(3)：57-60.

[8] MOHR H， BAUFELD T. 面向未来的双燃料发动机技术进展[J]. 国外铁道机车与动车,2013(6):39-47.

[9] 徐兆坤，蒋妙范，吴伟蔚，等. 天然气/柴油混合燃料发动机的特性研究[J]. 天然气工业，2006,26(4)：128-130.

[10] 陈瑞晶. 柴油/LNG 双燃料发动机台架试验性能分析[J]. 福建工程学院学报，2013，11(6)：527-533.

[11] 赵会军. CNG/柴油混烧性能实验研究[J].农机化研究，2003(3)：120-123.

[12] 石来华，姜艳. 电控柴油引燃天然气双燃料发动机的试验研究[J]. 客车技术与研究，2015(4)：56-59.

[13] 何旷. 高性能江海型LNG运输船[J]. 中国船检，2013(5)：71-72.

[14] 冯立岩，张春焕，李佳星. 气体燃料大型船用主机燃烧系统分析[J]. 铁道机车车辆，2011，31(S1)：25-29.

[15] 李捷辉，刘大为，毛功平，等. 船用柴油/LNG双燃料发动机控制系统设计与推进特性试验研究[J]. 中国农机化学报，2016，37(4)：170-175.

[16] 覃军，沈捷，尧命发，等. 燃烧系统参数对增压中冷柴油-天然气双燃料发动机排放特性和经济性影响的实验研究[J]. 内燃机学报，2003，21(4)：217-223.

[17] 王军，王继卫. CNG/柴油双燃料车用发动机排放特性研究[J]. 汽车工程，2004，26(1)：34-37.

[18] 刘凯，席跃进. 车用天然气发动机关键技术研究与发展[J]. 柴油机设计与制造，2008，15(3)：337-340.

[19] 刘敬平，杨汉乾，王树青，等. 改善增压天然气发动机排放特性的途径[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2012，43(1)：143-150.

[20] 翟康，施崇槐，韩志强，等. 过量空气系数和点火提前角对CNG 发动机NOx排放性能的影响[J]. 湖北汽车工业学院学报，2014，28(4)：13-17.

[21] 姜士阳. 天然气发动机理论空燃比与稀燃对比研究[J]. 农机化研究，2010(10)：195-198 .

[22] 刘雄, 张惠明, 吕筱萍, 等. 降低双燃料发动机HC和CO 排放的研究[J]. 内燃机学报，2003，21(1)：35-39.

[23] 杨龑虓，张金柱. 变截面涡轮增压器控制系统仿真研究[J]. 黑龙江工程学院学报(自然科学版)，2005，19(1)：44-47.

[24] 郭鹏江，王天灵，吴君华，等. 可变喷嘴涡轮增压器喷嘴环叶片位置对柴油机性能的影响[J]. 内燃机工程，2010，31(2)：41-47.

[25] 肖茂宇，石磊，邓康耀. 增压直喷汽油机增压系统瞬态过程建模计算与优化[J]. 上海汽车，2010(5)：12-17.

[26] 刘 博，胡志龙，李华雷，等. 可调二级增压柴油机旁通阀特性和调节规律的试验[J]. 内燃机学报，2012，30(1)：72-78.

[27] 周立迎，徐富水，罗福强. 缸内直喷CNG发动机燃烧过程测量分析[J].车用发动机，2014(4)：83-88.

[28] 胡春明，侯圣智，赵文锋，等. 低压缸内直喷CNG发动机燃烧特性的影响因素[J]. 燃烧科学与技术，2010，16(5)：446-450.

[29] 王都，盛利，冒晓建，等.点火能量对稀燃增压CNG发动机性能影响的试验研究[J]. 汽车工程，2009，31(10)：915-918.

[30] 郭林福，张欣，李国岫. 点火能量对电控单燃料CNG发动机性能的影响[J]. 车用发动机，2005(1)：25-28.

[31] 王金磊，刘峰，王璐. 点火能量对通用小型汽油机排放性能影响的研究[J]. 小型内燃机与摩托车, 2009，38(1)：18-20.

[32] 宋建桐，张春化，李婕. 喷油正时对电控共轨柴油机燃用LNG-柴油双燃料的影响[J]. 车用发动机，2015(6)：85-89.

[33] 苏岭，钟辉，汪映，等. 供油参数对CNG 双燃料发动机低负荷排放的影响[J].车用发动机，2002(5)：10-12.

[34] 黄猛，王国仰，刘康，等. 天然气-柴油双燃料船用发动机燃气喷射系统及推进特性研究[J]. 中国造船，2015，56(2)：87-94.

[35] 罗东晓. 柴油汽车改用LNG燃料的实用技术及其经济性分析[J]. 天然气工业，2012(9)：92-97.

[36] 陈克朋，李格升，潘志翔，等. LNG-柴油双燃料增压船用发动机气门重叠期LNG燃料的泄漏分析[J]. 内燃机工程，2015，36(4)：120-125.

[37] 于洪亮，段树林，孙培廷. LNG气化温度对船用天然气/柴油双燃料发动机燃烧排放的影响[J]. 推进技术，2015，36(9)：1369-1375.

SomeKeyTechnologiesofMarineLNGFueledEngines

MAYiping1,XULeping1,HUYihuai1,XUEShuye2，ZHAORui1

(1.Merchant Marine College, Shanghai Maritime University, Shanghai 201306, China; 2. Shanghai Pujiang Education Press, Shanghai 201306, China)

The technical features of Liquefied Natural Gas(LNG) fueled engines at home and abroad is summarized in an table and the influences of technical factors is analyzed, such as air-fuel ratio, dynamic characteristics and ignition technology on the power, economy and emissions. The results show that the main factors affecting NOxare the work cycle, the air-fuel ratio, the quantity of pilot fuel, and the load. A larger air-fuel ratio is favorable for thermal efficiency and NOxemissions, but deteriorates the power and THC emissions. Ignition technology affects the air-fuel ratio. Higher ignition energy or pilot fuel can extend the lean-burn limit and increase advance angle of ignition or pilot fuel injection, leading to higher maximum pressure, temperature and NOxand lower THC and CO emission. The Variable Geometry Turbocharger (VGT) can improve the dynamic response, economy and emissions of the engine. Compared to the pure diesel mode with the Dual-fuel mode, the emissions of HC and CO are higher and those of NOxand PM are lower.

LNG; engine; air-fuel ratio; dynamic response; ignition technology

U664.1

A