李孟涵，田洪建，張強(qiáng)，劉曉日

(1.河北工業(yè)大學(xué)能源與環(huán)境工程學(xué)院，天津 300401；2.山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061)

天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)具備有害排放物低及全壽命周期內(nèi)碳排放低的優(yōu)點(diǎn)[1-4]。由于甲烷沒(méi)有毒性，不會(huì)在水、土壤中沉積，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)作為陸用、內(nèi)河、港口和近海動(dòng)力可以有效降低對(duì)土壤、大氣和水系的污染，因此，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用。

高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)采用微量柴油引燃直噴天然氣噴束的擴(kuò)散燃燒模式，幾乎不存在末端混合氣自燃導(dǎo)致的爆震問(wèn)題，因此可采用與柴油機(jī)相當(dāng)?shù)膲嚎s比，從而克服了傳統(tǒng)火花點(diǎn)燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比低、熱效率低的缺點(diǎn)[5-8]。另外，高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)在大多數(shù)運(yùn)行工況下的替代率都可以達(dá)到95%以上，降低了對(duì)傳統(tǒng)燃料的依賴(lài)和炭煙的生成量，因此被視為目前天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)最先進(jìn)的技術(shù)之一。

對(duì)高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的研究始于20世紀(jì)80年代，由英屬哥倫比亞大學(xué)的Hill教授提出[9]。此后，以英屬哥倫比亞大學(xué)和西港公司為首的研究機(jī)構(gòu)對(duì)高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣噴射特性及噴射策略?xún)?yōu)化等方面進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究[10-12]。針對(duì)高壓直噴天然氣的模擬，英屬哥倫比亞大學(xué)的Mtui[13]利用單步反應(yīng)模型對(duì)柴油和天然氣的燃燒過(guò)程進(jìn)行表征，對(duì)不同噴射參數(shù)下發(fā)動(dòng)機(jī)的放熱規(guī)律和NOx排放進(jìn)行了預(yù)測(cè)。西港公司的Munshi等[14]采用詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理對(duì)不同燃燒模式下的直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程及影響因素進(jìn)行了模擬和分析?？ㄌ乇死盏腖ee等[15]對(duì)不同機(jī)理在對(duì)高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程預(yù)測(cè)的適用性上進(jìn)行了比較，并選取了合適的機(jī)理進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒模擬及噴孔設(shè)計(jì)。西南研究院的Florea等[16]采用帶甲烷反應(yīng)步的正庚烷化學(xué)機(jī)理對(duì)高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣早噴燃燒方式的負(fù)荷極限和減排策略進(jìn)行了探索。

總結(jié)前期的研究可知，對(duì)高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬研究主要集中于噴射參數(shù)和燃燒模式。對(duì)于高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，氣體噴射是主要的燃料引入方式，燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)直接影響擴(kuò)散燃燒過(guò)程中空氣利用率、擴(kuò)散速度及排放，燃料的混合過(guò)程及火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程與柴油機(jī)差異較大，對(duì)燃燒室?guī)缀螀?shù)的要求有所不同，目前對(duì)于高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的研究還比較有限。本研究利用Converge軟件建立微柴油引燃缸內(nèi)直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的SAGE詳細(xì)化學(xué)動(dòng)力模型，利用試驗(yàn)標(biāo)定燃燒模型，模擬研究了不同燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其燃燒和排放的影響。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)性能試驗(yàn)及模型標(biāo)定

1.1 試驗(yàn)樣機(jī)及幾何模型

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)為6缸增壓中冷微量柴油引燃缸內(nèi)高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒供給系統(tǒng)設(shè)計(jì)為柴油-天然氣雙共軌電控噴射方式，采用預(yù)噴柴油引燃的擴(kuò)散燃燒方式，預(yù)噴微量柴油作為引燃源，主噴天然氣在上止點(diǎn)附近噴入柴油火焰中被引燃。這種燃燒方式由于天然氣在上止點(diǎn)附近噴入發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)，在換氣過(guò)程中不存在天然氣泄漏的問(wèn)題；燃燒過(guò)程中壁面激冷層及活塞一環(huán)以上等高碳?xì)渑欧艆^(qū)域?yàn)榭諝舛皇腔旌蠚?，減少了天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的碳?xì)渑欧拧２捎脭U(kuò)散燃燒技術(shù)使天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)可以采用比預(yù)混燃燒更高的空燃比，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)的NOx排放。由于擴(kuò)散燃燒不存爆震問(wèn)題，可以采用與柴油機(jī)同樣的壓縮比，提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率。表1示出了試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的主要參數(shù)。鑒于發(fā)動(dòng)機(jī)的柴油及天然氣噴射器均為9孔均勻分布，建立1/9燃燒室模型(見(jiàn)圖1)。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

圖1 燃燒室?guī)缀螀?shù)

1.2 燃燒模型及標(biāo)定

利用Converge軟件模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的噴射及燃燒過(guò)程，表2示出了所選擇的計(jì)算模型。

表2 計(jì)算模型

SAGE化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型由正庚烷和天然氣的氧化子模型組成。正庚烷選用ERC反應(yīng)機(jī)理[17]，包含了29種組分和52步反應(yīng)。天然氣反應(yīng)模型為AramcoMech 1.3機(jī)理的簡(jiǎn)化模型，原模型包括253種組分和1 542步反應(yīng)[18]。為節(jié)省計(jì)算資源，利用基于誤差傳遞和敏感性分析的直接關(guān)系圖法(DRGEP&DRGEPSA)將模型簡(jiǎn)化為34種組分和209步反應(yīng)。為了預(yù)測(cè)NOx排放，將12步NOx機(jī)理集成到反應(yīng)機(jī)理中，最終反應(yīng)模型包含了47種組分和237步反應(yīng)，圖2示出機(jī)理的主要反應(yīng)路徑。

圖2 燃燒機(jī)理主要反應(yīng)路徑

天然氣及柴油的噴射規(guī)律采用一維模型的計(jì)算結(jié)果得出，本研究采用18 MPa，21 MPa，24 MPa 3種不同的燃料噴射壓力。圖3示出在不同噴射壓力下燃料噴射速率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。

圖3 柴油及天然氣噴射規(guī)律

表3示出模擬驗(yàn)證所用的試驗(yàn)條件，圖4示出試驗(yàn)測(cè)試及模擬計(jì)算得到的缸壓。由圖4可見(jiàn)，試驗(yàn)值和模型計(jì)算值的符合性較好。圖5示出實(shí)測(cè)排放值和模擬值的對(duì)比，模擬計(jì)算結(jié)果的排放規(guī)律和試驗(yàn)結(jié)果一致。

表3 模擬驗(yàn)證用試驗(yàn)條件

圖4 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)及模擬計(jì)算缸內(nèi)壓力對(duì)比

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)排放值與模擬排放值對(duì)比

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 計(jì)算方案

在原試驗(yàn)燃燒室(方案1)的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了5種新型燃燒室(方案2至方案6)，表4示出不同計(jì)算方案的燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)，其中方案1至方案4為縮口燃燒室，方案5、方案6為直口燃燒室。

表4 燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.2 燃燒過(guò)程

以方案1為例分析燃燒過(guò)程，噴射壓力為18 MPa。如圖6a中缸內(nèi)溫度分布所示，天然氣以高壓方式噴入氣缸后以天然氣噴射為中心形成低溫區(qū)域。由于引燃柴油在天然氣的下方噴入，這個(gè)區(qū)域的溫度較高，使天然氣噴束的下沿首先燃燒。另外，在進(jìn)氣渦流運(yùn)動(dòng)作用下霧化的柴油被缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)吹到兩個(gè)噴孔軸線(xiàn)中間，這個(gè)區(qū)域?qū)儆谔烊粴鈬娛耐獠浚紵磻?yīng)開(kāi)始得最早，因而溫度較高。如圖6a的OH體積分?jǐn)?shù)分布所示，其體積分?jǐn)?shù)較高的區(qū)域和缸內(nèi)高溫區(qū)一致，高溫使燃料的氧化反應(yīng)激烈，OH體積分?jǐn)?shù)較大。

圖6 缸內(nèi)溫度及OH隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

由圖6b和圖6c可見(jiàn)，隨著燃燒的發(fā)展，整個(gè)噴束周?chē)奶烊粴庑纬蓴U(kuò)散燃燒火焰，使天然氣噴束周?chē)臏囟燃癘H根體積分?jǐn)?shù)很高。當(dāng)燃燒發(fā)展到750°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，天然氣已經(jīng)停止噴射，燃燒室上緣附近由于天然氣持續(xù)不斷地噴入，形成一個(gè)較大的燃料過(guò)濃區(qū)域(見(jiàn)圖7)，此時(shí)天然氣向周?chē)鷶U(kuò)散燃燒，在燃料過(guò)濃區(qū)的火焰前鋒面邊緣形成溫度及OH體積分?jǐn)?shù)較高的區(qū)域。

圖7 750°時(shí)的天然氣及氧濃度

圖8示出缸內(nèi)天然氣平均體積分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。天然氣開(kāi)始噴射后，在滯燃期缸內(nèi)天然氣的體積分?jǐn)?shù)迅速增加，燃燒剛開(kāi)始時(shí)火焰前鋒面的面積小，燃燒速度慢，CH4平均體積分?jǐn)?shù)呈繼續(xù)增加的趨勢(shì)，隨著反應(yīng)的進(jìn)行，火焰前鋒面面積增加，反應(yīng)速度快，CH4體積分?jǐn)?shù)減小。730°曲軸轉(zhuǎn)角附近天然氣仍保持高的噴射速率，前期噴射到活塞凹坑附近的CH4開(kāi)始聚積，噴束及燃料過(guò)濃區(qū)周?chē)难鯕庠诜磻?yīng)前期消耗較多，受天然氣及周?chē)諝鈹U(kuò)散速度的限制，燃燒速度變慢，CH4平均體積分?jǐn)?shù)增加。736°之后，隨著噴射量的減小，CH4體積分?jǐn)?shù)減小。

圖8 CH4平均體積分?jǐn)?shù)

2.3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒的影響

圖9至圖11示出不同方案的缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)、瞬時(shí)放熱率及OH體積分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。由圖中壓力曲線(xiàn)可見(jiàn)，方案5及方案6兩個(gè)直口燃燒室在燃燒前期缸內(nèi)壓力上升較快，燃燒持續(xù)到740°時(shí)其壓力開(kāi)始低于方案4。方案1至方案4隨著燃燒室凹坑深度增加、直徑減小，缸內(nèi)壓力呈增加的趨勢(shì)。

圖9 燃燒室參數(shù)對(duì)缸內(nèi)壓力的影響

由圖10中放熱率曲線(xiàn)可見(jiàn)，6種方案引燃柴油的放熱率差別不大，各方案在噴射前期噴束周?chē)鯕獬渥?，放熱率迅速升高，方?至方案6較其他3個(gè)方案放熱快，方案5瞬時(shí)放熱率的峰值最高，天然氣噴射后期及噴射結(jié)束后的燃燒持續(xù)期內(nèi)方案5和方案6的放熱速率逐漸低于方案4。

圖10 燃燒室參數(shù)對(duì)瞬時(shí)放熱率的影響

OH為鏈?zhǔn)椒磻?yīng)的重要中間產(chǎn)物，其體積分?jǐn)?shù)是表征反應(yīng)烈度的重要標(biāo)志。由圖11中的OH體積分?jǐn)?shù)曲線(xiàn)可見(jiàn)，737°之前，方案4、方案5、方案6的OH體積分?jǐn)?shù)升高得較其他3種方案快，反應(yīng)速度快；737°～790°方案4的OH體積分?jǐn)?shù)一直處于最高水平，反應(yīng)活躍。燃燒后期方案1的OH體積分?jǐn)?shù)仍維持在較高水平，說(shuō)明其后燃較其他方案嚴(yán)重。由圖12可見(jiàn)，由于方案4在整個(gè)燃燒持續(xù)期內(nèi)反應(yīng)都較活躍，燃燒充分，其指示熱效率最高；方案5及方案6雖然燃燒前期反應(yīng)較快，但燃燒后期積聚的燃料擴(kuò)散速度慢，使熱效率低于方案4；方案1和方案2由于燃燒相位較為滯后，熱效率處于較低水平；熱效率最高的方案4比熱效率最低的方案1在熱效率的數(shù)值上高1.32%。

圖11 OH體積分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖12 燃燒室參數(shù)對(duì)指示熱效率的影響

圖13示出結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)天然氣噴射擴(kuò)散及燃燒影響的三維截面圖，其中云圖為天然氣的體積分?jǐn)?shù)，箭頭線(xiàn)為速度矢量。

圖13 燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)天然氣擴(kuò)散燃燒的影響

730°時(shí)的速度矢量表明，天然氣高速?lài)娚涞交钊吘?，在壁面的引?dǎo)下分別向活塞頂面及活塞凹坑流動(dòng)，部分未燃燒的天然氣在活塞碰壁部位的上、下方積聚。方案1縮口燃燒室天然氣噴束頭部的CH4體積分?jǐn)?shù)分布表明，該方案由于燃燒凹坑深度大，天然氣噴束左下側(cè)的空氣混合較差，利用率很低，造成氧氣浪費(fèi)；凹坑直徑小，則導(dǎo)致噴射到壁面及其附近的天然氣量增加，造成該區(qū)域的氧氣不足，延緩了天然氣的反應(yīng)。方案4燃燒室凹坑直徑增加、深度減小后，噴束下側(cè)區(qū)域的空氣利用率增加，天然氣噴束的發(fā)展空間增加，在燃燒室邊緣和噴束頭部之間形成火焰前鋒面，在噴射過(guò)程中CH4燃燒的比例增加。

對(duì)于方案5及方案6兩直口燃燒室方案，在730°燃燒較劇烈時(shí)和縮口燃燒室差別不大，但凹坑內(nèi)氣流的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)由于沒(méi)有燃燒室壁面的引導(dǎo)作用較縮口燃燒室的流動(dòng)順暢性差，影響了凹坑內(nèi)濃混合氣和周?chē)鷼怏w的擴(kuò)散摻混，使其在燃燒后期反應(yīng)強(qiáng)烈程度較縮口燃燒室弱。

由圖13中750°燃燒后期的CH4體積分?jǐn)?shù)分布及速度矢量可知，在燃燒室凹坑上側(cè)及凹坑底部?jī)?nèi)側(cè)出現(xiàn)天然氣擴(kuò)散燃燒速度較慢的兩個(gè)區(qū)域，這兩個(gè)區(qū)域在燃燒發(fā)展過(guò)程中形成明顯的漩渦氣流運(yùn)動(dòng)，這種氣流運(yùn)動(dòng)滯緩了該區(qū)域的天然氣和周?chē)鷼怏w混合，燃燒變緩。

2.4 排放性分析

圖14示出各燃燒室方案在排氣門(mén)開(kāi)啟前的排放值。由圖14可見(jiàn)，方案4的炭煙排放值在各方案中最低，方案2的炭煙排放值在各方案中最高，方案2的炭煙排放值比方案4高62.1%。方案1的CO排放值在6個(gè)方案中最低，方案6的CO的排放值最高，方案6的CO排放值比方案1高137.4%。各方案的NO排放值差別不大，方案1最低，方案4最高，方案4比方案1高12.3%。綜合各方案的排放結(jié)果來(lái)看，方案1的CO和NOx排放處于最低水平，但炭煙排放處于中等水平；方案4的炭煙和CO排放控制效果較好，但NOx排放最高。

圖14 各方案排放值

圖15示出燃燒過(guò)程中CO體積分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。在高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)中，CO排放主要與局部氧氣體積分?jǐn)?shù)有關(guān)。由圖15可見(jiàn)，燃燒前期隨曲軸轉(zhuǎn)角的增加CO迅速增加，由于擴(kuò)散燃燒缸內(nèi)混合氣濃度分布極不均勻，在天然氣噴射過(guò)程及結(jié)束后5°曲軸轉(zhuǎn)角生成大量的CO。隨著燃燒的進(jìn)行，CO的氧化率大于生成率，燃燒前期生成的CO不斷被氧化，CO體積分?jǐn)?shù)降低。圖中曲線(xiàn)表明：方案1由于燃燒室凹坑深度大，燃燒過(guò)程中空氣的利用率低，在800°之前，CO的體積分?jǐn)?shù)大于其他方案，但由于其后燃程度最高，CO的后氧化反應(yīng)較強(qiáng)，最終的CO排放最少。方案4空氣利用率高，在整個(gè)燃燒過(guò)程中CO體積分?jǐn)?shù)均處于較低水平。方案6由于燃燒室凹坑直徑過(guò)大，同時(shí)直口燃燒室所形成的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)不利于凹坑內(nèi)的CH4向周?chē)鷶U(kuò)散，使其在燃燒后期的CO體積分?jǐn)?shù)最高，因此最終的CO排放也最高。

圖15 CO體積分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖16示出780°時(shí)不同方案下CO在燃燒室軸向截面上的體積分?jǐn)?shù)分布云圖。由圖16可見(jiàn)，燃燒室存在兩個(gè)CO體積分?jǐn)?shù)較高的區(qū)域，這兩個(gè)區(qū)域都是進(jìn)氣及燃燒過(guò)程中形成的漩渦中心區(qū)域，位于漩渦中心的燃燒較難向外擴(kuò)散。由圖可見(jiàn)，缸蓋底面與擠氣面之間的高CO區(qū)域從方案1到方案4呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，這說(shuō)明縮口方案中，隨著燃燒凹坑深度的增加和擠氣面的減小，缸蓋底面與擠氣面之間區(qū)域的漩渦強(qiáng)度降低，有利于此區(qū)域CH4的擴(kuò)散和CO的氧化，此區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)降低；但凹坑內(nèi)的高CO區(qū)域由于受凹坑深度和擠氣面積的雙重影響，在應(yīng)用方案2時(shí)最大。方案6由于同時(shí)應(yīng)用了直口方案和深凹坑方案，燃燒室凹坑內(nèi)和凹坑外氣流交換較差，直口燃燒室凹坑內(nèi)的CO體積分?jǐn)?shù)達(dá)到最高。

圖16 燃燒室內(nèi)CO分布云圖

圖17和圖18示出不同方案下缸內(nèi)NO體積分?jǐn)?shù)和缸內(nèi)平均溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。由圖可見(jiàn)，NO主要在燃燒前期生成，燃燒前期反應(yīng)強(qiáng)烈，火焰前鋒面的溫度高，氧氣較充足，有利于NO的生成。對(duì)比圖16與圖17可知，NO生成量并不與缸內(nèi)的平均溫度完全一致，說(shuō)明擴(kuò)散燃燒過(guò)程中NO的生成由火焰前鋒面溫度和混合氣濃度共同決定。

圖17 NO體積分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖18 缸內(nèi)平均溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖19示出750°時(shí)各網(wǎng)格單元NO體積分?jǐn)?shù)與溫度和當(dāng)量比的關(guān)系。如B面投影圖中NO體積分?jǐn)?shù)和溫度的關(guān)系所示，NO在2 200～2 400 K范圍內(nèi)達(dá)到最高值。這主要是因?yàn)?，溫度高? 200 K后，NO的生成速率較快，此時(shí)NO的生成速率不僅受溫度的影響，對(duì)當(dāng)量比也比較敏感。在溫度2 200～2 400 K的區(qū)域，當(dāng)量比處于0.8～0.9時(shí)，氧含量較大，促進(jìn)了NO的生成。由此可知擴(kuò)散燃燒中當(dāng)量比分布和溫度分布共同決定了NOx的生成量。方案4對(duì)空氣的利用率較高，提高了天然氣擴(kuò)散燃燒過(guò)程中空氣與火焰前鋒面的接觸概率，增加了NO的生成。

圖19 網(wǎng)格單元NO體積分?jǐn)?shù)分布與溫度和當(dāng)量比的關(guān)系

圖20示出不同方案下炭煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)在不同當(dāng)量比時(shí)的分布情況。由圖可知，炭煙主要在燃燒室內(nèi)的過(guò)濃區(qū)生成，由于預(yù)混燃燒的天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)不存在燃料過(guò)濃區(qū)，炭煙的生成量極低。但高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)有擴(kuò)散燃燒階段，天然氣擴(kuò)散燃燒過(guò)程中噴束周?chē)幕旌蠚鉂舛忍荻群艽?，存在燃料的過(guò)濃區(qū)，過(guò)濃區(qū)內(nèi)的CH4更易在一系列脫氫聚合反應(yīng)后生成炭煙先導(dǎo)物，從而成為炭煙的高生成區(qū)。圖21示出缸內(nèi)炭煙質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系。由圖可見(jiàn)，炭煙在燃燒前期生成，大部分在后續(xù)的燃燒過(guò)程中被氧化。方案1由于空氣的利用程度低，燃燒過(guò)程中更易形成過(guò)濃區(qū)，炭煙的生成量最多，但方案1后燃階段的溫度和OH摩爾分?jǐn)?shù)均較高，增加了在做功沖程后期炭煙的氧化，且后氧化的速率對(duì)最終炭煙排放的影響大于生成量的影響，因此方案1最終的炭煙排放量在6個(gè)方案中處于中等水平。方案2的炭煙生成量較大且后氧化速率沒(méi)有明顯優(yōu)勢(shì)，最終炭煙排放量最多。方案4炭煙生成量較低，且炭煙后氧化速率相對(duì)較快，因此在6個(gè)方案中炭煙排放最低。

圖20 網(wǎng)格單元炭煙質(zhì)量比分布與當(dāng)量比的關(guān)系

圖21 炭煙質(zhì)量含量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系

3 結(jié)論

a) 對(duì)于縮口燃燒室，隨著燃燒室凹坑深度的減小和燃燒室喉口直徑的增大，天然氣擴(kuò)散燃燒火焰的傳播速度越快，指示熱效率也越高；在燃燒室總深度相當(dāng)?shù)那闆r下，直口燃燒室形成的氣流運(yùn)動(dòng)對(duì)天然氣擴(kuò)散火焰?zhèn)鞑サ拇龠M(jìn)作用小于縮口燃燒室，且對(duì)于直口燃燒室，采用較小的凹坑深度和較大的喉口直徑不利于天然氣在前期預(yù)混燃燒階段的火焰?zhèn)鞑?，從而?dǎo)致指示熱效率的降低；

b) 燃燒室凹坑總深度較小的縮口燃燒室空氣利用率高，天然氣擴(kuò)散火焰與氧氣的接觸概率增大，快速燃燒期中的平均缸內(nèi)溫度也相對(duì)較高， 因而NOx排放較高；

c) 由于CO和炭煙排放都受燃料空氣混合質(zhì)量和后氧化的影響，因此這兩種排放的規(guī)律一致；對(duì)于縮口燃燒室，CO和炭煙在速燃期的生成峰值均隨著燃燒室凹坑總深度的減小而減小，這是燃燒室凹坑深度最小的燃燒室方案CO和炭煙相對(duì)較小的主要原因；然而，燃燒室凹坑深度最大的燃燒室方案CO和炭煙排放水平也較低，這主要是因?yàn)檫@種方案后燃傾向嚴(yán)重，后期缸內(nèi)平均溫度較高，CO和炭煙的后氧化較好；對(duì)于直口燃燒室，燃燒室凹坑深度較小的方案后氧化效果較差，CO和炭煙較高。