吳靜濤, 吳志軍, 李理光, 康 哲, 鄧 俊

(1. 同濟(jì)大學(xué) 汽車(chē)學(xué)院, 上海 201804; 2. 重慶大學(xué) 汽車(chē)工程學(xué)院, 重慶 400044)

隨著汽車(chē)工業(yè)的蓬勃發(fā)展,能源消耗和環(huán)境保護(hù)問(wèn)題變得日益嚴(yán)峻.為了應(yīng)對(duì)這些問(wèn)題,各國(guó)政府建立了嚴(yán)格的法規(guī),從而控制汽車(chē)的油耗與排放,達(dá)到節(jié)能減排的目的.嚴(yán)格的法規(guī)促進(jìn)了對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)節(jié)能減排的探索.噴水技術(shù)在提高燃油經(jīng)濟(jì)性和降低排放等方面有著極大的優(yōu)勢(shì),在汽油機(jī)和柴油機(jī)上具有較高的應(yīng)用前景,各國(guó)科研人員也對(duì)噴水技術(shù)開(kāi)展了大量研究.

目前,噴水技術(shù)按照噴射位置的不同可以分為進(jìn)氣總管單點(diǎn)噴水、進(jìn)氣歧管?chē)娝透變?nèi)噴水等方式.進(jìn)氣歧管?chē)娝夹g(shù)可以使汽油發(fā)動(dòng)機(jī)在滿(mǎn)負(fù)荷下以當(dāng)量比運(yùn)行,還可以使發(fā)動(dòng)機(jī)的平均有效壓力提高5%,熱效率提高4%[1].吳志軍等[2-3]討論了噴水發(fā)動(dòng)機(jī)的理論循環(huán)熱效率,隨著噴水質(zhì)量及噴水溫度的增加,發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率增加.于瀟等[4-6]在內(nèi)燃蘭金循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)上研究了噴水時(shí)刻和噴水溫度對(duì)燃燒特性的影響,實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,在燃燒過(guò)程中噴入的水可控制燃燒速率,噴水時(shí)刻對(duì)HC和NOx排放特性有較大影響,噴水溫度的升高可以提高循環(huán)熱效率.De Bellis等[7]使用仿真的方法研究了進(jìn)氣道噴水對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響,結(jié)果表明,噴水技術(shù)可以有效降低發(fā)動(dòng)機(jī)中高負(fù)荷的燃油消耗率. Tauzia等[8]在一臺(tái)柴油機(jī)上研究了進(jìn)氣歧管?chē)娝睦鋮s作用,實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)無(wú)論是在大負(fù)荷還是小負(fù)荷,噴水均可以降低50%的NOx排放.Bozza等[9]對(duì)比研究了噴水和廢氣再循環(huán)(EGR)對(duì)熱力學(xué)和燃燒熱性的影響,研究表明與EGR類(lèi)似,噴水對(duì)層流火焰速度影響顯著,可以有效抑制發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震.此外,Hoppe等[10-11]在一臺(tái)配有廢氣再循環(huán)的汽油機(jī)上研究了當(dāng)量比下缸內(nèi)噴水對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗和性能的影響,實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明在低油耗區(qū)可以將發(fā)動(dòng)機(jī)效率提高3.3%~3.8%,在大負(fù)荷區(qū)域可以將發(fā)動(dòng)機(jī)效率提高16%.Iwashiro等[12]研究了噴水對(duì)均質(zhì)壓縮燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)(HCCI)的影響,研究發(fā)現(xiàn)HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率提高了2%,工作范圍從460 KPa拓寬至700 KPa.

天然氣因其具有資源豐富、成本低、排放低等特點(diǎn)成為具有前景的替代燃料[13-14].目前,天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)廣泛采用稀薄燃燒技術(shù)、渦輪增壓、高壓縮比等技術(shù)[15-16].由于排放限值的進(jìn)一步嚴(yán)格,天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)向當(dāng)量比燃燒發(fā)展,這進(jìn)一步了天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷.面對(duì)這些挑戰(zhàn),噴水技術(shù)被認(rèn)為是一種潛在的解決方案.綜上所述,目前關(guān)于噴水技術(shù)的實(shí)驗(yàn)與仿真研究主要應(yīng)用于汽油機(jī)和柴油機(jī).因此,本文結(jié)合詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué),運(yùn)用數(shù)值模擬的方法,分別從噴水質(zhì)量和噴水位置兩方面入手,研究分析了噴水對(duì)重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性和排放的影響.

1 計(jì)算模型

1.1 仿真模型

本文研究對(duì)象是一臺(tái)四沖程點(diǎn)燃式渦輪增壓天然氣發(fā)動(dòng)機(jī),其主要參數(shù)見(jiàn)表1.仿真采用三維計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)軟件CONVERGE對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過(guò)程進(jìn)行模擬.利用有限體積法對(duì)質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒方程離散求解,湍流模型為RNGk-epsilon雙方程模型.使用Kelvin-Helmholtz和Rayleigh-Taylor混合破碎模型以及O' Rourke液膜模型模擬噴霧過(guò)程.采用詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型(SAGE)計(jì)算燃燒反應(yīng)過(guò)程,其中甲烷的反應(yīng)機(jī)理為GRI-mech 3.0,共包含53種組分和325種基元反應(yīng).該機(jī)理適用于當(dāng)量比0.1~5下的化學(xué)反應(yīng).此外,使用擴(kuò)展的Zeldovich模型預(yù)測(cè)氮氧化物的生成.此外,仿真所用的天然氣燃料的主要成分為:CH4、C2H6和C3H8,其體積分?jǐn)?shù)分別為88%、6%和6%.

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

1.2 計(jì)算網(wǎng)格

為了兼顧計(jì)算效率和計(jì)算結(jié)果的精確性,體網(wǎng)格基本尺寸為4 mm.仿真過(guò)程中采用了速度及溫度自適應(yīng)加密體網(wǎng)格(AMR),加密等級(jí)是3,即最小網(wǎng)格尺寸為0.5 mm.同時(shí),在燃燒室、火花塞、活塞頂面、氣門(mén)封閉面等關(guān)鍵位置采用了不同等級(jí)的嵌入式固定加密.計(jì)算過(guò)程中,每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)都會(huì)重建網(wǎng)格,因此在不同時(shí)刻,缸內(nèi)網(wǎng)格數(shù)目與分布也不相同,最大網(wǎng)格數(shù)為300萬(wàn).圖1為上止點(diǎn)前320°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)生成的計(jì)算網(wǎng)格.

1.3 邊界條件

為了研究天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣、壓縮及做功過(guò)程,本文的數(shù)值模擬計(jì)算區(qū)域選定為進(jìn)、排氣道和燃燒室三部分.進(jìn)、排氣道部分分為氣門(mén)座、氣門(mén)體和氣道體區(qū)域,燃燒室部分分為氣缸蓋、缸壁和活塞頂.借助GT-Power軟件,完成天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的熱力循環(huán)計(jì)算,獲取三維數(shù)值模擬的瞬態(tài)邊界條件.如進(jìn)口、出口的溫度和壓力等,其他邊界條件的設(shè)置見(jiàn)表2.

圖1 計(jì)算網(wǎng)格

1.4 模型標(biāo)定

為了驗(yàn)證本文模型的準(zhǔn)確性,保證計(jì)算結(jié)果可靠性,選取當(dāng)量比為1.21,1 100 r·min-1全負(fù)荷工況下的臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.圖2為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的缸壓曲線與仿真結(jié)果的對(duì)比.從圖中可以看出,兩條曲線擬合程度良好,誤差范圍在5%以?xún)?nèi),說(shuō)明模型的選擇、邊界條件和初始條件的設(shè)置能夠滿(mǎn)足計(jì)算的要求.

表2 邊界條件

圖2 計(jì)算模型標(biāo)定

為了研究不同噴水位置對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放特性的影響,選取當(dāng)量比為1.21,噴水和燃?xì)赓|(zhì)量比為0.5,1 100 r·min-1全負(fù)荷工況下對(duì)進(jìn)氣總管及進(jìn)氣歧管兩個(gè)噴水位置的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比研究.對(duì)于進(jìn)氣總管?chē)娝?在低速大負(fù)荷條件下,噴入進(jìn)氣系統(tǒng)的水以水蒸氣的形式從進(jìn)氣邊界進(jìn)入.對(duì)于進(jìn)氣歧管?chē)娝?噴嘴位置如圖 1所示.為了排除水噴霧蒸發(fā)過(guò)程對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響,選取在總管?chē)娝畻l件下研究噴水質(zhì)量對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程的影響.由于當(dāng)噴水與燃?xì)赓|(zhì)量比大于1:1時(shí)易發(fā)生失火現(xiàn)象,因而在當(dāng)量比為1.21, 1 100 r·min-1全負(fù)荷工況下對(duì)質(zhì)量比為0:1、0.5:1和1:1三種工況下的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比研究,分析噴水質(zhì)量對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)和燃燒過(guò)程的影響.

2 計(jì)算結(jié)果與討論

2.1 噴水位置對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的影響

圖3為不同噴水位置下燃燒室內(nèi)的平均壓力及平均放熱率曲線的變化曲線.從圖中可以看出,當(dāng)采用進(jìn)氣總管?chē)娝畷r(shí),燃燒室內(nèi)的峰值壓力為8.964 MPa,而采用進(jìn)氣歧管?chē)娝畷r(shí),燃燒室內(nèi)的峰值壓力為9.196 MPa.當(dāng)采用進(jìn)氣總管?chē)娝畷r(shí),燃燒室內(nèi)的峰值放熱率為546 J·(°)-1,而采用進(jìn)氣歧管?chē)娝畷r(shí),燃燒室內(nèi)的峰值放熱率為524 J·(°)-1.從兩圖可以得到,與不噴水的工況相比,進(jìn)氣歧管?chē)娝桨傅母變?nèi)壓力和放熱率的下降較小,表明在相同水油比下,進(jìn)氣歧管?chē)娝纬傻乃F對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)輸出性能及缸內(nèi)燃燒過(guò)程的負(fù)面影響更小.分析認(rèn)為,造成上述現(xiàn)象的原因主要在于進(jìn)氣歧管?chē)娝畬?duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣過(guò)程充量系數(shù)的影響.

圖3 不同噴水位置的缸壓及放熱率對(duì)比圖

Fig.3 Comparison of cylinder pressure and heat released rate in different water injection positions

圖4為不同噴水位置下進(jìn)氣質(zhì)量對(duì)比圖.當(dāng)采用進(jìn)氣總管?chē)娝桨笗r(shí),進(jìn)氣質(zhì)量為4 436 mg,當(dāng)采用進(jìn)氣歧管?chē)娝桨笗r(shí),進(jìn)氣質(zhì)量增加至4 513 mg.在相同水油比下,噴水位置對(duì)進(jìn)氣質(zhì)量的影響十分顯著,進(jìn)氣歧管?chē)娝倪M(jìn)氣質(zhì)量比進(jìn)氣總管?chē)娝M(jìn)氣質(zhì)量大5%.此外,從圖5進(jìn)氣至壓縮過(guò)程的溫度分布圖可以看出,在進(jìn)氣及壓縮過(guò)程中,進(jìn)氣歧管?chē)娝娜紵覂?nèi)的溫度低于進(jìn)氣總管?chē)娝娜紵覂?nèi)溫度,在上止點(diǎn)前20°曲軸轉(zhuǎn)角的時(shí)候,采用進(jìn)氣歧管?chē)娝桨傅娜紵覂?nèi)平均溫度為700 K,而采用進(jìn)氣總管?chē)娝桨傅娜紵覂?nèi)的平均溫度為750 K.這表明,在低轉(zhuǎn)速大負(fù)荷工況下,發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷較高,對(duì)與進(jìn)氣道噴水而言,噴水位置距離燃燒室距離越近,水霧蒸發(fā)吸熱降低燃燒室溫度的作用越明顯,從而增加進(jìn)氣過(guò)程的缸內(nèi)充量密度.

圖4 不同噴水位置進(jìn)氣質(zhì)量對(duì)比圖

2.2 噴水質(zhì)量對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的影響

圖6為進(jìn)氣行程在不同噴水質(zhì)量時(shí)湍動(dòng)能及流場(chǎng)分布.進(jìn)氣行程初期,混合氣被擠入燃燒室內(nèi),在上止點(diǎn)前344°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí),受到氣門(mén)節(jié)流作用的影響,在氣門(mén)間隙處的最大湍動(dòng)能僅為50 m2·s-2;活塞下行到上止點(diǎn)前318°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí),活塞運(yùn)動(dòng)加快,缸內(nèi)產(chǎn)生負(fù)壓,同時(shí)氣門(mén)處的節(jié)流損失減小,空氣經(jīng)螺旋氣道后沿進(jìn)氣門(mén)面流入缸內(nèi).從圖中可以看出,此時(shí)隨著噴水質(zhì)量的增加,進(jìn)氣質(zhì)量增加,使得氣流在進(jìn)氣門(mén)下方的兩個(gè)滾流的湍動(dòng)能增加,這有利于組織更加均勻的混合氣;在上止點(diǎn)前263°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí),不同滾流區(qū)之間相互影響,缸內(nèi)滾流的結(jié)構(gòu)發(fā)生改變.隨著噴水質(zhì)量的增加,右側(cè)的滾流逐漸變大,但由于進(jìn)氣過(guò)程的不對(duì)稱(chēng)性,進(jìn)氣門(mén)下方的滾流區(qū)逐漸變小;隨著活塞繼續(xù)運(yùn)動(dòng),噴水質(zhì)量對(duì)湍動(dòng)能的影響逐漸減弱,但是缸內(nèi)仍然存在多個(gè)較小尺度的滾流區(qū)域,各個(gè)滾流區(qū)之間互相交換能量,湍動(dòng)能逐漸減弱至25 m2·s-2以下,形成均勻的混合氣.

a -344°

b -318°

c -263°

d -182°

e -120°

Fig.6 Distribution of turbulence kinetic energy in the intake stroke

圖7為在不同噴水質(zhì)量下溫度場(chǎng)分布圖,從圖中可以看出,在火花塞點(diǎn)火之前,缸內(nèi)溫度分布均勻,為800 K;由于天然氣的著火延遲期較長(zhǎng),火花塞點(diǎn)火后,在上止點(diǎn)前8°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí),火焰在火花塞附近形成明顯的火核;在燃燒上止點(diǎn)時(shí),火焰處于明顯發(fā)展期,以球形向外擴(kuò)展,從圖中可以看出,在壓縮過(guò)程中缸內(nèi)滾流的作用下,使得缸內(nèi)已燃混合氣團(tuán)向進(jìn)氣門(mén)側(cè)(左側(cè))偏移.隨著燃燒過(guò)程的進(jìn)行,火焰從燃燒室中心的火花塞迅速傳播至燃燒室邊緣的擠流區(qū),圖中溫度梯度較大的分界面可以看作火焰前封面,相同時(shí)刻火焰前封面距離燃燒室中心火花塞的距離可以用來(lái)在衡量火焰?zhèn)鞑ニ俣?從上止點(diǎn)后8°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)的對(duì)比圖可以看出,隨著噴水質(zhì)量的增加,火焰?zhèn)鞑ニ俣让黠@減慢,從而推遲了燃燒相位.在上止點(diǎn)后24°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí),火焰前封面繼續(xù)傳播至燃燒室的凹坑及擠流區(qū)域,隨著噴水質(zhì)量的增加,火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢,這容易使氣缸壁縫隙處殘余的混合氣增加,燃燒不充分,HC和CO的排放量增加.

圖8為燃燒室內(nèi)的平均溫度及放熱率曲線,從圖中可以看出,隨著噴水質(zhì)量的增加,燃料的放熱率減緩,燃燒持續(xù)期延長(zhǎng),燃燒室內(nèi)的最高溫度降低,最高溫度的相位也被推遲.當(dāng)沒(méi)有水噴入的時(shí)候,燃燒室內(nèi)的最高溫度為2 490 K(上止點(diǎn)后15°曲軸轉(zhuǎn)角);當(dāng)噴水質(zhì)量與天然氣質(zhì)量相同時(shí),燃燒室內(nèi)的最高溫度為2 200 K(上止點(diǎn)后30°曲軸轉(zhuǎn)角).

圖9為不同噴水質(zhì)量下燃燒室內(nèi)的平均壓力的變化曲線,從圖中可以看出,隨著噴水質(zhì)量的增加,燃燒室內(nèi)的峰值壓力從10 MPa下降到8 MPa,峰值壓力出現(xiàn)的相位從上止點(diǎn)后19°曲軸轉(zhuǎn)角推遲到上止點(diǎn)后23.5°曲軸轉(zhuǎn)角.這意味著天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)采用噴水技術(shù)后,在相同的點(diǎn)火提前角下,發(fā)動(dòng)機(jī)的做功能力會(huì)略微下降.但是,隨著噴水質(zhì)量的增加,火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢,燃燒持續(xù)期延長(zhǎng),爆震傾向也會(huì)減弱,這為天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的當(dāng)量比燃燒提供了可能性.

a -20°

b -8°

c 0°

d 8°

e 16°

f 24°

g 32°

h 40°

圖8 不同噴水質(zhì)量下缸內(nèi)溫度及放熱率對(duì)比圖

圖9 不同噴水質(zhì)量下缸內(nèi)壓力對(duì)比圖

高溫、富氧以及在高溫富氧區(qū)的停留時(shí)間是氮氧化物生成的3個(gè)條件.圖10為仿真不同噴水質(zhì)量的氮氧化物的分布.從溫度場(chǎng)分布可以看出,高溫區(qū)域主要存在于已燃區(qū)和火焰前峰面處,而氮氧化物的形成區(qū)與溫度場(chǎng)的高溫區(qū)分布一致.在上止點(diǎn)附近的快速燃燒期,火焰?zhèn)鞑ニ俣燃眲〖涌?燃燒室內(nèi)火花塞附近溫度達(dá)到 2 400 K 以上,有明顯的氮氧化物生成跡象;在上止點(diǎn)后24°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí),火焰前封面繼續(xù)傳播至燃燒室的凹坑及擠流區(qū)域,在溫度很高的已燃區(qū)域生成了大量的氮氧化物,在沒(méi)有噴水的工況下,局部最高的氮氧化物質(zhì)量分?jǐn)?shù)高達(dá)0.012;隨著活塞的繼續(xù)下行,燃燒進(jìn)入后燃期,氮氧化物的生成速率降低,并總生成量維持穩(wěn)定.與沒(méi)有噴水的工況相比,隨著噴水質(zhì)量的增加,燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)域明顯減少,使得缸內(nèi)氮氧化物的生成面積和峰值顯著減小.

a 0°

b 8°

c 16°

d 24°

e 32°

f 40°

g 48°

圖10 氮氧化物生成分布

圖11為不同噴水質(zhì)量下氮氧化物的生成量.在不改變點(diǎn)火時(shí)刻和空燃比的情況下,不噴水的原機(jī)工況下,單缸氮氧化物的生成量為805×10-6;當(dāng)噴水質(zhì)量為天然氣質(zhì)量的一半時(shí),氮氧化物的生成質(zhì)量下降至原機(jī)的59.94%;而噴水質(zhì)量等于天然氣質(zhì)量時(shí),氮氧化物的生成質(zhì)量下降至原機(jī)的23.08%.通過(guò)上述仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),隨著噴水質(zhì)量的增加,氮氧化物的成量明顯降低.因此,進(jìn)氣總管?chē)娝梢燥@著抑制燃燒室內(nèi)氮氧化物的生成,從而大幅緩解稀燃工況下天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)后處理裝置的依賴(lài).

圖11 不同噴水質(zhì)量下氮氧化物的生成量

2.3 噴水對(duì)反應(yīng)過(guò)程的影響

為了進(jìn)一步研究噴水對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)化學(xué)反應(yīng)過(guò)程的影響,在當(dāng)量比為1.21,噴水和燃?xì)赓|(zhì)量比為0.5,1 100 r·min-1全負(fù)荷工況下,對(duì)比了噴水和未噴水情況下幾種物質(zhì)濃度和溫度曲線的關(guān)系.在火焰前鋒之前的末端氣體中產(chǎn)生CH2O和OH自由基可以作為燃燒反應(yīng)和已燃區(qū)的標(biāo)記[17].如圖12所示,在溫度低于1 500 K的低溫反應(yīng)階段,隨著燃料的消耗,在兩種情況下的溫度均緩慢升高,CH2O和H2O2中間自由基在此階段都顯著上升,且無(wú)明顯差別.在低溫反應(yīng)階段主要是脫氫反應(yīng),即CH4被自由基(H,O和OH等)氧化成CH3,CH3與氧原子結(jié)合并被氧化成CH2O.仿真結(jié)果表明,噴水對(duì)低溫反應(yīng)階段CH2O和H2O2的生成沒(méi)有顯著影響.

在溫度高于1 500 K的高溫反應(yīng)階段,噴水工況的OH和HO2自由基濃度明顯低于未噴水工況的濃度,這些變化主要涉及以下反應(yīng):

H2O2+ (M) = OH + OH + (M)

(R1)

CH2O + 2OH = CO + 2H2O

(R2)

HCO + OH = CO + H2O

(R3)

CO + OH = CO2+ H

(R4)

如圖12所示,當(dāng)燃燒室內(nèi)的溫度高達(dá)1 500 K時(shí),CH2O和H2O2的濃度上升到相對(duì)較高的水平.此時(shí)H2O2開(kāi)始分解產(chǎn)生大量OH自由基,這也是高溫反應(yīng)的開(kāi)始指標(biāo).同時(shí),R2反應(yīng)消耗OH和CH2O形成CO,而CO進(jìn)一步被氧化成CO2放出大量的熱量.當(dāng)噴水以后,R1反應(yīng)被H2O抑制,導(dǎo)致生成的OH濃度降低,因此燃燒持續(xù)期被延長(zhǎng).而R3反應(yīng)速率(指前因子A= 50×1013)比R4反應(yīng)速率快得多(指前因子A= 4.76×107),這導(dǎo)致沒(méi)有足夠的OH來(lái)進(jìn)行R4反應(yīng),因此噴水以后的最高溫度明顯降低.因此,在高溫反應(yīng)階段,噴水以后,OH自由基的生成速率被抑制,致使沒(méi)有足夠的氧化劑氧化CO,放熱持續(xù)期延長(zhǎng),反應(yīng)溫度降低.

a 未噴水工況

b 噴水工況

3 結(jié)論

(1) 噴水對(duì)天然氣的低溫反應(yīng)階段無(wú)顯著影響,但是在高溫反應(yīng)階段,OH自由基的生成速率被抑制,致使沒(méi)有足夠的氧化劑氧化CO,燃燒持續(xù)期延長(zhǎng),反應(yīng)溫度降低.

(2) 噴水質(zhì)量的增加會(huì)使得燃燒過(guò)程的火焰?zhèn)鞑ニ俣让黠@減慢,燃料放熱速率減緩,燃燒的持續(xù)期延長(zhǎng),最高溫度降低,相位推遲.這顯著降低了發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷,抑制氮氧化物的生成.

(3) 噴水位置距離燃燒室越近,水霧蒸發(fā)吸熱降低燃燒室溫度的作用越明顯,這有利于增加進(jìn)氣過(guò)程的缸內(nèi)充量密度.