王作吉，劉宗寬，周 磊，衛(wèi)海橋

(天津大學機械工程學院，天津 300072)

低速柴油機因功率大、熱效率高而廣泛用作船舶主動力裝置，但隨著海洋環(huán)境污染的加劇，其排放問題逐漸受到關注[1-4].研究發(fā)現(xiàn)，以天然氣為主燃料的船機可以有效降低NOx排放，同時可以緩解能源緊張的問題.天然氣具有較低的十六烷值，不易自燃，而柴油的十六烷值較高，可以作為天然氣的引燃燃料，二者同時使用可以實現(xiàn)良好的燃燒[5-6].此外，雙燃料船機可獲得與傳統(tǒng)柴油機相近的熱效率.因此天然氣/柴油雙燃料船用發(fā)動機得到人們廣泛關注.

天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機發(fā)展至今主要有兩種運行模式：①低壓噴射模式：在進氣行程將天然氣以較低的壓力噴入缸內，隨后在上止點附近噴射柴油引燃天然氣，完成燃燒做功；②高壓直噴(HPDI)模式：在壓縮沖程結束時的上止點附近高壓噴射柴油，隨后高壓噴射天然氣[7].上述兩種方式的燃燒模式不同，低壓噴射模式下天然氣較早進入缸內，燃燒時與空氣混合充分，因此以預混燃燒為主；HPDI 模式下，天然氣噴射前柴油已經著火燃燒，產生了較高的溫度壓力以及多種中間產物和自由基，使得天然氣進入缸內立刻著火燃燒，因此HPDI 方式以擴散燃燒為主.由于采用稀薄燃燒技術，雙燃料發(fā)動機存在燃燒不穩(wěn)定的缺點，因此大量文獻對天然氣和柴油共存時的燃燒特性進行了研究[8-9].天然氣與柴油共存時的燃燒特性多采用模擬的方式進行研究，而在數(shù)值模擬中，多以甲烷代替天然氣，以正庚烷代替柴油.文獻[10]模擬研究了雙燃料發(fā)動機中正庚烷在甲烷/空氣混合氣中的燃燒過程，結果表明，甲烷著火的原因是正庚烷氧化提高了壓力溫度并且正庚烷著火核中的自由基和中間產物向甲烷發(fā)生了擴散.文獻[11]采用大渦模擬研究了正庚烷噴霧在甲烷環(huán)境中的燃燒過程，結果表明，溫度和甲烷濃度對正庚烷的燃燒特性有很大影響.文獻[12]研究了正庚烷噴射正時對正庚烷在甲烷/空氣混合氣中燃燒特性的影響，結果表明，延遲噴油正時使OH 更早生成，從而使點火提前，促進了正庚烷和甲烷的消耗.

目前針對正庚烷/甲烷共存時的著火及燃燒特性的模擬研究主要以正庚烷噴入甲烷/空氣混合氣的方式為主，而缺乏對正庚烷、甲烷順序噴射的方式的研究.甲烷濃度是影響雙燃料燃燒的一個重要因素，在HPDI 模式下可以通過改變甲烷噴射速率來改變缸內甲烷濃度分布.本文通過數(shù)值模擬的手段揭示天然氣噴射速率對HPDI 模式下雙燃料船機著火及燃燒特性的影響.

1 仿真模型及研究方法

1.1 發(fā)動機介紹

三維數(shù)值模型的發(fā)動機原型是MAN 公司的試驗機4T50ME-GI[13]，其在75%負荷下的主要參數(shù)如表1 所示.

表1 發(fā)動機主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of engine

1.2 模型介紹

本文基于Converge 軟件建立了雙燃料船機模型，如圖1 所示.計算網(wǎng)格包括完整的掃氣口和排氣道，采用了自適應網(wǎng)格技術，選用的基礎網(wǎng)格尺寸為1 cm，最小網(wǎng)格尺寸為2.5 mm，能夠精確地模擬缸內燃燒過程.

圖1 三維模型和計算網(wǎng)格Fig.1 3D model and computational grid

模擬過程中的子模型設置情況如表2 所示，其中SAGE 燃燒模型使用了Liu 等[14]開發(fā)的簡化的甲烷著火機理，該機理包括44 種組分，112 步基元反應，可準確模擬正庚烷、甲烷的燃燒過程[11-12,15].模型在氣缸蓋的邊緣對稱布置了兩組噴射器，噴射方向與掃氣口產生的渦流方向一致.每組噴射器都包括一個柴油噴射器和一個天然氣噴射器，每個噴射器均包含4 個噴孔.由于Converge 中不包含氣體噴射模型，本文通過INFLOW 邊界設置了天然氣噴射器.圖2 所示為基準工況下－0.5°時柴油(紅色)與天然氣(綠色)的噴射位置.

表2 子模型設置情況Tab.2 Setting of submodel

圖2 柴油(紅)與天然氣(綠)噴射位置Fig.2 Diesel (red) and natural gas (green) injection positions

1.3 模型驗證

本文模擬了75%負荷工況的雙燃料船機，模型中設定的參數(shù)與表1 一致.在該負荷下每循環(huán)天然氣噴射量為26.6 g，柴油噴射量為1.39 g.模擬中以正庚烷(C7H16)代替柴油，以甲烷(CH4)代替天然氣.試驗和模擬的缸內壓力、放熱率曲線對比如圖3 所示.表3 列出了最高燃燒壓力、最高燃燒壓力角度和總放熱量的試驗值和模擬值對比，其誤差分別為0.41%、0.44%和4.19%.結果表明，本文建立的模型能夠很好地預測試驗中缸內的燃燒過程，基本能捕捉燃燒中的缸內壓力和放熱率變化趨勢，可以用來進一步開展缸內燃燒特性的分析.

圖3 試驗和模擬缸內壓力、放熱率對比Fig.3 Comparison of cylinder pressure and heat release rate between experimental and simulated values

表3 主要參數(shù)試驗值和模擬值對比Tab.3 Comparison between experimental and simulated values of main parameters

1.4 研究方案

本文為了研究天然氣噴射速率對缸內著火過程的影響，通過改變INFLOW 邊界條件設置了5 組不同天然氣噴射速率的工況，最高噴射速率分別為1.56 kg/s、1.30 kg/s(基準工況)、1.04 kg/s、0.91 kg/s 和0.78 kg/s.在設置過程中，保持天然氣噴射總量、天然氣噴射起始時刻、天然氣噴射速率的升高和降低過程經歷的時間不變，不同天然氣噴射速率的設置情況如圖4 所示.這樣設置的好處是排除了天然氣噴射總量和天然氣噴射起始時刻的干擾，同時在噴射開始時便能產生一定的噴射速率差距.

圖4 天然氣噴射速率設置情況Fig.4 Setting of natural gas injection rate

2 天然氣噴射速率對燃燒特性的影響

2.1 天然氣噴射速率對缸內燃燒及火焰的影響

圖5 所示為不同天然氣噴射速率工況下缸內平均壓力和放熱率的對比圖，其中，放熱率是由Converge 軟件根據(jù)反應機理計算得到.從圖中可以看出，天然氣噴射速率降低使得放熱率峰值明顯降低且持續(xù)時間變長.從本質上講，降低天然氣噴射速率使得單位時間內進入缸內的燃料質量減少且噴射時間延長，因而導致放熱率峰值降低且持續(xù)時間變長，燃燒相位滯后，當噴射速率降低到0.78 kg/s(降低40%)時，放熱率峰值持續(xù)時間延長了約15°CA.同時，降低噴射速率使得缸內壓力峰值明顯降低，當噴射速率為0.78 kg/s 時，缸壓幾乎沒有提升，導致發(fā)動機性能降低，而當噴射速率提高至1.56 kg/s(增加20%)時，缸壓峰值增加了約2 MPa，說明缸內燃燒更加劇烈.圖6 展示了不同天然氣噴射速率工況下的缸內平均溫度變化曲線，發(fā)現(xiàn)降低天然氣噴射速率使得缸內平均溫度峰值降低且峰值相位滯后，這主要是因為放熱率峰值降低且持續(xù)時間變長，導致膨脹行程熱量損失增加，造成缸內溫度升高速度變慢.

圖5 缸內平均壓力和放熱率Fig.5 Average pressure and heat release rate in cylinder

圖6 缸內平均溫度Fig.6 Average temperature in cylinder

圖7 所示為不同天然氣噴射速率下缸內甲烷質量的變化曲線.研究發(fā)現(xiàn)，噴射速率越高甲烷增加速率越快，在3°CA 左右形成的峰值越高，這主要是因為噴射初期甲烷消耗速度較慢，缸內甲烷質量與噴射速率成正相關.3.5°CA 時所有工況下甲烷噴射速率均達到最大值，此時噴射速率高的工況，甲烷下降趨勢明顯.天然氣噴射速率越低，噴射后期形成的峰值越明顯.噴射速率越低，甲烷耗盡時刻距離噴射結束時刻(EOI，end of injection)越遠.以上現(xiàn)象均能夠說明，噴射速率越低甲烷消耗速度越慢.

圖7 缸內甲烷質量Fig.7 Mass of methane in cylinder

圖8 所示為不同時刻、不同天然氣噴射速率下缸內溫度-當量比散點圖，并根據(jù)CH4的質量分數(shù)標記，圖中每一個散點均對應一個計算網(wǎng)格.下文提到的“濃預混核心”和“外擴散火焰”等概念主要參考了準穩(wěn)態(tài)柴油燃燒的基本概念[16-17]和柴油射流火焰結構分析[18].文獻[19]指出，燃料首先在濃預混核心處發(fā)生初始反應，消耗掉卷吸進入射流的氧氣，發(fā)生不完全燃燒，隨后不完全燃燒產物在火焰最外側發(fā)生完全氧化，形成外擴散火焰.

如圖8 所示，高濃度甲烷主要分布在大當量比區(qū)域，在0.5°CA 時，噴射速率越高，大當量比處高濃度甲烷散點越密集，這是因為缸內存在的甲烷更多，現(xiàn)象與圖7 一致.燃燒進行到4°CA 時，可以觀察到明顯的濃預混核心，但不同的天然氣噴射速率形成的濃預混核心特征不同.天然氣噴射速率越低，濃預混核心與外擴散火焰的臨界當量比越大.這表明降低甲烷噴射速率可以使擴散火焰抵達燃料更濃的區(qū)域，使?jié)忸A混核心分布在燃料更富集的區(qū)域.在4°CA 時還可以觀察到，噴射速率越低，兩個噴射器形成的濃預混核心之間的差異越明顯.從6.5°CA 的散點圖上看到，射流火焰特征逐漸消失，主要表現(xiàn)為：濃預混核心和噴嘴處區(qū)域散點溫度升高，以及低溫燃料散點逐漸消失.天然氣噴射速率越低，上述變化越小，這將在下文解釋.

圖8 不同噴射速率下溫度-當量比散點圖Fig.8 Temperature-equivalence ratio scatter plot at different injection rates

圖9 所示為1.56 kg/s 和0.78 kg/s 噴射速率下的OH 等值面.研究表明，OH 大量聚集在火焰前鋒處，可以用來標記火焰位置[20]，因此本文使用OH 等值面來觀測火焰發(fā)展趨勢.從圖中可以發(fā)現(xiàn)，在1.5°CA 時1.56 kg/s 與0.78 kg/s 的噴射速率工況下的火焰發(fā)展速度差別不明顯，而5.0°CA 時甲烷噴射速率越高火焰發(fā)展越快.這主要是因為噴射前期甲烷的高溫反應較慢，火焰前鋒處的OH 主要是由正庚烷的燃燒產生的，而隨著燃燒的進行，天然氣噴射速率越快，相同時間內進入缸內的燃料質量越多，參與反應的燃料越多，缸內溫度越高，燃燒更加劇烈.并且較高的噴射速率加快了氣流運動，使得燃料、中間產物和自由基在距離噴嘴更遠的地方發(fā)生反應.6.5°CA 時，1.56 kg/s 的工況下噴嘴區(qū)域被來自另一個噴嘴的火焰覆蓋，使得噴嘴前方的低溫燃料區(qū)溫度提高，這解釋了圖8 中甲烷噴射速率越高，濃預混核心升溫越早的現(xiàn)象.

為了進一步研究不同噴射速率下的火焰變化，分析了1.56 kg/s 和0.78 kg/s 噴射速率下的火焰浮升長度(從噴嘴到火焰開始著火的距離)的變化，如圖10所示.從圖中看到，1.56 kg/s 噴射速率的工況下火焰浮升長度較長，這主要是因為火焰浮升長度受到化學計量線位置的影響，噴射速率越高化學計量線離噴嘴越遠，使得火焰浮升長度越長.同時，噴射速率越高，缸內氣流運動速度越快，促進了未燃燃料、中間產物和自由基向更遠處擴散，使得燃燒反應發(fā)生在較遠的位置，火焰浮升長度增加.1.56 kg/s 噴射速率的工況下火焰浮升長度在穩(wěn)定前出現(xiàn)下降趨勢，這是因為隨著缸內溫度的升高，燃料尾部燃燒加強，發(fā)生高溫反應.0.78 kg/s 噴射速率的工況下火焰浮升長度不斷提升，表明燃料消耗速度小于燃料供給速度.

圖10 不同噴射速率下的火焰浮升長度Fig.10 Flame lift-off length at different injection rates

2.2 天然氣噴射速率對高溫反應的影響

研究表明，OH 可以作為高溫反應的指示物[21]，圖11 所示為不同噴射速率工況下缸內OH 含量變化曲線.從圖中可以看出，2.5°CA 前不同噴射速率工況下OH 變化無明顯區(qū)別，隨后噴射速率越低，OH增長速度越慢，直到15°CA 左右達到峰值.這表明噴射初期缸內總體高溫反應差別不大，2.5°CA 到15°CA 之間噴射速率越低，缸內總體高溫反應越弱.15°CA 以后，高噴射速率工況OH 開始下降，低噴射速率工況OH 達到峰值后并短暫維持，這是因為天然氣噴射速率降低，燃料噴射持續(xù)期增長，高溫反應相對持久.

圖11 不同噴射速率下的OH質量Fig.11 Mass of OH at different injection rates

圖12 所示為不同時刻、不同噴射速率工況下OH 質量分數(shù)-當量比散點圖，并根據(jù)溫度標記.可以看出，OH 峰值總是位于當量比為1 的火焰前鋒處，且峰值處OH 溫度極高.甲烷噴射速率越低，1.5°CA時火焰前鋒處OH 峰值越高，這是因為噴射初期OH主要由正庚烷生成，而甲烷噴射速率越高，相同時間內進入缸內燃料的質量越大，且氣流速度更快，帶動了更多的甲烷與高溫火焰接觸，反應：C H4＋OH→CH3＋H2O 越容易發(fā)生，導致火焰前鋒處OH消耗較快，故質量分數(shù)較低.隨著燃燒的進行，6.5°CA 時甲烷噴射速率越快，火焰前鋒及其他當量比區(qū)域OH 質量分數(shù)越高，存在更強的高溫反應區(qū)域.這是因為甲烷噴射速率高的工況，缸內溫度較高，利于高溫反應發(fā)生，使得更多燃料發(fā)生高溫反應.

圖12 不同噴射速率下的OH質量分數(shù)-當量比散點圖Fig.12 OH mass fraction-equivalence ratio scatter plot at different injection rates

2.3 天然氣噴射速率對低溫反應的影響

CH2O 是甲烷低溫反應的標志性產物，它的生成代表了第1 階段著火[22].圖13 所示為不同天然氣噴射速率工況下缸內CH2O 總量的變化圖，從圖中可以看出，天然氣噴射速率越低，2.5°CA 前CH2O 增長速度越慢，說明總體低溫反應較弱.噴射速率越低，CH2O 快速消耗的時刻越晚，這是因為CH2O 主要分布在噴嘴附近，噴射速率越低，噴嘴附近溫度升高的時刻越晚，導致高濃度低溫產物存留時間更長.天然氣噴射速率降低，15°CA 左右CH2O 會形成更明顯的第2 個峰值，表明此時低溫燃燒占比更高.

圖13 不同噴射速率下的CH2O質量Fig.13 Mass of CH2O at different injection rates

圖14 所示為CH2O 質量分數(shù)-當量比散點圖.從圖中可以看出，0.5°CA 時，天然氣噴射速率越低，富燃區(qū)(當量比大于1)CH2O 峰值越低，貧燃區(qū)(當量比小于1)無明顯區(qū)別.這表明噴射速率越低，早期富燃區(qū)低溫反應越慢.2.5°CA 時，噴射速率越低，CH2O峰值越高，且當量比大于6 的區(qū)域濃度較高，意味著此時富燃區(qū)部分區(qū)域高溫反應較弱導致CH2O 積累.從6.5°CA 可以看出，噴射速率為1.56 kg/s 的工況CH2O 大幅下降，而噴射速率為1.3 kg/s 的工況當量比大于6 的區(qū)域CH2O 濃度提高.這是因為噴射速率越高噴嘴處越早受到高溫影響.隨著溫度的提高，富燃區(qū)低溫反應速率先提高，低溫產物增加(對應于1.3 kg/s 的工況)，隨后高溫反應加快，低溫燃燒產物迅速減少(對應于1.56 kg/s 的工況).

圖14 不同噴射速率下的CH2O 質量分數(shù)-當量比散點圖Fig.14 CH2O mass fraction-equivalence ratio scatter plot at different injection rates

圖15 所示為CH2O 的空間分布情況.1°CA 時，天然氣噴射速率越低，CH2O 分布空間越小，低溫反應進展越慢.這是因為前期噴射速率越低CH2O 生成量越少(圖14)，并且噴射速率低的工況，缸內氣流運動較弱，CH2O 向前擴散較慢.但4°CA 以后噴射速率低的工況低溫燃燒區(qū)域分布更遠，這是因為缸內溫度較低導致低溫產物消耗較慢.5.5°CA 時1.56 kg/s的工況下CH2O 出現(xiàn)在噴嘴位置，隨后CH2O 顯著減少，這是因為噴嘴處形成了高溫，較高的溫度會先加快低溫反應速度，溫度過高后會促進高溫反應，低溫產物迅速消耗，這印證了上文分析.從圖中還可以發(fā)現(xiàn)，距離噴嘴較遠位置出現(xiàn)部分CH2O，且隨著反應的進行逐漸消失.推測出這部分CH2O 是正庚烷的燃燒產物，噴射速率越低，缸內溫度越低，正庚烷低溫產物消耗速率越慢.

圖15 CH2O 空間分布Fig.15 Spatial distribution of CH2O

H2O2是甲烷燃燒的另一種重要低溫產物，它分解生成OH 標志著高溫反應的出現(xiàn)[12].圖16 所示為H2O2質量分數(shù)-當量比散點圖，觀察到當量比為1 的區(qū)域形成高溫H2O2峰值，且與OH 在火焰鋒面處的散點分布特征相似，表明這些散點位于火焰鋒面處.0.5°CA 時，天然氣噴射速率越高富燃區(qū)H2O2峰值越高，表明富燃區(qū)存在更強的低溫反應區(qū)域.從0.5°CA 到 1.5°CA，高噴射速率的工況下富燃區(qū)H2O2峰值降低，低噴射速率的工況下富燃區(qū)H2O2峰值升高.這表明噴射速率越低富燃區(qū)H2O2消耗越慢.6.5°CA 時，天然氣噴射速率越高，火焰鋒面處高溫H2O2濃度越高，這表明火焰鋒面處存在低溫反應更強的區(qū)域，故OH 濃度峰值(圖12)也較高.6.5°CA時1.56 kg/s 噴射速率的工況下當量比大于3 的富燃區(qū)高濃度H2O2幾乎消失，這是因為火焰波及到噴嘴位置，富燃區(qū)高溫反應加快導致低溫產物減少.

圖16 不同噴射速率下的H2O2 質量分數(shù)-當量比散點圖Fig.16 H2O2 mass fraction-equivalence ratio scatter plot at different injection rates

3 結論

(1) 天然氣噴射速率降低使得缸壓、放熱率和溫度峰值明顯降低，甲烷及重要中間產物完全消耗時刻推遲，燃燒持續(xù)期變長.相對于基準工況，當噴射速率提高20%時，缸壓峰值增長約2 MPa；而當噴射速率降低40%時，放熱率峰值持續(xù)時間延長約15°CA，燃燒相位延后，發(fā)動機做功能力降低.

(2) 天然氣噴射速率越低，擴散火焰可以影響到燃料更富集的區(qū)域，使得濃預混核心區(qū)域所在的當量比更大.缸內火焰發(fā)展速度隨著天然氣噴射速率的提高而變快，導致火焰前鋒對噴嘴附近熱力學狀態(tài)的影響更早，從而促進噴嘴處燃料及中間產物的反應.

(3) 天然氣噴射速率不同，2.5°CA 前總體高溫反應無明顯區(qū)別；隨著反應的進行，噴射速率越低，總體高溫反應越弱.此外，噴射速率越低，被引燃的天然氣越少，導致早期正庚烷燃燒的火焰前鋒處OH積累量較多.而隨著燃燒的進行，甲烷噴射速率越高火焰前鋒處OH 峰值越高，高溫反應越強，進一步使得燃料更易發(fā)生引燃.

(4) 天然氣噴射速率降低，早期低溫反應速率總體較慢.隨著噴射速率的降低，約1.5°CA 后富燃區(qū)低溫產物CH2O 和H2O2積累量更多，且后期CH2O出現(xiàn)更高的峰值.這主要是因為降低噴射速率使得低溫產物消耗速率更低，低溫燃燒比例更高，這也會使發(fā)動機的性能降低.

綜上所述，提高天然氣噴射速率可以加快火焰?zhèn)鞑ニ俣?、燃燒的低溫和高溫反應速率，并且由于火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊募涌欤瑖娮靺^(qū)域更早受到高溫的影響，進一步加快了燃料的消耗.然而，增加天然氣噴射速率會導致缸壓峰值明顯提高，缸壓升高率增加，這可能會產生敲缸、噪聲等現(xiàn)象.因此，可以根據(jù)發(fā)動機在實際工作中的狀態(tài)來適當提高天然氣的噴射速率，改善缸內燃燒情況，這同時有利于降低未燃HC 排放.