王洪悅,董全,顏杰,張鈺欽,王朔

(1.哈爾濱工程大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院,150001,哈爾濱;2.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院,100081,北京)

對(duì)于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)而言,供氣方式對(duì)其性能有著重要影響。迄今為止,燃?xì)獾墓?yīng)方式可以分為機(jī)械控制混合器式、進(jìn)氣總管單點(diǎn)噴射、進(jìn)氣道多點(diǎn)噴射以及缸內(nèi)直噴等[1-3]。進(jìn)氣歧管多點(diǎn)噴射因其成本相對(duì)較低、可以減少因進(jìn)排氣門重疊導(dǎo)致的甲烷逃逸、各缸充量一致性高以及可以控制噴氣正時(shí)、對(duì)噴氣量響應(yīng)性好等優(yōu)點(diǎn)[4-5]而被廣泛應(yīng)用于車用、船用發(fā)動(dòng)機(jī)中。隨著排放法規(guī)的日趨嚴(yán)格,多點(diǎn)噴射天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)必須采用更加稀薄的混合氣進(jìn)行燃燒才能滿足要求。然而,進(jìn)氣歧管多點(diǎn)噴射時(shí)天然氣與空氣混合時(shí)間較短,進(jìn)氣混合充分性差,天然氣本身存在火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷膯栴},稀薄混合氣狀態(tài)下尤為明顯,致使缸內(nèi)燃燒惡化[6-7]。提高進(jìn)氣混合的均勻性以及形成合理的缸內(nèi)混合氣分布狀態(tài)是多點(diǎn)噴射稀薄燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒優(yōu)化的關(guān)鍵[8-9]。

噴氣策略對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能有著重要的影響。有學(xué)者研究了天然氣噴氣時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的影響[10-12]。Wang等研究發(fā)現(xiàn),當(dāng)天然氣噴氣時(shí)刻推遲,缸內(nèi)速度幅值增大,點(diǎn)火位置周圍分布較豐富的混合氣時(shí),有利于更好地燃燒[11]。一些人研究了天然氣噴氣時(shí)刻對(duì)柴油和天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能和排放的影響。Yang等研究表明,適當(dāng)延遲天然氣噴射時(shí)刻可以在低負(fù)荷和部分負(fù)荷下降低火焰發(fā)展持續(xù)時(shí)間和燃燒重心[13-14]。You等研究了噴管結(jié)構(gòu)與噴氣時(shí)刻對(duì)柴油和天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放的影響,發(fā)現(xiàn)改變噴管結(jié)構(gòu)及噴氣時(shí)刻會(huì)影響天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣混合氣的均勻性與缸內(nèi)的混合氣分布狀態(tài)[15]。大量學(xué)者在噴氣策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)化上都是從噴氣時(shí)刻等單方面進(jìn)行優(yōu)化的,且大多應(yīng)用在直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)以及柴油-天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)上,從噴氣時(shí)刻、噴氣方向與位置、噴氣時(shí)刻系統(tǒng)全面分析優(yōu)化噴氣策略對(duì)船用多點(diǎn)噴射天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的研究較少。

為了滿足更加嚴(yán)格的船用二階段排放法規(guī)(GB 15097—2016),同時(shí)指導(dǎo)玉柴YC6K400LN-C30發(fā)動(dòng)機(jī)多點(diǎn)噴氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)開發(fā),考慮到天然氣射流與進(jìn)氣道內(nèi)空氣的相互作用以及天然氣進(jìn)入缸內(nèi)的時(shí)間,本文從噴氣方向與位置、噴氣壓力、噴氣時(shí)刻三方面開展針對(duì)天然氣燃燒特性的影響研究;選取燃燒效果較差的中低負(fù)荷為研究工況點(diǎn),采用臺(tái)架試驗(yàn)與仿真兩種方法,對(duì)比不同噴氣策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響規(guī)律,揭示發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣形成過程,以期為船用多點(diǎn)噴射稀薄燃燒天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)高效清潔燃燒提供理論依據(jù)。

1 天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架總述

試驗(yàn)樣機(jī)為一臺(tái)排量12.939 L、4個(gè)氣門(2個(gè)進(jìn)氣門和2個(gè)排氣門)、直列6缸的增壓中冷天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)。點(diǎn)火方式為火花塞點(diǎn)火,燃燒室形狀為盆型。該發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)參數(shù)如表1所示,供氣方式為進(jìn)氣道多點(diǎn)噴射。圖1為發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)示意圖?；谠瓩C(jī)控制系統(tǒng)研制了一套電控多點(diǎn)順序噴射系統(tǒng),可以靈活控制天然氣的噴射時(shí)刻、壓力、脈寬。試驗(yàn)所用天然氣成分檢測(cè)結(jié)果如表2所示。天然氣被壓縮至約20 MPa的氣瓶組中,通過減壓器減壓后進(jìn)入氣軌,氣軌連接各缸的燃?xì)鈬娚溟y,燃?xì)鈬娚溟y型號(hào)為Hoerbiger-GV14,在歧管噴射天然氣,最高噴射壓力1 013.25 kPa。為了調(diào)節(jié)空氣流量,設(shè)置節(jié)氣門并使之與電子控制單元相連。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)示意圖Fig.1 Schematic diagram of engine test bench

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

表2 天然氣的組成

試驗(yàn)中,發(fā)動(dòng)機(jī)速度和負(fù)載由電渦流測(cè)功機(jī)(湘儀動(dòng)測(cè)GW500)測(cè)得,天然氣質(zhì)量流量由動(dòng)態(tài)氣體流量計(jì)(E+H Proline Promass 83)測(cè)得?？諝赓|(zhì)量流量采用熱式空氣流量計(jì)(ABB FMT700-P)測(cè)得。缸壓傳感器(AVL GU22CK)傳感器安裝于1號(hào)缸,曲柄轉(zhuǎn)角度數(shù)每隔0.1°采集一個(gè)缸壓數(shù)據(jù)。采用燃燒分析儀(Ki-Box 2893A)整合缸壓傳感器測(cè)得的缸壓以及角標(biāo)儀對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角信號(hào)得到缸壓曲線,并對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。各排放產(chǎn)物由排放分析儀(AVL AMAi60)測(cè)得。

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)分為不同的噴氣方向與位置、不同的噴氣壓力兩個(gè)部分。噴氣方向與位置的示意圖如圖2所示,A、B、C三種噴管(管內(nèi)徑為8 mm)安裝軸線均與空氣來流方向一致。噴管A:側(cè)壁打孔(雙排8孔、孔徑3 mm)使得噴氣方向與來流空氣垂直且噴氣位置距氣門較近;噴管B:短直通管,即噴氣方向與來流平行且噴氣位置距氣門較遠(yuǎn)(相比于A短3 cm);噴管C:長直通管,即噴氣方向與來流空氣平行且噴氣位置距氣門較近(與A長度一致)。同時(shí)為對(duì)比不同混合氣稀薄情況下噴氣方向與位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響,過量空氣系數(shù)λ取1.42、1。試驗(yàn)工況點(diǎn)為推進(jìn)特性下50%負(fù)荷,天然氣流量保持為22.5 kg/h,噴氣正時(shí)上止點(diǎn)前320°,噴氣持續(xù)期為46°,點(diǎn)火正時(shí)上止點(diǎn)前41°。

(a)側(cè)壁打孔噴管(A)

不同噴氣壓力試驗(yàn)在保證噴氣量及缸內(nèi)最終進(jìn)氣量基本一致的前提下,控制燃?xì)鈬娚鋲毫榈蛪洪L脈寬和高壓短脈寬,噴射壓力分別為461.03 kPa與736.63 kPa。試驗(yàn)工況點(diǎn)為推進(jìn)特性下中低10%～50%負(fù)荷,噴氣壓力作為自變參數(shù),發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行的情況下維持其他控制參數(shù)不變,各工況下對(duì)應(yīng)的具體的試驗(yàn)參數(shù)如表3所示,點(diǎn)火時(shí)刻以對(duì)應(yīng)的曲柄轉(zhuǎn)角表示。

表3 各工況試驗(yàn)參數(shù)

1.3 不確定度分析

實(shí)驗(yàn)參數(shù)的不確定度受到不同的誤差來源影響,包括所用儀器的隨機(jī)波動(dòng)、試驗(yàn)臺(tái)的校準(zhǔn)、觀測(cè)精度和實(shí)驗(yàn)方法。為了保證測(cè)量精度,研究中使用的所有儀器均經(jīng)過校準(zhǔn)。在每個(gè)工況下穩(wěn)態(tài)工作1 min后獲取排放數(shù)據(jù),用于分析燃燒過程的缸壓數(shù)據(jù),采集超過140個(gè)連續(xù)循環(huán)。在完成選定測(cè)試工況的工作后,凈化氣體分析儀,然后在下一次測(cè)量前進(jìn)行校準(zhǔn),以保證測(cè)量值的準(zhǔn)確性。在每個(gè)測(cè)試工況下,所有測(cè)量參數(shù)值均為數(shù)據(jù)的平均值。將系統(tǒng)不確定度和隨機(jī)不確定度相結(jié)合,確定實(shí)驗(yàn)結(jié)果的總體不確定度[16]。表4為各測(cè)量參數(shù)的靈敏度與不確定度[17-19]。分析不確定度可知,本文獲得的測(cè)量結(jié)果是可接受的。

表4 各測(cè)量參數(shù)的不確定度

2 臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 噴氣方向與位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒及排放的影響

如圖3所示,λ=1.42時(shí),噴管A的最大燃燒壓力相比噴管B增加了7.1%,噴管C的最大燃燒壓力相比B減少了4.3%,噴管C、B與A最大燃燒壓力的相位也依次前移,燃燒等容性增加。λ=1時(shí),噴管A的最大燃燒壓力相比噴管B增加了1.6%,噴管C與B相比最大燃燒壓力基本不變。稀薄混合氣情況下,噴氣方向與進(jìn)氣氣流方向垂直相比于噴氣方向與進(jìn)氣氣流方向一致,缸內(nèi)燃燒明顯改善;噴氣位置遠(yuǎn)離氣門相比于噴氣位置靠近氣門,缸內(nèi)燃燒也明顯改善。原因在于缸內(nèi)混合氣濃度分布是由燃?xì)馀c空氣在進(jìn)氣道內(nèi)的預(yù)混與缸內(nèi)大尺度摻混共同決定,在整體較為稀薄的混合氣工況下,噴氣方向與進(jìn)氣氣流方向垂直時(shí),雖經(jīng)過兩段摻混,其缸內(nèi)仍會(huì)產(chǎn)生局部混合氣較濃或分層現(xiàn)象,但其濃混合氣距火花塞近,缸內(nèi)混合氣燃燒較快。相比于噴氣方向與進(jìn)氣來流方向垂直,當(dāng)噴氣方向與進(jìn)氣氣流方向一致時(shí),燃?xì)馀c空氣在進(jìn)氣道內(nèi)的預(yù)混并不強(qiáng),進(jìn)氣混合的均勻性減弱,燃?xì)馐艿竭M(jìn)氣氣流的帶動(dòng),順著氣流運(yùn)動(dòng),燃?xì)庠诟咨w附近的干涉氣流分界作用下沖向缸內(nèi)下部,噴射后期燃?xì)鈺?huì)沿著缸壁流向活塞頂,從而導(dǎo)致濃混合氣集中在缸內(nèi)中下部?；鸹ㄈ浇旌蠚廨^為稀薄,此混合氣分布不利于火焰面的展開與傳播,缸內(nèi)混合氣燃燒變差。噴氣位置靠近氣門相比于噴氣位置遠(yuǎn)離氣門,進(jìn)氣混合均勻性減弱且缸內(nèi)濃混合氣遠(yuǎn)離火花塞,同樣使得缸內(nèi)混合氣燃燒變差。

(a)λ=1.42時(shí)噴氣方向與位置對(duì)缸壓的影響

為了分析噴氣方向與位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性的影響,定義CI為平均有效壓力的循環(huán)變動(dòng),是燃燒穩(wěn)定性的評(píng)價(jià)參數(shù),計(jì)算公式為

(1)

式中:σI為平均有效壓力的標(biāo)準(zhǔn)差;I為平均有效壓力,公式為

(2)

其中We為循環(huán)功,Vs為排量。

隨著混合氣變得稀薄,燃燒不穩(wěn)定性增大,由圖3可看出,因部分不穩(wěn)定燃燒循環(huán)的存在,λ=1.42時(shí)的缸壓曲線相比于λ=1時(shí)缸壓曲線上升過程中出現(xiàn)略微變緩的現(xiàn)象。由圖4可知,當(dāng)λ=1時(shí),3種噴氣工況CI均為1%左右;當(dāng)λ=1.42時(shí),CI從5.37%變化到3.89%,CI降低至5%以內(nèi),這是由于火花塞附近混合氣更濃,滯燃期縮短,缸內(nèi)混合氣燃燒速度加快,燃燒穩(wěn)定性提高。

圖4 噴氣方向與位置對(duì)CI的影響Fig.4 Effect of injection direction and position on CI

圖5為噴氣方向與位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)CH4和CO排放的影響。可以看出,當(dāng)λ=1.42時(shí),與噴管B相比,噴管A的CH4和CO排放均有所降低,CH4和CO排放體積分?jǐn)?shù)分別減少了9.6%和8.5%。與噴管B相比,天然氣噴射情況噴管C的CH4和CO排放有所增加,體積分?jǐn)?shù)分別增加了6.7%和4.7%。噴氣方向與進(jìn)氣氣流方向垂直時(shí),缸內(nèi)混合氣的均勻性得到提高,混合氣過濃與過稀區(qū)域減少,缸內(nèi)混合氣分布合理有利于燃燒,缸內(nèi)溫度相應(yīng)提高,NOx排放相應(yīng)增加。噴氣位置遠(yuǎn)離氣門會(huì)使得缸內(nèi)混合氣分布不利于燃燒,CH4、CO排放惡化。

(a)CH4排放

2.2 噴氣壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒及排放的影響

限于篇幅,對(duì)于噴氣壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響,僅以50%負(fù)荷下缸壓曲線為例進(jìn)行分析,如圖6所示,相比于低壓長脈寬,高壓短脈寬的最大缸壓增加了4.8%。缸內(nèi)混合氣濃度分布是由燃?xì)馀c空氣在進(jìn)氣道內(nèi)的預(yù)混與缸內(nèi)大尺度摻混共同決定的。在一定范圍的發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行的稀薄工況下,高噴氣壓力可以使得噴出的燃?xì)饩哂懈叩膭?dòng)能,燃?xì)馍淞鲗?duì)來流空氣的沖擊作用更強(qiáng),進(jìn)氣道內(nèi)燃?xì)馀c空氣混合的均勻性相對(duì)增加,與此同時(shí)高噴氣壓力也會(huì)增加缸內(nèi)湍流強(qiáng)度。低噴氣壓力不僅會(huì)使天然氣射流強(qiáng)度減弱,也會(huì)導(dǎo)致噴氣脈寬延長,這樣天然氣進(jìn)入缸內(nèi)的持續(xù)時(shí)間也會(huì)延長,隨著活塞持續(xù)下行,泵吸作用會(huì)減弱,缸內(nèi)大尺度摻混也會(huì)減弱。50%負(fù)荷時(shí)噴氣壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放的影響如圖7所示,各負(fù)荷下,采用高噴氣壓力下發(fā)動(dòng)機(jī)CH4、CO排放均低于采用低噴氣壓力時(shí)的排放,其中50%負(fù)荷工況下CH4和CO排放的體積分?jǐn)?shù)分別降低了13.6%和25%,燃燒和排放明顯改善。在NOx排放上,由于其燃燒效果更好,高噴射壓力時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)NOx排放也略有增大。

圖6 噴氣壓力對(duì)缸壓的影響(λ=1.26)Fig.6 Effect of injection pressure on cylinder pressure(λ=1.26)

圖7 噴氣壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放的影響Fig.7 Effect of injection pressure on engine emissions

3 天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣、燃燒過程仿真

3.1 仿真模型的建立

采用“逆向工程”得到發(fā)動(dòng)機(jī)三維模型生成stl文件導(dǎo)入CONVERGE,并對(duì)幾何形狀區(qū)域進(jìn)行劃分,分為缸內(nèi)、火花塞、進(jìn)氣部分、排氣部分,如圖8所示。

圖8 仿真域示意圖Fig.8 Schematic diagram of simulation domain

選用RNGk-ε湍流模型以“重整化群理論”統(tǒng)計(jì)方法推導(dǎo)、模擬高速流動(dòng)及渦流。燃燒模型采用SAGE詳細(xì)機(jī)理模型,機(jī)理為GRI-mech3.0甲烷反應(yīng)機(jī)理。點(diǎn)火模型為能量源火焰面模型。排放模型為擴(kuò)展的Zel’dovich模型。應(yīng)用Species Transport模型,同時(shí)設(shè)置湍流施密特?cái)?shù)Sct=0.78,用以模擬天然氣-空氣流動(dòng)與混合[20]。壓力與速度耦合算法選用PISO算法。

基礎(chǔ)網(wǎng)格4 mm,天然氣噴管入口加密4級(jí)(0.25 mm),空氣流入邊界加密3級(jí)(0.5 mm),氣門邊界加密2級(jí)(1 mm),對(duì)缸內(nèi)整體網(wǎng)格細(xì)化至1 mm,開啟AMR3級(jí),即0.5 mm(自適應(yīng)網(wǎng)格加密可根據(jù)溫度、速度變化自動(dòng)生成加密網(wǎng)格以捕捉流動(dòng)及燃燒),其中溫度自適應(yīng)加密開啟階段為從點(diǎn)火前至燃燒結(jié)束。點(diǎn)火核心附近設(shè)置3層尺寸逐漸變大、網(wǎng)格由密到疏的加密區(qū),以保證模擬火核成長,加密等級(jí)分別為5級(jí)、4級(jí)、3級(jí),3級(jí)加密區(qū)采用全過程加密,用以模擬火花塞附近流場(chǎng)以及混合氣形成過程,4級(jí)、5級(jí)加密區(qū)在點(diǎn)火燃燒時(shí)開啟加密。狀態(tài)巔峰網(wǎng)格數(shù)量220萬。

選取50%負(fù)荷工況作為模型驗(yàn)證的負(fù)荷,同時(shí)噴管選用側(cè)壁打孔噴管,噴氣壓力為736.63 kPa,邊界條件根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果以及經(jīng)驗(yàn)填寫。各壁面溫度邊界條件設(shè)置如下:活塞溫度為600 K,缸蓋溫度為550 K,燃?xì)鈬姽苋肟诤蛧姽鼙诿娴臏囟葹?00 K,進(jìn)氣道溫度設(shè)置為310 K,進(jìn)氣門和排氣門的溫度分別為350、730 K,排氣道溫度為730 K。燃?xì)鈬娚洳捎觅|(zhì)量流量邊界條件。圖9為采用基于容積法開發(fā)的噴氣規(guī)律測(cè)量裝置[21-22]測(cè)得的噴氣質(zhì)量流量曲線。

圖9 燃?xì)赓|(zhì)量流量曲線Fig.9 Gas mass flow curve

3.2 模型驗(yàn)證

為了揭示混合氣形成過程,采用側(cè)壁打孔噴管,噴氣壓力為736.63 kPa,噴氣正時(shí)上止點(diǎn)前320°的方案進(jìn)行模擬并驗(yàn)證模型,后續(xù)分析噴氣時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響,噴氣時(shí)刻為360°、340°、320°、300°。

仿真得到的缸壓曲線和排放數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比如圖10與表5?？梢钥闯?缸壓曲線具有較好的一致性,CH4、CO排放預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性良好,NOx排放仿真值略低于實(shí)驗(yàn)測(cè)量值,主要是因?yàn)閿?shù)值模擬只考慮了NO排放,而在實(shí)驗(yàn)研究中測(cè)量的是NOx的排放,包含多種成分?？梢娔Ｐ途哂休^好的準(zhǔn)確性,可以用于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的預(yù)測(cè)分析。

圖10 仿真與實(shí)驗(yàn)缸壓驗(yàn)證Fig.10 Cylinder pressure verification of simulation and experimental

表5 仿真與實(shí)驗(yàn)排放物排放量對(duì)比

4 仿真結(jié)果分析

4.1 噴氣時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的影響

如圖11所示,隨著噴氣時(shí)刻(以對(duì)應(yīng)的曲柄轉(zhuǎn)角度數(shù)表示)從上止點(diǎn)前360°推遲至上止點(diǎn)前300°,缸內(nèi)最大燃燒壓力呈現(xiàn)先略微上升后降,之后明顯上升的現(xiàn)象,在300°噴氣時(shí)達(dá)到最大燃燒壓力5 171.628 kPa,相比于燃燒壓力較低的噴氣時(shí)刻,增加了12.52%。同時(shí)峰值相位的變化過程為先前移后推遲但變化幅度不大,之后明顯前移。如圖12所示,360°、340°、320°噴氣燃燒始點(diǎn)、燃燒重心、燃燒終點(diǎn)呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢(shì),但是變化幅度不明顯,300°噴氣時(shí),各燃燒參數(shù)所對(duì)應(yīng)相位均明顯提前,燃燒速度最快,缸內(nèi)混合氣燃燒效率提高。

圖11 噴氣時(shí)刻對(duì)缸壓的影響Fig.11 Effect of injection timing on cylinder pressure

4.2 噴氣時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)混合氣分布演變歷程的影響

圖13為不同噴氣時(shí)刻下,進(jìn)氣、壓縮過程中,以過火花塞中心截面作為分析參考面,用以分析缸內(nèi)混合氣濃度場(chǎng)演變規(guī)律。進(jìn)氣行程為上止點(diǎn)前360°噴氣,由于其噴氣時(shí)刻早,天然氣進(jìn)入缸內(nèi)的時(shí)間也就相對(duì)較早,濃混合氣分布更加偏向氣缸下部,燃燒凹坑內(nèi)被濃混合氣覆蓋。隨著噴氣時(shí)刻的推遲,燃?xì)膺M(jìn)入缸內(nèi)的時(shí)間相應(yīng)推遲,濃混合氣分布向氣缸上方移動(dòng),燃燒室凹坑內(nèi)濃混合氣減少。300°噴氣時(shí),濃混合氣分布于氣缸上部,燃燒室凹坑內(nèi)幾乎無燃?xì)夥植肌＿M(jìn)入壓縮行程后如圖13b、c所示,缸內(nèi)整體混合氣受到向上的推舉作用,但噴氣時(shí)刻對(duì)濃混合氣的分布規(guī)律未改變。點(diǎn)火時(shí)刻如圖13d所示,300°噴氣時(shí),濃混合氣分布于燃燒室凹坑山上方火力岸余隙,從上到下,混合氣濃度逐漸降低,出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象。對(duì)于保留有渦流進(jìn)氣道的大缸徑船用天然氣發(fā)動(dòng)機(jī),噴氣時(shí)刻決定了濃混合氣在缸內(nèi)的位置,渦流起到維持混合氣分層的作用。

(a)240°

4.3 噴氣時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ挠绊?/h3>

相比于傳統(tǒng)的簡(jiǎn)化燃燒模型,SAGE詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理模型不僅可以模擬得到溫度、壓力等參數(shù),還可以得到化學(xué)反應(yīng)的中間產(chǎn)物,故采用此模型。碳?xì)浠衔锶紵龝r(shí)會(huì)產(chǎn)生中間產(chǎn)物活性O(shè)H·于高溫火焰中,以O(shè)H·來表征缸內(nèi)燃燒。圖14為不同噴氣時(shí)刻下,缸內(nèi)OH·濃度場(chǎng)分布。火焰發(fā)展初期時(shí)如圖14a所示,噴氣時(shí)刻為300°時(shí)的OH·分布范圍遠(yuǎn)大于其他噴氣時(shí)刻,因?yàn)槠涓變?nèi)混合氣出現(xiàn)明顯分層,此時(shí)火花塞附近燃?xì)鉂舛雀哂谄渌?個(gè)噴氣時(shí)刻,有利于初期火焰核心發(fā)展。隨著火焰的發(fā)展,如圖14b～d所示,300°噴氣時(shí)其OH·分布范圍亦最大,且OH·整體濃度也最高,燃燒劇烈。圖14e噴氣時(shí)其火焰亦最先遍布整個(gè)缸內(nèi),火焰?zhèn)鞑ニ俣茸羁?燃?xì)馊紵首罡摺?/p>

(a)20°上止點(diǎn)前

5 結(jié) 論

(1)噴氣方向與進(jìn)氣氣流垂直可以增強(qiáng)擾動(dòng)作用,噴氣位置距氣門遠(yuǎn)可以增加燃?xì)馍淞髟谶M(jìn)氣道中行進(jìn)的距離,增加進(jìn)氣混合的均勻性,并且濃混合氣分布合理,燃?xì)馊紵侍岣?CH4、CO排放得到明顯改善。

(2)相比于低噴氣壓力,采用高噴氣壓力使得噴出的燃?xì)饩哂懈叩膭?dòng)能,進(jìn)而增加了缸內(nèi)湍流強(qiáng)度,燃?xì)馍淞鲗?duì)來流空氣的沖擊作用更強(qiáng),進(jìn)氣道內(nèi)燃?xì)馀c空氣預(yù)混更優(yōu),脈寬的縮短使得燃?xì)膺M(jìn)入缸內(nèi)時(shí)活塞泵吸作用更強(qiáng),缸內(nèi)大尺度摻混更優(yōu)。高噴氣壓力下缸內(nèi)燃燒明顯改善,CH4和CO排放分別降低了13.6%和25%。

(3)隨著噴氣時(shí)刻的推遲,燃?xì)膺M(jìn)入缸內(nèi)的時(shí)間相應(yīng)推遲,濃混合氣分布向缸內(nèi)上方移動(dòng),活塞的上行并沒有改變缸內(nèi)混合氣分布規(guī)律,當(dāng)300°噴氣時(shí),點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)從上到下,混合氣濃度逐漸降低,出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象,火焰核心穩(wěn)定,火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌?燃?xì)馊紵侍岣摺?/p>