王?滸，廖秀科，梁和平，束銘宇，王騰飛

柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)值優(yōu)化

王?滸1，廖秀科1，梁和平2，束銘宇2，王騰飛2

(1. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 玉柴聯(lián)合動(dòng)力股份有限公司，蕪湖 241000)

利用CONVERGE搭建了柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)三維數(shù)值模擬平臺(tái)，在大負(fù)荷工況下研究了壓縮比和不同噴油策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響．研究結(jié)果表明，相同條件下，降低壓縮比到14.8能夠有效降低最大壓升率，從而有助于進(jìn)一步增大天然氣的替代比例．采用單次噴射策略時(shí)，通過提高噴射壓力并提前柴油直噴時(shí)刻，在最大壓升率限值內(nèi)，能在85%天然氣替代比例的同時(shí)獲得48.1%的熱效率．采用兩次噴射策略時(shí)，隨著預(yù)噴油量的增加，缸內(nèi)著火時(shí)刻提前．并且預(yù)噴時(shí)刻提前能夠有效降低最大壓升率．對(duì)比發(fā)現(xiàn)，與單次噴射策略相比，兩次噴射策略能夠?qū)崿F(xiàn)更為靈活的缸內(nèi)燃燒控制，獲得90%的天然氣替代比例．最終，兩次噴油策略實(shí)現(xiàn)了48.4%的最高熱效率．

雙燃料；天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)；熱效率；數(shù)值模擬

隨著環(huán)境污染與能源問題日益加重，世界各國(guó)制定了越來越嚴(yán)格的車輛排放法規(guī)[1-2]．天然氣具有儲(chǔ)量大、價(jià)格低、燃燒熱值高、碳煙排放低等優(yōu)點(diǎn)，從而成為了發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒學(xué)界關(guān)注的焦點(diǎn)．

當(dāng)前采用火花塞點(diǎn)火的當(dāng)量燃燒天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)成熟并被廣泛商業(yè)化使用．然而，由于燃燒熱負(fù)荷高，容易發(fā)生爆震，因而其最高壓縮比較低，經(jīng)濟(jì)性受限．稀薄燃燒技術(shù)具有熱負(fù)荷低，熱效率高的潛力[3]，但由于天然氣自燃溫度較高，直接采用火花塞點(diǎn)火方式點(diǎn)燃對(duì)點(diǎn)火性能有較高的要求．Korakianitis等[4]提出了采用高活性燃料(如柴油)引燃天然氣的雙燃料燃燒方式．柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)通過將天然氣噴入進(jìn)氣道與空氣預(yù)混，而后經(jīng)缸內(nèi)直噴的柴油引燃．這種燃燒方式的點(diǎn)火能力比火花塞強(qiáng)，火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，能夠有效抑制爆震．但由于其稀薄混合氣預(yù)混燃燒的特點(diǎn)，因此與柴油機(jī)相比，其燃燒效率較低.

研究者針對(duì)此問題開展了一系列研究. Papagiannakis等[5]在一臺(tái)高速直噴自然吸氣式柴油機(jī)上研究了柴油直噴時(shí)刻和天然氣替代比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放的影響．結(jié)果表明，提高天然氣替代率導(dǎo)致燃燒變慢，不完全燃燒產(chǎn)物增多，燃油經(jīng)濟(jì)性降低；而提前柴油直噴時(shí)刻，不完全燃燒產(chǎn)物降低，熱效率提高．Park等[6]在一臺(tái)由重型六缸柴油機(jī)改裝的單缸機(jī)上研究了柴油直噴時(shí)刻和天然氣替代比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放的影響．結(jié)果表明，提前柴油直噴時(shí)刻并降低天然氣替代比例提高了熱效率并降低了碳?xì)?THC)和一氧化碳(CO)排放．柴油直噴壓力對(duì)柴油/天然氣雙燃料燃燒有重要的影響．Zhang等[7]與Yang等[8]研究表明，直噴壓力的增加會(huì)導(dǎo)致更快的預(yù)混燃燒速度、更高的燃燒溫度、更低的THC排放，但氮氧化物(NO)排放有所升高．Tarita?等[9]的研究結(jié)論與此相似．相關(guān)研究結(jié)果表明[10]，適度提前柴油噴射時(shí)刻并提高柴油噴射壓力都有助于改善熱效率，但過早的燃燒相位會(huì)導(dǎo)致效率下降．與此同時(shí)，Shu等[11]的研究表明，高負(fù)荷工況時(shí)，過早的柴油直噴時(shí)刻導(dǎo)致了較高壓力升高率，從而使燃燒粗暴．因此，大負(fù)荷工況下的粗暴燃燒制約了柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的進(jìn)一步拓展和熱效率的改善[12-14]．

與缸內(nèi)單次直噴策略相比，兩次直噴策略更為靈活，能夠更為有效地控制缸內(nèi)著火時(shí)刻以及燃燒過程．Xu等[15]研究了低負(fù)荷工況下預(yù)噴時(shí)刻對(duì)柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放的影響．研究表明，較早的預(yù)噴時(shí)刻能夠有效降低壓升率并減少了THC和CO排放，熱效率也有所提升．最近，Guo等[16]研究了低負(fù)荷條件下預(yù)主噴燃油比例和預(yù)主噴正時(shí)對(duì)柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的影響．結(jié)果表明，與單次直噴策略相比，柴油兩次噴射可顯著減少THC和CO排放，并提高了熱效率．

綜上所述，通過優(yōu)化柴油直噴策略可以有效提高柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)在中小負(fù)荷工況的經(jīng)濟(jì)性．然而，由于受到爆壓和壓升率的限制，適用于中小負(fù)荷的柴油直噴策略并不能有效改善大負(fù)荷工況下的燃燒過程．另一方面，對(duì)于柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)，如船機(jī)和重型貨車，主要以使用大功率發(fā)動(dòng)機(jī)為主，其高效運(yùn)行工況一般處于中低轉(zhuǎn)速大負(fù)荷區(qū)間．由此，本文以低速大負(fù)荷工況下的柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)為目標(biāo)，通過優(yōu)化噴油策略來探索進(jìn)一步改善發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性的可行性路徑．

1?計(jì)算方法

1.1?模型建立和驗(yàn)證

本研究采用CONVERGE來進(jìn)行三維數(shù)值模擬計(jì)算．計(jì)算中采用的物理模型主要包括：基于雷諾平均的湍流模型，基于拉格朗日粒子法的噴霧模型，亥姆霍茲-瑞利泰勒(KH-RT)破碎模型[17]，奧羅克(O'Rourke)液滴碰撞模型，基于弗勒斯林(Frossling)關(guān)系的蒸發(fā)模型[18]，以及詳細(xì)化學(xué)動(dòng)力學(xué)求解器SAGE[19]．本研究所采用的機(jī)理來自勞倫斯利弗莫爾國(guó)家實(shí)驗(yàn)室基礎(chǔ)燃料(LLNL PRF)詳細(xì)機(jī)理[20]和阿拉伯國(guó)家石油公司(Aramco)1.3機(jī)理[21]的簡(jiǎn)化．在簡(jiǎn)化過程中分別利用正庚烷和甲烷代替柴油與天然氣的燃燒，通過生產(chǎn)率(ROP)分析和敏感性分析去除一些次要的反應(yīng)路徑和組分，結(jié)合簡(jiǎn)化的NO子機(jī)理，得到包括109種組分和334個(gè)反應(yīng)式的簡(jiǎn)化機(jī)理；最后修正關(guān)鍵反應(yīng)的指前因子，優(yōu)化了簡(jiǎn)化機(jī)理的預(yù)測(cè)性能．最終的正庚烷/甲烷簡(jiǎn)化機(jī)理在之前的研究中已得到驗(yàn)證[22]．

由于發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室為回轉(zhuǎn)體，噴油器有8個(gè)噴孔，因此為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，只采用了1/8的燃燒室，如圖1所示．計(jì)算網(wǎng)格尺寸影響計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性和計(jì)算時(shí)間，在模型標(biāo)定前，進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性分析，將基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸分別設(shè)置為8mm、6mm、4mm、2mm和1mm，在噴油嘴下游進(jìn)行了固定加密，啟動(dòng)了基于溫度和速度梯度的自適應(yīng)加密，加密后的最小網(wǎng)格尺寸依次為0.5mm、0.375mm、0.25mm、0.125mm和0.0625mm．由圖2可知，基礎(chǔ)網(wǎng)格4mm(對(duì)應(yīng)最小網(wǎng)格尺寸0.25mm)的計(jì)算缸壓已達(dá)到收斂，繼續(xù)加密對(duì)結(jié)果影響不再明顯而計(jì)算時(shí)間大大增加，因此采用基礎(chǔ)網(wǎng)格4mm(對(duì)應(yīng)最小網(wǎng)格尺寸0.25mm)的加密方案．發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示．

圖1?上止點(diǎn)時(shí)1/8燃燒室結(jié)構(gòu)

圖2?純柴油與雙燃料網(wǎng)格無關(guān)性分析

表1?發(fā)動(dòng)機(jī)模擬主要技術(shù)參數(shù)

Tab.1?Enginespecifications for simulation

由于本文研究的目標(biāo)機(jī)型僅具有柴油的燃燒實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，因而為了對(duì)模型進(jìn)行柴油/天然氣雙燃料燃燒驗(yàn)證，采用了Yousefi等[23]柴油/天然氣雙燃料燃燒實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)．純柴油燃燒和柴油/天然氣燃燒實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)如表2所示．圖3為實(shí)驗(yàn)和模擬預(yù)測(cè)的缸壓和放熱率對(duì)比．表3所示為實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果燃燒性能參數(shù)的詳細(xì)比較．綜合來看，本文構(gòu)建的模型能夠合理預(yù)測(cè)純柴油和柴油/天然氣雙燃料的燃燒過程．本研究基于此模型進(jìn)一步開展了不同壓縮比、噴射策略以及天然氣替代比例對(duì)柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能影響的研究．

表2?模型標(biāo)定邊界條件設(shè)置

Tab.2?Operating conditions of simulations

圖3?純柴油與雙燃料實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

表3?實(shí)驗(yàn)與模擬燃燒性能參數(shù)的詳細(xì)比較

Tab.3 Detailed comparison of performance between ex-periment and simulation

1.2?數(shù)值優(yōu)化策略

為了克服大功率柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)大負(fù)荷工況優(yōu)化熱效率時(shí)高爆壓和高壓升率的限制，需要適當(dāng)降低壓縮比．由于通過改變壓縮余隙調(diào)整的壓縮比范圍有限，因此作者將原機(jī)燃燒室形狀進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)．設(shè)計(jì)中盡可能降低燃燒室形狀改變所帶來的影響，同時(shí)噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)不做改變，因此使壓縮余隙容積及縮口位置保持不變，通過改變凹坑半徑和深度降低壓縮比．不同燃燒室形狀對(duì)比如圖4所示，原機(jī)壓縮比被逐漸降低至14.8．

圖4?不同壓縮比燃燒室示意

表4?單次噴射模擬策略

Tab.4?Single injection simulation strategy

與單次柴油噴射策略相比，柴油兩次噴射策略具有有效降低壓升率并提高熱效率的潛力，因此本文還對(duì)柴油兩次噴射策略進(jìn)行了研究．主要參數(shù)如表5所示，模擬中柴油主噴時(shí)刻固定為-6°CA ATDC，在不同天然氣替代比例下，預(yù)主噴油量總和保持不變．

表5?兩次噴射模擬策略

Tab.5?Splitinjection simulation strategy

2?結(jié)果與分析

2.1?柴油單次噴射策略

圖5對(duì)比了不同壓縮比下預(yù)測(cè)的平均指示壓力和最大壓升率隨天然氣替代比例的變化．由于此處的噴射策略采用原機(jī)純柴油噴射策略，因此不是最終優(yōu)化結(jié)果．如圖所示，在不同的壓縮比下，平均指示壓力和最大壓升率都隨著天然氣替代比例的增加先升高后降低，主要是因?yàn)樘烊粴馓娲壤黾訉?dǎo)致了預(yù)混燃燒比例和壓升率的增加．然而，當(dāng)天然氣替代比例繼續(xù)增加時(shí)，由于缸內(nèi)引燃柴油量降低使局部活性降低，最終著火推遲，并最終使平均指示壓力和最大壓升率降低．圖6給出了天然氣替代比例為80%，不同壓縮比下的缸內(nèi)溫度分布圖．由圖可知，當(dāng)壓縮比降低時(shí)，壓縮溫度降低，初始燃燒時(shí)刻(CA10)逐漸推遲，且燃燒速率逐漸變慢，導(dǎo)致主燃燒時(shí)刻(CA50)推遲，燃燒持續(xù)期(CA90～CA10)變長(zhǎng)，進(jìn)而導(dǎo)致平均指示壓力和最大壓升率降低．

把壓縮比降低至14.8時(shí)，在所研究的天然氣替代比例范圍內(nèi)，最大壓升率均在限值內(nèi)且擁有充分的裕度，為噴射參數(shù)的優(yōu)化提供了充足的空間．因此采用14.8壓縮比的燃燒室進(jìn)行噴射策略的優(yōu)化．圖7對(duì)比了在壓縮比14.8下，不同柴油噴射壓力、主噴時(shí)刻以及天然氣替代比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率的影響．在固定的天然氣替代比例下，隨著柴油噴射時(shí)刻的提前，燃燒相位提前，因而指示熱效率逐漸增加．在不同柴油噴射壓力下，受最大壓升率、爆壓和熱效率的限制，最佳柴油噴射時(shí)刻隨天然氣替代比例的增加都先推遲后提前．與前面的分析相一致，較低的天然氣替代比例時(shí)，較早的柴油噴射直噴時(shí)刻有助于燃燒相位提前，從而導(dǎo)致了較高的熱效率和壓升率．然而，較高的天然氣替代比例時(shí)，缸內(nèi)直噴油量較少，雖然噴油較早，但是著火滯燃期較長(zhǎng)，著火推遲，因而熱效率降低．對(duì)比還發(fā)現(xiàn)，較高的噴射壓力下最高熱效率也較高，相同柴油噴射時(shí)刻下可使用的天然氣替代率范圍也較廣．

圖5?不同壓縮比下平均指示壓力和最大壓升率對(duì)比

圖6?不同壓縮比下缸內(nèi)溫度分布對(duì)比

圖8為柴油噴射時(shí)刻為-8°CA ATDC、噴射壓力100MPa時(shí)，不同天然氣替代比例下，CA10、CA50和CA90時(shí)刻下缸內(nèi)溫度分布對(duì)比．模擬結(jié)果表明，天然氣替代比例為55%到75%時(shí)，著火點(diǎn)主要出現(xiàn)在燃燒室凹坑和壓縮區(qū)．而隨著天然氣替代比例增加到85%時(shí)，由于引燃柴油量減少，著火時(shí)刻推遲，并且著火區(qū)域僅集中在燃燒室凹坑，從而導(dǎo)致了其較低的燃燒速率．

圖8?不同天然氣替代比例下的缸內(nèi)溫度分布對(duì)比

在圖7中的每個(gè)噴射壓力下，都存在著一個(gè)最佳的熱效率，只不過在120MPa的噴射壓力下，最佳熱效率對(duì)應(yīng)的天然氣替代比例從70%～75%之間提高到了85%，最高熱效率為48.1%．圖9為天然氣替代比例分別為70%和85%，柴油噴射時(shí)刻分別為???-10°CA ATDC和-12°CA ATDC，缸內(nèi)湍動(dòng)能和氣流速度隨噴射壓力的變化．隨著噴射壓力的增加，缸內(nèi)的湍動(dòng)能和氣流速度均增加，這有助于燃燒速率和熱效率的提高．由于70%天然氣替代比例下缸內(nèi)噴射柴油較多，使得增加噴射壓力對(duì)缸內(nèi)湍動(dòng)能和氣流速度增強(qiáng)的作用較明顯，因此其滯燃期相對(duì)85%天然氣替代比例較短，因而燃燒相位較早，熱效率也較高．然而，過高的燃燒速率提高了最大壓升率并超出了限值，因此在高噴射壓力下，需要適當(dāng)推遲柴油直噴時(shí)刻，以降低最大壓升率，因此70%天然氣替代比例最大壓升率限制下的最佳熱效率反而有所降低．

2.2?柴油兩次噴射策略

圖10?不同預(yù)噴時(shí)刻對(duì)最大壓升率的影響

圖11?不同預(yù)噴時(shí)刻下缸內(nèi)當(dāng)量比與溫度分布對(duì)比

圖12?不同預(yù)噴比例下缸內(nèi)當(dāng)量比分布對(duì)比

圖13 不同天然氣替代比例和預(yù)噴時(shí)刻對(duì)指示熱效率的影響

2.3?兩種噴射策略對(duì)比

圖14對(duì)比了兩種噴射策略下主預(yù)噴時(shí)刻對(duì)最大壓升率的影響．其中，兩種噴射策略的天然氣替代比例和柴油噴射壓力分別為85%和100MPa，兩次直噴策略預(yù)噴比例為20%．結(jié)果表明，在單次噴射策略下，主噴時(shí)刻為-12°到-13°CAATDC之間時(shí)，最大壓升率就超出了限值，這主要是因?yàn)閱未螄娚洳呗栽诟哳A(yù)混比例下，提前噴射時(shí)刻使缸內(nèi)混合物更加均勻，著火后燃燒速率較高，使最大壓升率大幅提高．

在圖14條件的基礎(chǔ)上，圖15進(jìn)一步對(duì)比了兩種噴射策略的主要燃燒性能參數(shù)．其中兩次噴射策略預(yù)噴時(shí)刻為－22°CAATDC，單次噴射主噴時(shí)刻為?－12°CAATDC．結(jié)果表明，單次噴射策略采用120MPa的直噴壓力時(shí)，可達(dá)到48.1%的最高指示熱效率，但進(jìn)一步提高噴射壓力或者提前噴射時(shí)刻受最大壓升率的限制，如圖14所示．而由于兩次噴射策略采用更為靈活的噴油方式，其可以在最大壓升率的限制內(nèi)獲得更高的指示熱效率(48.4%)．其原因從圖16可以看出，兩次噴射策略相比于單次噴射策略，主噴柴油主要集中在凸臺(tái)附近，該處當(dāng)量比增加，導(dǎo)致主噴柴油在凸臺(tái)附近能夠快速著火，進(jìn)一步增強(qiáng)了主噴時(shí)刻對(duì)燃燒過程的調(diào)控，能夠充分挖掘爆壓余量. 從圖15中還可以看出，兩次噴射策略優(yōu)化后的燃燒效率也較高，這是由于較早的預(yù)噴柴油提高了缸內(nèi)特別是余隙區(qū)的活性，使燃料燃燒更加完全．

圖14?兩種噴射策略對(duì)最大壓升率的影響

圖15 兩種噴射策略指示熱效率、最高爆壓和燃燒效率?對(duì)比

圖16?兩種噴射策略缸內(nèi)當(dāng)量比分布對(duì)比

3?結(jié)?論

在本研究中，筆者搭建了柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)三維數(shù)值模擬平臺(tái)，研究了壓縮比和不同噴油策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響，以探索柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)高天然氣替代比例高熱效率燃燒的可能性，主要的研究結(jié)論如下：

(1) 降低壓縮比至14.8有效降低了大負(fù)荷工況下的最大壓升率，從而拓寬了天然氣的替代比例．

(2) 采用柴油單次噴射策略時(shí)，隨著天然氣替代比例的升高，熱效率先升高后降低．提高噴射壓力，在最大壓升率限制下可提高高天然氣替代比例的熱效率．綜合優(yōu)化后，單次噴射策略獲得48.1%的指示熱效率．

(3) 采用柴油兩次噴射策略時(shí)，預(yù)噴射時(shí)刻提前能夠有效降低最大壓升率，然而熱效率也隨之降低．預(yù)噴比例的增加使缸內(nèi)著火時(shí)刻提前，并導(dǎo)致了較高的壓升率．

［1］ Seaton A，Godden D，MacNee W，et al，Particulate air pollution and acute health effects[J].，1995，345(8943)：176-178.

［2］ 柳佳辰，王?滸，鄭尊清，等. 不同峰值壓力下壓縮比對(duì)柴油機(jī)熱效率的影響[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù)，2021，27(2)：163-170.

Liu Jiachen，Wang Hu，Zheng Zunqing，et al. Effects of compression ratio on thermal efficiency of diesel engine at dfferent peak firing pressures[J].，2021，27(2)：163-170(in Chinese).

［3］ 金?武，任超群，湯朝偉，等. 強(qiáng)湍流下甲烷稀燃預(yù)混火焰的穩(wěn)定性研究[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù)，2021，27(2)：148-154.

Jin Wu，Ren Chaoqun，Tang Chaowei，et al. Stability of lean premixed methane flame under high turbulence[J].，2021，27(2)：148-154(in Chinese).

［4］ Korakianitis T，Namasivayam A M，Crookes R J. Natural-gas fueled spark-ignition (SI) and compression-ignition(CI)engine performance and emissions[J].，2011，37(1)：89-112.

［5］ Papagiannakis R G，Hountalas D T. Combustion and exhaust emission characteristics of a dual fuel compression ignition engine operated with pilot diesel fuel and natural gas[J].，2004，45(18)：2971-2987.

［6］ Park H，Shim E，Bae C. Expansion of low-load operating range by mixture stratification in a natural gas-diesel dual-fuel premixed charge compression ignition engine[J].，2019，194：186-198.

［7］ Zhang Q，Li N，Li M. Combustion and emission characteristics of an electronically-controlled common rail dual-fuel engine [J].，2016，89(4)：766-781.

［8］ Yang B，Wei X，Xi C，et al. Parametric investigation of natural gas port injection and diesel pilot injection on the combustion and emissions of a turbocharged common rail dual-fuel engine at low load [J].，2015，143：130-137.

［9］ Tarita? I，Sremec M，Kozarac D，et al. The effect of operating parameters on dual fuel engine performance and emissions：An overview[J].，2017，41(1)：1-14.

［10］ Abd Alla G，Soliman H，Badr O，et al. Effect of injection timing on the performance of a dual fuel engine[J].，2002，43(2)：269-277.

［11］ Shu J，F(xiàn)u J，Liu J，et al. Experimental and computational study on the effects of injection timing on thermodynamics，combustion and emission characteristics of a natural gas(NG)-diesel dual fuel engine at low speed and low load[J].，2018，160：426-438.

［12］ Konigsson F. Advancing the Limits of Dual Fuel Combustion[D]. Stockholm，Sweden：Royal Institute of Technology Stockholm. 2012.

［13］ Gharehgani A，Mirsalim S M，Jazayeri S A. Numerical and experimental investigation of combustion and knock in a dual fuel gas/diesel compression ignition engine[J].，2012，2012：504590.

［14］ 鄭尊清，李春雨，葉?映，等. 低壓噴射天然氣雙燃料船機(jī)清潔燃燒策略的數(shù)值模擬[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù)，2020，26(3)：212-218.

Zheng Zunqing，Li Chunyu，Ye Ying，et al. Numerical simulation of clean combustion strategy for low-pressure injection natural gas dual-fuel marine engine[J].，2020，26(3)：212-218(in Chinese).

［15］ Xu M，Cheng W，Zhang H，et al. Effect of diesel pre-injection timing on combustion and emission characteristics of compression ignited natural gas engine[J].，2016，117：86-94.

［16］ Guo H，Liko B，Neill W S. Effect of diesel injection split on combustion and emissions performance of natural gas - diesel dual fuel engine at a low load condition[C]//. Seattle，Washington，USA：2017：1-10.

［17］ Beale J C，Reitz R D. Modeling spray atomization with the Kelvin-Helmholtz/Rayleigh-Taylor hybrid model[J].，1999，9(6)：623-650.

［18］ Amsden A A，O'rourke P，Butler T. KIVA-Ⅱ：A Computer Program for Chemically Reactive Flows with Sprays[R]. NM(USA)：Los Alamos National Lab，1989.

［19］ Pomraning E，Richards K，Senecal P. Modeling turbulent combustion using a RANS model，detailed chemistry，and adaptive mesh refinement[C]//. Detroit，USA：Michigan，2014：2014-01-1116.

［20］ Curran H J，Gaffuri P，Pitz W J，et al. A comprehensive modeling study of iso-octane oxidation[J].，2002，129(3)：253-280.

［21］ Metcalfe W K，Burke S M，Ahmed S S，et al. A hierarchical and comparative kinetic modeling study of C1—C2 hydrocarbon and oxygenated fuels[J].，2013，45(10)：638-675.

［22］ Liu H，Li J，Wang J，et al. Effects of injection strategies on low-speed marine engines using the dual fuel of high-pressure direct-injection natural gas and diesel[J].，2019，7(5)：1994-2010.

［23］ Yousefi A，Guo H，Birouk M. Effect of swirl ratio on NG/diesel dual-fuel combustion at low to high engine load conditions[J].，2018，229：375-388.

Numerical Optimization of Diesel/Natural Gas Dual-Fuel Engine

Wang Hu1，Liao Xiuke1，Liang Heping2，Shu Mingyu2，Wang Tengfei2

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Y&C Engine Co.，Ltd，Wuhu 241000，China)

A 3-dimensional numerical simulation platform for a diesel/natural gas dual-fuel engine was constructed by means of CONVERGE to investigate the effect of compression ratio and different injection strategies on the engine combustion performance under a high engine load condition. Results show that under the same conditions, the reduction of compression ratio to 14.8 leads to a significant decrease in peak pressure rise rate, which makes it possible to employ a higher natural gas substitution rate. Within the maximum pressure rise rate limit, a maximum thermal efficiency of 48.1% with an 85% natural gas substitution rate was obtained by increasing the injection pressure and advancing the diesel injection timing under a single direct injection strategy. With the employment of a split injection strategy, the increase of pilot fuel amount tends to trigger the earlier ignition, and the advancement of pilot injection timing can effectively reduce the peak pressure rise rate. Compared with the single injection strategy, the split injection strategy is more flexible in controlling the combustion phasing, making it possible to adopt a high natural gas replacement ratio(up to 90%) while maintaining a lower peak pressure rise rate. Finally, a peak indicated thermal efficiency of 48.4% is obtained by split injection strategy.

dual-fuel；natural gas engine；thermal efficiency；numerical simulation

TK41

A

1006-8740(2022)01-0011-09

2021-01-29.

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2017YFE0102800)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51876140)．

王?滸（1982—??），男，博士，特聘研究員.Email：m_bigm@tju.edu.cn

王?滸，wanghu@tju.edu.cn.

(責(zé)任編輯：梁?霞)