魏立江，周思源，路秀偉，余 勝，黃文慶

（上海海事大學(xué) 商船學(xué)院，上海 201306）

0 概述

保持經(jīng)濟(jì)性前提下降低污染物排放水平一直都是內(nèi)燃機(jī)發(fā)展所面臨的巨大挑戰(zhàn)。使用替代燃料被認(rèn)為是降低內(nèi)燃機(jī)排放、緩解能源危機(jī)的重要途徑［1-3］，有潛力的替代燃料包括天然氣、醇類(lèi)、二甲醚、生物柴油和氫氣等［4］。已有研究表明，天然氣作為主要燃料可同時(shí)降低多種污染物排放，氮氧化物（NOx）、二氧化碳（CO2）、硫氧化物（SOx）和顆粒物（particulate matter，PM）可分別降低10%、20%、80% 和80%［4-6］。因此，天然氣已被作為廣泛使用的內(nèi)燃機(jī)替代燃料。在天然氣的多種應(yīng)用方式中，高壓直噴技術(shù)（high pressure direct injection，HPDI）能在保持發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性不變的前提下獲得優(yōu)異的經(jīng)濟(jì)性和排放性［3，7］，且可有效解決天然氣進(jìn)氣預(yù)混導(dǎo)致的甲烷逃逸和爆震問(wèn)題。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外陸續(xù)開(kāi)展針對(duì)HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)的研究［8］。文獻(xiàn)［9］中基于一臺(tái)6 缸HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)研究了天然氣噴射定時(shí)與壓力的影響，發(fā)現(xiàn)燃燒持續(xù)期和比油耗隨天然氣噴射提前而減小，NOx排放隨噴射壓力增加而增大。文獻(xiàn)［10］中研究了天然氣分次噴射對(duì)HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，結(jié)果表明天然氣分次噴射會(huì)降低缸內(nèi)最高燃燒壓力和放熱率，后噴有利于降低NOx和碳?xì)浠衔铮℉C）排放，但會(huì)增加一氧化碳（CO）排放。文獻(xiàn)［11］中運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）方法，探究了引燃柴油（pilot diesel oil，PDO）噴射定時(shí)對(duì)HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)性能與排放的影響，發(fā)現(xiàn)PDO 提前噴射可獲得更高的燃燒效率，但缸內(nèi)壓力升高率急劇升高，NOx排放增加。文獻(xiàn)［12］中仿真探討了引燃柴油與天然氣噴孔相對(duì)交角、相對(duì)距離和相對(duì)夾角對(duì)HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，發(fā)現(xiàn)通過(guò)改變相對(duì)交角可同時(shí)降低一氧化氮（NO）和碳煙排放，減小相對(duì)夾角會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)平均壓力升高及NOx排放增加。文獻(xiàn)［13］中仿真研究了引燃柴油與天然氣射流中心軸線(xiàn)夾角對(duì)天然氣射流發(fā)展、混合和著火的影響，發(fā)現(xiàn)夾角越大則火核越傾向于在天然氣噴束兩側(cè)形成。文獻(xiàn)［14］中對(duì)燃燒室結(jié)構(gòu)及天然氣噴射壓力和定時(shí)等噴射參數(shù)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)于混合氣均勻性有很大影響，天然氣噴射參數(shù)對(duì)燃燒熱效率、HC 排放有較大影響。文獻(xiàn)［15］中使用CFD 手段研究了船用二沖程雙燃料HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)，結(jié)果表明氣體噴射器側(cè)向角是影響發(fā)動(dòng)機(jī)功率及NO 和CO2排放的最重要參數(shù)。文獻(xiàn)［16］中在快速壓縮膨脹機(jī)上研究了廢氣再循環(huán)（exhaust gas recirculation，EGR）率、天然氣噴射壓力和PDO 噴射定時(shí)對(duì)HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響，結(jié)果表明：HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)的天然氣擴(kuò)散燃燒速度與傳統(tǒng)柴油相似，NOx排放與天然氣噴射壓力成正比，與EGR 率成反比。

可以看出，針對(duì)HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)的研究目前主要集中于PDO 及天然氣噴射時(shí)刻、噴射壓力、噴射角度等參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)宏觀(guān)燃燒過(guò)程及整機(jī)性能的影響，對(duì)于高壓直噴天然氣射流混合、引燃燃燒及排放物生成等基礎(chǔ)過(guò)程關(guān)注卻較少，而這些基礎(chǔ)過(guò)程是決定HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)宏觀(guān)燃燒及整機(jī)性能好壞的重要因素，有必要對(duì)其開(kāi)展詳細(xì)研究。由于高壓直噴天然氣需要PDO 進(jìn)行引燃，其在不同位置和噴射階段被引燃都將會(huì)直接影響后續(xù)的混合、燃燒及污染物生成過(guò)程，而對(duì)這些基礎(chǔ)過(guò)程的研究很難通過(guò)試驗(yàn)手段實(shí)現(xiàn)?；诖?，采用CONVERGE 仿真軟件重點(diǎn)探討了不同引燃策略對(duì)高壓直噴天然氣射流燃燒及污染物生成過(guò)程的影響。旨在通過(guò)本研究對(duì)柴油引燃的高壓直噴天然氣射流燃燒及污染物生成等基礎(chǔ)過(guò)程有更深入理解，為HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的組織提供參考。

1 模型建立與驗(yàn)證

1.1 天然氣射流邊界驗(yàn)證

天然氣的射流擴(kuò)散與卷吸特性對(duì)缸內(nèi)混合氣形成及后續(xù)燃燒過(guò)程有重要影響，天然氣射流邊界設(shè)置的準(zhǔn)確性直接關(guān)系整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)模型的精度。本研究采用Inflow 邊界來(lái)處理高壓天然氣的射流過(guò)程［13，17］。根據(jù)文獻(xiàn)［18］中的試驗(yàn)設(shè)置，建立如表1所示參數(shù)的定容彈模型，采用文獻(xiàn)［18-19］中試驗(yàn)獲取的高壓天然氣射流紋影圖及貫穿距對(duì)Inflow 邊界進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果分別如圖1 和圖2 所示。可以看出Inflow 邊界能較好捕捉天然氣射流的貫穿距、射流形態(tài)及發(fā)展規(guī)律，可以使用該邊界條件進(jìn)行天然氣高壓噴射的相關(guān)研究工作。

表1 天然氣射流定容彈模型設(shè)置

圖1 天然氣射流形態(tài)Inflow 邊界仿真與試驗(yàn)對(duì)比

圖2 天然氣射流貫穿距Inflow 邊界仿真與試驗(yàn)值對(duì)比

1.2 發(fā)動(dòng)機(jī)模型驗(yàn)證

以文獻(xiàn)［16］中試驗(yàn)用快速壓縮膨脹機(jī)為基礎(chǔ)建立CFD 模型。該發(fā)動(dòng)機(jī)為柴油引燃高壓直噴天然氣燃燒的單缸四沖程光學(xué)測(cè)試機(jī)，其基本參數(shù)及PDO 和天然氣的噴射參數(shù)分別如表2 和表3 所示。在光學(xué)觀(guān)察窗上部和側(cè)方分別布置進(jìn)排氣門(mén)、PDO單孔噴嘴與天然氣單孔噴嘴，幾何模型如圖3 所示。在進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證并綜合考慮仿真精度和計(jì)算效率后確定最佳基礎(chǔ)網(wǎng)格為18 mm，在計(jì)算過(guò)程中對(duì)計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了固定加密和自適應(yīng)加密，加密后的最小網(wǎng)格尺寸為0.14 mm。

表2 光學(xué)測(cè)試機(jī)尺寸參數(shù)

表3 光學(xué)測(cè)試機(jī)燃料噴射參數(shù)

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)幾何模型

仿真中使用的主要子模型如表4 所示。根據(jù)試驗(yàn)設(shè)置采用甲烷代替天然氣，采用正庚烷表征柴油，使用SAGE 詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型求解燃燒過(guò)程，根據(jù)文獻(xiàn)［16］中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)邊界條件進(jìn)行設(shè)置，并使用放熱率、自發(fā)光火焰圖片及NOx排放的試驗(yàn)數(shù)據(jù)［16］對(duì)建立的發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)行驗(yàn)證。圖4 為放熱率曲線(xiàn)對(duì)比，圖5 為燃燒火焰圖片對(duì)比。由圖4和圖5 可以看出，建立的模型能夠很好地捕捉高壓直噴天然氣射流燃燒過(guò)程。本文中定義壓縮上止點(diǎn)為曲軸轉(zhuǎn)角0°，上止點(diǎn)后（after top dead center，ATDC）為正數(shù)，上止點(diǎn)前為負(fù)數(shù)。NOx體積分?jǐn)?shù)生成曲線(xiàn)如圖6 所示。計(jì)算值穩(wěn)定在368.5×10-6，介于試驗(yàn)值346×10-6～393×10-6［16］之間，與試驗(yàn)測(cè)量的上邊界和下邊界的極限誤差分別為-6.23% 和6.50%?？傮w而言，建立的模型能夠較準(zhǔn)確地對(duì)燃燒過(guò)程和排放進(jìn)行預(yù)測(cè)。

圖6 仿真與試驗(yàn)的NOx排放對(duì)比

表4 仿真使用的主要子模型

圖4 仿真與試驗(yàn)放熱率及總放熱量對(duì)比

圖5 仿真與試驗(yàn)燃燒圖像對(duì)比

2 引燃策略設(shè)置

針對(duì)柴油引燃高壓直噴天然氣射流，設(shè)置3 種引燃方式。方式1 即PDO 先行噴射，天然氣隨后噴入PDO 噴霧（火焰）中引燃；方式2 即調(diào)整PDO 噴射時(shí)刻，使天然氣射流頭部正好與PDO 射流頭部相遇引燃；方式3 即天然氣先行噴射，PDO 在天然氣射流撞壁前噴入引燃。針對(duì)每一種引燃方式設(shè)置3種引燃位置，即在保持天然氣噴孔位置不變前提下，設(shè)置PDO 噴孔與天然氣噴孔間橫向距離由近至遠(yuǎn)分別為22 mm、62 mm 和102 mm，使天然氣射流分別在根部、中部和頭部被引燃。3 種引燃位置分別用C、M、F 表示。

本研究采用α-X表示具體引燃策略，其中α代表引燃方式1、2、3，X代表引燃位置C、M、F，如3-C 表示引燃方式3 在根部引燃天然氣射流。當(dāng)引燃方式和引燃位置改變時(shí)，僅有PDO 噴孔位置和噴射始點(diǎn)發(fā)生變化，天然氣噴射夾角和噴射規(guī)律及PDO 噴射夾角和噴射規(guī)律始終保持不變，各引燃策略下PDO噴射始點(diǎn)見(jiàn)表5。引燃方式和位置設(shè)置如圖7所示。

表5 不同引燃策略下PDO 噴射始點(diǎn)

圖7 引燃方式及引燃位置示意圖

3 結(jié)果與討論

選取經(jīng)過(guò)天然氣與PDO 噴孔中心的正視截面A和經(jīng)過(guò)天然氣射流中心并與截面A垂直的俯視截面B，對(duì)高壓直噴天然氣射流燃燒及污染物生成進(jìn)行詳細(xì)分析，如圖8 所示。

圖8 截面示意圖

3.1 引燃策略對(duì)射流混合氣形成的影響

對(duì)HPDI 發(fā)動(dòng)機(jī)而言，高壓天然氣被噴入氣缸后，其射流發(fā)展可能會(huì)受到PDO 噴射影響，同時(shí)其也可能影響PDO 的混合過(guò)程。為了探究天然氣射流與PDO 間的相互影響關(guān)系，仿真時(shí)對(duì)關(guān)閉燃燒模型情況下也進(jìn)行了計(jì)算。圖9～圖11 為不發(fā)生燃燒時(shí)部分算例的天然氣和PDO 射流分布。其中圖9、圖10 對(duì)比了無(wú)柴油和有柴油噴射時(shí)的天然氣分布，可以看出，無(wú)論有無(wú)柴油噴射，天然氣分布差別不大，這說(shuō)明PDO 噴射對(duì)天然氣射流過(guò)程影響不明顯；而直噴天然氣對(duì)PDO 噴射具有較大影響，如圖11 所示，天然氣射流能夠較大程度增加PDO 噴霧發(fā)展速度，促進(jìn)其混合，且隨著引燃距離增加，這種促進(jìn)作用逐漸減弱。這主要是因?yàn)樘烊粴饷芏鹊停渖淞骶哂畜w積大的特點(diǎn)，大體積的天然氣以極高速度噴出對(duì)PDO 噴霧具有很強(qiáng)夾帶作用，隨著引燃距離增加，天然氣射流速度減小，這種夾帶作用也隨之減弱。天然氣射流對(duì)PDO 噴霧擴(kuò)散的促進(jìn)作用可擴(kuò)大PDO 對(duì)天然氣的引火范圍，強(qiáng)化燃燒過(guò)程。

圖9 無(wú)柴油噴射時(shí)天然氣射流分布

圖10 有柴油噴射時(shí)天然氣射流分布（2-M）

圖11 柴油射流分布對(duì)比

圖12、圖13 為PDO 噴入及天然氣被引燃兩個(gè)時(shí)刻下不同引燃策略的天然氣缸內(nèi)分布圖。從圖13可以看出，引燃方式從1 到2 再到3 變化時(shí)，直噴天然氣射流的預(yù)混程度逐漸增強(qiáng)，這主要與實(shí)現(xiàn)3 種引燃方式時(shí)天然氣與PDO 的噴射始點(diǎn)設(shè)置有關(guān)。引燃方式1 時(shí)，由于PDO 先于天然氣噴射，在PDO噴入時(shí)完全沒(méi)有預(yù)混天然氣存在（圖12），但這并不代表不存在天然氣預(yù)混燃燒。如圖13 所示，隨著引燃距離增加，天然氣射流流向PDO 火焰的時(shí)間也隨之增加，這為天然氣射流提供了短暫的預(yù)混時(shí)間。與引燃方式1 相比，引燃方式2 為了使PDO 射流頭部正好與天然氣射流頭部相遇引燃，PDO 噴射始點(diǎn)略有延遲（表5），增加了天然氣射流的預(yù)混時(shí)間，增強(qiáng)了天然氣射流的預(yù)混程度，且隨著引燃距離增加，天然氣預(yù)混程度增強(qiáng)的趨勢(shì)越明顯。引燃方式3 時(shí)PDO 在天然氣射流撞壁前被噴入，在3 種引燃方式中其天然氣預(yù)混強(qiáng)度最好，但此時(shí)引燃距離對(duì)天然氣射流預(yù)混程度無(wú)影響。

圖12 PDO 噴入時(shí)刻缸內(nèi)天然氣分布

圖13 天然氣被引燃時(shí)刻缸內(nèi)天然氣分布

圖14 和圖15 分別為ΔCA10 時(shí)刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布和ΔCA15 時(shí)刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布。其中，ΔCAX代表各工況下PDO 噴射開(kāi)始后轉(zhuǎn)過(guò)的曲軸角度，如ΔCA5 表示PDO 噴射開(kāi)始后轉(zhuǎn)過(guò)5°時(shí)的狀態(tài)。不同引燃方式下，受天然氣射流預(yù)混程度及天然氣與PDO 射流間相互作用的影響，燃燒過(guò)程中燃料與空氣的混合程度也不同，引燃方式從1到2 再到3 變化時(shí)，缸內(nèi)可燃混合氣分布范圍逐漸增加，如圖14 和圖15 所示，這意味著燃燒火焰范圍的擴(kuò)大及燃燒劇烈程度的增加。從圖還可看出，不同引燃策略下天然氣射流中心都存在著核心過(guò)濃區(qū)，且隨著引燃距離增加，核心過(guò)濃區(qū)沿射流軸向分布范圍變短，沿徑向分布變窄，這主要是因?yàn)镻DO噴射與天然氣噴射距離越遠(yuǎn)，燃料（天然氣和PDO）注入越分散，越有利于燃料與空氣的充分接觸和混合。

圖14 ΔCA10 時(shí)刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布

圖15 ΔCA15 時(shí)刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布

3.2 引燃策略對(duì)射流燃燒的影響

高壓天然氣以氣體形式噴出，不經(jīng)歷類(lèi)似液體的破碎與蒸發(fā)過(guò)程，且其密度小，在同等質(zhì)量情況下具有極大體積，這些特點(diǎn)都會(huì)使天然氣射流相比液體噴霧具有更高連續(xù)性，而較高的連續(xù)性意味著卷吸將會(huì)成為天然氣與空氣的主要混合形式，這將導(dǎo)致天然氣射流燃燒過(guò)程與液體噴霧存在較大區(qū)別。圖16、圖17 顯示了高壓天然氣被PDO 引燃后射流燃燒過(guò)程中的溫度和天然氣分布（1-C，14°曲軸轉(zhuǎn)角）?？梢钥闯?，高壓天然氣射流在火焰之前也存在浮起長(zhǎng)度L1，而浮起部分之后的火焰整體形態(tài)呈內(nèi)凹形，在射流火焰中心處沿著射流方向存在著一定距離的不燃和緩燃區(qū)，該區(qū)域內(nèi)天然氣不進(jìn)行或僅進(jìn)行緩慢燃燒，使得該區(qū)域溫度低于火焰外圍，形成了獨(dú)特的內(nèi)陷區(qū)。本研究將該內(nèi)陷區(qū)長(zhǎng)度L2稱(chēng)為火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度?；鹧娓∑痖L(zhǎng)度L1和火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度L2之和正好與天然氣分布長(zhǎng)度L相等，這揭示了天然氣分布與燃燒火焰間的內(nèi)在聯(lián)系。從圖中的天然氣分布可以看出，在分布長(zhǎng)度L范圍內(nèi)，沿著天然氣射流方向，天然氣濃度逐漸降低直至被燃燒轉(zhuǎn)化為其他物質(zhì)而消失，特別是在火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度L2范圍內(nèi)混合與燃燒同時(shí)存在，達(dá)到可燃條件的天然氣混合氣不斷被輸送至射流下游或垂直于射流方向上而被消耗，射流中心的高濃度天然氣則由于缺乏氧氣而得以留存。

圖16 天然氣射流燃燒過(guò)程中溫度分布

圖17 天然氣射流燃燒過(guò)程中天然氣分布

不同引燃策略下，天然氣射流火焰的浮起長(zhǎng)度和內(nèi)陷長(zhǎng)度變化如圖18 所示?？梢钥闯觯挤绞? 的火焰浮起長(zhǎng)度和內(nèi)陷長(zhǎng)度基本與方式1 保持一致；引燃方式3 時(shí)，雖然天然氣被引燃時(shí)射流貫穿距更長(zhǎng)，但其被引燃后，火焰浮起長(zhǎng)度和內(nèi)陷長(zhǎng)度迅速向引燃方式1 和2 靠攏，并與它們保持相同的規(guī)律發(fā)展，這說(shuō)明火焰浮起長(zhǎng)度和內(nèi)陷長(zhǎng)度都與天然氣射流的引燃方式關(guān)系不大。相比引燃方式，引燃距離的影響更明顯。根部引燃時(shí)，由于天然氣射流在距離噴孔出口很近的根部被引燃，天然氣射流的火焰浮起長(zhǎng)度在3 種引燃距離中最小，較短的火焰浮起長(zhǎng)度極大地阻礙了天然氣射流對(duì)空氣的卷吸作用，同時(shí)在火焰浮起之后發(fā)生的燃燒也消耗了周邊的新鮮空氣，進(jìn)一步阻止了氧氣進(jìn)入到天然氣射流中心部位，最終導(dǎo)致火焰浮起之后的天然氣射流中心部位過(guò)濃而無(wú)法燃燒或快速燃燒，因此根部引燃的天然氣火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度最長(zhǎng)。隨著引燃距離增加，天然氣射流火焰浮起長(zhǎng)度增加，對(duì)空氣的卷吸作用增強(qiáng)，火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度逐漸縮短。

圖18 不同引燃策略時(shí)的天然氣射流火焰浮起長(zhǎng)度和內(nèi)陷長(zhǎng)度

從圖18 還可看出，在火焰發(fā)展方面，根部引燃的火焰浮起長(zhǎng)度和內(nèi)陷長(zhǎng)度基本不隨燃燒的進(jìn)行而改變。而中部和頭部引燃時(shí)，天然氣射流在被引燃之初具有最大的火焰浮起長(zhǎng)度，隨著燃燒進(jìn)行，火焰向天然氣噴孔方向緩慢傳播，火焰浮起長(zhǎng)度逐漸減小，這主要是在火焰浮起長(zhǎng)度范圍內(nèi)的射流外圍形成有適宜燃燒的可燃混合氣的緣故，然而該傳播速度遠(yuǎn)低于沿天然氣射流方向的火焰?zhèn)鞑ニ俣?。在火焰發(fā)展過(guò)程中，火焰浮起長(zhǎng)度的減小可能會(huì)引起天然氣射流中心混合程度的惡化，進(jìn)而引起火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度不同程度的增加，如圖17 所示。在火焰發(fā)展過(guò)程中，與中部引燃相比，頭部引燃的火焰浮起長(zhǎng)度雖然減小速度更快，但由于其初始值較大，且發(fā)展過(guò)程中始終高于中部引燃，一定程度上保證了天然氣射流中心的混合強(qiáng)度，因此其火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度增加速度更慢?；鹧娓∑痖L(zhǎng)度的更快減小在一定程度上可彌補(bǔ)較長(zhǎng)引燃距離帶來(lái)的火焰上游天然氣不完全燃燒引發(fā)的逃逸問(wèn)題，而更慢的火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度增加速度下也不至于引起下游天然氣大幅發(fā)生脫氫、聚合而生成碳煙前驅(qū)體，因此頭部引燃相比中部引燃具有一定優(yōu)勢(shì)。然而，天然氣射流的引燃距離也不能設(shè)置過(guò)遠(yuǎn)，否則可能會(huì)引起大量上游可燃混合氣不能及時(shí)被引燃，而導(dǎo)致過(guò)多的甲烷逃逸。

不同引燃策略時(shí)的燃燒火焰放熱率曲線(xiàn)如圖19所示。由圖19 可以看出，在燃燒初期，引燃方式從1到2 再到3 變化時(shí)，初始放熱率峰值逐漸增加。引燃方式3 的初始放熱率峰值為整個(gè)燃燒期間的最高值，是由預(yù)混天然氣燃燒獲得的。而引燃方式1 和2 隨著燃燒的進(jìn)行轉(zhuǎn)入擴(kuò)散燃燒模式，其放熱率峰值遠(yuǎn)低于引燃方式3，僅約為其三分之一。在燃燒后期，3 種引燃方式下直噴天然氣都轉(zhuǎn)入到擴(kuò)散燃燒，放熱率曲線(xiàn)相差不大。從圖19 還可看出，引燃方式2 與1 相比，由于直噴天然氣都是以擴(kuò)散燃燒為主，它們的燃燒持續(xù)期相差不大，而引燃方式3 由于直噴天然氣以部分預(yù)混形式燃燒，放熱速度快，其燃燒持續(xù)期大幅縮短。

圖19 不同引燃策略時(shí)的燃燒放熱率曲線(xiàn)

3.3 引燃策略對(duì)排放的影響

圖20～圖22 列出了直噴天然氣射流燃燒過(guò)程中NOx和碳煙生成區(qū)域與溫度分布的對(duì)比。從圖20 可以發(fā)現(xiàn)高NOx濃度區(qū)主要集中于火焰外圍及射流頭部撞壁區(qū)域，這與這些區(qū)域的高溫富氧環(huán)境有關(guān)（圖22）。而碳煙則與NOx完全不同，其主要在射流中心的火焰內(nèi)陷區(qū)生成（圖21），且其高濃度區(qū)位于火焰內(nèi)陷區(qū)的中后方，該部分區(qū)域不僅溫度逐漸升高，而且與射流頭部的高溫區(qū)越來(lái)越近（圖22）。高濃度的天然氣混合氣在自身及外圍高溫火焰的影響下發(fā)生脫氫與聚合，進(jìn)而形成大量碳煙前驅(qū)體［30-31］?？梢钥闯龌鹧鎯?nèi)陷區(qū)是天然氣射流燃燒碳煙生成的主要場(chǎng)所，而火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度L2的長(zhǎng)短則與碳煙生成量密切相關(guān)。

圖20 缸內(nèi)NOx分布

圖21 缸內(nèi)碳煙分布

圖22 缸內(nèi)溫度分布

不同引燃策略時(shí)的NOx和碳煙排放如圖23 和圖24 所示。天然氣射流燃燒的NOx與碳煙排放同樣表現(xiàn)出了常規(guī)的此消彼長(zhǎng)（trade-off）關(guān)系。隨著引燃方式從1 到2 再到3 變化時(shí)，NOx排放先有小幅增加后降低至低于方式1 的水平，碳煙排放單調(diào)減小，這與天然氣預(yù)混程度增加和火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度減小有關(guān)。與引燃方式相比，天然氣射流燃燒的NOx和碳煙排放對(duì)引燃距離更加敏感。隨著引燃距離增加，NOx排放單調(diào)增加和碳煙排放單調(diào)降低，這主要是因?yàn)橐季嚯x增加后，火焰浮起長(zhǎng)度增加，火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度縮短，促進(jìn)了天然氣射流與空氣的混合，使得燃燒更加劇烈的緣故，這與圖14、圖15 所示的當(dāng)量比分布相符。在3 種引燃方式中，方式3 雖然相比方式1 和方式2 具有更低的NOx和碳煙排放，然而其卻具有最高的甲烷逃逸量，如圖25 所示。天然氣射流燃燒的甲烷逃逸量與天然氣被引燃之前的預(yù)混程度及火焰浮起長(zhǎng)度都有直接關(guān)系，預(yù)混程度越高，火焰浮起長(zhǎng)度越長(zhǎng)，天然氣越不容易被完全燃燒而引發(fā)甲烷逃逸。

圖23 不同引燃策略時(shí)的NOx排放

圖24 不同引燃策略時(shí)的碳煙排放

圖25 不同引燃策略時(shí)的甲烷逃逸量

4 結(jié)論

（1）天然氣射流能較大程度促進(jìn)引燃柴油與空氣快速混合，且該促進(jìn)作用隨引燃距離增加而減弱，而引燃柴油噴射對(duì)天然氣射流發(fā)展影響不明顯。隨引燃距離增加，燃料核心過(guò)濃區(qū)沿射流軸向分布范圍縮短，沿徑向分布變窄。

（2）高壓直噴天然氣射流火焰中心存在溫度相對(duì)較低、天然氣濃度較高的火焰內(nèi)陷區(qū)。引燃距離對(duì)高壓直噴天然氣射流的火焰浮起長(zhǎng)度和火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度有更明顯影響。隨引燃距離增加，火焰浮起長(zhǎng)度增加，火焰內(nèi)陷長(zhǎng)度縮短。

（3）引燃方式從天然氣噴入PDO 中引燃到天然氣與PDO 頭部相遇引燃再到PDO 噴入天然氣中引燃變化時(shí)，初始放熱率峰值逐漸增加。其中PDO 噴入天然氣中引燃的放熱率峰值遠(yuǎn)高于其他兩種引燃方式，且燃燒持續(xù)期大幅縮短。

（4）火焰內(nèi)陷區(qū)是碳煙的主要生成區(qū)域，其中內(nèi)陷區(qū)中后方為碳煙高濃度區(qū)。相比引燃方式，引燃距離對(duì)NOx和碳煙排放有更大影響。隨引燃距離增加，NOx排放單調(diào)增加，碳煙排放單調(diào)減小。在3 種引燃方式中，PDO 噴入天然氣中引燃方式具有更低的NOx和碳煙排放，但其甲烷逃逸量相對(duì)最高。