劉玉坪，肖 民，黃志偉，劉松嶺

(江蘇科技大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212000)

0 引 言

隨著環(huán)保和節(jié)能減排變?yōu)楫?dāng)今世界的主題，以天然氣為主燃料的柴油/天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)在船舶動(dòng)力裝置的應(yīng)用上越來(lái)越廣泛。目前這種發(fā)動(dòng)機(jī)的主燃料天然氣一般以氣態(tài)形式進(jìn)入氣缸，隨之帶來(lái)的是復(fù)雜的LNG 汽化裝置和大量的冷能浪費(fèi)。除此以外，對(duì)于進(jìn)氣道進(jìn)氣的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)，因?yàn)槌錃庑实慕档?，?dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性不足。針對(duì)這一問(wèn)題業(yè)內(nèi)提出了“LNG 缸內(nèi)液噴”的設(shè)計(jì)概念[1]，即不經(jīng)過(guò)汽化，將天然氣以液體狀態(tài)直接噴入氣缸中。在國(guó)外，美國(guó)西港公司已經(jīng)開(kāi)始LNG 液噴的實(shí)驗(yàn)研發(fā)[2]。日本宇宙航空研發(fā)機(jī)構(gòu)曾于2009 年8 月公布航空航天發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒試驗(yàn)結(jié)果，該報(bào)告中提及，最長(zhǎng)進(jìn)行了持續(xù)500 s的LNG 液體燃燒試驗(yàn)[1]。國(guó)內(nèi)，目前由于實(shí)驗(yàn)條件的限制，專(zhuān)家學(xué)者僅僅針對(duì)LNG 液噴發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，張恒等[3]研究了天然氣和柴油噴射時(shí)刻對(duì)LNG 缸內(nèi)液噴雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒特性的影響。汪佳麗[1]通過(guò)使用計(jì)算機(jī)語(yǔ)言建立了LNG 燃料數(shù)據(jù)庫(kù)，研究LNG 缸內(nèi)液噴對(duì)混合氣形成的影響。肖民等[4]對(duì)液態(tài)LNG 噴霧過(guò)程進(jìn)行了研究，并確定了發(fā)生閃急沸騰的條件。

對(duì)于此類(lèi)發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)說(shuō)，由于其缸內(nèi)直噴的燃料供應(yīng)方式，缸內(nèi)的燃燒過(guò)程是典型的湍流燃燒。在湍流燃燒中，湍流流動(dòng)過(guò)程和化學(xué)反應(yīng)過(guò)程相互關(guān)聯(lián)，相互影響，湍流通過(guò)強(qiáng)化混合來(lái)影響著化學(xué)反應(yīng)速率，同時(shí)化學(xué)反應(yīng)的放熱過(guò)程又影響著湍流[5]。但以往學(xué)者對(duì)此類(lèi)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，主要考慮了湍流燃燒過(guò)程中湍流對(duì)燃燒的影響，而不關(guān)注具體的化學(xué)反應(yīng)過(guò)程，因此對(duì)于燃燒模型的選擇上，僅僅選用了CFD 軟件中自帶的渦破碎模型以及相關(guān)火焰模型等，這些燃燒模型通過(guò)一步或兩步總包反應(yīng)描述燃燒過(guò)程中的化學(xué)反應(yīng)，不能詳細(xì)反映出燃燒過(guò)程中的具體化學(xué)反應(yīng)，即對(duì)中間產(chǎn)物以及主要排放物的變化情況，而且在模擬中沒(méi)有考慮到湍流流動(dòng)和化學(xué)反應(yīng)之間的相互作用，這樣對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒模擬其實(shí)是不完善的。如果將詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理引入到CFD 中去，不僅可以更好反映燃燒期間的化學(xué)反應(yīng)過(guò)程，而且能同時(shí)兼顧實(shí)際燃燒過(guò)程中的湍流影響，并且可以對(duì)主要排放物以及中間產(chǎn)物的進(jìn)行預(yù)測(cè)。于是將包含多步化學(xué)反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理引入到現(xiàn)有的CFD 中進(jìn)行缸內(nèi)燃燒過(guò)程數(shù)值模擬成為了現(xiàn)如今研究的熱點(diǎn)。Kong.S.C等[6]通過(guò)耦合KIVA 和詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。Xin Wang 等[7]構(gòu)建了包含171 組分和765 步基元反應(yīng)的正丁醇/生物柴油的復(fù)合機(jī)理，并與KIVA軟件耦合對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行的模擬計(jì)算。Yu Li 等[8]構(gòu)建了包含45 組分和142 步基元反應(yīng)的PRF 機(jī)理，并利用CONVERGE 軟件對(duì)天然氣/柴油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)中的NO2生成途徑進(jìn)行了數(shù)值研究。Haozhong Huang 等[9]構(gòu)建了包含143 個(gè)組分和746 步基元反應(yīng)的柴油/天然氣反應(yīng)機(jī)理并耦合CFD 軟件對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)主要排放物進(jìn)行了預(yù)測(cè)，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證構(gòu)造的化學(xué)反應(yīng)模型在預(yù)測(cè)主要排放物的準(zhǔn)確性。

針對(duì)前人在LNG 缸內(nèi)液噴雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)值計(jì)算中存在的不足，本文在數(shù)值模擬中不僅考慮缸內(nèi)的湍流流動(dòng)對(duì)燃燒的影響，而且也考慮了實(shí)際湍流燃燒中的具體的化學(xué)反應(yīng)過(guò)程，將湍流流動(dòng)模型和化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模型耦合，并考慮二者之間的相互作用進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。首先構(gòu)建柴油/天然氣燃燒的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模型，該機(jī)理模型是由簡(jiǎn)化而來(lái)的正庚烷機(jī)理和甲烷機(jī)理以及氮氧化物生成機(jī)理組成，并對(duì)簡(jiǎn)化機(jī)理進(jìn)行了驗(yàn)證，最后與CFD 軟件耦合，建立了LNG 缸內(nèi)液噴的微量柴油引燃天然氣的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)過(guò)程計(jì)算模型，以此為基礎(chǔ)，模擬研究缸內(nèi)工作過(guò)程，并對(duì)不同LNG 替代率工況下的燃燒以及排放進(jìn)行預(yù)測(cè)。

1 化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模型的構(gòu)建與驗(yàn)證

由于實(shí)際燃料的組分構(gòu)成復(fù)雜，構(gòu)建包含每一種組分的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理不現(xiàn)實(shí)，因此研究者提出了利用一種或幾種單一組分表征實(shí)際燃油的方法[10]，本文選用正庚烷表征柴油，選用正庚烷的詳細(xì)機(jī)理LLNL3.1包含654 組分和2 827 步基元反應(yīng)；甲烷表征天然氣，選用甲烷的詳細(xì)機(jī)理GRI3.0 包含53 組分和325 步基元反應(yīng)。但是正庚烷和甲烷的詳細(xì)機(jī)理組分多、尺寸大，引入內(nèi)燃機(jī)燃燒數(shù)值計(jì)算，會(huì)帶來(lái)巨大計(jì)算量，所以首先需要對(duì)正庚烷和甲烷的詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行簡(jiǎn)化，機(jī)理簡(jiǎn)化使用DRGEP，DRG，DRGEPSA，DRGSA 多種機(jī)理簡(jiǎn)化方法交叉使用，且每一種方法閾值從小到大設(shè)置的策略，最后驗(yàn)證簡(jiǎn)化機(jī)理的準(zhǔn)確性。

1.1 正庚烷L(zhǎng)LNL3.1 機(jī)理簡(jiǎn)化與驗(yàn)證

基于CHEMKIN-PRO 軟件，選取封閉均質(zhì)模型（Closed Homogeneous Reactor）作為反應(yīng)器[11]。具體工況點(diǎn)如表1 所示（45 個(gè)工況點(diǎn)）。以滯燃期作為目標(biāo)參數(shù)[12]，滯燃期定義為從初始溫度到溫升400 K 時(shí)所需的時(shí)間間隔設(shè)置[13]，考慮計(jì)算精度和計(jì)算工作量，設(shè)置目標(biāo)參數(shù)的相對(duì)誤差為30%[14]。

表1 反應(yīng)器中具體工況點(diǎn)Tab.1 Specific operating points in the reactor

正庚烷機(jī)理簡(jiǎn)化步驟如圖1 所示，將正庚烷詳細(xì)機(jī)理LLNL3.1 簡(jiǎn)化至162 組分和692 步基元反應(yīng)的簡(jiǎn)化機(jī)理，最大滯燃期誤差為29.70%。

圖1 正庚烷機(jī)理簡(jiǎn)化流程圖Fig.1 Reduced flow chart of n-heptane mechanism

滯燃期是表征燃料燃燒特性的一個(gè)十分重要的參數(shù)，它決定了發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒和排放特征，且本文簡(jiǎn)化機(jī)理的目標(biāo)參數(shù)也是滯燃期，因此需要對(duì)簡(jiǎn)化機(jī)理的滯燃期進(jìn)行驗(yàn)證?；贑losed Homogeneous Reactor，將本文所得的正庚烷簡(jiǎn)化機(jī)理在不同工況下的點(diǎn)火時(shí)刻與詳細(xì)的正庚烷機(jī)理進(jìn)行對(duì)比。設(shè)定反應(yīng)器內(nèi)的壓力p為4 MPa，5 MPa，6 MPa；燃空當(dāng)量比Φ為0.5，1，1.5；溫度范圍為700～1 400 K。圖2 為基于Closed Homogeneous Reactor 的詳細(xì)機(jī)理與簡(jiǎn)化機(jī)理在不同工況下的點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)比圖。

從圖2 可以看出，在不同工況下，簡(jiǎn)化機(jī)理與詳細(xì)機(jī)理滯燃期雖然存在誤差，但都在初始設(shè)定的精度范圍內(nèi)，且變化趨勢(shì)與詳細(xì)機(jī)理一致，誤差都在30%以?xún)?nèi)。

圖2 不同工況下正庚烷簡(jiǎn)化機(jī)理與詳細(xì)機(jī)理點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)比圖Fig.2 Comparison of ignition time between reduced mechanism and detailed mechanism of n-heptane under different working conditions

1.2 甲烷GRI3.0 機(jī)理簡(jiǎn)化與驗(yàn)證

依然選擇Closed Homogeneous Reactor 作為反應(yīng)器。具體工況點(diǎn)如表2 所示（42 個(gè)工況點(diǎn)），同樣以滯燃期為目標(biāo)參數(shù)，滯燃期的定義和目標(biāo)參數(shù)的相對(duì)誤差同上。

表2 反應(yīng)器中具體工況點(diǎn)Tab.2 Specific operating points in the reactor

甲烷機(jī)理簡(jiǎn)化步驟如圖3 所示，將甲烷詳細(xì)機(jī)理GRI3.0 簡(jiǎn)化至26 組分和122 步基元反應(yīng)的簡(jiǎn)化機(jī)理，最大滯燃期誤差為9.48%。

圖3 甲烷機(jī)理簡(jiǎn)化流程圖Fig.3 Flow chart of methane mechanism reduction process

同樣對(duì)滯燃期進(jìn)行驗(yàn)證?；贑losed Homogeneous Reactor，將本文所得的甲烷簡(jiǎn)化機(jī)理在不同工況下的點(diǎn)火時(shí)刻與詳細(xì)的甲烷機(jī)理進(jìn)行對(duì)比。設(shè)定反應(yīng)器內(nèi)的壓力p為4 MPa，5 MPa，6 MPa；燃空當(dāng)量比Φ為0.5，1，1.5；溫度范圍為750～1 400 K。圖4 為基于Closed Homogeneous Reactor 的詳細(xì)機(jī)理與簡(jiǎn)化機(jī)理在不同工況下的點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)比圖。

圖4 不同工況下甲烷簡(jiǎn)化機(jī)理與詳細(xì)機(jī)理點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)比圖Fig.4 Comparison of ignition time between reduced mechanism and detailed mechanism of methane under different working conditions

從圖4 可以看出，在不同工況下，簡(jiǎn)化機(jī)理與詳細(xì)機(jī)理滯燃期雖然存在偏差，但都在初始設(shè)定的精度范圍內(nèi)，且變化趨勢(shì)與詳細(xì)機(jī)理一致，誤差都在10%以?xún)?nèi)。

2 雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)值計(jì)算模型的構(gòu)建與驗(yàn)證

2.1 數(shù)值計(jì)算模型的構(gòu)建

本文的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)是以R12V280ZC 柴油機(jī)為原型改裝而來(lái)，不改變其結(jié)構(gòu)尺寸，只把原裝的柴油噴射器改為，柴油/LNG 公用噴射器，噴油器位于氣缸中心，2 種燃料通過(guò)高壓噴油器直接噴射進(jìn)入氣缸。發(fā)動(dòng)機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3 所示。

表3 發(fā)動(dòng)機(jī)模擬參數(shù)Tab.3 Structural parameters of dual fuel engine

基于Anysy-Forte 軟件對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，計(jì)算過(guò)程中不考慮進(jìn)排氣的影響，于是只建立燃燒室模型。由于該發(fā)動(dòng)機(jī)的噴油器上有8 個(gè)均勻分布的噴嘴，因此只需建立1/8 的燃燒室模型，圖5 為氣缸處于進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻時(shí)的燃燒室模型（左）及其網(wǎng)格劃分（右）。

圖5 燃燒室模型（左）及其網(wǎng)格劃分（右）Fig.5 Combustion chamber model (left) and its meshing (right)

對(duì)于模擬過(guò)程中所選用的計(jì)算模型，湍流模型選擇的是RNGk-ε模型。選擇KH-RT 模型對(duì)噴霧霧化和液滴破碎進(jìn)行模擬。選擇Kong 模型模擬湍流與化學(xué)反應(yīng)之間的相互作用。

2.2 數(shù)值計(jì)算模型的驗(yàn)證

為了確保雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)值模擬的可靠性，首先要對(duì)構(gòu)建的的數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證，通過(guò)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)純柴油工況下的數(shù)值計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，來(lái)驗(yàn)證其準(zhǔn)確性以及化學(xué)機(jī)理模型與CFD 耦合的適用性。將柴油替代物正庚烷的的簡(jiǎn)化機(jī)理燃燒模型（包含162 組分和692 步基元反應(yīng)）和擴(kuò)展的Zeldovich 機(jī)理氮氧化物排放模型（3 步含N 反應(yīng)），一共包含165 組分和695 步基元反應(yīng)，耦合Ansys-Forte 軟件對(duì)數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行純柴油工況下的數(shù)值模擬。圖6 為模擬缸壓曲線與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比圖。

圖6 模擬缸壓曲線與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比圖Fig.6 Comparison chart of simulated cylinder pressure curve and experimental value

從圖6 可以看出，模擬壓力曲線到達(dá)峰值的時(shí)刻（上止點(diǎn)后5.1°CA）比實(shí)驗(yàn)壓力曲線（上止點(diǎn)后6.9°CA）到達(dá)峰值的時(shí)刻略早，且模擬壓力曲線峰值（7.88 MPa）也略高于實(shí)驗(yàn)壓力曲線（7.79 MPa），這是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)測(cè)試期間，由于實(shí)驗(yàn)效果和儀器測(cè)量結(jié)果使得實(shí)測(cè)曲線存在震蕩，最終導(dǎo)致實(shí)測(cè)缸壓到達(dá)峰值時(shí)刻產(chǎn)生了滯后且偏低，但總體上看實(shí)驗(yàn)壓力曲線與模擬壓力曲線吻合程度較好，模擬峰值時(shí)刻約提前了0.64%，峰值誤差約為1.13%，因而驗(yàn)證了該發(fā)動(dòng)機(jī)初始條件和邊界條件設(shè)置的準(zhǔn)確性，也驗(yàn)證了化學(xué)機(jī)理模型與CFD 耦合能精確模擬出缸內(nèi)燃燒。

3 引燃柴油的燃燒過(guò)程

雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)通過(guò)柴油引燃，為了弄清楚引燃柴油的需要量和燃燒過(guò)程的實(shí)際情況，本文首先研究引燃柴油的燃燒過(guò)程，圖7 為引燃柴油量為原柴油量0.5%，0.6%，0.9%，1%時(shí)的缸內(nèi)溫度云圖，圖8 為引燃柴油量為原柴油量2.7%和2.8%時(shí)的缸內(nèi)溫度曲線圖。首先在純柴油工況下，將柴油分別以原工況柴油量的0.5%，0.6%，0.9%，1%噴入氣缸。從圖8 可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為715°CA 的時(shí)候，柴油已經(jīng)噴入到氣缸內(nèi)，4 種條件下的缸內(nèi)最高溫度都在1 007 K；當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為720°CA 的時(shí)候，0.5% 的柴油量條件下時(shí)，缸內(nèi)最高溫度仍然是1 007 K，未發(fā)生柴油燃燒現(xiàn)象，而0.6%，0.9%的柴油量條件下時(shí)，缸內(nèi)最高溫度已經(jīng)達(dá)到1 007 K 以上，說(shuō)明已經(jīng)存在少量柴油燃燒，1%的柴油量條件下時(shí)，缸內(nèi)最高溫度已經(jīng)達(dá)到2 000 K 以上，說(shuō)明此時(shí)大量柴油開(kāi)始燃燒，當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為730°CA 的時(shí)候，0.5%的柴油量條件下時(shí)，缸內(nèi)最高溫度已下降到983 K，而0.6%的柴油量條件下時(shí)，缸內(nèi)溫度稍稍下降，但也達(dá)到1 000 K 以上，這是剛剛柴油部分燃燒而產(chǎn)生的高溫區(qū)，而在0.9%的柴油量條件下時(shí)，缸內(nèi)溫度仍在上升，最高溫度達(dá)到1 559 K，說(shuō)明剛剛?cè)紵纳倭坎裼同F(xiàn)已經(jīng)引燃其他部分柴油；1%的柴油量條件下時(shí)，缸內(nèi)最高溫度雖有下降但依然在1 800 K 以上，說(shuō)明柴油依然持續(xù)燃燒中，證明了1%的柴油量條件下，柴油不僅可以燃燒，且能形成穩(wěn)定火源。但研究發(fā)現(xiàn)，即使柴油量為原柴油量的1%時(shí)，柴油可以被壓然，但是依然不能完全引燃噴入到氣缸內(nèi)的天然氣。本文將柴油為原工況需要量的2.7%，2.8%噴入氣缸，再根據(jù)燃油低熱值換算法[15]確定噴入氣缸內(nèi)的天然氣量。從圖8 可以看出，當(dāng)引燃量為原柴油量的2.7%時(shí)，不能完全引燃缸內(nèi)天然氣，雖然缸內(nèi)溫度有波動(dòng)，這是缸內(nèi)有少許天然氣被引燃導(dǎo)致的，但是不能形成持續(xù)燃燒，而引燃量為2.8%時(shí)，天然氣完全被引燃且形成了持續(xù)燃燒。

圖7 柴油量分別為原柴油量的0.5%、0.6%、0.9%、1%時(shí)缸內(nèi)溫度云圖Fig.7 In-cylinder temperature cloud map when the amount of diesel is 0.5%,0.6%,0.9%,1% of the original diesel

圖8 引燃量為原柴油量的2.7%、2.8%時(shí)缸內(nèi)溫度曲線圖Fig.8 In-cylinder temperature curve when the ignition amount is 2.7% and 2.8% of the original diesel amount

于是可以發(fā)現(xiàn)，在純柴油工況下，柴油量在原柴油量的0.5%以及以下時(shí)，完全不能被壓燃，在柴油量在原柴油量的0.6%～0.9%時(shí)，柴油部分壓燃。而在柴油量為原柴油量的1% 以及以上時(shí)，柴油完全被壓燃，且形成穩(wěn)定火源。但是1%的柴油量不能夠完全引燃進(jìn)入缸內(nèi)的天然氣，直到引燃量為原柴油量的2.8%時(shí)，才可以將噴入氣缸內(nèi)的天然氣完全引燃，并持續(xù)燃燒。

4 雙燃料工況下數(shù)值計(jì)算分析

根據(jù)前面確定的引燃柴油的最少需要量，以此為基礎(chǔ)設(shè)置LNG 替代率I 分別為90%，92.5%，95%，97%和97.2%，不同替代率的LNG 量是通過(guò)低熱值換算法[15]進(jìn)行處理，開(kāi)展不同LNG 替代率條件下的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的數(shù)值計(jì)算分析。

針對(duì)雙燃料工況，將柴油替代物正庚烷的簡(jiǎn)化機(jī)理（包含162 組分和692 步基元反應(yīng)）、天然氣替代物甲烷的簡(jiǎn)化機(jī)理（包括26 組分和122 步基元反應(yīng)）組成的柴油引燃天然氣化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型，排放模型依然是擴(kuò)展的Zeldovich 機(jī)理（氮氧化物生成機(jī)理），一共包含170 個(gè)組分，746 步基元反應(yīng)，耦合Anysy-Forte 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。通過(guò)參考文獻(xiàn)[3]設(shè)置天然氣噴射溫度為111K 時(shí)即為液態(tài)。通過(guò)參考文獻(xiàn)[16]可知，可以通過(guò)改變噴油持續(xù)角來(lái)保證噴油速率，為了不改變噴油速率，引燃柴油的噴射持續(xù)角如表4 所示，為了保證噴射的連續(xù)性，在噴射完引燃柴油后立即噴射天然氣。

表4 不同LNG 替代率噴射配置方案Tab.4 Injection configuration scheme with different LNG substitution rate

4.1 不同LNG 替代率對(duì)動(dòng)力性能的影響

4.1.1 不同LNG 替代率對(duì)缸內(nèi)壓力的影響

圖9 為不同LNG 替代率條件下的缸內(nèi)壓力變化和純柴油條件下的缸內(nèi)壓力變化曲線。可以發(fā)現(xiàn)，在LNG 缸內(nèi)液噴條件下，LNG 替代率為90%時(shí)，壓力峰值為7.491 MPa，峰值出現(xiàn)在8.007°CA；LNG 替代率為92.5% 時(shí)，壓力峰值為7.444 MPa，峰值出現(xiàn)在8.009°CA；LNG 替代率為95%時(shí)，壓力峰值為7.358 MPa，峰值出現(xiàn)在9.006°CA；LNG 替代率為97%時(shí)，壓力峰值為7.043 MPa，峰值出現(xiàn)在13.019°CA；LNG 替代率為97.2% 時(shí)，壓力峰值為6.442 MPa，峰值出現(xiàn)在17.012°CA；在純柴油條件下，壓力峰值為7.883 MPa，峰值出現(xiàn)在5.012°CA。說(shuō)明LNG 缸內(nèi)液噴條件下的缸內(nèi)壓力的峰值都低于純柴油工況，分別降低了約4.98%（I=90%），5.57%（I=92.5），6.66%（I=95%），10.65%（I=97%），18.28%（I=97.2%），而且隨著LNG 替代率的升高缸內(nèi)壓力會(huì)繼續(xù)下降。從圖中還發(fā)現(xiàn)，隨著LNG 替代率的增加，滯燃期也會(huì)延長(zhǎng)，當(dāng)LNG替代率為90%～95%之間時(shí)，滯燃期略有延后，但是總體來(lái)說(shuō)燃燒狀況良好，但當(dāng)LNG 替代率為97%以上時(shí)，滯燃期階段會(huì)出現(xiàn)壓力先降后升高的現(xiàn)象，這是因?yàn)榇罅康腖NG 噴入到氣缸先蒸發(fā)吸收大量的熱導(dǎo)致缸內(nèi)溫度會(huì)有所降低，從而使缸內(nèi)壓力略有降低，最后由于天然氣被引燃使得缸內(nèi)壓力再次升高，但由于滯燃期過(guò)長(zhǎng)，缸內(nèi)壓力和純柴油工況相比大幅度降低，燃燒效果不好，不能保證其動(dòng)力性能。

圖9 不同LNG 替代率缸內(nèi)壓力曲線圖Fig.9 Pressure curve in cylinder with different LNG substitution rate

4.1.2 不同LNG 替代率對(duì)缸內(nèi)溫度的影響

圖10 為不同LNG 替代率條件下的缸內(nèi)溫度變化曲線以及純柴油條件下的缸內(nèi)溫度變化曲線。雙燃料條件下的溫度峰值要低于純柴油工況，這是因?yàn)長(zhǎng)NG液態(tài)進(jìn)入氣缸首先進(jìn)行氣化吸收了一部分熱量，且隨著LNG 替代率的增加，噴射進(jìn)入氣缸中的LNG 越來(lái)越多，氣化吸收的熱量也越來(lái)越多，導(dǎo)致缸內(nèi)溫度也隨之下降，在LNG 在高替代率（97%及其以上）的條件下時(shí)，由于此時(shí)進(jìn)入氣缸中的LNG 過(guò)多，氣化吸收的熱量也多，會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)溫度先下降，直到缸內(nèi)氣化過(guò)后的天然氣蒸汽被引燃過(guò)后溫度才隨之升高。但是在相對(duì)較低替代率（90%～95%）的條件下，此時(shí)進(jìn)入氣缸LNG 相對(duì)較少，雖然LNG 氣化吸熱，可氣缸內(nèi)的溫度仍在上升，但隨著替代量的增大，溫度上升會(huì)存在延遲，且延遲時(shí)間也隨著替代率的增加逐漸加長(zhǎng)。圖11 為不同LNG 替代率以及純柴油條件下的缸內(nèi)溫度分布云圖，也可以看出，雙燃料工況下，隨著噴入氣缸中天然氣量的增加，被引燃的時(shí)間也有所延長(zhǎng)，但是形成穩(wěn)定燃燒后，溫度分布都大致相同。

圖10 不同LNG 替代率缸內(nèi)溫度曲線圖Fig.10 Temperature curve in cylinder with different LNG substitution rate

圖11 不同LNG 替代率缸內(nèi)溫度分布圖Fig.11 Temperature distribution in cylinder with different LNG substitution rate

4.2 不同LNG 替代率對(duì)排放性能的影響

圖12 為不同LNG 替代率條件下的缸內(nèi)NO 生成曲線以及純柴油條件下的缸內(nèi)NO 生成曲線?？梢钥闯觯烊粴夤r下的NO 生成要少于純柴油工況下的NO 生成，這是由于LNG 缸內(nèi)液噴使得液態(tài)天然氣進(jìn)入氣缸蒸發(fā)吸收了熱量，從而降低了缸內(nèi)溫度，缸內(nèi)溫度的降低減少了NO 的生成。替代率為90%時(shí)條件下和純柴油工況相比NO 生成降低了約12.53%；隨著LNG 替代率的增加，進(jìn)入氣缸中液態(tài)天然氣也越來(lái)越多，蒸發(fā)吸收的熱量也越來(lái)越多，隨之NO 的生成也逐漸減少。圖13 為不同LNG 替代率以及純柴油條件下的缸內(nèi)NO 分布云圖。可以看出，NO 的生成首先集中在噴孔附近，這是因?yàn)閯傞_(kāi)始進(jìn)入氣缸內(nèi)的柴油燃燒產(chǎn)生的高溫導(dǎo)致附近NO 的生成，但隨著時(shí)間的進(jìn)行，進(jìn)入氣缸內(nèi)部的柴油和天然氣的擴(kuò)散和燃燒，NO 的生成逐漸遍布?xì)飧住?/p>

圖12 不同LNG 替代率缸內(nèi)NO 生成曲線圖Fig.12 NO generation curve in cylinder with different LNG substitution rate

圖13 不同LNG 替代率缸內(nèi)NO 生成分布圖Fig.13 NO generation distribution in cylinders with different LNG substitution rates

5 結(jié) 語(yǔ)

本文首先構(gòu)建柴油引燃天然氣化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模型，并將構(gòu)建燃燒機(jī)理耦合三維CFD 軟件對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)工作過(guò)程進(jìn)行研究，結(jié)論如下：

1）選用正庚烷表征柴油，將正庚烷的詳細(xì)機(jī)理LLNL3.1 包含654 組分和2 827 步基元反應(yīng)簡(jiǎn)化至162組分和692 步基元反應(yīng)，最大相對(duì)誤差為29.70%；選用甲烷表征天然氣，將甲烷的詳細(xì)機(jī)理GRI3.0 包含53 組分和325 步基元反應(yīng)簡(jiǎn)化至26 組分和122 步基元反應(yīng)，最大相對(duì)誤差為9.48%。

2）將構(gòu)建的柴油機(jī)理耦合三維CFD 軟件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)純柴油工況下的數(shù)值模擬，與實(shí)驗(yàn)對(duì)比可得化學(xué)機(jī)理模型和CFD 耦合適用于對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)工作過(guò)程進(jìn)行預(yù)測(cè)，并通過(guò)計(jì)算分析可得，在本文工況下，當(dāng)噴入缸內(nèi)柴油量為純柴油工況下量的0.5% 時(shí)，不能被壓然，而噴入缸內(nèi)的柴油量為原柴油量的0.6%～0.9%時(shí)，柴油少部分被壓燃，當(dāng)柴油量為原柴油量的1%時(shí)，柴油可以全部被壓然，并形成穩(wěn)定火源，但并不能完全引燃天然氣，直到柴油量為原柴油量的2.8%時(shí)，可以完全引燃天然氣并形成持續(xù)燃燒。對(duì)于不同機(jī)型以及不同工況下的極限引燃量都會(huì)不同，但都會(huì)有相應(yīng)的極限引燃量。

3）將構(gòu)建的柴油引燃天然氣反應(yīng)機(jī)理耦合三維CFD 軟件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行雙燃料工況下的不同LNG 替代率的數(shù)值模擬，通過(guò)計(jì)算分析可得，LNG 缸內(nèi)液噴發(fā)動(dòng)機(jī)與柴油機(jī)相比，動(dòng)力性能會(huì)有所下降，但NO 的排放也隨之下降。隨著LNG 替代率的增加，天然氣燃燒始點(diǎn)會(huì)逐漸延長(zhǎng)，缸內(nèi)壓力、缸內(nèi)溫度以及NO 排放也會(huì)有所下降。