張韓余陽,張尊華,龍焱祥,李格升

(武漢理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,430063,武漢)

目前大部分船舶使用石油基燃料作為動(dòng)力能源,但石油燃料的燃燒所產(chǎn)生的二氧化碳、氮氧化合物、碳煙顆粒等污染物排放會(huì)帶來諸多環(huán)境問題,成為傳統(tǒng)柴油機(jī)燃燒的一大弊端。由于天然氣儲(chǔ)蓄量大且燃燒產(chǎn)物清潔,逐步被用作船用發(fā)動(dòng)機(jī)的清潔替代燃料[1]。然而,天然氣的燃燒溫度較高,易導(dǎo)致氮氧化物的排放惡化。采用稀薄燃燒和廢氣再循環(huán)(EGR)技術(shù)可降低燃燒溫度,合理控制天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的排放[2]。天然氣的稀燃能力較弱,通常需要向混合氣中添加氫氣,以提高可燃混合氣的稀燃能力,達(dá)到穩(wěn)定稀薄燃燒[3]?；诖吮尘?提出了LNG發(fā)動(dòng)機(jī)重整廢氣再循環(huán)(REGR)技術(shù)方案。該技術(shù)將廢氣再循環(huán)與燃料重整相結(jié)合,可以實(shí)現(xiàn)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)時(shí)摻氫稀薄燃燒,顯著降低NOx排放。

為闡明REGR技術(shù)對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能的影響規(guī)律,國內(nèi)外學(xué)者開展了一系列研究。黃彬與陳浩等通過對(duì)天然氣摻氫發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)合EGR技術(shù)的臺(tái)架試驗(yàn),證明了天然氣摻氫在改善發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)變動(dòng)、提高燃燒穩(wěn)定性方面的優(yōu)勢(shì)[4-5]。Yap與鐘紹華等在天然氣HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行了閉環(huán)重整制氫的試驗(yàn)研究,結(jié)果表明富氫重整氣添加可使天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒相位提前、負(fù)載范圍擴(kuò)大、NOx排放量降低,證實(shí)了在線制氫的可行性[6-7]。毛立通與Long等進(jìn)行了富氫混合氣對(duì)點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能與排放影響的模擬研究,發(fā)現(xiàn)隨著REGR率的提高,缸內(nèi)壓力峰值增大,THC排放量減小,CO排放量增加[8-9]。

然而,上述研究主要獲取了REGR技術(shù)對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過程以及污染物排放等宏觀參數(shù)的影響規(guī)律,富氫重整氣添加對(duì)缸內(nèi)燃燒過程的微觀影響機(jī)制研究較少,因此可以借助化學(xué)動(dòng)力學(xué)分析方法(例如通過缸內(nèi)燃燒過程的反應(yīng)途徑分析)來進(jìn)一步解析。部分學(xué)者采用CHEMKIN軟件建立了缸內(nèi)燃燒的零維/一維模型,對(duì)影響摻氫天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的重要基元反應(yīng)以及重要組分形成過程進(jìn)行了分析[10-11]。也有學(xué)者采用三維CFD模型耦合缸內(nèi)反應(yīng)路徑分析的方案,將缸內(nèi)燃燒微觀反應(yīng)細(xì)節(jié)與發(fā)動(dòng)機(jī)宏觀工作特征相結(jié)合,以進(jìn)一步揭示實(shí)際燃燒過程中缸內(nèi)反應(yīng)途徑對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響規(guī)律[12-14]?，F(xiàn)有關(guān)于發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃料燃燒的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)分析主要集中于解析柴油機(jī)缸內(nèi)燃料著火與燃燒過程,而對(duì)于基于REGR技術(shù)的天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒微觀分析卻鮮有報(bào)道,因此本研究將首先結(jié)合CONVERGE模型分析說明基于REGR技術(shù)下重整氣添加率以及過量空氣系數(shù)對(duì)船用LNG發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響規(guī)律,在此基礎(chǔ)上通過MATLAB軟件對(duì)CFD三維計(jì)算結(jié)果進(jìn)行數(shù)據(jù)提取與處理,調(diào)用Cantera動(dòng)力學(xué)分析軟件的零維均質(zhì)求解器[15],模擬計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室不同區(qū)域的瞬態(tài)燃燒反應(yīng)過程,從而結(jié)合缸內(nèi)燃燒過程中燃料消耗的瞬時(shí)反應(yīng)路徑分析,闡明富氫重整氣對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒調(diào)控的動(dòng)力學(xué)機(jī)制。

1 數(shù)值計(jì)算模型的建立與驗(yàn)證

1.1 模型的建立

本研究以玉柴公司生產(chǎn)的YC6MK200NL-C20為原型建立三維仿真模型,該發(fā)動(dòng)機(jī)為六缸、預(yù)混合、搭載水冷設(shè)施、配置渦輪增壓系統(tǒng)的點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī),具體發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)見表1。

表1 YC6MK 200NL-C20型發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

本研究建立的模型如圖1所示,采用CONVERGE自動(dòng)生成笛卡爾坐標(biāo)理想正六面體網(wǎng)格,設(shè)置基礎(chǔ)網(wǎng)格邊長(4～8 mm)后在火花塞附近區(qū)域網(wǎng)格加密至0.4 mm,同時(shí)啟用網(wǎng)格自適應(yīng)加密功能,對(duì)燃燒過程中溫度梯度和速度梯度較大區(qū)域加密至0.4 mm,這種網(wǎng)格尺寸設(shè)定方法在節(jié)省計(jì)算時(shí)間的同時(shí)也能保證一定的計(jì)算精度[16]。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)模型Fig.1 Engine model

數(shù)值模型中的湍流模型選用RNGk-ε模型[17],運(yùn)用SAGE詳細(xì)化學(xué)動(dòng)力學(xué)求解器計(jì)算缸內(nèi)燃料燃燒過程[18]。計(jì)算所用化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理為用于天然氣燃燒計(jì)算的GRI-MECH 3.0機(jī)理[19]。

1.2 模型的驗(yàn)證

定義重整氣添加率(REGR率)Rre為每循環(huán)添加的重整氣量與吸入氣缸的進(jìn)氣總量的比值

(1)

式中:nre為添加重整氣的量;n1為吸入缸內(nèi)空氣的量。

為驗(yàn)證所建立的模型,模擬REGR率為5%(組分H2、CO、CH4和N2的體積分?jǐn)?shù)分別為24%、12%、8%和56%)時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)在75%負(fù)荷(110 kW、1 362 r·min-1)下的燃燒過程,將采用不同基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸模擬得到的缸壓曲線和放熱率曲線與本課題組Long等的試驗(yàn)數(shù)據(jù)[9]進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖2所示。由圖可見,氣缸平均壓力與瞬時(shí)放熱率的模擬值與試驗(yàn)值整體吻合較好?？紤]到計(jì)算機(jī)時(shí)與計(jì)算精度,選擇基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為6.4 mm的模型進(jìn)行后續(xù)模擬工作,其缸壓峰值與試驗(yàn)值絕對(duì)誤差為0.34 MPa(相對(duì)誤差低于6%)。缸內(nèi)燃燒產(chǎn)物濃度的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比如表2所示,尾氣常規(guī)排放物NOx和CH4的相對(duì)誤差在5%以內(nèi),CO排放的誤差也在可接受范圍內(nèi)。綜上,可用該模型進(jìn)行后續(xù)模擬計(jì)算。

圖2 缸內(nèi)壓力和放熱率模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.2 Comparison of pressure and heat release rate between simulated and experimental values

表2 污染物排放的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比

1.3 化學(xué)動(dòng)力學(xué)分析方法

為獲取針對(duì)特定燃燒區(qū)域的反應(yīng)路徑,結(jié)合MATLAB與開源化學(xué)動(dòng)力學(xué)計(jì)算軟件Cantera開展缸內(nèi)不同時(shí)刻燃燒反應(yīng)特性研究。點(diǎn)燃式LNG發(fā)動(dòng)機(jī)可分為已燃區(qū)、火焰面區(qū)域和未燃區(qū)3個(gè)區(qū)域,根據(jù)CFD模擬結(jié)果中T>1 800 K、x(CH2O)>2.5×10-4篩選出火焰面區(qū)域網(wǎng)格數(shù)據(jù);根據(jù)T>1 800 K、x(CH4)<1×10-4篩選出已燃區(qū)域網(wǎng)格數(shù)據(jù)。運(yùn)用燃燒機(jī)理與Cantera定容均質(zhì)求解器求解不同區(qū)域瞬時(shí)反應(yīng)路徑,以解析燃料消耗以及污染物形成過程[20]。

在Cantera中,K種組分的基元反應(yīng)可用下式表示

(2)

由式(2)可以得到通過第i個(gè)基元反應(yīng)消耗的第k種組分的消耗速率表達(dá)式

(3)

式中:kfi為第k種組分的正向化學(xué)反應(yīng)常數(shù);kri為第k種組分的逆向化學(xué)反應(yīng)常數(shù);wk為第k種組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

第k種組分可通過第i個(gè)基元反應(yīng)的總消耗量nk求出

(4)

式中:Δt為反應(yīng)時(shí)間;V為反應(yīng)所占的空間體積。

對(duì)于組分A,將篩選出的每個(gè)網(wǎng)格中通過第i個(gè)基元反應(yīng)的消耗量相加,得到組分A通過該反應(yīng)的總消耗量。計(jì)算出組分A通過每條反應(yīng)通道的消耗量后即可得到某條反應(yīng)通道的消耗量所占比例,在后續(xù)的路徑分析中,以百分比形式表示各基元反應(yīng)的消耗量。

1.4 模擬工況點(diǎn)

基于典型LNG發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣-燃料重整氣的組分[21-22],本模擬研究中重整氣組分體積比VH2∶VCO∶VN2=1∶4∶20。根據(jù)稀燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)REGR率[8,23]與過量空氣系數(shù)λ[24]一般范圍等增量取值,通過改變發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣組分來模擬不同工況下的進(jìn)氣邊界條件,以此研究富氫混合氣添加對(duì)稀燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過程與污染物排放的影響規(guī)律,模擬工況點(diǎn)如表3所示,其中一自變量改變時(shí)另一變量固定不變,共模擬了20組工況。

表3 模擬工況點(diǎn)

2 結(jié)果與討論

2.1 燃燒特性分析

過量空氣系數(shù)為1.43時(shí),不同REGR率下的混合氣平均熱值見表4,重整氣添加造成缸內(nèi)混合氣中氫氣量增多,同時(shí)甲烷量減少,使得可燃混合氣總熱值降低,不同REGR率下發(fā)動(dòng)機(jī)缸壓與放熱率曲線如圖3所示。由圖可知,相比于純甲烷工況(REGR率為0%),添加富氫重整氣后發(fā)動(dòng)機(jī)缸壓與放熱率峰值增大,且不同REGR率工況下發(fā)動(dòng)機(jī)缸壓與放熱量接近。由于與甲烷相比氫氣反應(yīng)活性更高,火焰?zhèn)鞑ニ俾矢?因此添加氫氣后混合氣放熱速率更快,使缸壓與放熱率峰值增大,而加入重整氣后混合氣熱值降低使總放熱量減小,兩者共同影響使缸壓與放熱率峰值維持在較接近水平。此外,由放熱率曲線可看出,隨著REGR率的增大,缸內(nèi)燃燒持續(xù)期縮短。REGR率為12%時(shí)不同過量空氣系數(shù)下的缸壓曲線如圖4所示。由圖可知,隨過量空氣系數(shù)增大,缸內(nèi)平均壓力峰值和缸內(nèi)瞬時(shí)放熱率峰值均降低,且各峰值所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角增大。過量空氣系數(shù)增大導(dǎo)致可燃混合氣濃度減小,著火時(shí)間延遲,且火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢,造成發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性變差。圖5為不同模擬工況下的發(fā)動(dòng)機(jī)功率,可知REGR率與過量空氣系數(shù)的增大均會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)功率下降,過量空氣系數(shù)為1.37、REGR率為16%時(shí)會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)功率下降9.52%。

表4 混合氣平均熱值

圖3 λ=1.43時(shí)不同REGR率下的缸壓和放熱率Fig.3 Pressure and heat release rate with different REGR rates when λ=1.43

圖4 Rre=12%時(shí)不同過量空氣系數(shù)下的缸壓和放熱率 Fig.4 Pressure and heat release rate with different excess air coefficients when Rre=12%

圖5 不同REGR率與過量空氣系數(shù)條件下的功率Fig.5 Power at different REGR rates and excess air coefficients

以缸內(nèi)放熱量達(dá)到累計(jì)放熱量的5%時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角作為著火時(shí)刻并定義為CA5;以缸內(nèi)放熱量達(dá)到累計(jì)放熱量的50%時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角作為燃料達(dá)到燃燒重心的時(shí)刻并定義為CA50。不同REGR率與不同過量空氣系數(shù)下的燃燒相位對(duì)比見圖6,REGR率一定時(shí)CA5與CA50相位均隨過量空氣系數(shù)的增大而滯后(REGR率為8%時(shí),著火時(shí)刻滯后2.24°,燃燒重心時(shí)刻滯后4.49°),且兩者間隔時(shí)間縮短,與文獻(xiàn)[25]中結(jié)論一致。由于過量空氣系數(shù)增大,可燃混合氣濃度降低,使缸內(nèi)燃燒化學(xué)準(zhǔn)備時(shí)間增長,燃燒放熱率降低,導(dǎo)致燃燒相位滯后,燃燒持續(xù)期增加。當(dāng)過量空氣系數(shù)一定時(shí),CA5的相位在REGR率由0%增大到12%的過程中不斷提前(過量空氣系數(shù)為1.55時(shí)著火時(shí)刻提前1.42°),REGR率達(dá)到16%時(shí)出現(xiàn)滯后趨勢(shì),CA50的相位隨REGR率增大不斷提前。由于重整氣中的H2可縮短天然氣著火時(shí)間,但添加率增大會(huì)使甲烷濃度降低,REGR率為4%～12%時(shí)H2對(duì)著火的促進(jìn)作用占主導(dǎo),CA5時(shí)刻提前;REGR率達(dá)到16%時(shí)甲烷濃度降低對(duì)著火的抑制作用占主導(dǎo),CA5時(shí)刻滯后。隨REGR率增大,H2濃度增大,火焰?zhèn)鞑ニ俾试龃?CA50的相位提前。

圖6 不同REGR率與過量空氣系數(shù)下的燃燒相位 Fig.6 Combustion phase at different REGR rates and excess air coefficients

2.2 排放特性分析

2.2.1 THC排放分析 圖7是CA5和CA50時(shí)刻不同REGR率下缸內(nèi)CH4濃度分布云圖,由圖可知火花塞點(diǎn)火后,火焰由點(diǎn)火中心向四周傳播,已燃區(qū)域甲烷的濃度極小,可根據(jù)甲烷濃度分界線判斷火焰面的發(fā)展。缸內(nèi)放熱到達(dá)CA50時(shí),大部分CH4已燃燒殆盡,但靠近氣缸壁面處以及活塞環(huán)間隙區(qū)域溫度較低,有部分CH4燃料還未被燃燒,該處的未燃CH4是HC排放的主要來源[9]。圖8為缸內(nèi)甲烷濃度變化曲線,可知隨REGR率增大,燃燒結(jié)束時(shí)缸內(nèi)甲烷濃度越小。

圖7 不同REGR率下缸內(nèi)CH4濃度分布云圖Fig.7 Concentration of CH4 in cylinder at different REGR rates

圖8 λ=1.43時(shí)不同REGR率下缸內(nèi)x(CH4)Fig.8 Mole fraction of CH4 in cylinder at different REGR rates

在進(jìn)行HC排放分析時(shí),以CH4、CH2O、C2H6這3種組分的排放量之和(占實(shí)際THC排放的99%以上)表征THC排放量,結(jié)果如圖9所示。由圖可知,過量空氣系數(shù)為1.43、REGR率為16%時(shí)可使THC排放量降低26.98%。在REGR率一定的情況下,隨過量空氣系數(shù)增大,火焰?zhèn)鞑ゲ环€(wěn)定性增大,失火概率增加,缸內(nèi)平均溫度降低,抑制了THC后期氧化[9,26],且靠近氣缸壁面的縫隙區(qū)溫度更低,其中未燃的HC量增多,導(dǎo)致THC排放量略有增大。過量空氣系數(shù)一定時(shí),隨REGR率增大,THC排放量減少。由于REGR率增大,進(jìn)入缸內(nèi)的甲烷量減少,未燃區(qū)域的HC濃度降低,燃燒結(jié)束后狹縫區(qū)HC量減小,使最終THC排放量降低。

圖9 不同REGR率與過量空氣系數(shù)下THC排放量Fig.9 THC emission at different REGR rates and excess air coefficients

2.2.2 NOx排放分析 熱力型NO占NOx排放的80%以上,而其形成主要與缸內(nèi)溫度環(huán)境相關(guān)[27]。圖10是不同REGR率下缸內(nèi)最高溫度變化曲線,可知隨REGR率增大,缸內(nèi)最高溫度降低。圖11是不同REGR率下缸內(nèi)NO濃度分布云圖,隨REGR率增大,CA 5時(shí)刻缸內(nèi)高NO濃度區(qū)域面積減小,CA50時(shí)刻靠近壁面處NO濃度減小。在進(jìn)行NOx排放分析時(shí),以NO與NO2排放量之和表征NOx排放量。圖12為不同REGR率與過量空氣系數(shù)下NOx排放量。由于增大REGR率造成缸內(nèi)燃料熱值降低,使燃燒過程中缸內(nèi)最高溫度降低,且燃燒速率增大,燃燒持續(xù)期縮短,使NOx排放量減小。不同模擬工況下NOx摩爾分?jǐn)?shù)改變范圍較大,過量空氣系數(shù)為1.55、REGR率為16%時(shí)可使NOx排放量降低62.52%,因此在選擇合適REGR率和過量空氣系數(shù)范圍時(shí),應(yīng)重點(diǎn)考慮其對(duì)NOx排放量的影響。

圖10 λ=1.43時(shí)缸內(nèi)最高溫度曲線Fig.10 Maximum temperature in cylinder when λ=1.43

圖11 不同REGR率下缸內(nèi)NO濃度分布云圖Fig.11 Concentration of NO in cylinder at different REGR rates

圖12 不同REGR率與過量空氣系數(shù)下NOx排放量Fig.12 NOx emission at different REGR rates and excess air coefficients

2.2.3 CO排放分析 影響CO生成的主要因素是過量空氣系數(shù)和最高燃燒溫度[28]。本模擬研究中所取的過量空氣系數(shù)較大,進(jìn)入氣缸的氧氣量相對(duì)燃料的富余量大,對(duì)CO的生成速率影響較小,因此造成CO排放增大的主要因素是缸內(nèi)最高溫度。由圖13可知,隨REGR率和過量空氣系數(shù)增大,CO排放量增大。REGR率和過量空氣系數(shù)增大,均可使缸內(nèi)可燃混合氣濃度降低,燃燒過程中缸內(nèi)最高溫度降低,CO的生成量減少,且由于重整氣中含有相當(dāng)一部分CO,REGR率增大使進(jìn)入氣缸內(nèi)的CO量增大,狹縫中未被氧化的CO增多[9],也會(huì)導(dǎo)致CO排放增多。除此之外,可觀察到CO排放量幾乎隨過量空氣系數(shù)增加而線性增加。

圖13 不同REGR率與過量空氣系數(shù)下CO排放量Fig.13 CO emission at different REGR rates and excess air coefficients

綜上所述,缸壓、放熱率、燃燒相位以及各污染物排放量隨過量空氣系數(shù)單調(diào)變化,可知過量空氣系數(shù)對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒的影響機(jī)制較簡單,而REGR率對(duì)燃燒過程的影響更加復(fù)雜,因此在后續(xù)僅對(duì)REGR率這一變量做化學(xué)動(dòng)力學(xué)分析,以闡明其對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的影響機(jī)制。

2.3 發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過程化學(xué)動(dòng)力學(xué)分析

2.3.1 火焰面區(qū)域路徑分析 采用瞬時(shí)反應(yīng)路徑分析方法對(duì)符合火焰面區(qū)域條件的網(wǎng)格數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,得到CA50時(shí)刻火焰面區(qū)域內(nèi)甲烷的反應(yīng)路徑,結(jié)果如圖14所示。在圖14中,CH4首先與O、OH反應(yīng)生成CH3,其中80%以上的CH4通過反應(yīng)CH4+OH?CH3+H2O消耗。CH3的主要消耗路徑有5條,最重要的路徑為CH3與O反應(yīng)生成CH2O,然后再經(jīng)HCO生成CO和CO2;其他支鏈反應(yīng)的生成物有CH3OH、CH2OH、CH3O以及CO,各組分之間能夠互相轉(zhuǎn)化,最終生成CO2。CH4消耗路徑中,燃料及大部分中間產(chǎn)物的消耗都是通過與OH發(fā)生脫氫反應(yīng)實(shí)現(xiàn)的,OH濃度越大則正向反應(yīng)速率越快。對(duì)比不同REGR率下路徑中反應(yīng)占比情況可知,在CH4、CH3、CH3OH以及CH2O的消耗反應(yīng)中,隨REGR率的增大,OH參與的基元反應(yīng)占比增大,O參與的基元反應(yīng)占比減小,說明富氫重整氣的添加使缸內(nèi)H2濃度增大,OH自由基濃度增大,通過影響支鏈反應(yīng),改變了自由基池中自由基濃度,促進(jìn)各反應(yīng)朝正向進(jìn)行[29-30],從而加快了火焰?zhèn)鞑ニ俾?從微觀角度解釋了2.1節(jié)中REGR率對(duì)燃燒相位的影響規(guī)律。

圖14 CA50時(shí)刻不同REGR率下火焰面區(qū)域CH4消耗路徑 Fig.14 Consumption paths of CH4 in the flame area at different REGR rates at CA50

2.3.2 已燃區(qū)域路徑分析 采用瞬時(shí)反應(yīng)路徑分析方法,對(duì)符合已燃區(qū)域條件的網(wǎng)格數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,得到CA50時(shí)刻已燃區(qū)域內(nèi)甲烷的反應(yīng)路徑,結(jié)果如圖15所示。由圖15可知,相比火焰面區(qū)域,由于已燃區(qū)域O2濃度較低,CH4、CH3、CH2O、HCO等組分的消耗反應(yīng)中O或O2參與反應(yīng)的比例明顯減少,此時(shí)OH自由基濃度對(duì)CH4消耗反應(yīng)的影響占主導(dǎo)。隨REGR率增大,OH自由基濃度增大,CH4消耗路徑中OH參與反應(yīng)占比增大,說明增大REGR率會(huì)加快已燃區(qū)域CH4的消耗速率,使CH4燃燒更加完全,可降低未燃CH4濃度,減少THC排放。

圖15 CA50時(shí)刻不同REGR率下已燃區(qū)域CH4消耗路徑 Fig.15 Consumption paths of CH4 in the burnt area at different REGR rates at CA50

3 結(jié) 論

基于YC6MK200NL-C20天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)建立了CFD三維仿真模型,驗(yàn)證其合理性后模擬了不同REGR率和過量空氣系數(shù)下的缸內(nèi)燃燒過程,并分析了其對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能及排放性能的影響規(guī)律,在此基礎(chǔ)上耦合化學(xué)動(dòng)力學(xué)分析方法,通過缸內(nèi)瞬時(shí)燃燒反應(yīng)狀態(tài)探究了該影響規(guī)律的內(nèi)在機(jī)制,所得主要結(jié)論如下。

(1)添加富氫重整氣會(huì)改善天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒特性,增大缸內(nèi)平均壓力峰值,提高瞬時(shí)放熱率,使燃燒相位提前。增大過量空氣系數(shù)會(huì)抵消富氫重整氣對(duì)燃料燃燒的促進(jìn)作用,使缸內(nèi)平均壓力峰值降低,瞬時(shí)放熱率峰值降低,燃燒相位滯后。

(2)重整氣添加可縮短燃燒持續(xù)期,使燃料燃燒更加完全,降低THC與NOx排放量,但會(huì)導(dǎo)致未燃CO增多;隨過量空氣系數(shù)增大,缸內(nèi)平均溫度降低,NOx排放量降低,但燃燒不穩(wěn)定性增大,導(dǎo)致THC和CO排放增多。

(3)由缸內(nèi)燃燒反應(yīng)路徑分析可知,隨REGR率增大,OH自由基參與CH4消耗反應(yīng)占比增大,通過加快基元反應(yīng)速率進(jìn)而影響火焰?zhèn)鞑ニ俾?使燃燒相位提前,并可降低未燃HC排放。