葉 映，吳朝暉，劉海峰，董晶瑾，李敬瑞，堯命發(fā)

(1. 天津大學 內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300350；2. 上海中船動力研究院有限公司，上海 200131)

低速船用發(fā)動機燃用天然氣可降低污染物排放，滿足日益嚴格的排放法規(guī)．天然氣的主要成分是甲烷，在已知碳氫燃料中具有最低的碳氫比，研究表明燃用天然氣能有效降低CO2排放，對NOx排放也具有明顯降低作用，同時也能獲得近零的顆粒物(PM)和硫氧化物(SOx)排放．相比于傳統(tǒng)燃用重油的船用柴油機，天然氣發(fā)動機具有經(jīng)濟性好、排放低等優(yōu)點，逐漸成為未來船舶動力的重要發(fā)展方向之一[1]．

大型船用低速機燃用天然氣的主要技術(shù)路線是使用柴油引燃的雙燃料方式，依據(jù)燃氣噴射方式不同可分為低壓和高壓噴射兩種模式．高壓噴射模式是活塞到上止點附近時，先噴入引燃柴油，然后噴入高壓天然氣，天然氣燃燒過程主要是擴散燃燒．低壓噴射模式是在活塞壓縮行程中，由氣缸兩側(cè)噴入天然氣，活塞上行至上止點附近再噴射少量柴油引燃預混氣體，天然氣燃燒過程主要是預混燃燒．與高壓噴射相比，低壓噴射模式燃燒峰值溫度較低且高溫持續(xù)期較短[2]，因而NOx排放遠低于國際海事組織規(guī)定的Tier Ⅲ法規(guī)，并且無需配備復雜的高壓燃氣噴射系統(tǒng)[3]．然而由于預混天然氣燃燒受爆震限制，壓縮比較低，發(fā)動機動力性和經(jīng)濟性較高壓天然氣噴射方式差．此外，甲烷辛烷值高、層流火焰速度低及自燃著火較困難，因而通常采用預燃室系統(tǒng)提高初期火焰的能量以提高點火穩(wěn)定性，加快燃燒速率[4]．預燃室系統(tǒng)可以在少量的引燃柴油下(通常在燃料總能量中占比小于3%)保證足夠的著火穩(wěn)定性和初期火焰能量，提高燃燒反應(yīng)速率．

預燃室式雙燃料發(fā)動機的著火燃燒過程非常復雜．首先噴入到預燃室的柴油噴霧率先著火燃燒，進而引燃預燃室內(nèi)的預混氣體，產(chǎn)生火焰射流噴入到主燃燒室，引燃火焰射流區(qū)域的預混合氣形成穩(wěn)定的火焰，隨后火焰向外傳播．整個燃燒過程的火焰特征發(fā)生多次變化，燃燒機制也存在明顯差異．對引燃著火燃燒過程機理的理解是優(yōu)化燃燒系統(tǒng)和燃燒策略的重要前提和基礎(chǔ)．

近些年，國內(nèi)外針對預燃室射流火焰產(chǎn)生和引燃機制開展了一定研究．Biswas等[5]基于帶預燃室的定容燃燒彈開展光學測試，提出了預燃室出口火焰在不同湍流強度尺度和化學反應(yīng)尺度條件下存在兩種射流引燃機制．Allison等[6]則基于光學測試和直接數(shù)值模擬研究了預燃室在不同邊界條件下產(chǎn)生的射流長度和存在時間，并通過對同一時刻OH*和CH*基團的分布，提出了射流火焰的結(jié)構(gòu)模型．Xu等[7]基于一臺快速壓縮機開展了預燃室射流火焰的光學測試和模擬工作，并嘗試用湍流脈動系數(shù)、湍流火焰速度和達姆科勒數(shù)(Da)去構(gòu)建表征射流火焰發(fā)展形態(tài)的多維模型，并在此基礎(chǔ)上做了一系列參數(shù)化研究．

然而在以上研究中，預燃室內(nèi)的點火方式均是采用電極或激光點火，其著火及燃燒過程的模型相對柴油引燃的預燃室不同．此外，在燃燒模擬裝置上開展研究，熱力學邊界條件和流動狀態(tài)與實際發(fā)動機工作過程存在差異．因此，通過可靠的數(shù)值模擬方法，在實際發(fā)動機模型上開展針對柴油引燃的預燃室發(fā)動機的著火燃燒歷程研究，是認識和理解此類發(fā)動機燃燒機理的重要方法．

因此，筆者以某預燃室式大型低速船用柴油-天然氣雙燃料發(fā)動機為對象，構(gòu)建了三維計算流體動力學(CFD)模型，采用數(shù)值模擬方法研究了預燃室與主燃燒室內(nèi)的著火和火焰發(fā)展歷程，基于燃燒過程中化學反應(yīng)分布和放熱率區(qū)間的變化，分析了著火燃燒機制．此外還探討了雙燃料發(fā)動機兩種主要的有害排放物的生成和遷移過程．該研究對深入理解低壓噴射雙燃料發(fā)動機的著火燃燒機制和污染物生成機理具有一定理論意義，對發(fā)動機燃燒控制策略優(yōu)化有一定指導價值．

1 數(shù)值模型和研究方法

基于仿真CFD平臺CONVERGE建立了某二沖程預燃室式低速船用發(fā)動機的三維仿真模型，并基于MATLAB耦合Cantera的后處理程序，探究射流火焰在預燃室和主燃燒室中火焰發(fā)展歷程、引燃混合氣機制以及污染物生成機理．

1.1 CFD迭代算法和可靠性分析

CFD程序是通過質(zhì)量、動量和能量守恒控制方程耦合附加方程來描述湍流運動和無源標量以及各組分的輸運過程，通過迭代算法求解每個變量．在CONVERGE 2.3程序中可以將計算域離散成若干網(wǎng)格，在各個網(wǎng)格內(nèi)同步求解若干相關(guān)或者獨立的控制方程，進而計算流動過程中的壓力梯度、溫度場變化和組分輸運瞬態(tài)情況．

通過迭代法求解方程組的數(shù)值解，在CONVERGE中需要提供一個收斂判據(jù)．求解器通過反復迭代一個數(shù)值解直到其迭代誤差在指定的收斂性判據(jù)內(nèi)．計算工作中各參數(shù)的收斂判據(jù)如表1所示．

表1 各參數(shù)收斂判據(jù) Tab.1 Convergence criterion of parameters in this work

采用這樣的數(shù)值方法和迭代求解收斂性判據(jù)是參考了國內(nèi)外采用同一CFD平臺研究預燃室火焰射流相關(guān)工作[8-9]，這些研究工作針對預燃室通孔(主燃燒室和預燃室的連接通道孔，簡稱“通孔”)出口火焰質(zhì)量、能量組分等參數(shù)的迭代求解處理方法和參數(shù)設(shè)置可滿足可靠性的要求．

1.2 三維仿真模型構(gòu)建

構(gòu)建的低速二沖程預燃室式船用發(fā)動機CFD模型如圖1所示，發(fā)動機基本參數(shù)和運行參數(shù)如表2所示，選擇工況為遠洋船機主推進發(fā)動機常用的75%負荷工況點，在當前最為嚴格的Tier Ⅲ排放法規(guī)下的權(quán)重為50%，該工況下宏觀當量比約為0.38，平均指示壓力(IMEP)約為1.73MPa．CFD模型耦合的子模型如表3所示．以燃燒上止點為0°,CA，計算區(qū)間為排氣門開啟時刻－250°,CA ATDC 到下次排氣門開啟時刻110°,CA ATDC的整個循環(huán)．缸內(nèi)初始組分設(shè)置為理論完全燃燒后的均質(zhì)廢氣，由掃氣過程控制缸內(nèi)廢氣和新鮮充量分布．

表2 發(fā)動機基本參數(shù)和模擬計算條件 Tab.2 Engine specifications and simulation conditions

表3 計算子模型 Tab.3 Computational sub-models

圖1 二沖程雙燃料發(fā)動機CFD模型 Fig.1 CFD model of the 2-stroke dual fuel engine

用正庚烷代替柴油、甲烷代替天然氣，基于CHEMKIN程序構(gòu)建了79組分、262步基元反應(yīng)的 雙燃料簡化動力學機理[10-11]來模擬缸內(nèi)的著火及燃燒反應(yīng)過程．此外，燃氣噴射的模擬處理方式為將通過燃氣準入閥有效截面的甲烷氣體設(shè)定為固定流量，保證燃氣噴射持續(xù)期和總質(zhì)量與試驗數(shù)據(jù)一致．由于大型低速船機試驗數(shù)據(jù)匱乏，因而大量研究都采 用一維模擬和三維模擬相互驗證以確保模型的可靠性[12-13]，筆者也采用該方法．另外，網(wǎng)格敏感性分析參見文獻[11]．此三維模型計算得到的缸內(nèi)壓力放熱率結(jié)果與試驗和一維計算結(jié)果[14]的對比如圖2和表4所示．結(jié)果表明模型具備可靠精度，可用來開展研究．

圖2 計算模型缸內(nèi)壓力和放熱率驗證結(jié)果 Fig.2 Computational model calibration results of incylinder pressure and heat release ratio

表4 計算結(jié)果驗證 Tab.4 Computational model calibration results

1.3 燃燒過程分析方法

圖3a為-8.2°,CA ATDC時刻1800K等值面，以此表征火焰面位置，此時處于預燃室內(nèi)著火初期．表明火焰發(fā)展方向受預燃室壁面結(jié)構(gòu)影響，在火焰下游出現(xiàn)了明顯改變，為了保證捕捉到足夠有效信息，對預燃室內(nèi)的網(wǎng)格進行了如圖3a所示的兩次切片．圖3b切片位置選取是考慮能同時捕捉預燃室、主燃燒室以及通孔內(nèi)完整的火焰信息，沿射流火焰發(fā)展軸線方向豎直切下．基于上述3個切片，選擇若干關(guān)鍵時 刻的三維計算輸出結(jié)果，運用Liu等[15]提出的后處理方法，將計算結(jié)果中的溫度、壓力、質(zhì)量、體積以及各計算網(wǎng)格的所有物種濃度導出到MATLAB中進行矩陣化處理．隨后用MATLAB程序調(diào)用CHEMKIN代碼讀取化學反應(yīng)機理文件，最后將化學反應(yīng)機理文件與Cantera代碼相結(jié)合，處理切片區(qū)域各網(wǎng)格內(nèi)瞬時燃燒信息．通過統(tǒng)計分析對總放熱貢獻最大的反應(yīng)，確定每個網(wǎng)格中具有代表性的放熱反應(yīng)(RXR)，該反應(yīng)對闡明火焰結(jié)構(gòu)具有重要意義．表5匯總了涉及的RXR和其他基元反應(yīng)所對應(yīng)的編號．

圖3 燃燒分析切片示意 Fig.3 Clip plane for combustion character analysis

表5 基元反應(yīng)和對應(yīng)編號 Tab.5 Elementary reactions and the corresponding IDs

2 結(jié)果與討論

2.1 預燃室內(nèi)著火燃燒過程分析

傳統(tǒng)柴油機噴霧燃燒中流動和混合過程主導柴油著火燃燒過程，預燃室內(nèi)的燃燒是以柴油噴霧燃燒開始，其燃燒過程與流動密切相關(guān)．圖4為噴油始點前0.1°,CA時預燃室內(nèi)流場分布．圖5是預燃室內(nèi)噴油器位置及3個噴孔噴油方向示意，設(shè)置依據(jù)原機試驗數(shù)據(jù)，為了便于描述，將其產(chǎn)生的油束分別命名為A、B和C束噴油．圖4表明，新鮮充量受掃氣作用從通孔內(nèi)被擠入預燃室且沿一側(cè)壁面自下而上流動，擠壓到噴油器附近后沿著另一側(cè)壁面向下流動，進而形成以大尺度漩渦為主的流場特征．此外，進氣在通孔內(nèi)受擠壓加速，沿壁面上行的流速稍大，可達到20m/s；預燃室內(nèi)其他區(qū)域的流動較弱，流速低于主燃室內(nèi)氣體流速(約10m/s)．

圖4 -8.6°,CA ATDC時刻預燃室內(nèi)流場 Fig.4 Flow field inside the pre-chamber at -8.6°,CA ATDC

圖5 預燃室內(nèi)噴油方向示意 Fig.5 Injection directions inside the pre-chamber

圖6為-8.2°,CA ATDC至-7.8°,CA ATDC時1800K等值面位置變化，A束噴油率先著火，B束和C束噴油著火相對滯后．圖5顯示A束噴油是逆氣體流動方向噴射，且噴射方向最接近預燃室通孔進氣位置．說明A束噴油受預燃室進氣的影響，能夠更好與空氣混合，率先著火燃燒，火焰形態(tài)與傳統(tǒng)柴油機的擴散燃燒火焰具有相似性．隨后，B束和C束噴油末端混合氣自燃，并向其他未燃區(qū)域發(fā)展；射流火焰在-8.0°,CA ATDC時刻已經(jīng)出現(xiàn)在預燃室通孔內(nèi)，此時預燃室內(nèi)的燃燒還在進行．基于上述分析，可以認 為-8.0°,CA ATDC時刻是第一階段燃燒即預燃室內(nèi)自著火控制的火焰發(fā)展過程和第二階段燃燒即主燃燒室內(nèi)產(chǎn)生射流火焰的分界點．

圖6 預燃室內(nèi)在不同時刻1800K等值面位置 Fig.6 Contour surface where temperature is 1800K inside the pre-chamber at different time

圖7為-8.2°CA ATDC時刻切片1和2內(nèi)的放熱率分布，在火焰發(fā)展的上游放熱率要明顯大于碰壁轉(zhuǎn)向后的火焰下游．圖8為同一時刻切片1和2內(nèi)的RXR分布，火焰上游是以正庚烷的低溫加氧反應(yīng)(R30，R37)為主導，而火焰中下游出現(xiàn)了甲基氧化反應(yīng)．圖9是針對這一時刻甲基產(chǎn)率(ROP)分析，在切片1范圍內(nèi)甲基產(chǎn)生以大分子組分的碳碳鍵斷裂為主，甲烷脫氫生成的甲基產(chǎn)率只有17.9%，表明此刻在火焰上游區(qū)域只有較少的預混甲烷參與反應(yīng)；而切片2范圍內(nèi)甲烷脫氫產(chǎn)生的甲基產(chǎn)率達到了60%以上，表明在火焰下游區(qū)域預混甲烷參與反應(yīng)的比例提高．由圖7可知，火焰下游的總體放熱遠低于上游放熱，表明預燃室內(nèi)噴霧燃燒火焰發(fā)展仍以柴油擴散燃燒主導，同時只是在火焰碰壁后變向的局部區(qū)域，受活性基遷移和高溫氣體流動作用，部分預混的甲烷開始參與反應(yīng)．隨后火焰向未燃區(qū)發(fā)展，同時經(jīng)通孔產(chǎn) 生射流火焰進入主燃燒室．

圖7 -8.2°CA ATDC時刻切片1和2內(nèi)的放熱率分布 Fig.7 Heat release ratio distribution in clip planes1 and 2 at -8.2°CA ATDC

圖8 -8.2°CA ATDC時刻切片1和2內(nèi)的RXR分布 Fig.8 RXR distribution in clip planes 1 and 2 at -8.2°CA ATDC

圖9 -8.2°,CA ATDC時刻在切片1和切片2的甲基生成主要反應(yīng)和對應(yīng)產(chǎn)率統(tǒng)計范圍 Fig.9 Reactions and corresponding ROP of methyl at -8.2°,CA ATDC in clip 1 and clip 2

2.2 主燃燒室內(nèi)射流火焰引燃過程分析

圖10為俯視角下-6°,CA ATDC和0°,CA ATDC時刻1800 K等值面分布，該視角下缸內(nèi)因掃氣產(chǎn)生的大尺度渦流以逆時針方向流動(以黑色箭頭標注)．在-6°CA ATDC之前，射流火焰發(fā)展方向與通孔軸線方向具有高度一致性，說明射流發(fā)展初期的方向是由通孔方向主導，缸內(nèi)渦流對其影響較?。畯?°,CA ATDC的火焰發(fā)展區(qū)域看，隨射流進一步發(fā)展，大尺度渦流作用開始顯現(xiàn)，兩束射流火焰發(fā)展因為流動的作用開始呈現(xiàn)螺旋式發(fā)展．由于預燃室通孔的方向設(shè)計為斜向下，在一個水平面內(nèi)的切片無法捕捉到完整的火焰有效信息，因而選擇圖3b的切片3位置來針對射流火焰發(fā)展過程展開分析．

圖10 1800K等值面分布 Fig.10 Contour surface where temperature is 1800K

圖11為預燃室火焰射流發(fā)展過程中在切片3范圍內(nèi)若干時刻的放熱率(HRR)分布．由-7.8°,CA ATDC和-7.6°,CA ATDC時刻可以看出，近預燃室通孔出口處的射流是劇烈放熱區(qū)，表明火焰內(nèi)部發(fā)生劇烈放熱反應(yīng)．隨著射流火焰發(fā)展后到-2.0°,CA ATDC和0°,CA ATDC時，射流內(nèi)部放熱已經(jīng)停止，反應(yīng)區(qū) 較薄且出現(xiàn)在射流表面，沿徑向向四周擴散，與文獻[16—18]中對火焰?zhèn)鞑ガF(xiàn)象描述的對比，可認為這一時期的燃燒火焰特征是預混氣體燃燒的火焰?zhèn)鞑ミ^程．在0°,CA ATDC時，該模型中另一個預燃室(未在切片3中體現(xiàn))產(chǎn)生的射流火焰受缸內(nèi)渦流作用以垂直紙面方向進入切片區(qū)域，因而在右下角出現(xiàn)一個環(huán)形放熱區(qū)，這與前文所述在射流充分發(fā)展以后引燃火焰會受渦流作用具有一致性．在射流從預燃室通孔進入主燃燒室初期，火焰內(nèi)部存在大量放熱，對這一時刻的火焰結(jié)構(gòu)的理解是揭示整個射流火焰發(fā)展機制的關(guān)鍵．

圖11 不同時刻射流火焰放熱率分布 Fig.11 HRR distribution of jet flame at different time

圖12為-7.6°CA ATDC時刻在切片3內(nèi)的RXR分布．正庚烷的加氧反應(yīng)主要存在預燃室內(nèi)，表明此刻預燃室內(nèi)仍然有大量正庚烷剛剛開始參與燃燒，而在出口處的火焰從內(nèi)到外有3層明顯的不同反應(yīng)區(qū)．內(nèi)部核心區(qū)主要是羥基和氫的高溫反應(yīng)(R425)，外圍發(fā)生的是甲基的氧化反應(yīng)(R348)，而在中間層發(fā)生的主要是甲烷的脫氫反應(yīng)(R328)，這表明火焰內(nèi)部存在甲烷燃燒反應(yīng)．圖13a為-7.6°CA ATDC時刻切片3內(nèi)正庚烷質(zhì)量分數(shù)分布，可以看到少量正庚烷出現(xiàn)在主燃燒室內(nèi)，由于缸內(nèi)正庚烷的唯一來源是預燃室內(nèi)的柴油噴霧，因而表明預燃室內(nèi)有部分未燃混合氣及大量中間產(chǎn)物隨射流運動進入主燃燒室內(nèi)，并且與射流火焰覆蓋范圍一致．此外，圖13b是同一時刻下切片3內(nèi)氧氣質(zhì)量分數(shù)分布，在射流火焰區(qū)域氧氣被大量消耗，且剩余氧氣量從火焰內(nèi)部向外遞增，在射流火焰核心區(qū)氧氣幾乎被完全消耗．因為該工況下是宏觀燃空當量比為0.38的稀薄燃燒，基本不存在局部氧氣完全消耗卻還有富余甲烷的情況，因而結(jié)合圖13b的結(jié)果，在圖12中的射流反應(yīng)區(qū)內(nèi)貧氧卻有甲烷參與燃燒反應(yīng)，表明有大量甲烷從預燃室 內(nèi)遷移至反應(yīng)區(qū)．

圖12 －7.6°CA ATDC時刻在切片3內(nèi)的RXR分布 Fig.12 RXR distribution of jet flame in clip plane 3 at-7.6°CA ATDC

圖13 -7.6°CA ATDC時刻切片3內(nèi)關(guān)鍵組分分布 Fig.13 Mass fraction of key species in clip plane 3 at-7.6°CA ATDC

表6為-7.8°CA ATDC和-7.6°CA ATDC時刻預燃室內(nèi)部各組分質(zhì)量變化統(tǒng)計．其中總質(zhì)量減少量是從預燃室內(nèi)進入主燃燒室內(nèi)的氣體總質(zhì)量，約為0.259g．由于此刻燃燒剛開始，忽略這個階段氮氣因反應(yīng)減少的質(zhì)量，則減少的0.259g總質(zhì)量的氣體中有約0.195g是氮氣．此外，甲烷和氧氣減少質(zhì)量分別為0.072g和0.09g，減少的氧氣與甲烷的質(zhì)量比約為0.8∶1，已知氧氣與甲烷當量完全燃燒質(zhì)量比約為 4∶1，即使所有的氧氣減少都是與甲烷反應(yīng)所消耗，預燃室內(nèi)甲烷的減少量都明顯偏大，并且必然存在部分氧氣是由于與正庚烷反應(yīng)中被消耗以及隨著射流進入主燃燒室所減少，因而可以推斷出在射流火焰產(chǎn)生的過程中有部分甲烷隨射流進入主燃燒室．

表6 預燃室內(nèi)各組分質(zhì)量變化 Tab.6 Mass variation of key species inside pre-chamber

基于上述分析，可以認為在-7.6°,CA ATDC時刻預燃室出口處的射流火焰中除了預燃室燃燒的中間產(chǎn)物的后續(xù)反應(yīng)以外，還存在部分預燃室內(nèi)部隨射流遷移出的甲烷發(fā)生的預混燃燒．

由圖11和圖12可知，從射流火焰初期的內(nèi)部預混燃燒到出現(xiàn)火焰面外圍的火焰?zhèn)鞑?，整個燃燒過程存在明顯的兩種火焰結(jié)構(gòu)特征．因而兩種火焰結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變歷程的認知是理解射流火焰發(fā)展及引燃機制的關(guān)鍵．圖14展示了引燃油噴射時刻(-8.5°,CA ATDC)和-6°,CA ATDC切片3范圍內(nèi)的甲烷質(zhì)量分數(shù)分布．隨射流發(fā)展，在圖14a中的甲烷高濃區(qū)A受射流擠壓作用向預燃室遠端移動，在圖14b中移動到了甲烷高濃區(qū)B的位置；受兩股射流和活塞運動的協(xié)同影響，在圖14b中的紅色圓圈標注區(qū)域出現(xiàn)了新的高濃度區(qū)．除此以外其他區(qū)域的甲烷質(zhì)量分數(shù)變化很小且梯度幾乎保持不變，這表明沒有甲烷組分受射流擠壓作用從射流內(nèi)部遷移輸運到其他區(qū)域．此外，在射流表面較薄的區(qū)域內(nèi)，甲烷質(zhì)量分數(shù)還略微降低，表明此時射流火焰表面已經(jīng)有預混甲烷發(fā)生了反應(yīng)被消耗掉，進一步說明預混甲烷開始被引燃．

圖14 切片3內(nèi)甲烷質(zhì)量分數(shù)分布 Fig.14 Methane distribution in clip 3

圖15為-6°,CA ATDC時刻切片3內(nèi)的RXR分布．在預燃室出口處，射流內(nèi)部以羥基雙氧水等組分發(fā)生反應(yīng)為主，這些反應(yīng)與預燃室內(nèi)部的放熱反應(yīng)類似．而在射流中下游只有外圍有放熱反應(yīng)，以甲基氧化反應(yīng)為主．圖16展示了這一時刻切片3范圍內(nèi)的甲基產(chǎn)率，甲基生成95%以上都來自甲烷脫氫反應(yīng)，表明外圍的甲基反應(yīng)區(qū)同時也是預混甲烷開始參與反應(yīng)的區(qū)域．此外，甲基的反應(yīng)區(qū)內(nèi)表面輪廓線與圖17所示的切片內(nèi)900K溫度等值線具有較高一致性，說明這一時刻隨著射流發(fā)展，火焰外圍溫度升高導致了預混甲烷開始脫氫產(chǎn)生甲基，甲基進一步氧化 放熱，開始燃燒反應(yīng)．

圖15 -6°,CA ATDC 時刻切片3內(nèi)的RXR分布 Fig.15 RXR distribution in clip 3 at -6°,CA ATDC

圖16 -6°,CA ATDC時刻切片3內(nèi)的甲基產(chǎn)率統(tǒng)計 Fig.16 ROP of methyl in clip 3 at -6°,CA ATDC

圖17 -6°,CA ATDC時刻900K溫度等值錢 Fig.17 Isoline where temperature is 900K at -6°,CA ATDC

綜上所述，在射流發(fā)展過程中，預燃室出口處仍存在從預燃室內(nèi)部射出的未燃氣體和中間組分，并在輸運過程中發(fā)生放熱反應(yīng)．而在射流火焰的外圍，預混甲烷開始燃燒，隨后的缸內(nèi)燃燒就被甲烷著火形成的火焰面劃分出明顯的未燃區(qū)和已燃區(qū)，并且火焰面向未燃區(qū)移動，呈現(xiàn)出火焰?zhèn)鞑サ奶卣鳎蚨霈F(xiàn)預混的甲烷反應(yīng)層包裹在射流火焰外圍，且火焰內(nèi)部無明顯放熱反應(yīng)的時刻(約-6°,CA ATDC)是第二階段燃燒即射流火焰發(fā)展和第三階段燃燒，也即主燃燒室內(nèi)預混湍流火焰?zhèn)鞑ミ^程的分界．

2.3 污染物生成機理

圖18為雙燃料發(fā)動機兩種主要有害排放物NOx和HC分別在預燃室和主燃燒室內(nèi)的質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化．NOx在5°,CA ATDC到15°,CA ATDC內(nèi)大量生成，隨后保持在一個穩(wěn)定水平不再變化直到排氣門開啟．在15°,CA ATDC時預燃室內(nèi)的NOx質(zhì)量高達主燃燒室內(nèi)的一半，此外，15°,CA ATDC以后預燃室內(nèi)的NOx減少，主燃燒室內(nèi)NOx增加且總體NOx質(zhì)量幾乎不變，可以推斷出在射流發(fā)展過程中，預燃室內(nèi)有部分生成的NOx隨射流轉(zhuǎn)移到了主燃燒室內(nèi)．圖19展示NOx質(zhì)量分數(shù)和當量比兩個參數(shù)不同數(shù)值等值面的包裹區(qū)域，表明了10°,CA ATDC時缸內(nèi)NOx質(zhì)量分數(shù)及當量比分布．從圖19b中可以看出，當量比在0.8以上區(qū)域只存在預燃室內(nèi)部，并且預燃室內(nèi)部局部當量比高于1.1，在內(nèi)燃機燃燒過程中當量比為1.1的區(qū)域最有利于NOx生成．圖19a的瞬時NOx分布也直接表明預燃室內(nèi)有大量NOx生成，此外，主燃燒室內(nèi)的NOx出現(xiàn)區(qū)域為近預燃室出口處．結(jié)合圖18的分析，可以認為預燃室內(nèi)部是NOx生成的最主要區(qū)域．圖20為10°CA ATDC時缸內(nèi)2100、1800和1200K等值面分布，表征高溫區(qū)、中等溫度火焰位置和局部低溫區(qū)．2100K以上的高溫區(qū)被認為是NOx生成的主要區(qū)域，高溫區(qū)主要存在預燃室內(nèi)部．因此，在預燃室內(nèi)由于柴油擴散燃燒主導且燃空當量比相對主燃燒室內(nèi)較大，燃燒溫度高以及燃燒持續(xù)期長，是NOx主要的生成區(qū)域．

圖18 NOx和HC分別在預燃室和主燃燒室內(nèi)的質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化 Fig.18 Mass of NOx and HC in main- and pre-chamber at different crank angle

圖19 10°,CA ATDC 時刻缸內(nèi)NOx質(zhì)量分數(shù)以及當量比等值面分布 Fig.19 Contour surface where the mass fraction of NOxis 0.05% and 0.025% and where equivalence ratio φ＝0.5，0.8，1.1 at 10°,CA ATDC

圖18也表明預燃室內(nèi)的HC質(zhì)量在10°CA ATDC之后就達到近零水平，一直維持到排氣門開啟；而主燃燒室內(nèi)的殘余HC則在10°CA ATDC以后保持在一定水平不再降低，這部分HC最終形成HC排放．圖21為10°CA ATDC時缸內(nèi)HC質(zhì)量分數(shù)為0.1%的等值面區(qū)域．缸內(nèi)殘余HC主要集中在活塞與缸套之間的區(qū)域及射流火焰碰壁的位置，這些位置與圖20中的藍色低溫區(qū)具有很好一致性，說明HC出現(xiàn)的區(qū)域出現(xiàn)了局部失火．一般認為活塞近壁面處空間狹小，不利于混合和燃燒，容易產(chǎn)生HC，射流火焰碰壁后在近壁面處受到壁面的冷卻作用，會導致小范圍的淬熄、局部產(chǎn)生HC[19]．此外有研究[20]表明，在實際發(fā)動機中壁面與對活性基的吸附作用也是導致火焰在近壁面出現(xiàn)局部淬熄的重要因素．

圖20 10°,CA ATDC 時刻缸內(nèi)不同溫度等值面分布 Fig.20 Contour surface where temperature is 2100，1800 and 1200 K at 10°,CA ATDC

圖21 10°,CA ATDC 時刻缸內(nèi)HC質(zhì)量分數(shù)為0.1%等值面分布 Fig.21 Contour surface where the mass fraction of HC is 0.1% at 10°,CA ATDC

3 結(jié)論

(1) 預燃室內(nèi)以柴油噴霧燃燒為主導，受通孔進氣和流動的影響，近通孔區(qū)域的噴孔油束率先著火，形成擴散燃燒火焰；并在火焰碰壁后形成多個自燃點，隨后火焰向預燃室內(nèi)未燃區(qū)域發(fā)展，同時經(jīng)過通孔形成射流火焰進入主燃燒室．

(2) 射流產(chǎn)生并進入主燃燒室的初期，射流內(nèi)部存在大量從預燃室內(nèi)輸運出的甲烷混合氣及其他中間產(chǎn)物的預混燃燒；隨著射流發(fā)展，射流內(nèi)部核心區(qū)域在較長持續(xù)期內(nèi)都有羥基、氫等組分參與放熱反應(yīng)，而在射流外部則以預混甲烷及其脫氫產(chǎn)物甲基的反應(yīng)為主，表明在外圍出現(xiàn)了預混火焰?zhèn)鞑サ娜紵卣鳎辉谏淞鲀?nèi)部的反應(yīng)完全結(jié)束以后，放熱反應(yīng)只繼續(xù)存在于射流火焰表面，此后缸內(nèi)呈現(xiàn)由火焰?zhèn)鞑タ刂频娜紵卣鳎?/p>

(3) 缸內(nèi)NOx生成主要在預燃室內(nèi)，由于預燃室內(nèi)當量比較高且以柴油擴散燃燒為主導，燃燒溫度高且燃燒持續(xù)期長，給NOx生成創(chuàng)造了條件；未燃的HC主要在主燃燒室內(nèi)生成，而預燃室內(nèi)HC的排放接近為零；HC主要出現(xiàn)在活塞與壁面之間及射流火焰碰壁區(qū)域，這些區(qū)域在燃燒過程中都出現(xiàn)局部低溫，表明在這些區(qū)域內(nèi)發(fā)生不同程度的淬熄導致HC大量生成．