仇 滔，鄧玉婉，雷 艷，馬雪健，石 磊，王曉艷

(1. 北京工業(yè)大學 環(huán)境與生命學部，北京 100124；2. 內(nèi)燃機可靠性國家重點實驗室，山東 濰坊 261061)

為響應(yīng)國家提出的碳達峰、碳中和目標，清潔燃料和先進燃燒技術(shù)成為內(nèi)燃機行業(yè)低碳化發(fā)展的重要方向[1].天然氣發(fā)動機作為內(nèi)燃機節(jié)能減排的一大途徑備受關(guān)注，天然氣缸內(nèi)高壓直噴(HPDI)技術(shù)的熱效率與排放性能均優(yōu)于傳統(tǒng)發(fā)動機應(yīng)用的進氣道噴射[2]技術(shù)，成為天然氣內(nèi)燃機的重要技術(shù)手段[3].

HPDI 發(fā)動機的技術(shù)特點是燃燒和噴射同時存在，發(fā)動機壓縮行程上止點前噴入適量的柴油預(yù)先著火，形成火源后噴射高壓天然氣，射流進入柴油壓燃形成的已燃區(qū)后被引燃，實現(xiàn)天然氣的非均質(zhì)湍流燃燒.射流來流與預(yù)燃火焰之間的作用關(guān)系直接影響到缸內(nèi)燃燒過程，進而影響著火穩(wěn)定性.

學者們針對來流與火焰之間的關(guān)系開展了研究.Zhu 等[4]研究了有風工況下穩(wěn)態(tài)火焰的轉(zhuǎn)變發(fā)展過程，結(jié)果表明：風速對火焰擴散速率和燃料消耗速率有不同程度的影響.Ji 等[5]研究發(fā)現(xiàn)，當風速大于臨界值時，正庚烷池火焰向室外傾斜，火焰傾斜角和平均火焰長度隨著風速的增大而增大.朱躍進等[6]對混合氣中激波與火焰相互作用過程進行了二維數(shù)值模擬，結(jié)果表明：激波馬赫數(shù)的增加或初始混合氣中CH4和O2的增加會促進火焰的變形、膨脹，甚至爆轟.綜上可知，氣流對火焰的燃燒及傳播均有明顯影響.但目前針對HPDI 發(fā)動機內(nèi)先燃燒后射流的燃燒特點，以及缸內(nèi)燃燒過程的動態(tài)變化規(guī)律則鮮見報道.

缸內(nèi)燃燒對HPDI 發(fā)動機十分重要，但缸內(nèi)燃燒復(fù)雜性使得對HPDI 發(fā)動機的研究多集中于整機上.Li 等[7]研究發(fā)現(xiàn)，HPDI 發(fā)動機內(nèi)屬于擴散燃燒，缸內(nèi)直噴壓力、噴射時刻均影響排放性能.Takagi等[8]研究發(fā)現(xiàn)，HPDI 發(fā)動機內(nèi)混合氣形成過程中氣體射流的作用居于主導(dǎo)地位，氣體射流引起的湍流會進一步影響燃燒和排放.李徐程等[9]研究發(fā)現(xiàn)，天然氣噴射正時的提前與較短的天然氣噴射持續(xù)期均有利于天然氣射流的著火.陳貴升等[10]以射流角度為變量對雙燃料發(fā)動機燃燒過程進行了研究，結(jié)果表明：天然氣射流通過渦旋結(jié)構(gòu)影響柴油射流，導(dǎo)致燃燒速率增加.以上研究多集中于著火特性、引燃柴油噴射策略優(yōu)化和排放性能，對缸內(nèi)復(fù)雜燃燒機制的基礎(chǔ)研究較少.

筆者課題組利用定容燃燒彈開展了高壓射流沖擊預(yù)燃火焰的試驗[11]，發(fā)現(xiàn)不同工況下會出現(xiàn)引燃或者吹熄火焰的現(xiàn)象，針對成功引燃的情況，總結(jié)了火焰?zhèn)鞑ニ俣?、火焰面積等參數(shù)的規(guī)律[12].基于此，筆者應(yīng)用ANSYS Fluent 軟件模擬以甲烷為燃料的預(yù)燃火焰引燃高壓甲烷射流過程，得到定容燃燒彈內(nèi)溫度場、湍流場的空間分布，并獲得詳細的化學反應(yīng)速率與生成物濃度變化規(guī)律，進而分析預(yù)燃火焰、引燃火焰與高壓射流共存時的燃燒行為.

1 物理模型與數(shù)值方法

1.1 研究對象及試驗結(jié)果

試驗通過定容燃燒彈試驗裝置臺開展，向定容燃燒彈內(nèi)預(yù)噴燃料，形成當量比為1.16 的甲烷-空氣預(yù)混背景氣體；靜置一段時間，在定容燃燒彈內(nèi)點火形成預(yù)混燃燒，點火時刻為0 ms；預(yù)混火焰燃燒5 ms時，再次以10 MPa 的壓力向定容燃燒彈內(nèi)噴入甲烷射流，高壓甲烷射流與預(yù)燃球形火焰相互作用.在試驗基礎(chǔ)上[12]，筆者對預(yù)燃火焰成功引燃射流的工況進行模擬分析，此工況射流噴射壓力p＝10 MPa、預(yù)混氣當量比φ＝1.16，點火射流時間間隔τ＝5 ms.

圖1 為火焰?zhèn)鞑ナ疽?定義噴嘴入口中心處為x軸原點，沿射流方向為x 軸，垂直噴嘴方向為y 軸，分界面Ⅰ為甲烷射流沿x 方向由未燃區(qū)接觸預(yù)燃火焰面的分界面，分界面Ⅱ為射流沖出預(yù)燃火焰面到未燃區(qū)的分界面，可以看到在5.0 ms 時為無射流預(yù)混火焰，5.5 ms 時氣體射流自分界面Ⅰ經(jīng)未燃區(qū)進入已燃區(qū)，7.0 ms 時射流已經(jīng)經(jīng)過分界面Ⅱ的位置，由預(yù)燃已燃區(qū)向未燃區(qū)發(fā)展，射流被預(yù)燃火焰引燃，火焰區(qū)不斷擴大.

圖1 火焰?zhèn)鞑ナ疽釬ig.1 Schematic of flame propagation

1.2 物理模型

圖2 計算區(qū)域與網(wǎng)格局部加密示意Fig.2 Schematic of calculation area and grid local encryption

使用Fluent 對燃燒模型進行求解時，需要對實際情況進行簡化：(1)在預(yù)混層流燃燒時火焰前緣為球形，無褶皺，無限薄；(2)燃燒后和未燃燒時的氣體均為理想狀態(tài)；(3)管道與定容燃燒彈壁面為完全絕熱壁面；(4)不考慮熱輻射.

基于球形擴散火焰中火焰?zhèn)鞑ニ俣扰c火焰半徑、時間[13]的關(guān)系，定義火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?/p>

由于湍流場復(fù)雜性，故在后處理過程中湍流強度場采用湍動能經(jīng)驗公式[14]來計算，即

式中：sn為火焰?zhèn)鞑ニ俣?；C 為火焰貫穿距離，具體是指點火針中心到沿射流方向火焰最遠端的距離(圖1)；t 為時間；k 為湍動能；uRMS為湍流流動脈動速度的均方根值.

定義燃料摩爾分數(shù)減少到初始值的5%時所對應(yīng)的溫度為著火溫度[15].經(jīng)計算，筆者研究工況的甲烷初始摩爾分數(shù)為10.8%，查看燃燒結(jié)果中甲烷摩爾分數(shù)降低到初始值5.0%處的溫度約為1 800 K，故在仿真結(jié)果中將溫度為1 800 K 以上視為著火燃燒.

1.3 模型設(shè)置與可行性驗證

根據(jù)計算區(qū)域建立二維對稱網(wǎng)格，考慮實際流場，對噴嘴及噴嘴出口進行網(wǎng)格加密，定容燃燒彈內(nèi)采用多層嵌套的O 網(wǎng)格，由于點火區(qū)域的溫度梯度劇增，故對點火處網(wǎng)格進行加密.噴嘴入口為壓力入口邊界，模型與噴嘴周圍均為絕熱壁面邊界.

預(yù)燃火焰引燃高壓甲烷射流過程包含射流、預(yù)混燃燒和擴散燃燒等多個過程，筆者應(yīng)用標準k-ε 雙方程模型進行計算，燃燒模型采用渦耗散概念(EDC)模型，點火應(yīng)用電火花點火模塊.甲烷燃燒過程采用甲烷簡化反應(yīng)機理[16]，此機理包含CH4、O2、N2、CO、CO2與H2O 共6 種組分，并將甲烷燃燒分為甲烷氧化反應(yīng)(反應(yīng)1)與CO—CO2可逆反應(yīng)(反應(yīng)2、3).表1 為此機理的反應(yīng)動力學參數(shù)，各反應(yīng)中溫度指數(shù)β＝0，反應(yīng)速率常數(shù) ki由Arrhenius 公式計算得出，即

式中：Ai為指前因子；Ei為反應(yīng)活化能；R 為摩爾氣體常數(shù)；T 為絕對溫度；i為表1中反應(yīng)序號，i＝1，2，3.

表1 甲烷燃燒簡化機理Tab.1 Simplified mechanism of methane combustion

定義甲烷氧化反應(yīng)(反應(yīng)1)的反應(yīng)速率為1γ，反映甲烷燃燒的快慢，筆者以1γ與溫度為指標共同判斷燃燒是否發(fā)生.

式中：1k 為反應(yīng)1 的反應(yīng)速率常數(shù)；cCH4與cO2分別為CH4與O2的物質(zhì)的量濃度.

模擬過程中甲烷射流設(shè)置為持續(xù)噴射，甲烷氣體視為理想氣體，其余工況見表2.

表2 模型及工況Tab.2 Model and working conditions

圖3 為網(wǎng)格無關(guān)性驗證.各網(wǎng)格在初始時間內(nèi)差別不大，但由于網(wǎng)格精度的不同，射流在后續(xù)傳播中出現(xiàn)差異.當網(wǎng)格數(shù)為1.0×106～1.5×106時射流貫穿距差別極小，因而取網(wǎng)格數(shù)為1.2×106時的網(wǎng)格模型進行模擬.

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.3 Validation of grid independence

考慮到火焰貫穿距離與火焰?zhèn)鞑ニ俣确謩e表征火焰發(fā)展與燃燒狀態(tài)，故選擇以上兩個指標驗證仿真模型的正確性.圖4 為同一工況下仿真與試驗的火焰貫穿距離與火焰?zhèn)鞑ニ俣龋抡媾c試驗的工況均為p＝10 MPa、φ＝1.16 和τ＝5 ms.圖4a 中，兩者火焰貫穿距離曲線吻合良好.圖4b 中，5.0 ms 前兩者的純預(yù)混火焰?zhèn)鞑ニ俣任呛陷^好，5.0 ms 后由于射流的加入推動火焰發(fā)展，火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭黾?，兩者的火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兓?guī)律與量級基本一致，證明射流前、后火焰狀態(tài)發(fā)生改變.

圖4 仿真與試驗值對比Fig.4 Comparison of simulation and experimental results

2 計算結(jié)果與分析

預(yù)燃火焰引燃高壓甲烷射流發(fā)展過程具有時空變化的特征.筆者首先分析引燃火焰的變化歷程，再詳細分析火焰引燃射流過程中引燃區(qū)與未引燃區(qū)形成的原因及其中的參數(shù)變化規(guī)律.

2.1 變化歷程

圖5 為流場發(fā)展的密度和溫度云圖，取點火時刻為0 ms、τ＝5 ms 工況(代表在預(yù)燃火焰發(fā)展5.0 ms時刻噴入射流).圖1a 中，定義噴嘴中心處為x 軸原點，沿射流方向為x 軸，筆者重點關(guān)注x 軸軸線距離上的參數(shù)變化.取定容燃燒彈空間內(nèi)5 個固定位置點x1～x5以分析引燃燃燒過程(圖5a).依據(jù)分界面定義，圖5b 中給出了8.4 ms 時刻分界面Ⅱ與x 軸交點，此交點即為8.4 ms 時刻軸線上引燃區(qū)與未引燃區(qū)的分界點，需要明確的是，分界點同分界面一樣隨時間、位置不斷發(fā)生變化.

圖6 為不同流場發(fā)展時刻下沿x 軸正向的溫度分布，定義已燃區(qū)為溫度超過著火溫度的區(qū)域.由圖1 中定義可知，噴嘴入口中心處為x 軸原點，軸線距離為x 軸上各點距離原點的距離.5.0 ms 時為單一預(yù)混燃燒模式，此時火焰為層流燃燒產(chǎn)生的球形預(yù)混火焰，圖6 中a 區(qū)溫度關(guān)于點火中心x＝55 mm 對稱分布.由a 區(qū)坐標可知，5.0 ms 時火焰半徑R＝14 mm；圖5b 中，6.0 ms 時射流處于分界面Ⅰ與分界面Ⅱ之間，射流沖擊作用壓縮預(yù)混燃燒火焰面，已燃區(qū)在軸線方向上縮短；8.0 ms 時沿軸線方向射流已達到分界面Ⅱ與x 軸交點后，射流被預(yù)燃火焰引燃，產(chǎn)生新的向x 軸方向繼續(xù)傳播的擴散火焰，火焰區(qū)繼續(xù)發(fā)展變化，此時流場內(nèi)為預(yù)混燃燒與引燃擴散燃燒共存的復(fù)雜燃燒模式.

圖5 流場的密度與溫度發(fā)展云圖Fig.5 Contour of density and temperature development of flow field

圖6 不同流場發(fā)展時刻下沿x 軸正向的溫度分布Fig.6 Temperature distribution along the positive x-axis under different flow fields development time

射流與火焰在0～15 mm 區(qū)域內(nèi)未接觸，因而互不影響，高壓射流導(dǎo)致此區(qū)間局部溫度降低(230 K)；5.0～8.0 ms 時刻射流從互不接觸的未燃區(qū)向預(yù)燃已燃區(qū)發(fā)展，即分界面Ⅰ與Ⅱ之間的a區(qū)(40～70 mm)，可知，a 區(qū)溫度下降至1 800 K(8.0 ms 時)以下，射流未被引燃；隨后射流從預(yù)燃已燃區(qū)向未燃區(qū)繼續(xù)發(fā)展，b 區(qū)被引燃，溫度提升至燃燒溫度(2 300 K).

圖7 為不同流場發(fā)展時刻下沿x 軸正向的CO2質(zhì)量分數(shù).6.0 ms 時刻下CO2的質(zhì)量分數(shù)曲線出現(xiàn)“尖點”，此現(xiàn)象是由于射流由未燃區(qū)沖入已燃區(qū)時射流壓縮并推動火焰面導(dǎo)致的CO2堆積.在射流沖擊火焰并被引燃的過程中，預(yù)燃火焰的生成物部分會由于卷吸作用被射流攜帶繼續(xù)前進，部分會由于射流沖擊發(fā)生擾動向四周運動擴散.

圖7 不同流場發(fā)展時刻下沿x 軸正向的CO2 質(zhì)量分數(shù)分布Fig.7 Mass fraction of CO2 distribution along the positive x-axis under different flow fields development time

圖8 為不同流場發(fā)展時刻下沿x 軸正向的湍流強度分布.在噴嘴出口附近的區(qū)域，高壓甲烷射流引起湍流強度劇烈變化.射流未到達分界面Ⅰ(0～40 mm)前，湍流強度由單一射流引起，并不隨時間變化.6.0 ms 時刻射流的沖擊作用使得54 mm 處的湍流強度波動，但未達到著火溫度(圖6)，可知6.0 ms時54 mm 處未被引燃，湍流強度的增加是射流沖擊擾動的單一作用.隨著時間發(fā)展，預(yù)燃火焰引燃射流并充分發(fā)展為湍流火焰，引燃燃燒區(qū)(75～90 mm)由于引燃燃燒的發(fā)生，湍流強度大幅增加，且此區(qū)域內(nèi)溫度為已燃溫度.

圖8 不同流場發(fā)展時刻下沿x 軸正向的湍流強度分布Fig.8 Turbulence intensity distribution along the positive x-axis under different flow fields development time

2.2 分界面燃燒行為

圖9 為流場中5 個固定位置x1～x5處的溫度隨時間變化.射流分界面Ⅰ之前(x1處)由于射流氣體噴出后吸熱膨脹導(dǎo)致溫度小幅下降.x2為分界面Ⅰ、Ⅱ之間的位置，射流尚未到達x2時，此處為已燃狀態(tài)，5.8 ms 后射流導(dǎo)致x2處溫度驟降產(chǎn)生熄火.射流自未燃區(qū)進入預(yù)燃已燃區(qū)過程中雖然帶來新鮮混合燃料，但射流來流的溫度較低，射流與預(yù)燃火焰換熱不足，難以維持穩(wěn)定射流燃燒，即x2處射流未被引燃.

圖9 不同位置溫度隨時間的變化Fig.9 Variation of temperature with time at different locations

由于x3為預(yù)燃火焰與引燃火焰的分界點，即界面Ⅱ與x 軸的交點(圖5)，故圖10 中給出了x3處溫度與甲烷反應(yīng)速率1γ隨時間的變化，圖11 為x3處在圖10 中定義的a～e 時刻下的溫度變化.圖10 中，6.0 ms 前x3處未發(fā)生燃燒.圖11 中，在a～b 時間內(nèi)預(yù)混球形火焰發(fā)展至x3處，反應(yīng)速率1γ增加，預(yù)燃燃燒使得溫度升至著火溫度；b～c 時間里高壓低溫(600 K)射流與x3處預(yù)燃已燃區(qū)交換熱量導(dǎo)致溫度小幅下降，此時1γ驟降為0，即射流沖擊導(dǎo)致x3處由預(yù)燃燃燒轉(zhuǎn)變?yōu)槲匆紶顟B(tài)；c～d 時間內(nèi)射流與火焰充分交換熱量，溫度升高，此時為引燃燃燒，反應(yīng)速率1γ的峰值劇烈增加至預(yù)燃燃燒的3 倍；隨著時間發(fā)展，引燃火焰繼續(xù)向射流方向不斷發(fā)展，d～e 時間段內(nèi)燃燒火焰表面積與反應(yīng)區(qū)變化顯著.

圖10 x3 處溫度與甲烷反應(yīng)速率γ1 隨時間的變化Fig.10 Variation of temperature at x3 and the methanereaction rate γ1 with time

圖11 x3 處不同時刻下的溫度變化Fig.11 Variation of temperature at x3 under different moments

由圖9 可知，引燃區(qū)內(nèi)x4、x5點在射流加入后，低溫射流來流與預(yù)燃火焰已燃區(qū)進行換熱，射流前端溫度持續(xù)上升.射流帶來的沖擊加速熱量與中間活性產(chǎn)物的傳輸，火焰面后的未燃區(qū)提供了適宜火焰燃燒的當量比.射流傳質(zhì)和火焰強度共同作用使得火焰面后溫度由環(huán)境溫度增大至燃燒溫度，在x4與x5處射流依次被引燃.

綜上，在預(yù)燃火焰引燃高壓甲烷射流充分發(fā)展時，x3是軸線上未引燃區(qū)與引燃區(qū)的分界點，在x3前軸線位置上各點未達到著火溫度未被引燃，而在x3后軸線上各位置會成功引燃射流發(fā)生燃燒.

圖12 為不同位置處的湍流強度隨時間變化.x2處由于射流沖擊的擾動作用，湍流強度發(fā)生變化，結(jié)合圖9 可知，雖然射流為x2處帶來新鮮可燃氣，但未達到著火溫度，故射流未被引燃，因而在引燃燃燒中火焰強度與射流傳質(zhì)缺一不可.為了進一步分析流場的燃燒狀態(tài)及流動參數(shù)，對同工況下火焰引燃射流過程進行冷態(tài)流場模擬.x4與x5處冷態(tài)流場湍流強度與射流燃燒湍流強度差異顯著，說明引燃燃燒過程中湍流強度的劇烈變化是由湍流燃燒引起的.在火焰前鋒處湍流燃燒最為劇烈，湍流強度大幅增加，如x5所示.

圖12 不同位置湍流強度隨時間的變化Fig.12 Variation of turbulent intensity with time at different locations

射流被引燃后，湍流擴散火焰繼續(xù)傳播發(fā)展，引燃區(qū)x4～x5處湍流強度峰值依次增大，由于湍流強度受流體運動狀態(tài)影響，射流對各個位置擾動程度并不相同，故不同位置燃燒程度各異.x4處湍流強度峰值為20 m/s，但x5處湍流強度峰值大幅增加(38 m/s)，此時燃燒狀態(tài)由引燃發(fā)展到充分湍流燃燒.火焰隨時間持續(xù)變形使得引燃火焰表面積變化劇烈，促進湍流燃燒反應(yīng)區(qū)繼續(xù)增大，湍流燃燒越來越劇烈.

3 結(jié) 論

(1) 射流對預(yù)燃火焰的作用與兩者沿射流方向相對空間位置有關(guān)；射流先從未燃區(qū)進入火焰已燃區(qū)，射流氣體未達到著火溫度，射流未被引燃；射流從已燃區(qū)向未燃區(qū)繼續(xù)發(fā)展，射流擾動傳質(zhì)與火焰強度協(xié)同作用使得射流被引燃形成湍流擴散燃燒，并且發(fā)現(xiàn)軸線上存在引燃區(qū)與未燃區(qū)分界點.

(2) 引燃燃燒區(qū)內(nèi)射流會強化火焰，火焰由層流燃燒轉(zhuǎn)變?yōu)橥牧魅紵^續(xù)傳播發(fā)展，引燃區(qū)的湍流強度變化劇烈，從0 迅速升至38 m/s.