劉宗寬，周 磊，賈 濱，李 瀟，衛(wèi)海橋

(1.天津大學(xué)先進內(nèi)燃動力全國重點實驗室，天津 300072；2.天津內(nèi)燃機研究所，天津 300192)

天然氣因具有高經(jīng)濟性和燃燒清潔性，被認為是一種非常有潛力的內(nèi)燃機替代能源[1-3].低壓模式的雙燃料船用發(fā)動機是天然氣在低速機中一種經(jīng)典的應(yīng)用，其工作原理是低壓天然氣在壓縮行程噴入氣缸并與空氣混合，然后在上止點附近被高壓噴入的柴油引燃[4].研究表明，天然氣和柴油組合使用的發(fā)動機NOx排放量僅有普通柴油機的10%左右，硫化物和顆粒物的排放更是低于5%[5-7].因此，雙燃料船用低速機無需或只需簡單地增加排放后處理技術(shù)就很容易滿國際海事組織Tier Ⅲ排放要求[8].但是，由于天然氣著火溫度較高，燃燒速率較慢，導(dǎo)致天然氣雙燃料發(fā)動機在低負荷下燃燒穩(wěn)定性差，易出現(xiàn)不完全燃燒或失火現(xiàn)象.

失火是發(fā)動機中不正常的燃燒現(xiàn)象之一.發(fā)動機中的失火現(xiàn)象可以定義為缸內(nèi)燃燒不充分、不完全燃燒、燃燒穩(wěn)定性極差以及著火失敗等[9-10].另外，失火現(xiàn)象的最直觀表現(xiàn)是循環(huán)波動突然變大、缸壓明顯降低、放熱率明顯降低以及排氣出現(xiàn)未燃燃油等.失火發(fā)生時，發(fā)動機動力性能和排放性能均變差，故開展雙燃料發(fā)動機著火/失火特性的相關(guān)研究十分重要.Imran 等[11]運用單缸發(fā)動機研究了天然氣和引燃柴油的摻比對混合氣著火特性的影響.研究表明，甲烷的加入會使混合氣的著火延遲期變長，但增加引燃油量會使著火延遲期縮短.Maghbouli 等[12]使用CFD軟件開展了對天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機著火及燃燒特性的數(shù)值研究，發(fā)現(xiàn)引燃油量增加會縮短著火延遲期和提高峰值壓力.此外，Bahri 等[13]在HCCI 發(fā)動機上對失火現(xiàn)象開展研究，分析了失火現(xiàn)象對發(fā)動機排氣濃度和運行狀況的影響，發(fā)現(xiàn)在不同噴射定時下，失火的發(fā)生和缸內(nèi)壓力的波動存在密切的關(guān)系.Gatts 等[14]在添加H2/CH4的重型柴油機中研究了發(fā)動機負荷和轉(zhuǎn)速對氫氣和天然氣燃燒狀況的影響，研究發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機負荷是影響氣體燃料是否完全燃燒的主導(dǎo)因素.Abd 等[15]針對雙燃料發(fā)動機低負荷時存在的低熱效率和不完全燃燒現(xiàn)象，在單缸機中研究了引燃油噴射定時對發(fā)動機性能的影響，發(fā)現(xiàn)提前噴射引燃油可提高效率并改善排放性能.

分析發(fā)現(xiàn)，目前對雙燃料低速機著火特性的研究相對有限，對失火現(xiàn)象的研究更為缺乏.為提高雙燃料發(fā)動機的燃燒穩(wěn)定性，避免失火發(fā)生，筆者創(chuàng)新性地以帶有預(yù)燃室的實際雙燃料低速機為模型，采用三維數(shù)值模擬的方法，研究了進氣溫度和引燃油噴射量對失火工況下缸內(nèi)著火/失火及燃燒特性的影響.研究中以甲烷和正庚烷(nC7H16)分別作為天然氣和柴油的替代物，結(jié)合正庚烷的低溫反應(yīng)路徑，分析了不同初始條件下正庚烷相關(guān)組分的變化.結(jié)果可為分析雙燃料低速機的著火及燃燒過程、提高雙燃料低速機的燃燒穩(wěn)定性以及制定失火的抑制策略等提供重要的理論依據(jù).

1 三維模型的建立與驗證

1.1 模型建立

模擬研究中采用的三維幾何模型基于瓦錫蘭雙燃料低壓噴射模式發(fā)動機W?rtsil? 6RT-flex50B 建立，該天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機是一臺二沖程直流掃氣且?guī)в蓄A(yù)燃室的船用低速發(fā)動機，表1 給出了其部分結(jié)構(gòu)及實驗參數(shù)，具體的幾何參數(shù)可見文獻[16].

表1 低速發(fā)動機結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Technical specification of low-speed engine

根據(jù)雙燃料發(fā)動機的工作原理可知，低壓噴射的天然氣在壓縮行程進入氣缸并先與空氣混合，當活塞運行至上止點附近時，高壓噴入預(yù)燃室的微量引燃柴油將天然氣引燃，完成燃燒做功.如圖1 所示，在發(fā)動機缸蓋設(shè)置了兩個預(yù)燃室，并且每個預(yù)燃室配有一個噴油器.此外，為更好地捕捉缸內(nèi)的溫度、壓力等參數(shù)的變化過程，在預(yù)燃室和主燃燒室內(nèi)均設(shè)置了監(jiān)測點.研究選用Liu 等[17]開發(fā)的44 組分正庚烷簡化機理，包括正庚烷自燃、高溫化學(xué)以及甲烷氧化動力學(xué).研究表明，該機理不僅能夠表征正庚烷的著火、燃燒特征，而且可以準確描述甲烷/空氣預(yù)混合火焰的傳播過程[18].

圖1 預(yù)燃室及主燃燒室內(nèi)監(jiān)測點設(shè)置示意Fig.1 Schematic of monitoring point setting in prechamber and main combustion chamber

1.2 模型驗證

三維幾何模型建立以后，導(dǎo)入CONVERGE 軟件中自動生成網(wǎng)格，基礎(chǔ)網(wǎng)格的尺寸為2 cm，并添加基于速度和溫度的自適應(yīng)2 層加密方式.此外，對預(yù)燃室、氣缸上部、掃氣箱以及天然氣噴射分別添加了3層固定加密.完成邊界條件設(shè)置以后，對CONVERGE 中的數(shù)值模型進行了驗證.將模擬的瞬時放熱率和缸內(nèi)壓力與實驗值進行了對比.如圖2所示，缸內(nèi)壓力曲線吻合較好，說明該模型可準確預(yù)測缸內(nèi)的壓力變化.雖然模擬的瞬時放熱率峰值相對較高且放熱持續(xù)期較短，但誤差在可以接受的范圍之內(nèi).此外，還對比了總放熱量、爆壓、爆壓角以及單位功率下的氮氧化物排放量的實驗值和模擬值，發(fā)現(xiàn)其誤差均小于3.5%，見表2.綜上所述，該數(shù)值模型能較好預(yù)測實驗值，相關(guān)研究具有可靠性.此外，三維數(shù)值模擬研究中選用的各子模型分別為SAGE 燃燒模型、KH-RT 噴霧模型、RNG k-ε湍流模型.

圖2 缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率模擬值與試驗值對比Fig.2 The comparison of simulated and experimental values of in-cylinder pressure and heat release rate

2 結(jié)果與分析

雙燃料發(fā)動機運行在中、低負荷區(qū)間時，由于采用稀薄燃燒技術(shù)，氣缸內(nèi)甲烷當量比較低，在降低缸內(nèi)燃燒溫度的同時會使發(fā)動機燃燒穩(wěn)定性變差，易出現(xiàn)不完全燃燒和燃燒不充分現(xiàn)象，導(dǎo)致失火現(xiàn)象發(fā)生.筆者基于甲烷當量比為0.3 的失火工況，分析了進氣溫度和引燃油量對缸內(nèi)著火及燃燒過程的影響.

2.1 進氣溫度的影響

雙燃料低速二沖程發(fā)動機的掃氣過程對缸內(nèi)混合氣的著火及燃燒至關(guān)重要.同時，進氣溫度的改變直接影響引燃油的著火延遲期和氧化反應(yīng)機制.為探究進氣溫度對缸內(nèi)失火現(xiàn)象的影響，本小節(jié)基于天然氣/空氣當量比為0.3 的失火工況，研究了進氣溫度分別為310 K(基準工況)、335 K、360 K、400 K 時缸內(nèi)著火燃燒過程及正庚烷反應(yīng)路徑中相關(guān)組分的變化.

根據(jù)先前研究可知，進氣溫度為310 K 時缸內(nèi)平均壓力和平均溫度均明顯降低，缸內(nèi)燃燒過程嚴重惡化，且在缸內(nèi)發(fā)現(xiàn)殘余甲烷，說明燃料不完全燃燒，發(fā)生失火，如圖3(a)、(b)所示.隨著進氣溫度的提高，缸內(nèi)平均壓力和平均溫度呈增加趨勢，說明缸內(nèi)的燃燒過程得到改善.同時，當進氣溫度從310 K 增加到335 K 時，缸內(nèi)平均壓力和溫度均明顯增加，然而進一步增加進氣溫度到360 K 時，缸內(nèi)平均壓力和溫度的增量較??；當進氣溫度到達400 K 時，缸內(nèi)平均壓力和溫度峰值再次明顯增加且相位提前，并且壓力升高率和溫度升高率變化明顯，說明初始溫度在不同的區(qū)間時，缸內(nèi)混合氣的燃燒強度存在很大差別.

圖4 為不同進氣溫度下預(yù)燃室及其出口附近的甲烷分布云圖.分析可知，在引燃油噴射之前的351℃A 時刻，進氣溫度為360 K 和400 K 的工況預(yù)燃室內(nèi)的甲烷含量明顯減少，說明甲烷在引燃油噴入前發(fā)生了的自燃.隨著引燃油的噴入，引燃油首先在預(yù)燃室內(nèi)著火然后引燃甲烷，故預(yù)燃室及其出口附近的甲烷最先開始消耗.隨著反應(yīng)進行，在369°CA 時刻，進氣溫度為400 K 的工況甲烷就基本耗盡，說明進氣溫度的提高可提高甲烷的消耗速率，意味著燃燒更加 劇烈.

圖4 不同進氣溫度下預(yù)燃室及出口附近的CH4 分布云圖Fig.4 CH4 distribution cloud map in pre-chamber and the outlet of pre-chamber at different intake temperatures

圖5 展示了缸內(nèi)甲烷質(zhì)量的變化曲線.可以看出，隨著進氣溫度的增加，甲烷的不完全燃燒現(xiàn)象消失，當進氣溫度高于335 K 時，缸內(nèi)幾乎沒有甲烷剩余.同時，甲烷消耗速率整體上隨進氣溫度的增加而增加.但值得注意的是，甲消耗速率的變化是非線性的.進一步分析進氣溫度為335 K、360 K 和400 K 等3 個工況，在364°CA 時刻之前，進氣溫度為335 K的工況下甲烷的消耗速率最快，而超過364°CA 時刻時，進氣溫度為400 K 工況的甲烷消耗速率最快，并且在372°CA 時刻以后，進氣溫度為335 K 的工況甲烷消耗最為緩慢.

圖5 不同進氣溫度下缸內(nèi)甲烷質(zhì)量的變化曲線Fig.5 Variation of CH4 in the cylinder at different intake temperatures

為解釋上述現(xiàn)象，選取預(yù)燃室內(nèi)#40 監(jiān)測點，其位置如圖6 所示，繪制不同初始溫度下預(yù)燃室內(nèi)瞬時溫度的變化曲線，如圖7(a)所示.可以發(fā)現(xiàn)，在引燃油的噴射時刻(351.5°CA)，預(yù)燃室內(nèi)瞬時溫度隨進氣溫度的增加而增加，當進氣溫度為400 K 時，瞬時溫度超過1 000 K，然而當進氣溫度為310 K 和335 K時，瞬時溫度低于900 K.結(jié)合圖7(b)可知，甲烷當量比處于0～0.5 之間且初始溫度大于900 K 時，正庚烷氧化過程中的負溫度系數(shù)(negative temperature coefficient，NTC)現(xiàn)象出現(xiàn).此時，正庚烷低溫反應(yīng)通道的強度逐漸減弱，關(guān)鍵組分的高溫裂解反應(yīng)和β裂解反應(yīng)逐漸增強，導(dǎo)致系統(tǒng)反應(yīng)活性降低，滯燃期變長；而當初始溫度高于1 050 K 時，正庚烷高溫反應(yīng)占據(jù)主導(dǎo)地位，反應(yīng)強度明顯增加，導(dǎo)致滯燃期再次下降[19].

圖6 預(yù)燃室內(nèi)#40監(jiān)測點位置示意Fig.6 Schematic diagram of #40 monitoring point setting

圖7 不同進氣溫度下預(yù)燃室內(nèi)的瞬時溫度和不同甲烷當量比下甲烷/正庚烷混合氣滯燃期的變化曲線Fig.7 Temperature of the pre-chamber at different intake temperatures，and the ignition delay times of methane/n-heptane mixture at different methane equivalence ratios

結(jié)合圖7(a)發(fā)現(xiàn)，進氣溫度為360 K 的工況，正庚烷噴射時預(yù)燃室內(nèi)的瞬時溫度在900～950 K 之間，正庚烷在NTC 溫度區(qū)間發(fā)生反應(yīng)，低溫反應(yīng)路徑相對較弱且高溫反應(yīng)未觸發(fā)，故滯燃期較長，整體反應(yīng)相對緩慢，導(dǎo)致預(yù)燃室內(nèi)熱量的積累較慢，造成甲烷的著火時刻較晚且燃燒相對緩慢，故在364°CA時刻之前該工況下甲烷消耗緩慢；對于進氣溫度為335 K 的工況來說，雖然預(yù)燃室內(nèi)溫度不足以觸發(fā)正庚烷的高溫反應(yīng)，但尚未進入NTC 區(qū)域，此時低溫反應(yīng)路徑仍占主導(dǎo)地位，低溫鏈分支反應(yīng)的高反應(yīng)活性產(chǎn)物(過氧化氫酮KET、羥基等)較多，預(yù)燃室內(nèi)反應(yīng)活性較大，導(dǎo)致甲烷較早的著火且燃燒相對劇烈，所以在364°CA 時刻之前，該工況下甲烷的消耗速率最快.隨著反應(yīng)進行，預(yù)燃室內(nèi)溫度逐漸升高，進氣溫度為400 K 的工況正庚烷最先觸發(fā)高溫反應(yīng)，快速釋放大量的熱和熱產(chǎn)物，使甲烷大面積著火.此外，進氣溫度的提高也會促進甲烷著火，因此在364°CA時刻以后該工況甲烷消耗最快，最終導(dǎo)致缸內(nèi)平均溫度和壓力迅速增加.另一方面，進氣溫度為335 K 的工況下，由于低溫反應(yīng)占主導(dǎo)地位，故發(fā)生高溫反應(yīng)的正庚烷相對較少，瞬間釋放的能量較少，導(dǎo)致甲烷后續(xù)的燃燒相對緩慢，消耗速率相對較低.

根據(jù)簡化的正庚烷低溫反應(yīng)路徑，如圖8 所示，過氧烷基C7H15O2(RO2)為正庚烷低溫反應(yīng)路徑中的關(guān)鍵組分之一，其作為反應(yīng)物生成過氧羥烷基C7H14OOH(QOOH)的異構(gòu)反應(yīng)是低溫反應(yīng)通道中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，故可根據(jù)C7H15O2的量衡量低溫反應(yīng)的強度[19].此外，C7H15O2裂解反應(yīng)的增強意味著正庚烷反應(yīng)路徑的轉(zhuǎn)變.圖9 為不同進氣溫度下缸內(nèi)C7H15O2的分布云圖.研究發(fā)現(xiàn)，隨著進氣溫度的升高，預(yù)燃室內(nèi)C7H15O2先增加后減少，進氣溫度為335 K 時達到峰值，之后開始迅速減少.進氣溫度為400 K 的工況下預(yù)燃室內(nèi)只有少量C7H15O2存在，且在353°CA 之后全部消耗.

圖8 簡化的正庚烷低溫反應(yīng)路徑示意Fig.8 The simplified low-temperature reaction pathways of n-heptane

圖9 不同進氣溫度下預(yù)燃室及出口附近C7H15O2 分布Fig.9 C7H15O2 distribution cloud map in the pre-chamber and the outlet of pre-chamber at different intake temperatures

以上現(xiàn)象說明，進氣溫度從310 K 增加到335 K時，正庚烷低溫反應(yīng)路徑占據(jù)主導(dǎo)地位且逐漸增強，故中間產(chǎn)物C7H15O2增多，由低溫反應(yīng)產(chǎn)生的熱和熱產(chǎn)物觸發(fā)甲烷的高溫反應(yīng)，使反應(yīng)初期進氣溫度為335 K 的工況甲烷消耗最快，如圖5 所示；隨著進氣溫度增加到360 K，預(yù)燃室內(nèi)的溫度進入NTC 區(qū)域范圍，正庚烷低溫反應(yīng)路徑減弱，相關(guān)裂解反應(yīng)增強，例如圖8 中C1、C2 類反應(yīng)，使系統(tǒng)內(nèi)反應(yīng)活性降低，導(dǎo)致正庚烷滯燃期變長，引燃效果減弱，故甲烷消耗較慢；進氣溫度為400 K 時，預(yù)燃室內(nèi)初始溫度較高(大于1 000 K)，易引發(fā)正庚烷的高溫反應(yīng)，低溫反應(yīng)比重降低，更多的正庚烷直接發(fā)生高溫反應(yīng)，故燃燒更加劇烈，進而導(dǎo)致甲烷大面積著火和劇烈燃燒.

2.2 引燃油噴射量的影響

研究表明，正常燃燒的工況下增加引燃油量可促進燃燒，提高小負荷工況的熱效率[20].因此，本小節(jié)基于當量比為0.3 的失火工況，研究引燃油比例從0.9%增加到3.0%時發(fā)動機缸內(nèi)著火及燃燒過程的變化.

如圖10(a)所示，當引燃油比例從基準工況下的0.9%逐漸增加到3.0%時，缸內(nèi)平均壓力明顯增加，峰值變大且相位提前.值得注意的是，當引燃油量從0.9%增加到1.5%時，缸內(nèi)壓力均增大近3 MPa.結(jié)合圖10(b)可發(fā)現(xiàn)，引燃油比例為1.5%的工況，缸內(nèi)甲烷完全消耗，說明失火現(xiàn)象消失，發(fā)動機經(jīng)歷了從失火到正常燃燒的轉(zhuǎn)變過程.此外，隨著引燃油量的增加，甲烷消耗速率加快，意味著缸內(nèi)燃燒的劇烈程度增加.

圖10 不同引燃油量下缸內(nèi)平均壓力和甲烷質(zhì)量的變化Fig.10 Variation of mean pressure and methane mass in the cylinder at different pilot fuel amounts

預(yù)燃室及其出口附近的熱力學(xué)狀態(tài)可用于判斷引燃油的燃燒強度.如圖11 所示，在引燃油噴入后2.5°CA 以內(nèi)，隨著引燃油比例從0.9%提升至3.0%，預(yù)燃室及其出口附近溫度較高區(qū)域逐漸擴大，且在距預(yù)燃室出口較遠的位置出現(xiàn)獨立的溫度較高區(qū)域，說明引燃油量的增加會增強噴霧火焰的強度，使預(yù)燃室及出口附近形成更多的熱點或高溫區(qū)域，導(dǎo)致甲烷多點著火，促進缸內(nèi)燃燒過程.在369°CA 時刻，引燃油比例為1.5%、2.0%和3.0%工況下缸內(nèi)溫度普遍較高，說明缸內(nèi)甲烷全面著火且持續(xù)燃燒，總放熱量增加，導(dǎo)致缸內(nèi)溫度上升.

為探究引燃油噴射量對正庚烷低溫反應(yīng)路徑的影響，結(jié)合反應(yīng)路徑解釋缸內(nèi)發(fā)生失火的原因，選取反應(yīng)路徑中關(guān)鍵組分，分析其在預(yù)燃室內(nèi)及其出口附近的生成和消耗情況.圖12 中(a)～(c)分別展示了組分nC7H16、C7H15O2以及KET 在預(yù)燃室及其出口處的分布狀態(tài).其中，nC7H16分子為低溫反應(yīng)路徑的初始反應(yīng)物，組分C7H15O2及其相關(guān)的基元反應(yīng)是低溫反應(yīng)通道中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，而KET 為低溫反應(yīng)路徑的標志性產(chǎn)物.

圖12 不同引燃油量下預(yù)燃室及出口處關(guān)鍵組分的分布Fig.12 Distribution of key species in the cylinder and pre-chamber at different pilot fuel amounts

由圖12(a)可知，352°CA 時刻，隨著引燃油噴射量增加，預(yù)燃室內(nèi)正庚烷的量呈減少趨勢，說明正庚烷在預(yù)燃室內(nèi)的消耗速率加快；隨著噴霧火焰的發(fā)展和缸內(nèi)的氣流運動，部分正庚烷進入主燃燒室并繼續(xù)反應(yīng)，并且隨著引燃油量的增加正庚烷消耗速度加快，352°CA 后，引燃油量為3.0%的工況引燃油基本耗盡.根據(jù)圖12(b)和(c)可知，在352°CA 時刻，正庚烷低溫反應(yīng)路徑中關(guān)鍵組分C7H15O2和KET 的生成量也隨引燃油量的增加而減少，說明引燃油量的增加對其自身的低溫反應(yīng)具有一定的促進作用，使鏈分支反應(yīng)增強.此外，引燃油噴射量增加直接導(dǎo)致參加低溫反應(yīng)的正庚烷的數(shù)量增加，再加上低溫反應(yīng)強度的增加，共同導(dǎo)致預(yù)燃室及其出口附近迅速積累大量的熱和熱產(chǎn)物，快速觸發(fā)正庚烷的高溫反應(yīng)，導(dǎo)致燃燒更加劇烈，放熱率提高，射流火焰增強，進而導(dǎo)致缸內(nèi)熱點和高溫區(qū)域增加，更有利于甲烷的著火與燃燒，降低失火發(fā)生的可能.

3 結(jié)論

(1)失火工況下，提高進氣溫度可促進缸內(nèi)混合氣的燃燒過程，缸內(nèi)平均壓力和平均溫度升高，可避免失火發(fā)生；進氣溫度為335 K 時，失火現(xiàn)象消失；此外，隨著進氣溫度提高，預(yù)燃室內(nèi)正庚烷低溫反應(yīng)路徑減弱，高溫反應(yīng)增強，燃燒更加劇烈，故引燃效果更佳.

(2)引燃油量增加使噴油初期發(fā)生低溫反應(yīng)的正庚烷增多，導(dǎo)致低溫反應(yīng)放熱量增加，更快地觸發(fā)正庚烷高溫反應(yīng)，故引燃油燃燒更加劇烈，更有利于甲烷的著火與燃燒，可有效改善缸內(nèi)混合氣的著火與燃燒狀況，避免失火發(fā)生.同時，提高進氣溫度和增加引燃油量均會增強正庚烷的高溫反應(yīng)，使正庚烷的燃燒反應(yīng)更加劇烈，故引燃油的引燃效果增強.