HPDI 雙燃料船機噴射時刻對壓力振蕩的影響

周 磊，劉宗寬，江梟梟，衛(wèi)海橋

(天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072)

遠洋船舶擔(dān)負全球近 80%以上的商品輸運，低速柴油機憑借高熱效率、高可靠性及功率范圍大等優(yōu)勢，在船用發(fā)動機市場長期占據(jù)主導(dǎo)地位，超過 90%的船舶以柴油機作為動力源[1]．但柴油機也排放出了大量的硫化物、氮氧化物及顆粒物等污染物．為減輕低速柴油機排放的污染物對海洋環(huán)境的危害，國際海事組織(International Maritime Organization，IMO)出臺了更加嚴(yán)格的排放限制法規(guī)．清潔替代燃料在低速船機中的應(yīng)用研究成為熱點話題[2]．

天然氣具有儲量豐富、燃燒清潔、高經(jīng)濟性等優(yōu)點[3]，被認為是一種非常有潛力的發(fā)動機替代燃料．采用高壓直噴模式(high pressure direct injection，HPDI)的船用雙燃料發(fā)動機可以獲得與傳統(tǒng)柴油機相當(dāng)?shù)臒嵝屎凸β?，同時可以發(fā)揮天然氣低排放的優(yōu)勢，是天然氣在船用柴油機中的經(jīng)典應(yīng)用．然而，該模式雙燃料發(fā)動機高負荷時燃燒放熱率過快，易出現(xiàn)非正常燃燒現(xiàn)象，導(dǎo)致發(fā)動機燃燒過程及排放性能惡化，嚴(yán)重時會損害發(fā)動機機械結(jié)構(gòu)[4]．國內(nèi)外針對該模式雙燃料發(fā)動機做了一系列研究，但主要集中在發(fā)動機性能、噴霧燃燒和排放等方面．White 等[5-6]基于快壓機對雙燃料缸內(nèi)直噴的噴霧和混合過程進行了試驗研究，主要分析了天然氣和柴油噴射交角、天然氣噴射延遲期對天然氣和柴油混合情況的影響．研究發(fā)現(xiàn)存在一個最佳的噴射夾角 5°和最佳的噴射延遲期 0.5 ms，最有利于兩種燃料的混合．高瑩等[7]采用數(shù)值模擬方法研究了柴油引燃缸內(nèi)直噴天然氣發(fā)動機的性能和放熱規(guī)律，發(fā)現(xiàn)噴射間隔縮短及噴射壓力提高會使缸壓峰值變大且燃燒噪聲惡化.Brown[8]和 Laforet 等[9]試驗研究了噴射器結(jié)構(gòu)對高壓噴射模式天然氣發(fā)動機性能的影響，分析了該模式發(fā)動機中的爆震現(xiàn)象和爆震發(fā)生規(guī)律．總結(jié)發(fā)現(xiàn)，目前對 HPDI 天然氣雙燃料發(fā)動機缸內(nèi)不正常燃燒現(xiàn)象的研究相對缺乏，相關(guān)研究內(nèi)容不夠深刻．

本文采用三維數(shù)值模擬的方法，研究實際 HPDI雙燃料發(fā)動機中天然氣和引燃油的噴射時刻對缸內(nèi)燃燒過程和不正常燃燒現(xiàn)象的影響，并基于出現(xiàn)壓力振蕩的燃燒粗暴工況，進一步探究引燃油噴射時刻對燃燒粗暴和缸內(nèi)壓力振蕩的影響．研究結(jié)果可為分析HPDI 發(fā)動機爆震及燃燒粗暴現(xiàn)象、避免缸內(nèi)壓力振蕩提供理論參考．

1 模型建立與驗證

模擬研究以實際低速二沖程雙燃料發(fā)動機為原型開展，其基本參數(shù)如表 1 所示[10]．基于三維仿真軟件 CONVERGE(版本 2.3)，對該雙燃料船用低速發(fā)動機建立三維計算模型，如圖1 所示．

表1 低速發(fā)動機技術(shù)參數(shù)Tab.1 Technical specifications of low-speed engine

圖1 船用發(fā)動機三維模型的計算網(wǎng)格Fig.1 Three-dimensional model computational grid of the marine engine

三維模型燃燒室中設(shè)置4 個噴油器，分別用于噴射引燃柴油和天然氣，燃料噴射過程示意可參考圖2．同時，燃燒室上部不同部位布置了 2 圈監(jiān)測點，以獲取不同工況下缸內(nèi)的壓力和溫度狀態(tài)，如圖 3[4,18]所示．適當(dāng)?shù)木W(wǎng)格設(shè)置便于準(zhǔn)確地模擬缸內(nèi)燃燒過程，模型基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為 1 cm，最小網(wǎng)格尺寸為2.5 mm，并且模型具有完整的進氣口和排氣道．

圖2 HPDI雙燃料發(fā)動機燃燒過程示意Fig.2 Schematic of the combustion process of HPDI dual-fuel engine

圖3 部分監(jiān)測點設(shè)置及燃料噴射示意Fig.3 Schematic of monitoring-point settings and fuel injection

研究中采用的湍流、噴霧、燃燒模型[11-13]如表 2所示．液滴與壁面的相互作用采用 Wall film 模型表征，液滴蒸發(fā)模型選用Frossling 模型，液滴碰壁模型選用 Rebound/slide 模型[14-16]．邊界條件設(shè)定完成以后進行模型驗證，柴油和天然氣的替代燃料分別選擇正庚烷和甲烷．對比了轉(zhuǎn)速為112 r/min、負荷為75%工況下的缸壓、放熱率曲線的模擬值和試驗值，結(jié)果如圖 4 所示．需要指出的是，船機最常用的負荷為75%負荷，也是船機 ISO8178E3 測試循環(huán)中最為關(guān)鍵的負荷[17]．

表2 三維模型的子模型Tab.2 Sub-models of three-dimensinal simulation study

圖4 缸壓和放熱率的模擬值與試驗值對比Fig.4 Comparison of simulated and experimental values of in-cylinder pressure and heat release rates

對比發(fā)現(xiàn)，模擬所得缸壓曲線和放熱率曲線與試驗值具有較高的吻合度，說明該數(shù)值模型可較為準(zhǔn)確地預(yù)測發(fā)動機缸內(nèi)的燃燒過程，基于該模型對實際船機中壓力振蕩及燃燒粗暴等現(xiàn)象的研究是可靠的．

2 計算結(jié)果及分析

2.1 天然氣噴射時刻對缸內(nèi)壓力振蕩的影響

為探究天然氣噴射時刻對 HPDI 模式雙燃料船機缸內(nèi)壓力振蕩及燃燒粗暴過程的影響，在基準(zhǔn)算例的基礎(chǔ)上，將天然氣噴射時刻分別設(shè)為-6°CA、-4°CA、-2°CA、-1°CA(基準(zhǔn)算例)、0°CA、2°CA ATDC(after top dead center)，對比分析缸內(nèi)燃燒過程及壓力振蕩的變化，其中，柴油噴射時刻為-2°CA ATDC．結(jié)果如圖5～圖10 所示．

圖 5 展示了不同天然氣噴射時刻下缸壓和瞬時放熱率的發(fā)展規(guī)律．研究發(fā)現(xiàn)，天然氣噴射時刻提前至先于柴油噴射時，瞬時放熱率出現(xiàn)一個明顯峰值，且噴射時刻越提前峰值越大；同時，缸內(nèi)壓力明顯升高，且燃燒初期壓力升高率增大，說明燃燒粗暴程度增加．這主要是因為天然氣滯燃期相對較長，其先于柴油噴射時更有利于與空氣形成均質(zhì)混合氣，并可使缸內(nèi)混合氣的溫度和氧濃度有所降低，進而使引燃柴油噴入時滯燃期延長，柴油與空氣混合更加充分，造成初期燃燒較為劇烈，壓升率急劇升高[18-19]．同時，引燃油自燃時可引燃更多天然氣，預(yù)混合燃燒階段天然氣消耗量增加，能量釋放增多且更加集中，加劇了初始燃燒的粗暴程度，缸內(nèi)壓力峰值升高．

圖5 天然氣噴射時刻對缸內(nèi)平均壓力和瞬時放熱率的影響Fig.5 Effects of natural gas injection timing on incylinder mean pressure and heat release rate

天然氣滯后引燃柴油噴射時，隨著天然氣噴射時刻的推遲，缸壓曲線更加平滑，引燃油和天然氣燃燒形成的雙峰分階段放熱現(xiàn)象更加明顯，同時爆壓降低且燃燒相位推遲．天然氣噴射時刻推遲，柴油先噴射并自著火，天然氣直接噴入著火區(qū)域，預(yù)混天然氣比例降低，因此瞬時放熱率和壓升率都更為平緩．發(fā)動機的主燃料為天然氣時，天然氣噴射時刻推遲使缸內(nèi)主燃燒過程推遲，導(dǎo)致膨脹行程傳熱損失增加，發(fā)動機做功能力下降．

圖 6 展示了不同天然氣噴射時刻對缸內(nèi)瞬時壓力以及監(jiān)測點壓力振蕩強度的變化．其中，壓力振蕩曲線的幅值可以用于表征壓力振蕩的強度，為避免重疊，將不同工況的壓力振蕩曲線進行適當(dāng)平移，例如，圖中 0.10 MPa 表示將天然氣噴射時刻為－4°CA工況的壓力振蕩曲線沿y 軸向上平移0.10 MPa 的距離．如圖 6 所示，天然氣先于引燃柴油噴射的工況，即天然氣噴射時刻為－4°CA、－6°CA ATDC 的工況，缸內(nèi)瞬時壓力發(fā)生明顯波動，產(chǎn)生明顯的壓力振蕩，意味著發(fā)生燃燒粗暴現(xiàn)象．天然氣噴射時刻越提前，壓力振蕩越強，與之前分析的結(jié)論一致．天然氣噴射時刻提前，著火初期預(yù)混燃燒比例增大；同時，天然氣可對缸內(nèi)充量進行冷卻且稀釋局部氧濃度，導(dǎo)致后噴的引燃油滯燃期變長，霧化、蒸發(fā)時間更充足，分布均勻的引燃油多點著火后燃燒更加劇烈，對天然氣的引燃效果更強，成為造成壓力振蕩的原因之一．

圖6 天然氣噴射時刻對缸內(nèi)瞬時壓力的影響Fig.6 Impact of natural gas injection timing on instantaneous pressure in cylinder

圖 7 展示了不同天然氣噴射時刻下缸內(nèi)溫度分布云圖，對應(yīng)時刻分別為 1°CA、3°CA、5°CA、7°CA ATDC．其中，黑線代表當(dāng)量比為1 的區(qū)域．天然氣提前噴射的工況，天然氣較早進入缸內(nèi)，并先與空氣混合；而天然氣噴射時刻的推遲使其被引燃的位置和時間取決于引燃油火焰的發(fā)展?fàn)顟B(tài)．結(jié)合前文分析，天然氣噴射時刻提前，造成燃燒劇烈程度增加，故圖 7中噴射時刻為－6°CA、－4°CA 的工況在 1°CA～7°CA ATDC 時刻缸內(nèi)高溫區(qū)域(紅色)分布更加廣泛，意味著缸內(nèi)發(fā)生了燃燒粗暴現(xiàn)象．

圖7 天然氣噴射時刻對缸內(nèi)溫度分布的影響Fig.7 Effect of timing of natural gas injection on the incylinder temperature distribution

天然氣噴射時刻的推遲，使天然氣噴束對引燃油噴束著火燃燒過程的影響減小，且先噴入缸內(nèi)的引燃柴油保證了天然氣的著火燃燒，降低了預(yù)混天然氣的比例，同時引燃油燃燒消耗部分氧氣，降低了天然氣噴束方向的氧濃度，均加劇了燃燒過程的整體推遲．從圖 7 中可以看到隨天然氣噴射時刻推遲，中、高溫區(qū)域出現(xiàn)的時刻也相應(yīng)推遲．根據(jù)當(dāng)量比為 1的區(qū)域隨時間的變化可知，可燃混合氣隨火焰?zhèn)鞑ブ聊┒藚^(qū)域，壓力振蕩發(fā)生時，末端未存在可燃混合氣，表明該模式發(fā)動機產(chǎn)生的非正常燃燒與汽油機或雙燃料低壓噴射模式下末端自燃引起的爆震燃燒形式不同，而與柴油機燃燒粗暴類似．

基于以上分析可知，選取壓力振蕩明顯的工況，即天然氣噴射時刻為-6°CA ATDC、柴油噴射時刻為-2°CA ATDC 的工況，對缸內(nèi)的組分變化及燃燒過程進行研究．

圖 8 為燃燒粗暴發(fā)生時缸內(nèi)不同組分的變化情況．甲烷氧化反應(yīng)路徑中重要的中間產(chǎn)物主要包括CH2O(甲醛)、CH3(甲基)、HCO(醛基)、OH(羥基)等[20-22]．如圖8(a)所示，燃燒粗暴發(fā)生時刻，HCO 的量開始顯著增加，且增長階段約持續(xù)至12°CA．由圖6 可知該工況燃燒粗暴持續(xù)期約為 12°CA，期間HCO 的持續(xù)生成量較多，之后開始迅速下降，因此HCO 可作為燃燒粗暴持續(xù)期表征物質(zhì)．同時，HCO生成和燃燒粗暴幾乎在同一時刻發(fā)生，故也可根據(jù)HCO 的生成確定燃燒粗暴發(fā)生時刻．

圖8 壓力振蕩工況中間產(chǎn)物的變化情況Fig.8 Variation of key intermediates with pressure oscillation

OH 可作為高溫反應(yīng)的指示物質(zhì)[22-25]，如圖8(b)所示，OH 的生成伴隨著溫度的迅速升高，且 OH 生成時刻與 HCO 生成時刻一致．同時，從圖 9 中不同天然氣噴射時刻下 HCO 的質(zhì)量變化可以看出，燃燒粗暴發(fā)生時，HCO 明顯增加，且燃燒粗暴越劇烈的工況 HCO 增加越多．綜上所述，HCO 不僅可用于表征燃燒粗暴及壓力振蕩持續(xù)期的長短，還可以反映燃燒粗暴的劇烈程度．

圖9 不同天然氣噴射時刻下HCO的質(zhì)量變化Fig.9 Variation of HCO at different timings of natural gas injection

CH2O 分解生成 HCO，可以看作 HCO 的先導(dǎo)物．CH2O 的出現(xiàn)預(yù)示甲烷低溫氧化反應(yīng)的開始，其在高溫反應(yīng)時快速消耗．由圖 8(b)可知，HCO 開始快速生成的同時CH2O 快速消耗，其消耗速率可表征高溫反應(yīng)的劇烈程度．CH3的生成時刻位于CH2O 和HCO 生成時刻之間，且燃燒粗暴發(fā)生時 CH3生成速率急劇增加，并在壓力振蕩出現(xiàn)時刻出現(xiàn)峰值．以上分析表明，CH3可以表征天然氣從低溫反應(yīng)向高溫反應(yīng)的過渡階段，且可作為燃燒粗暴及壓力振蕩發(fā)生的指示物質(zhì)．

圖10 為雙燃料燃燒過程中的φ-T 圖及不同組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化的情況，展示了低溫高濃度到高溫低濃度區(qū)域的組分過渡情況，即低溫高濃度區(qū)域分布有大量的 CH4，該區(qū)域溫度主要在 1 500 K 以下，當(dāng)量比大于 4；而溫度為 2 000 K 左右、當(dāng)量比為 2～4 的區(qū)域主要分布有大量的 CH3；進一步升高溫度到2 500 K 左右則主要是HCO 的分布區(qū)，該區(qū)域的當(dāng)量比主要在1～2 附近，這也進一步驗證了CH3在CH4低溫反應(yīng)過渡到高溫反應(yīng)的過程中起了重要的作用．同時從 φ-T 圖也能觀測到，在 3°CA 時刻高濃度的散點大面積出現(xiàn)在高溫區(qū)域，說明甲烷發(fā)生了大面積燃燒，瞬時放熱率較大，導(dǎo)致缸內(nèi)整體溫度升高明顯，發(fā)生類似于柴油機的燃燒粗暴現(xiàn)象．

圖10 粗暴燃燒時刻下的φ-T 圖結(jié)合組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化Fig.10 Variation of the species mass fractions in φ-T diagram at the time of rough combustion

2.2 引燃油噴射時刻對燃燒粗暴的影響

研究發(fā)現(xiàn)，天然氣噴射時刻為－6°CA ATDC 的工況燃燒粗暴最為明顯，壓力振蕩幅值最大，本節(jié)以此工況為基礎(chǔ)，保持引燃油噴射策略不變，探究了引燃油噴射時刻對缸內(nèi)燃燒過程及壓力振蕩的影響.引燃油噴射時刻設(shè)置為-10°CA、-8°CA、-6°CA、-4°CA、-2°CA(基準(zhǔn)算例)、0°CA、2°CA、4°CA ATDC．

圖11 展示了不同引燃油噴射時刻下的缸內(nèi)平均壓力和瞬時放熱率曲線．分析發(fā)現(xiàn)，引燃油噴射時刻對缸內(nèi)壓力的影響相對較?。S著引燃油噴射時刻提前，缸內(nèi)壓力開始升高的時刻及峰值相位基本保持不變，且總體上低于天然氣噴射提前的結(jié)果．引燃油噴射時刻推遲幅度較小時，缸內(nèi)預(yù)混天然氣相對較少，故著火初期預(yù)混燃燒比例較小，缸內(nèi)壓力有一定程度的下降；而隨著引燃油噴射時刻繼續(xù)推遲，預(yù)混天然氣量增加且更加均勻．引燃油噴入缸內(nèi)后，均質(zhì)天然氣/空氣混合氣劇烈燃燒，短時間內(nèi)放出大量熱，使缸內(nèi)壓力峰值增大．

圖11 引燃柴油噴射時刻對缸內(nèi)平均壓力和瞬時放熱率的影響Fig.11 Effect of pilot fuel injection timing on the mean pressure and heat release rate in cylinder

從放熱率曲線可以看出，引燃柴油噴射時刻的推遲使燃燒過程逐漸推遲．當(dāng)柴油先于天然氣噴射時，受預(yù)混天然氣的影響，瞬時放熱率總體上低于柴油后噴的工況．柴油噴射時刻為-4°CA 時，瞬時放熱率明顯低于其他工況．這是因為該工況預(yù)混天然氣量少且柴油混合氣的量相對于柴油提前噴射的工況也較少，燃燒劇烈程度也降低，導(dǎo)致缸內(nèi)壓力升高率降低．而隨著噴射時刻的推遲，瞬時放熱率峰值呈先增加后降低的趨勢，引燃柴油噴射時刻為－2°CA ATDC 時達最大值，主要因為噴射時刻為 0°CA、2°CA、4°CA ATDC 的工況發(fā)生了天然氣壓燃現(xiàn)象，緩解了由柴油多點著火引起的大面積劇烈燃燒．

圖12 展示了不同引燃油噴射時刻對缸內(nèi)瞬時壓力和壓力振蕩的影響．研究發(fā)現(xiàn)，引燃油提前噴射時(-10°CA、-8°CA、-6°CA ATDC 的工況)，壓力振蕩強度明顯高于引燃油后噴的工況，這主要是由于同時發(fā)生了柴油和天然氣兩種燃料的燃燒粗暴現(xiàn)象．引燃柴油提前噴入時，缸內(nèi)環(huán)境溫度和壓力都較低，不能發(fā)生自燃．從圖11 中放熱率曲線可知，3 個工況發(fā)生著火的時刻均在-3°CA ATDC 左右，引燃油提前噴射使其與空氣先進行預(yù)混．同時，著火時缸內(nèi)也存在較多的天然氣混合氣，因此兩種燃料預(yù)混狀態(tài)下的燃燒更加劇烈，故壓力振蕩強度明顯升高．

圖12 引燃柴油噴射時刻對缸內(nèi)瞬時壓力和壓力振蕩的影響Fig.12 Impact of pilot fuel injection timing on instantaneous pressure and pressure oscillation in cylinder

引燃油噴射時刻為-10°CA、-8°CA、-6°CA ATDC 的工況，隨著引燃油噴射時刻推遲，壓力振蕩強度呈先增加后降低的趨勢，這是引燃油蒸發(fā)量及與天然氣接觸的引燃油量共同影響下的結(jié)果．引燃油噴射時刻不同使得天然氣與引燃油火焰的接觸有所不同，引燃油火焰的發(fā)展?fàn)顟B(tài)決定了天然氣被引燃的位置和時刻，引燃油噴射時刻越提前，越多的引燃油噴入到缸壁附近，則與天然氣接觸的引燃油量越少，多點著火后對天然氣的引燃效果也越差，燃燒劇烈程度較低，因此引燃油噴射時刻為-10°CA ATDC 時，壓力振蕩強度較小．引燃油噴射推遲到-6°CA ATDC時，則著火前引燃油的蒸發(fā)量減少，柴油混合氣越少且更不均勻，其本身的燃燒粗暴現(xiàn)象較弱，所以壓力振蕩強度有所降低．對于引燃油推遲噴射的工況，由前文的分析可知，隨著引燃油噴射時刻的推遲，燃燒劇烈程度增加，從而壓力振蕩強度增加，而當(dāng)進一步推遲噴射到 0°CA、2°CA、4°CA ATDC，缸內(nèi)天然氣發(fā)生了壓燃現(xiàn)象，壓燃的天然氣可作為引燃柴油的點火源，降低柴油滯燃期，有利于緩解燃燒初期由于柴油滯燃期延長導(dǎo)致的劇烈燃燒粗暴現(xiàn)象. 此外，對比引燃油噴射時刻為 0°CA、2°CA、4°CA ATDC 工況的壓力振蕩強度可知，壓燃的天然氣雖然能夠緩解由于引燃導(dǎo)致的初期劇烈的燃燒粗暴現(xiàn)象，但是在壓燃的基礎(chǔ)上加入引燃柴油，則能總體上降低由于壓燃導(dǎo)致的更為劇烈的壓力振蕩．此現(xiàn)象是由于引燃油的引入，對缸內(nèi)天然氣起到了冷卻作用，同時引燃油的燃燒消耗了天然氣周圍的部分氧氣，從而緩解了整體的燃燒速率，改善了燃燒粗暴現(xiàn)象．

圖 13 表示不同引燃油噴射時刻下 C7H16及 OH的質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況．以O(shè)H 生成時刻作為柴油及天然氣高溫反應(yīng)發(fā)生的開始時刻[22-23,25]．可以發(fā)現(xiàn)，引燃油提前噴射的工況(－10°CA、－8°CA、－6°CA ATDC 的工況)，C7H16在著火時刻呈直線下降的趨勢，說明其發(fā)生了大面積同時著火，即柴油的燃燒粗暴現(xiàn)象．此外，從 C7H16的質(zhì)量變化可以看出，隨著引燃油噴射時刻的推遲，其著火之前的蒸發(fā)量也逐漸減少，即柴油本身的燃燒粗暴現(xiàn)象逐漸減弱．同時，隨著引燃油噴射時刻的推遲，柴油的著火滯燃期逐漸減少，在 0°CA、2°CA、4°CA ATDC 工況下，在柴油噴射之前已發(fā)生OH 急劇上升的現(xiàn)象即發(fā)生了天然氣的壓燃，且壓燃天然氣能夠明顯降低引燃柴油的滯燃期，與前文分析的結(jié)果一致．

圖13 引燃柴油噴射時刻對C7H16 和OH的影響Fig.13 Impact of pilot fuel injection timing on the C7H16 and OH

圖14 為引燃柴油提前噴射時缸內(nèi)溫度及甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)等值面分布圖，其中黃色為溫度等值面，藍色為甲烷等值面，紅色為表示柴油液滴的噴射情況．可以發(fā)現(xiàn)，隨著柴油噴射時刻的提前，更多的柴油液滴分布在靠近缸壁附近，當(dāng)天然氣燃燒時，與天然氣直接接觸的柴油量隨著噴射提前而逐漸減少．在-2°CA ATDC 時刻，天然氣與柴油同時大面積著火，即發(fā)生了燃燒粗暴現(xiàn)象．此外，-6°CA ATDC 工況天然氣噴束范圍內(nèi)的燃燒更為飽滿，意味著此時天然氣本身的燃燒粗暴現(xiàn)象更為劇烈．

圖14 引燃油提前噴射時缸內(nèi)溫度及甲烷等值面分布Fig.14 Iso-surfaces of temperature and CH4 at different pilot fuel injection times

圖15 引燃油推遲噴射時φ-T 圖及HCO質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化Fig.15 Influence of delayed pilot fuel injection on the φ-T diagram and HCO mass fraction

圖15 表示引燃油噴射時刻推遲時缸內(nèi)φ-T 散點分布圖及 HCO 的質(zhì)量變化．研究發(fā)現(xiàn)，天然氣被壓燃與引燃時圖中的散點變化呈現(xiàn)不同規(guī)律．天然氣被引燃時，中高溫區(qū)域(1 500 K 左右)的散點對應(yīng)的當(dāng)量比更大，意味著這時有更多高濃度的燃料處于高溫區(qū)域，從而高濃度區(qū)域更易釋放熱量，燃燒粗暴.從圖中可知，天然氣壓燃有利于緩解初始階段的燃燒粗暴現(xiàn)象，在 2°CA ATDC 時刻，柴油噴射時刻為2°CA ATDC 相較于0°CA ATDC，在壓燃燃燒模式下有更多當(dāng)量比為 0～4 的散點分布在 1 500 K 左右的區(qū)域，意味著此時燃燒速率是低于引燃模式的，即燃燒劇烈程度較輕．而由于壓燃模式下較低的燃燒速率必然會導(dǎo)致更多的未燃天然氣與空氣混合，形成更多且更均質(zhì)的可燃混合氣，導(dǎo)致整體的燃燒更為劇烈．可以看到，在 2°CA ATDC 時刻，柴油噴射時刻2°CA ATDC 相較于 0°CA ATDC 及在 4°CA ATDC時刻，柴油噴射時刻為 4°CA ATDC 相較于 2°CA ATDC，均有更多的散點分布在 0～4 的當(dāng)量比及1 500 K 左右的中溫區(qū)，意味著下一階段將發(fā)生更為劇烈的天然氣預(yù)混燃燒．而引燃柴油的引入正好能緩解這一過程．因此，實際應(yīng)用中，可以考慮在天然氣引燃之前實現(xiàn)部分壓燃來降低整體的壓力振蕩．同時從圖 15 也能看出，隨著燃燒粗暴的發(fā)生，HCO 一直分布在高溫及當(dāng)量比 1 以上的較濃區(qū)，且隨著燃燒粗暴的發(fā)生呈逐漸上升的趨勢，這與之前的分析結(jié)論一致．

3 結(jié) 論

(1) 天然氣噴射時刻提前增大了天然氣預(yù)混燃燒的比例，燃燒相對集中，瞬時放熱率加大，壓力升高率增大，缸內(nèi)壓力峰值升高，加劇了初始燃燒的粗暴程度，壓力振蕩強度明顯增加．而天然氣噴射時刻推遲，使燃燒過程整體滯后，缸壓變化逐漸平滑，雙峰現(xiàn)象更加明顯，分階段放熱規(guī)律明顯，爆壓降低．

(2) 天然氣燃燒粗暴且壓力振蕩發(fā)生時，引燃油噴射提前至天然氣噴射之前時，燃燒更加粗暴，壓力振蕩明顯增強；當(dāng)引燃柴油噴射遲于天然氣噴射時刻時，隨前者噴射時刻的推遲，缸內(nèi)燃燒劇烈程度增加，壓力振蕩強度增加．進一步推遲噴射，發(fā)生天然氣壓燃的現(xiàn)象，壓燃的天然氣反過來作為柴油點火源，縮短了柴油滯燃期，緩解了燃燒初期柴油滯燃期延長導(dǎo)致的劇烈燃燒粗暴現(xiàn)象，使壓力振蕩強度降低.

(3) 壓燃的天然氣能夠緩解由于引燃導(dǎo)致的初期劇烈的燃燒粗暴現(xiàn)象，但是在壓燃的基礎(chǔ)上加入引燃柴油，對缸內(nèi)天然氣起到了冷卻作用，同時引燃油的燃燒消耗了部分氧氣，降低了整體的燃燒速率，能從總體上降低由于壓燃導(dǎo)致的燃燒劇烈程度，使壓力振蕩強度降低．

(4) 組分分析發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)整體燃燒過程中 HCO的量較少，燃燒粗暴發(fā)生時 HCO 開始顯著增加，且增長階段與壓力振蕩持續(xù)期基本一致，故 HCO 可用于表征雙燃料發(fā)動機燃燒粗暴及壓力振蕩的劇烈程度及持續(xù)期長短；CH3可作為天然氣開始從低溫反應(yīng)過渡到高溫反應(yīng)的表征物質(zhì)，同時 CH3可作為燃燒粗暴及壓力振蕩的指示物質(zhì)，其短時大量積累預(yù)示著燃燒粗暴的發(fā)生．