柴油/天然氣/氫氣三燃料化學動力學機理的構(gòu)建

張 韋，毛仕迪，陳朝輝，李澤宏，龐晨晨，張翔宇

(1.昆明理工大學 交通工程學院 云南省內(nèi)燃機重點實驗室，云南 昆明 650500；2.濰柴動力股份有限公司，山東 濰坊 261069)

化石燃料由于自身的不可再生性、儲備有限以及環(huán)境污染較大等問題，促使高效的替代燃料得以廣泛的研究[1-3]。利用少量柴油引燃的柴油/天然氣雙燃料(DNDF)發(fā)動機具有燃油經(jīng)濟性好、氮氧化物(NOx)和碳煙(Soot)排放低等特點[4]。然而，由于天然氣的燃燒速度緩慢，稀薄燃燒穩(wěn)定性差，導致DNDF發(fā)動機在中低負荷工況下的輸出功率低、碳氫化合物(HC)和一氧化碳(CO)排放高[5]。氫氣作為一種無碳清潔燃料，具有火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤臁⒖扇紭O限寬、點火能量低等優(yōu)點，摻氫燃燒可改善DNDF發(fā)動機燃燒品質(zhì)和降低排放[6]。Lee等[7]通過試驗發(fā)現(xiàn)，在DNDF中摻入氫氣后燃燒初期的著火點增多，燃燒穩(wěn)定性增加，火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌?，HC和CO的排放降低。發(fā)動機缸內(nèi)的多組分燃料燃燒是結(jié)合流動、傳熱、傳質(zhì)的復雜多場耦合體系[8]。為了分析柴油、天然氣和氫氣3種燃料在發(fā)動機缸內(nèi)的燃燒及污染物形成過程，需通過三維計算流體動力學(CFD)耦合三燃料化學動力學機理的方法進行研究[9]。

Rahnama等[10]采用CONVERGE耦合十四烷(C14H30)、天然氣、氫氣機理，對不同摻氫比的三燃料燃燒進行模擬。Zhao等[11]利用AVL Fire耦合正庚烷(n-C7H16)、甲烷和氫氣機理，對不同工況下發(fā)動機的燃燒及排放進行預測。上述研究均采用單組分柴油機理，而對于含正構(gòu)烷烴、異構(gòu)烷烴、環(huán)烷烴以及芳香烴的柴油燃料[12]，采用單組分替代物機理難以準確描述其燃燒過程。對于三燃料發(fā)動機，柴油的著火直接關(guān)系到天然氣和氫氣的混合物能否被引燃。然而，柴油的著火溫度是由其不同組分烴類物質(zhì)的理化學特性決定。正庚烷的十六烷值(56)與柴油十六烷值(49)接近，常被用做柴油的基本組分，或?qū)⑵渑c甲苯組成混合燃料(TRF)[13]，但為了更準確的描述柴油的理化特性，近年來更復雜的混合物被提出作為柴油替代燃料[14]。Chang等[15]構(gòu)建了含正癸烷/異辛烷/甲基環(huán)己烷/甲苯的柴油替代燃料模型。然而，真實柴油燃料的烴類物質(zhì)的碳數(shù)主要集中在10～24，且低溫反應主要受高碳數(shù)組分控制[16]。Qian等[17]建議以碳數(shù)10～18的碳氫化合物組分作為柴油的替代模型。因此，采用高碳數(shù)、多組分烴類柴油替代物，才能準確描述多燃料的缸內(nèi)燃燒過程。

為了提高對柴油、天然氣和氫氣三燃料燃燒過程的模擬準確性，筆者依托碳數(shù)11～16的正十六烷/異十六烷/1-甲基萘三組分柴油替代機理，將其與天然氣機理、氫氣機理進行合并、優(yōu)化，構(gòu)建含120個物種和612步反應的柴油/天然氣/氫氣三燃料(Diesel/Natural gas/Hydrogen，DNH)機理。利用基于激波管、快速壓縮機、射流攪拌器測得的點火延遲期和層流火焰速度試驗數(shù)據(jù)，對DNH機理進行驗證，同時將該機理與CFD模型耦合，預測柴油/天然氣/氫氣在不同工作模式下的燃燒特性，構(gòu)建的DNH機理可為發(fā)動機采用清潔低碳替代燃料的開發(fā)與應用提供理論依據(jù)。

1 DNH化學反應機理的構(gòu)建

1.1 化學動力學機理的選取

Bai等[18]基于解耦法構(gòu)建了由正十六烷(n-C16H34)、異十六烷(i-C16H34)、1-甲基萘(A2CH3)組成的三組分柴油替代機理，其三組分的摩爾分數(shù)分別為41.3%、36.8%和21.9%。該機理包括詳細的H2/CO/C1反應機理，C2-C3的簡化機理，正十六烷、異十六烷、1-甲基萘的子機理，共83種組分和234個反應。正十六烷、異十六烷、1-甲基萘分別代表柴油燃料中的正構(gòu)烷烴、異構(gòu)烷烴和芳香烴，這些組分的碳數(shù)與真實柴油的碳數(shù)接近，正十六烷和異十六烷是評價十六烷值(CN)的重要化合物，因此該機理可較為準確反映柴油的理化性質(zhì)，且適用于模擬柴油發(fā)動機的燃燒和排放特性。該機理經(jīng)過了激波管、快速壓縮機、射流攪拌器等基礎(chǔ)試驗數(shù)據(jù)的驗證，因此筆者選擇此機理作為柴油替代機理。

天然氣的主要成分是烷烴類氣體，其中甲烷占比最大，此外還有少量的乙烷、丙烷和丁烷等烷烴[19]。Drost等[20]考慮了乙烷和丙烷對天然氣點火延遲的影響，采用快速壓縮機對不同壓力(p=1.0、1.5 MPa)、溫度(T=904～1151 K)以及當量比(Φ=1、2)條件下的天然氣點火延遲期進行試驗測量，同時簡化了AramcoMech3.0[21]天然氣詳細機理，得到了包括49種組分、332步基元反應的天然氣簡化機理。該機理的甲烷、乙烷、丙烷摩爾分數(shù)分別為90%、9%、1%。天然氣中的乙烷和丙烷會縮短點火延遲期，在低溫條件下丙烷比乙烷對點火延遲影響更為顯著，該天然氣簡化機理可以很好地反映到這些趨勢，能準確預測天然氣的點火延遲期。

Konnov等[22]開發(fā)了含14種組分和62個基元反應的氫氣機理。由于分子間反應對氫氣/空氣的層流火焰速度影響顯著，故添加了4步三分子反應：H+O2+H=H2+O2、H+O2+H=OH+OH、H+O2+O=OH+O2、H+O2+OH=H2O+O2。另外，Konnov還更新了3個重要基元反應OH+OH=H2O+O、H+O2(+M)=HO2(+M)(M表示第三體)、OH+HO2=H2O+O2的速率常數(shù)。經(jīng)過完善后的氫氣機理可在較寬的當量比(Φ=0.5～5.0)范圍內(nèi)準確預測氫氣的層流火焰速度。

上述3個燃料的替代機理的適用邊界均與發(fā)動機缸內(nèi)燃燒的環(huán)境類似，因此以此3種燃料替代機理為基礎(chǔ)所構(gòu)建的多燃料燃燒機理，能適用于對發(fā)動機缸內(nèi)燃燒的模擬。

1.2 DNH三燃料機理的組合

由于低碳數(shù)小分子(H2/CO/C1)反應主導發(fā)動機缸內(nèi)燃燒的高溫反應過程，并影響火焰?zhèn)鞑ヌ匦裕咛紨?shù)大分子(C4～Cn)反應主導低溫反應過程，因此，在DNH機理的構(gòu)建過程中，需將天然氣和氫氣機理中的小分子反應及柴油機理中的大分子反應保留，以保證對柴油、天然氣和氫氣的燃燒特性預測的準確性。本研究中以柴油機理為基礎(chǔ)，添加天然氣機理和氫氣機理，剔除重復反應，完成DNH三燃料機理的主體構(gòu)建。此外，在DNH主體模型的基礎(chǔ)上添加了由Vishwanathan等[23]提出的碳煙生成模型，Chen等[24]和Gustacsson等[25]提出的碳煙氧化模型，以及Wang等[26]提出的NOx生成機理，最終得到包含120種組分和612步反應的DNH機理。為保證DNH機理的適用性和可靠性，對組合機理進行參數(shù)優(yōu)化，組合優(yōu)化流程如圖1所示。

DNH—Diesel/Natural gas/Hydrogen；A2CH3—1-Methylnaphthalene圖1 DNH機理的組合優(yōu)化流程Fig.1 Combined optimization process of DNH mechanism

1.3 點火延遲敏感性分析

由柴油、天然氣、氫氣3種燃料組成DNH機理中的每個反應都會對點火延遲期造成強弱不一的影響。敏感性分析是指在某條件變化的情況下，這個變化對系統(tǒng)整體所產(chǎn)生影響的大小。為了考查DNH機理中對點火延遲影響較大的反應，根據(jù)Kumar等[27]提出的方法，基于Chemkin的均相反應器對DNH機理的點火延遲進行敏感性分析。點火延遲敏感性系數(shù)由式(1)所示。

(1)

式(1)中：S為點火延遲敏感性系數(shù)；τ為反應物的點火延遲期；k1、k2為指前因子的調(diào)整系數(shù)；τk1為反應的指前因子乘以k1后的反應物點火延遲期；τk2、τbase分別為指前因子乘以k2及保持不變的反應物點火延遲期。

對于柴油、天然氣、氫氣的點火延遲敏感性分析的結(jié)果如圖2所示。圖2(a)顯示了DNH機理中對柴油點火延遲最敏感的前10個反應，在低溫條件下，大分子烷烴的裂解和加成反應都表現(xiàn)出較強敏感性，其中加成反應C16H32O2H+O2=O2C16H32O2H表現(xiàn)出最強的點火抑制作用，主要是由于該反應與低溫反應O2C16H32O2H=C16Ket+OH(C16Ket為正構(gòu)十六烷二酮)競爭，消耗了低溫反應所需的主要中間體過氧烷基O2C16H32O2H，從而降低了低溫反應活性。DNH機理的柴油低溫反應過程與王俊等[28]對柴油燃料低溫氧化研究結(jié)果類似。

圖2(b)為DNH機理中對天然氣點火延遲最敏感的前10個反應，其中C3H6的2個氫提取反應為C3H6+O=C3H5-t+OH、C3H6+O2=C3H5-t+HO2(C3H5-t為n-C3H5的同分異構(gòu)體)，都表現(xiàn)出較強的點火促進作用，由于OH和HO2這2種高活性自由基的生成，提高了反應體系的活性。反應C3H6+H=C3H5-t+H2則因消耗H自由基，對點火有抑制作用。

圖2(c)為DNH機理中對氫氣點火延遲最敏感的前10個反應，在高溫條件下，鏈分支反應H+O2=O+OH表現(xiàn)出最強的點火促進作用，因為該反應提高了自由基池中O和OH的濃度，使得反應體系活性增強。

為使DNH機理適用于對三燃料發(fā)動機缸內(nèi)燃燒特性的模擬，提高機理對發(fā)動機不同工況、不同燃料組合、以及不同燃料比例的適應性，需對機理的關(guān)鍵基元反應進行指前因子調(diào)整。通過對DNH機理中柴油、天然氣和氫氣的點火延遲進行敏感性分析，調(diào)整了影響3種燃料點火延遲的關(guān)鍵反應指前因子，相關(guān)反應的指前因子調(diào)整如表1所示。

反應路徑分析能夠顯示燃料燃燒過程中每個反應的權(quán)重。柴油在低溫下的氧化特性決定了柴油的自燃性質(zhì)，為深入理解柴油在低溫下的氧化過程，需對柴油的主要組分(正十六烷、異十六烷、1-甲基萘)進行反應路徑分析。在當量比1.0、壓力1.0 MPa、低溫650 K工況下柴油各組分的反應路徑見圖3，其中百分數(shù)表示通過各個反應路徑發(fā)生化學反應的比例。

圖3(a)顯示正十六烷(n-C16H34)與O2和OH發(fā)生脫H反應，生成自由基n-C16H33，接著被氧化形成異構(gòu)體n-C16H32O2H，異構(gòu)體在氧氣氛圍內(nèi)形成O2C16H32O2H，然后分解生成正構(gòu)十六烷二酮(n-C16Ket)，隨后逐步分解成為小碳分子組分。

圖2 DNH機理對不同燃料的點火延遲敏感性分析Fig.2 Sensitivity analysis for ignition delay time of different fuels by DNH mechanism(a)Diesel；(b)Natural gas；(c)Hydrogen

表1 點火延遲的指前因子調(diào)整Table 1 Pre-exponential factor (A)adjustment for ignition delay

圖3(b)為異十六烷(i-C16H34)在低溫下的氧化路徑，由于n-C16H34與i-C16H34為同分異構(gòu)體，其反應路徑與n-C16H34相似，同樣為先脫H，隨后與O2反應并異構(gòu)化為O2C16H32O2H，最后分解形成小碳分子組分。

圖3(c)為1-甲基萘(A2CH3)在低溫下的氧化，A2CH3先發(fā)生脫H反應形成A2CH2，然后經(jīng)過2個通道，分別氧化為C16H33OO和n-C16H33O2，通道1經(jīng)異構(gòu)化后被氧化為C16H32OOHO2，接著分解形成異構(gòu)十六烷二酮(C16Ket)，隨后熱解形成小碳分子組分；通道2中n-C16H33O2發(fā)生脫氧反應后形成n-C16H33，最后熱解形成小碳分子組分。

分析柴油低溫反應路徑可知，柴油的關(guān)鍵組分n-C16H34、i-C16H34、A2CH3在低溫下均先與O2、OH發(fā)生脫H反應。這些關(guān)鍵組分的脫H反應以及后續(xù)的氧化和異構(gòu)反應是維持低溫反應進行的必要步驟。

Percentage represents the proportion of each reactant through different reaction channels.圖3 低溫燃燒條件下DNH機理對柴油組分的反應路徑分析Fig.3 Reaction path analysis of diesel components by DNH mechanism at low-temperature combustion condition(a)n-C16H34；(b)i-C16H34；(c)1-Methylnaphthalene (A2CH3)

2 DNH機理的化學動力學驗證

2.1 點火延遲驗證

點火延遲期是表征燃料著火行為的重要指標，同時也直接影響內(nèi)燃機燃燒和排放特性。為考察DNH機理的可靠性，筆者選取了由激波管和快速壓縮機測量得到的點火延遲試驗數(shù)據(jù)，并與DNH機理的模擬值進行對比驗證。

在當量比范圍為0.69～1.02時，不同壓力下DNH機理柴油點火延遲期的模擬值與試驗值[29-31]的對比見圖4。由圖4可知，DNH機理的柴油點火延遲期的模擬值與試驗值一致性較好，尤其在低溫條件下的數(shù)據(jù)貼合度更高。結(jié)合圖2(a)可知，低溫時大分子烷烴與O2的加成反應對點火延遲最敏感，在低當量比(0.69)時，組成柴油的大分子烷烴優(yōu)先裂解氧化，以維持低溫反應的發(fā)生；在當量比為1.02時，DNH機理的模擬計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)均表現(xiàn)出類似的負溫度系數(shù)(Negative temperature coefficient，NTC)行為。因此，DNH機理能夠準確預測柴油的著火特性。

圖4 不同當量比(Φ)時不同壓力(p)下DNH 機理柴油點火延遲期的模擬值與試驗值[29-31]的對比Fig.4 Comparison between the simulated and experimental values[29-31] of ignition delay time for diesel under DNH mechanism and different pressures (p)at different equivalent ratios (Φ) Φ：(a)0.69；(b)1.0；(c)1.02 Conditions：T=678—1266 K

圖5為當量比為1.0、2.0時，不同壓力下DNH機理天然氣點火延遲期的模擬值與試驗值[20]的對比。由圖5可知，DNH機理的天然氣點火延遲模擬值與試驗數(shù)據(jù)一致性較好，表面該機理能夠準確預測天然氣燃燒的著火特性。

圖5 不同當量比(Φ)時不同壓力(p)下DNH機理 天然氣點火延遲期的預測值與試驗值[20]的對比Fig.5 Comparison between the simulated and experimental values[20] of ignition delay time for natural gas under DNH mechanism and different pressures (p)at different equivalent ratios (Φ) Φ：(a)1.0；(b)2.0 Conditions：T=904—1151 K

圖6為當量比為0.1、1.0時，不同壓力下DNH機理氫氣點火延遲期的模擬值與試驗值[32-33]的對比。由圖6可知，與柴油及天然氣的情況類似，DNH機理的氫氣點火延遲期的模擬值與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，故該機理能準確預測氫氣的著火特性。

圖6 不同當量比(Φ)時不同壓力(p)下DNH機理 氫氣點火延遲期的預測值與試驗值[32-33]的對比Fig.6 Comparison between the simulated and experimental values[32-33] of ignition delay time for hydrogen under DNH mechanism and different pressures (p) at different equivalent ratios (Φ) Φ：(a)0.1；(b)1.0 Conditions：T=914—2220 K

2.2 層流火焰速度驗證

層流火焰速度是發(fā)動機缸內(nèi)燃燒模擬必不可少的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，也是發(fā)展與驗證燃料燃燒化學反應動力學機制的重要參數(shù)。Chemkin的預混層流火焰計算模型(Premixed laminar flame speed calculation，PLFSC)常用于確定在指定壓力和入口溫度下氣體混合物的火焰速度。利用PLFSC模型可對柴油、天然氣、氫氣的層流火焰速度進行驗證。圖7為DNH機理模擬計算得到的柴油、天然氣、氫氣層流火焰速度與試驗值的對比。

由圖7(a)可知，在當量比范圍為0.7～1.5時，DNH機理可在誤差帶之內(nèi)預測柴油的層流火焰速度變化趨勢，且稀燃側(cè)的最大誤差保持在5%以內(nèi)，模擬值與試驗值[34-35]基本一致。層流火焰速度主要由小分子自由基和物種反應決定[36]，DNH機理中的H2-C1和C2-C3機理來自Klippenstein等[37]的研究結(jié)果，這部分機理已被基礎(chǔ)試驗數(shù)據(jù)廣泛驗證，因此該機理能夠準確預測柴油的層流火焰速度。由圖7(b)可知，在當量比為0.6～1.5的范圍內(nèi)，DNH機理的天然氣層流火焰速度模擬值與試驗值[38-40]吻合較好，故該機理可以準確預測天然氣的層流火焰速度。由圖7 (c)可知，在較寬的當量比范圍(0.5～5.0)內(nèi)，DNH機理氫氣層流火焰速度模擬值與試驗值[41]吻合較好，因此該機理能夠準確預測氫氣的層流火焰速度。

Exp.—Experimental圖7 不同當量比(Φ)條件下DNH機理對柴油、 天然氣和氫氣層流火焰速度的模擬值與試驗值的對比Fig.7 Comparison between simulated and experimental values of laminar flame speed of diesel，natural gas and hydrogen under DNH mechanism at different equivalent ratios (Φ)(a)Diesel；(b)Natural gas；(c)Hydrogen Conditions：T=298 K；p=0.1 MPa

3 DNH機理的CFD驗證

3.1 純柴油燃燒模式

以D19型共軌柴油機為研究對象，該發(fā)動機噴油器為6孔對稱分布，且燃燒室呈中心對稱結(jié)構(gòu)，為節(jié)約計算資源，構(gòu)建D19發(fā)動機1/6燃燒室CFD模型(見圖8)，并與DNH三燃料機理進行耦合計算。發(fā)動機的主要技術(shù)參數(shù)見表2。

發(fā)動機的運行工況設(shè)定為轉(zhuǎn)速2200 r/min、負荷50%，通過CFD耦合DNH三燃料機理，將計算得到的缸內(nèi)壓力及放熱率與D19發(fā)動機的臺架試驗數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如圖9所示。由圖9可知，計算得到的缸內(nèi)壓力與放熱率與D19發(fā)動機試驗值一致性良好，表明CFD耦合DNH三燃料機理能夠準確模擬發(fā)動機在純柴油模式下的缸內(nèi)燃燒過程。

圖8 D19發(fā)動機1/6燃燒室模型Fig.8 1/6 combustion chamber model of D19 engine

表2 D19發(fā)動機技術(shù)參數(shù)Table 2 Technical parameters of D19 engine

圖9 柴油燃燒工況下DNH機理對缸內(nèi)壓力和 放熱率預測值與試驗值的對比Fig.9 Comparison between the predicted and experimental values of in-cylinder pressure and heat release rate under DNH mechanism at diesel combustion conditions

3.2 柴油/天然氣雙燃料燃燒模式

以Caterpillar 3401E SCOTE發(fā)動機為研究對象，對柴油/天然氣雙燃料燃燒模式進行對比驗證。由于該發(fā)動機的噴油器為6孔對稱分布，采用1/6模型進行計算。雙燃料發(fā)動機的燃燒室及噴油器詳細參數(shù)來自文獻[42]。計算域為-143°～130 ° CA ATDC，燃燒室CFD模型見圖10，發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)見表3。

圖10 Caterpillar發(fā)動機1/6燃燒室模型Fig.10 Combustion chamber model of Caterpilla engine

表3 Caterpillar 3401E SCOTE試驗發(fā)動機技術(shù)參數(shù)[42]Table 3 Experimental engine technical parameters of Caterpillar 3401E SCOTE [42]

圖11顯示了在天然氣替代率85%的條件下，柴油/天然氣雙燃料燃燒的缸內(nèi)壓力、放熱率模擬值與試驗值對比。由圖11可知，缸內(nèi)壓力和放熱率的變化趨勢基本一致，該機理能夠模擬柴油/天然氣雙燃料模式下的燃燒過程。

圖11 柴油/天然氣雙燃燒工況下DNH機理對缸內(nèi) 壓力和放熱率預測值與試驗值[42]的對比Fig.11 Comparison between the predicted and experimental values[42] of in-cylinder pressure and heat release rate under DNH mechanism at diesel/natural gas double combustion conditions

3.3 柴油/天然氣/氫氣三燃料燃燒模式

依據(jù)文獻[43]的燃料設(shè)計方案，以1CA90型發(fā)動機為研究對象，確定引燃柴油量，調(diào)整天然氣和氫氣的熱值占比，設(shè)計4組不同比例的三燃料計算方案，如表4所示。1CA90型發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)如表5所示。氫氣替代率(RH2，%)計算如式(2)所示。

(2)

式中：mD、mNG、mH2分別為柴油、天然氣、氫氣的質(zhì)量，g；HD、HNG、HH2分別為柴油、天然氣、氫氣的低熱值，MJ/kg。

表4 三燃料燃燒計算方案Table 4 Tri-fuel combustion calculation scheme

表5 1CA90 Andoria發(fā)動機技術(shù)參數(shù)[43]Table 5 Technical parameters of 1CA90 Andoria engine[43]

圖12為4種不同燃料配比燃燒的缸內(nèi)壓力與放熱率試驗值和模擬值對比。由圖12(a)可知，隨著氫氣比例的增加，缸內(nèi)壓力逐步上升，但在柴油/天然氣雙燃料燃燒模式時的缸內(nèi)壓力低于純柴油模式。這是由于天然氣的主要成分為甲烷(CH4)，具有4個鍵能較高的C—H鍵，需要較高的溫度才能被氧化。此外，天然氣相對柴油的層流火焰速度較低，點火延遲期長，推遲了燃燒開始時刻，并使燃燒持續(xù)期延長，導致柴油/天然氣雙燃料燃燒時的缸內(nèi)壓力低于純柴油模式。隨著層流火焰速度比天然氣高8倍的氫氣加入，缸內(nèi)壓力明顯提升。

由圖12(b)可知，隨著氫氣占比的升高，點火延遲期增長，燃燒持續(xù)時間縮短，放熱率升高。這是因為氫氣在空氣中具有很高的擴散速率(0.63 cm/s2)，容易形成均勻的混合氣，放熱率也隨之提升。所有燃燒模式下柴油/天然氣/氫氣三燃料的燃燒特征都能夠被DNH機理所體現(xiàn)，筆者構(gòu)建的DNH機理能夠預測柴油/天然氣/氫氣三燃料發(fā)動機的缸內(nèi)燃燒特性。

Solid line—Experimental value；Dotted line—Simulated value；Black—D100；Blue—DNG90；Green—DNG88H12；Red—DNG71H19圖12 柴油/天然氣/氫氣燃燒工況下DNH機理對缸內(nèi)壓力和放熱率模擬值與試驗值[43]的對比Fig.12 Comparison between the simulated and experimental values[43] of in-cylinder pressure and heat release rates under DNH mechanism at diesel/natural gas/hydrogen combustion conditions(a)In-cylinder；(b)Heat release rate

4 結(jié) 論

(1)依托高碳數(shù)、多組分柴油替代機理，結(jié)合天然氣簡化機理、氫氣詳細機理，同時添加了碳煙與NOx子機理，構(gòu)建了包括120種組分、612步基元反應的DNH三燃料機理。通過敏感性分析和反應路徑分析，發(fā)現(xiàn)缸內(nèi)低溫燃燒階段，主要由DNH三燃料機理中與柴油相關(guān)的大分子組分發(fā)生裂解和加成的反應所主導。

(2)DNH三燃料機理能夠較為準確的預測柴油、天然氣、氫氣的點火延遲期和層流火焰速度，最大誤差均在10%以內(nèi)。發(fā)動機CFD模型與DNH機理進行耦合計算，并與實際發(fā)動機的純柴油、柴油/天然氣、柴油/天然氣/氫氣3種不同燃燒模式進行對比，結(jié)果表明，發(fā)動機的缸內(nèi)壓力與放熱率的模擬值與試驗值一致性較好，DNH機理能準確預測三燃料發(fā)動機的燃燒特性。

(3)DNH三燃料燃燒模式的燃料配比對發(fā)動機排放至關(guān)重要，通過化學動力學耦合流體動力學的方法能夠進一步探明發(fā)動機缸內(nèi)污染物的變化，從而提出控制污染物的措施，為DNH三燃料燃燒提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。