引燃油喷射时刻对着火特性和压力振荡影响的研究

刘昌文，刘宗宽，刘 博，周 磊，卫海桥

引燃油喷射时刻对着火特性和压力振荡影响的研究

刘昌文1，刘宗宽1，刘 博2，周 磊1，卫海桥1

(1. 天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072；2. 中船动力研究院有限公司，上海 201206)

为提高天然气/柴油双燃料船用低速发动机低负荷时的燃烧稳定性、避免高负荷时爆震发生，采用三维数值模拟的方法，研究了实际双燃料发动机中引燃油喷射时刻对缸内混合气的着火/燃烧特性及缸内压力振荡的影响．结果表明：甲烷当量比为0.38的工况，引燃油喷射时刻的推迟会造成缸内甲烷/空气混合气的着火时刻和燃烧相位推迟，缸内压力减小且爆压相位滞后；当喷射时刻推迟至2.0°CA BTDC时，缸内压力峰值低于10MPa，说明燃烧严重恶化，甚至出现失火现象．甲烷当量比为0.50的工况，引燃油喷射时刻的推迟使缸内压力振荡幅度增大且振荡发生的时刻推迟，当喷油时刻推迟至2.0°CA BTDC时，甲烷/空气混合气在引燃油喷射之前发生自燃；此外，喷油时刻的推迟会导致火焰发展速度加快且火焰前端燃烧更为剧烈，易在靠近壁面的狭小空间内产生压力振荡．

双燃料；引燃油；喷射时刻；着火特性；压力振荡

随着化石能源的消耗和环境污染的加剧，节能减排越来越受到人们的关注．为降低船用发动机排放物对海洋环境的危害，国际海事组织(International Maritime Organization，IMO)制定并实施了更加严格的排放法规．船用发动机清洁替代燃料的研究成为热点话题．

因具有高经济性和燃烧清洁性等优点[1]，天然气被认为是一种非常有潜力的发动机替代燃料．采用低压喷射模式的天然气/柴油双燃料发动机是天然气在内燃机中一种经典的应用方式[2]．然而，由于双燃料复杂的化学动力学特性以及天然气独特的物理化学特性，该模式下的发动机存在低负荷燃烧稳定性差、高负荷易爆震等问题，造成发动机运行工况范围较窄．

为提高双燃料发动机性能、降低排放、优化缸内燃烧过程，研究人员开展了相关的实验和模拟研究[3-5].Abdelaal等[6]在单缸发动机实验中对比了传统柴油机和天然气/柴油双燃料发动机的燃烧特性．研究发现，在发动机负荷为52%和87%的工况下，双燃料模式的缸内压力相对较低且着火延迟期较长．Imran等[7]在单缸压燃发动机上研究了天然气添加和引燃柴油比例对着火特性的影响，发现天然气的加入使着火延迟期延长．但是，随引燃油量的增加，混合气着火延迟期缩短，缸内最高压力缓慢增加．此外，Gharehghani等[8]在实验和模拟研究中发现增大甲烷比例会使发动机输出功率减小，提高进气温度和压力能够增大输出功率，但容易产生爆震．Wannatong 等[9]也发现提高进气温度可使缸内最高压力显著升高，着火延迟期缩短，易引起爆震．Abd Alla等[10]运用单缸发动机研究了引燃油量和点火时刻对燃烧热效率的影响，提出增加引燃油量或提前点火时刻能够提高小负荷工况下的热效率．但大负荷工况下，两种方法均易产生爆震．

综合来看，对双燃料发动机着火/燃烧特性和缸内压力振荡的研究相对有限，尤其缺乏对实际双燃料船用低速发动机的实验和数值模拟研究．船用低速机尺寸较大，开展相关实验研究的难度较高，故数值模拟研究成为研究双燃料发动机性能、排放及燃烧特性的重要手段．

本文以甲烷、正庚烷分别作为天然气、引燃柴油的替代物，采用三维数值模拟的方法，研究了实际双燃料发动机的缸内燃烧及压力发展过程．同时，基于天然气当量比为0.38和0.50的工况，重点分析了引燃油喷射时刻为2.0°CA、4.0°CA、8.5°CA(标定工况)、12.0°CA、16.0°CA BTDC时，缸内着火/燃烧特性以及压力振荡的变化．研究结论可为提高实际发动机燃烧稳定性、避免爆震及拓宽运行工况范围提供重要理论依据.

1 模型建立与验证

低压喷射模式双燃料发动机的缸内燃烧过程示意如图1所示．低压喷射的天然气在压缩行程进入气缸，与空气混合后被在压缩上止点附近高压喷入的柴油引燃，完成燃烧做功．文中采用的三维模型基于瓦锡兰船用双燃料低速机Wärtsilä 6RT-flex50B建立．DU-Wärtsilä 6RT-flex50B是一台二冲程、直流扫气、预燃室喷射柴油引燃天然气的二冲程低速船用发动机，其部分参数如表1所示．

表1 DU-Wärtsilä6RT-flex50B部分结构及实验参数

Tab.1 Technical specifications and partial experimental parameters of the DU-Wärtsilä 6RT-flex50B

如图2所示，三维几何模型配有两个预燃室，每个预燃室设置一个喷油器，且单个喷油器上设有3个喷孔．几何模型导入到CONVERGE中自动生成网格，基础网格尺寸为2cm，添加基于速度和温度的自适应2层加密方式(adaptive mesh refinement，AMR)，并分别在扫气、天然气喷射、预燃室以及气缸上部添加了固定加密．为获取缸内温度、压力变化的相关数据，气缸中心设置了两圈监测点．

为准确模拟发动机缸内自燃及主火焰传播的过程，燃烧模型采用CONVERGE软件中包含的详细化学反应机理模型SAGE，CHEMKIN格式的详细化学动力学输入文件可直接导入该模型中．此外，模拟研究中喷雾液滴破碎的过程采用KH-RT模型预测，湍流流动选用RNG湍流模型来描述．

数值模型建立以后，首先对其准确性进行了验证，将模拟所得的缸压、瞬时放热率与实验数据进行对比，如图3所示．模拟结果和实验结果整体吻合度较高，尽管模拟的瞬时放热率曲线峰值略高于实验值，但误差在允许范围之内．此外，表2中进一步比较了模拟与实验所得的总放热量、爆压和爆压角，发现误差均在3.5%之内，说明该数值模型能够较为准确地预测实验值．因此，基于该模型进行的相关模拟研究具有可靠性．

图2 预燃室及监测点设置示意

图3 模拟值与实验值(75%发动机负荷)对比

表2 关键参数的模拟值与实验值对比

Tab.2 Comparison of simulated and experimental values of key parameters

2 模拟结果及分析

2.1 引燃油喷射时刻对着火特性的影响

不同引燃油喷射时刻下，引燃油喷入时缸内甲 烷/空气混合气的温度、压力及均匀性均有差别，导致引燃油对缸内燃烧过程的影响不同．本节基于甲烷当量比为0.38的工况探究了引燃油喷射时刻对缸内混合气着火及燃烧特性的影响．如图4所示，随着引燃油喷射时刻的推迟，缸内平均压力逐渐减小，爆压相位相对滞后，瞬时放热率减小且峰值滞后．当喷射时刻推迟到上止点前2.0°CA时，缸内压力低于10MPa，意味着缸内燃烧恶化，甚至出现失火现象；同时，与喷射时刻为16.0°CA BTDC的工况相比，该工况瞬时放热率峰值推迟约7°CA，说明缸内混合气的主燃烧过程推迟．

图4 不同引燃油喷射时刻下缸内平均压力和瞬时放热率的变化曲线(TDC＝360°CA)

气缸内1800K温度等值面的分布可直接反映火焰的发展状况．由图5可知，随着引燃油喷射时刻提前，同一曲轴转角下缸内1800K温度等值面范围逐渐扩大，说明上止点附近火焰面范围扩大，燃烧更加剧烈．结合图4可知，引燃油喷射时刻提前使缸内平均压力明显增大且相位提前，说明提前引燃油喷射时刻可使缸内混合气的着火过程提前，燃烧过程得到一定改善．引燃油晚喷(2.0°CA BTDC)时，混合气的燃烧过程主要发生在上止点以后，更多的热量在膨胀行程释放，缸内温度始终较低，反应进行缓慢，易导致燃烧不完全和失火现象发生．

图5 不同引燃油喷射时刻下缸内1800K温度等值面图(TDC＝360°CA)

甲烷氧化反应路径中关键组分以及正庚烷质量的变化可进一步揭示缸内的着火及燃烧特性．如图6(a)和(b)所示，引燃油喷射时刻的推迟直接导致CH4开始消耗的时刻推迟，使得中间产物CH2O峰值的出现时刻也相对滞后，且峰值出现不同程度的减小．已有研究表明，CH2O作为甲烷低温反应路径中的关键中间产物之一，其反应速率的降低直接减缓甲烷的氧化速率[11]，进而影响缸内的燃烧过程．

同时，引燃油喷射时刻的推迟使缸内OH的峰值减小且相位滞后，造成整体反应活性降低，进而使甲烷的氧化速率降低，如图6(c)所示；然而，随着喷射时刻的推迟，引燃油喷入时缸内甲烷/空气混合气的温度和压力均升高，导致引燃油快速自燃，正庚烷反应速率较快，故缸内正庚烷的峰值降低，如图6(d)所示．综上所述，引燃油喷射时刻的推迟使甲烷/空气混合气被引燃的时刻推迟，导致缸内甲烷的燃烧相位滞后，而引燃油的燃烧速率加快．

图7和图8展示了不同引燃油喷射时刻下预燃室出口附近过氧烷基(C7H15O2)和CH4的分布状况．正庚烷低温反应机制中，组分C7H15O2以及与其相关的基元反应是氧化反应路径中的关键部分[12-14].因此，缸内C7H15O2的浓度对正庚烷的氧化进程起关键作用．由图7可知，在1°ASOI(after start of injection)时刻，SOI＝2.0°CA BTDC与SOI＝12.0°CA BTDC两个工况相比，前者C7H15O2在预燃室出口的分布范围较大，即预燃室出口处正庚烷的低温反应产物较多，说明喷射时刻的推迟使正庚烷初始阶段的反应增强．随着时间的发展，正庚烷反应放出的热量快速积累，引燃甲烷/空气混合气，后者的燃烧使缸内温度和压力大幅升高．

此外，引燃油喷射时刻为12.0°CA BTDC的工况，组分C7H15O2的消耗速度明显较快，1.5°ASOI时刻以后，缸内只存在极少量C7H15O2．在引燃油喷射后3.0°CA，3种工况下均无明显的C7H15O2残留．

图7 不同引燃油喷射时刻下C7H15O2(质量分数)分布云图和1800K温度等值线(白色)

由前文分析可知，引燃油的喷射时刻越靠近压缩上止点，气缸内混合气的热力学状态越高，导致喷入的引燃油快速自燃，剧烈的放热加快甲烷的燃烧．如图8所示，随着引燃油喷射时刻的推迟，喷油后相同时刻下预燃室内的甲烷含量减少．引燃油喷射时刻为12.0°CA BTDC的工况，在3.0°ASOI时刻仍可在预燃室内观察到较多的甲烷．然而，引燃油喷射时刻为2.0°CA BTDC的工况，2.0°ASOI时，预燃室内甲烷就几乎耗尽，说明引燃油喷射时刻的推迟可使预燃室内甲烷的反应速率加快．

图8 不同引燃油喷射时刻下CH4(质量分数)分布云图和1800K温度等值线(白色)

甲烷/空气当量比为0.38时，不同引燃油喷射时刻下指示功率、NO排放及缸内平均温度的变化如图9所示．引燃油喷射时刻从12.0°CA BTDC推迟到2.0°CA BTDC的过程中，指示功率减小，说明引燃油喷射时刻的推迟导致发动机动力性变差．喷射时刻为2.0°CA BTDC时，指示功率和缸内平均温度均较低，可能出现失火现象．

由图9(b)可知，喷射时刻为2.0°CA、4.0°CA BTDC的工况，缸内平均温度明显降低且峰值滞后，说明缸内主燃烧过程推迟且燃烧出现恶化，放热率减小，进而导致缸内平均温度降低．然而，平均温度的降低会抑制NO的生成，降低NO排放量，提高发动机的排放性能．

2.2 引燃油喷射时刻对缸内压力振荡的影响

本节基于甲烷/空气混合气当量比为0.50的工况，研究了引燃油喷射时刻对缸内压力振荡的影响．

如图10所示，随引燃油喷射时刻的推迟，缸内压力逐渐降低且峰值相对滞后，压力振荡出现且逐渐增强．图11进一步展示了缸内压力振荡幅值的变化．研究发现，引燃油喷射时刻为16°CA BTDC时，缸内压力振荡几乎可以忽略不计，但随着喷射时刻的推迟，压力振荡的强度逐渐增大且出现的时刻推迟，SOI＝2°CA BTDC的工况下，压力振荡在5°CA ATDC(after top dead center)后才出现，并在15°CA ATDC左右出现明显的加剧，最大幅值达到0.9MPa．根据以上分析可知，当缸内混合气相对较浓(甲烷当量比大于0.50)且出现压力振荡时，可通过适当提前引燃油喷射时刻来降低压力振荡的强度，从而避免爆震带来的损害．

图9 不同引燃油喷射时刻下指示功率、NOx排放及缸内平均温度的变化(TDC＝360°CA，当量比0.38)

图10 不同引燃油喷射时刻下监测点15处瞬时压力的变化(TDC＝360°CA，当量比0.50)

图12展示了不同引燃油喷射时刻下气缸内1800K温度等值面(红色)和甲烷2%质量分数等值面(蓝色)的分布．1800K温度等值面可代表缸内火焰的前峰面，可直观地反映缸内火焰的发展状况．分析发现，预燃室及其出口附近温度等值面与质量分数等值面的变化基本同步，意味着火焰的发展与缸内气流的运动及甲烷的分布状态密切相关．

图11 不同引燃油喷射时刻下监测点15处压力振荡幅值的变化(TDC＝360°CA，当量比0.50)

另外，由图12红框中部分可知，甲烷当量比为0.50时，引燃油喷射时刻为2.0°CA BTDC的工况，预燃室内的甲烷在引燃油喷射前便发生自燃，意味着过度推迟喷射时刻会使引燃油的作用减弱；此外，结合图11可知，引燃油喷射后8°,CA～11°,CA之间，该工况下压力振荡强度最大，说明缸内混合气燃烧剧烈，压力梯度较大．

图13为不同引燃油喷射时刻下缸内温度和压力梯度的分布．其中，蓝色为1800K温度等值面，红色为1970K温度等值面，黑色为0.6MPa压力梯度等值面．从图中可知，在5°ASOI对应的时刻，SOI＝2.0°CA BTDC工况下的1800K温度等值面比SOI＝12.0°CA BTDC工况发展更快，且火焰前端1970K温度等值面的分布范围较大，说明引燃油晚喷时缸内混合气燃烧剧烈，火焰发展较快．

图12 不同引燃油喷射时刻下缸内1800K温度(红色)和甲烷2%质量分数(蓝色)等值面的变化(TDC＝360°CA，当量比0.50)

图13中第3排三维图进一步展示了喷射时刻为2.0°CA BTDC的工况在5°～6°ASOI时刻之间缸内温度和压力的变化情况．分析发现，在5.2°ASOI时刻，火焰的前端发展至近壁面处的狭小空间且燃烧较为剧烈，导致该处最先产生压力振荡．同时，随着燃烧反应的进行，压力振荡更加明显．综合以上分析可知，随引燃油喷射时刻的推迟，火焰锋面的发展速度加快，且火焰前端的燃烧强度增加，使前端温度和压力迅速升高，从而在靠近壁面的狭小空间中产生压力振荡，且随燃烧的继续进行，压力振荡的幅度不断 增大．

气缸内组分的变化是研究缸内燃烧过程的重要参考．如图14所示，随着引燃油喷射时刻的推迟，甲烷开始消耗的时刻推迟，但消耗速率加快，意味着甲烷的燃烧更加剧烈；此外，随引燃油喷射时刻的推迟，缸内HCO的峰值增大．作为高温燃烧的指示物，HCO的快速生成也标志着缸内燃烧反应的剧烈进 行[15]．燃油混合物的剧烈燃烧会造成缸内压力升高率急剧增加，容易产生压力振荡，严重时将发生爆震.

图13 缸内温度和压力梯度分布

图14 不同引燃油喷射时刻缸内组分变化(TDC＝360°CA，当量比0.50)

甲烷/空气当量比为0.50时，不同引燃油喷射时刻下指示功率、NO排放以及缸内平均温度的变化如图15所示．当引燃油喷射时刻从16.0°CA BTDC推迟至4.0°CA BTDC时，缸内平均温度降低，导致缸内NO的生成量减少，故NO排放明显减低；然而，继续推迟引燃油喷射时刻至2.0°CA BTDC，不仅会使压力振荡的强度明显增加，如图11所示，并且对NO排放的改善不再明显．此外，过于晚喷还会导致指示功率下降，如图15(a)所示．因此，建议实际发动机中引燃油的喷射时刻设定在4.0°CA BTDC之前为宜．

图15 不同引燃油喷射时刻指示功率、NOx排放和缸内平均温度的变化(TDC＝360°CA，当量比0.50)

3 结 论

本文运用CONVERGE软件，采用三维数值模拟的方法，研究了实际双燃料发动机中引燃油喷射时刻对缸内混合气的着火/燃烧特性及压力振荡的影响．主要结论如下．

(1) 甲烷当量比为0.38的工况下，随引燃油喷射时刻的推迟，缸内甲烷/空气混合气的着火时刻推迟，缸内平均压力降低，爆压相位滞后，瞬时放热率减小．当喷射时刻推迟至2.0°CA BTDC时，缸内压力低于10MPa，说明燃烧恶化，甚至出现失火现象．

(2) 甲烷当量比为0.50的工况，随喷油时刻的推迟，压力振荡的强度增大，出现时刻推迟．喷油时刻推迟至2.0°CA BTDC时，引燃油喷射之前甲烷/空气混合气在预燃室中被压燃．此外，随引燃油喷射时刻的推迟，火焰锋面发展速度加快且火焰前端燃烧较为剧烈，导致在靠近壁面的狭小空间中产生明显的压力振荡．

(3) 引燃油喷射时刻推迟使缸内平均温度降低，抑制NO生成，改善发动机排放；但引燃油过于晚喷(喷射时刻迟于4.0°CA BTDC)，不仅对NO排放的改善作用不再明显，而且会使发动机指示功率明显下降，动力性能下降．因此，建议实际发动机中引燃油的喷射时刻设定在4.0°CA BTDC之前为宜．

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Effect of Pilot Fuel Injection Timing on Ignition Characteristics and Pressure Oscillation in Natural Gas/Diesel Dual Fuel Engine

Liu Changwen1，Liu Zongkuan1，Liu Bo2，Zhou Lei1，Wei Haiqiao1

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. China Shipbuilding Power Engineering Institute Co.，Ltd.，Shanghai 201206，China)

For improving combustion stability under low engine load and avoiding knock occurrence under high engine load in natural gas/diesel dual fuel engines，a three-dimensional numerical study was performed herein to investigate the influences of pilot fuel injection timing on ignition/combustion characteristics and in-cylinder pressure oscillation under engine-like conditions．Results showed that both the onset of CH4/air mixture ignition and in-cylinder combustion phasing retarded with the postponement of pilot fuel injection timing in cases with a 0.38 CH4equivalence ratio，thereby decreasing in-cylinder pressure and delaying peak pressure phasing．As the pilot fuel injection timing was delayed to 2.0°CA before the top dead center(BTDC)，in-cylinder peak pressure was observed to be below 10MPa，indicating combustion deterioration．Furthermore，a misfire may follow．In cases with a 0.50 CH4equivalence ratio，the pressure oscillation phase was delayed as the prolongation of pilot fuel injection timing，and the amplitude of pressure oscillation increased．Auto-ignition of the CH4/air mixture appeared in the pre-chamber before pilot fuel injection in the case with a pilot fuel injection timing of 2.0°CA BTDC．Furthermore，delaying the start of injection(SOI)accelerated flame development and enhanced combustion intensity on the flame surface，causing pressure oscillation in a narrow space near the cylinder wall．

dual fuel；pilot fuel；injection timing；ignition characteristic；pressure oscillation

TK421.2

A

0493-2137(2020)02-0154-08

10.11784/tdxbz201903070

2019-03-29；

2019-06-21.

刘昌文（1963—  ），男，博士，教授，liuchangwen@tju.edu.cn．

周 磊，lei.zhou@tju.edu.cn.

国家自然科学基金资助项目(91741119，51606133，91641203)；船用低速机工程(一期).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.91741119，No.51606133，No.91641203)，the Marine Low-Speed Engine Project(Phase I).

(责任编辑：孙立华)