引燃策略对天然气直喷发动机射流燃烧及排放的影响

2022-10-19魏立江周思源路秀伟黄文庆

内燃机工程 2022年5期

魏立江，周思源，路秀伟，余胜，黄文庆

（上海海事大学商船学院，上海 201306）

0 概述

保持经济性前提下降低污染物排放水平一直都是内燃机发展所面临的巨大挑战。使用替代燃料被认为是降低内燃机排放、缓解能源危机的重要途径［1-3］，有潜力的替代燃料包括天然气、醇类、二甲醚、生物柴油和氢气等［4］。已有研究表明，天然气作为主要燃料可同时降低多种污染物排放，氮氧化物（NOx）、二氧化碳（CO2）、硫氧化物（SOx）和颗粒物（particulate matter，PM）可分别降低10%、20%、80% 和80%［4-6］。因此，天然气已被作为广泛使用的内燃机替代燃料。在天然气的多种应用方式中，高压直喷技术（high pressure direct injection，HPDI）能在保持发动机动力性不变的前提下获得优异的经济性和排放性［3，7］，且可有效解决天然气进气预混导致的甲烷逃逸和爆震问题。

近年来，国内外陆续开展针对HPDI 发动机的研究［8］。文献［9］中基于一台6 缸HPDI 发动机研究了天然气喷射定时与压力的影响，发现燃烧持续期和比油耗随天然气喷射提前而减小，NOx排放随喷射压力增加而增大。文献［10］中研究了天然气分次喷射对HPDI 发动机的影响，结果表明天然气分次喷射会降低缸内最高燃烧压力和放热率，后喷有利于降低NOx和碳氢化合物（HC）排放，但会增加一氧化碳（CO）排放。文献［11］中运用计算流体力学（computational fluid dynamics，CFD）方法，探究了引燃柴油（pilot diesel oil，PDO）喷射定时对HPDI 发动机性能与排放的影响，发现PDO 提前喷射可获得更高的燃烧效率，但缸内压力升高率急剧升高，NOx排放增加。文献［12］中仿真探讨了引燃柴油与天然气喷孔相对交角、相对距离和相对夹角对HPDI 发动机的影响，发现通过改变相对交角可同时降低一氧化氮（NO）和碳烟排放，减小相对夹角会导致缸内平均压力升高及NOx排放增加。文献［13］中仿真研究了引燃柴油与天然气射流中心轴线夹角对天然气射流发展、混合和着火的影响，发现夹角越大则火核越倾向于在天然气喷束两侧形成。文献［14］中对燃烧室结构及天然气喷射压力和定时等喷射参数进行了研究，发现燃烧室结构对于混合气均匀性有很大影响，天然气喷射参数对燃烧热效率、HC 排放有较大影响。文献［15］中使用CFD 手段研究了船用二冲程双燃料HPDI 发动机，结果表明气体喷射器侧向角是影响发动机功率及NO 和CO2排放的最重要参数。文献［16］中在快速压缩膨胀机上研究了废气再循环（exhaust gas recirculation，EGR）率、天然气喷射压力和PDO 喷射定时对HPDI 发动机燃烧性能的影响，结果表明：HPDI 发动机的天然气扩散燃烧速度与传统柴油相似，NOx排放与天然气喷射压力成正比，与EGR 率成反比。

可以看出，针对HPDI 发动机的研究目前主要集中于PDO 及天然气喷射时刻、喷射压力、喷射角度等参数对发动机缸内宏观燃烧过程及整机性能的影响，对于高压直喷天然气射流混合、引燃燃烧及排放物生成等基础过程关注却较少，而这些基础过程是决定HPDI 发动机缸内宏观燃烧及整机性能好坏的重要因素，有必要对其开展详细研究。由于高压直喷天然气需要PDO 进行引燃，其在不同位置和喷射阶段被引燃都将会直接影响后续的混合、燃烧及污染物生成过程，而对这些基础过程的研究很难通过试验手段实现。基于此，采用CONVERGE 仿真软件重点探讨了不同引燃策略对高压直喷天然气射流燃烧及污染物生成过程的影响。旨在通过本研究对柴油引燃的高压直喷天然气射流燃烧及污染物生成等基础过程有更深入理解，为HPDI 发动机缸内燃烧过程的组织提供参考。

1 模型建立与验证

1.1 天然气射流边界验证

天然气的射流扩散与卷吸特性对缸内混合气形成及后续燃烧过程有重要影响，天然气射流边界设置的准确性直接关系整个发动机模型的精度。本研究采用Inflow 边界来处理高压天然气的射流过程［13，17］。根据文献［18］中的试验设置，建立如表1所示参数的定容弹模型，采用文献［18-19］中试验获取的高压天然气射流纹影图及贯穿距对Inflow 边界进行验证，结果分别如图1 和图2 所示。可以看出Inflow 边界能较好捕捉天然气射流的贯穿距、射流形态及发展规律，可以使用该边界条件进行天然气高压喷射的相关研究工作。

表1 天然气射流定容弹模型设置

图1 天然气射流形态Inflow 边界仿真与试验对比

图2 天然气射流贯穿距Inflow 边界仿真与试验值对比

1.2 发动机模型验证

以文献［16］中试验用快速压缩膨胀机为基础建立CFD 模型。该发动机为柴油引燃高压直喷天然气燃烧的单缸四冲程光学测试机，其基本参数及PDO 和天然气的喷射参数分别如表2 和表3 所示。在光学观察窗上部和侧方分别布置进排气门、PDO单孔喷嘴与天然气单孔喷嘴，几何模型如图3 所示。在进行网格无关性验证并综合考虑仿真精度和计算效率后确定最佳基础网格为18 mm，在计算过程中对计算区域网格进行了固定加密和自适应加密，加密后的最小网格尺寸为0.14 mm。

表2 光学测试机尺寸参数

表3 光学测试机燃料喷射参数

图3 发动机几何模型

仿真中使用的主要子模型如表4 所示。根据试验设置采用甲烷代替天然气，采用正庚烷表征柴油，使用SAGE 详细化学反应动力学模型求解燃烧过程，根据文献［16］中的试验数据对边界条件进行设置，并使用放热率、自发光火焰图片及NOx排放的试验数据［16］对建立的发动机模型进行验证。图4 为放热率曲线对比，图5 为燃烧火焰图片对比。由图4和图5 可以看出，建立的模型能够很好地捕捉高压直喷天然气射流燃烧过程。本文中定义压缩上止点为曲轴转角0°，上止点后（after top dead center，ATDC）为正数，上止点前为负数。NOx体积分数生成曲线如图6 所示。计算值稳定在368.5×10-6，介于试验值346×10-6～393×10-6［16］之间，与试验测量的上边界和下边界的极限误差分别为-6.23% 和6.50%。总体而言，建立的模型能够较准确地对燃烧过程和排放进行预测。

图6 仿真与试验的NOx排放对比

表4 仿真使用的主要子模型

图4 仿真与试验放热率及总放热量对比

图5 仿真与试验燃烧图像对比

2 引燃策略设置

针对柴油引燃高压直喷天然气射流，设置3 种引燃方式。方式1 即PDO 先行喷射，天然气随后喷入PDO 喷雾（火焰）中引燃；方式2 即调整PDO 喷射时刻，使天然气射流头部正好与PDO 射流头部相遇引燃；方式3 即天然气先行喷射，PDO 在天然气射流撞壁前喷入引燃。针对每一种引燃方式设置3种引燃位置，即在保持天然气喷孔位置不变前提下，设置PDO 喷孔与天然气喷孔间横向距离由近至远分别为22 mm、62 mm 和102 mm，使天然气射流分别在根部、中部和头部被引燃。3 种引燃位置分别用C、M、F 表示。

本研究采用α-X表示具体引燃策略，其中α代表引燃方式1、2、3，X代表引燃位置C、M、F，如3-C 表示引燃方式3 在根部引燃天然气射流。当引燃方式和引燃位置改变时，仅有PDO 喷孔位置和喷射始点发生变化，天然气喷射夹角和喷射规律及PDO 喷射夹角和喷射规律始终保持不变，各引燃策略下PDO喷射始点见表5。引燃方式和位置设置如图7所示。

表5 不同引燃策略下PDO 喷射始点

图7 引燃方式及引燃位置示意图

3 结果与讨论

选取经过天然气与PDO 喷孔中心的正视截面A和经过天然气射流中心并与截面A垂直的俯视截面B，对高压直喷天然气射流燃烧及污染物生成进行详细分析，如图8 所示。

图8 截面示意图

3.1 引燃策略对射流混合气形成的影响

对HPDI 发动机而言，高压天然气被喷入气缸后，其射流发展可能会受到PDO 喷射影响，同时其也可能影响PDO 的混合过程。为了探究天然气射流与PDO 间的相互影响关系，仿真时对关闭燃烧模型情况下也进行了计算。图9～图11 为不发生燃烧时部分算例的天然气和PDO 射流分布。其中图9、图10 对比了无柴油和有柴油喷射时的天然气分布，可以看出，无论有无柴油喷射，天然气分布差别不大，这说明PDO 喷射对天然气射流过程影响不明显；而直喷天然气对PDO 喷射具有较大影响，如图11 所示，天然气射流能够较大程度增加PDO 喷雾发展速度，促进其混合，且随着引燃距离增加，这种促进作用逐渐减弱。这主要是因为天然气密度低，其射流具有体积大的特点，大体积的天然气以极高速度喷出对PDO 喷雾具有很强夹带作用，随着引燃距离增加，天然气射流速度减小，这种夹带作用也随之减弱。天然气射流对PDO 喷雾扩散的促进作用可扩大PDO 对天然气的引火范围，强化燃烧过程。

图9 无柴油喷射时天然气射流分布

图10 有柴油喷射时天然气射流分布（2-M）

图11 柴油射流分布对比

图12、图13 为PDO 喷入及天然气被引燃两个时刻下不同引燃策略的天然气缸内分布图。从图13可以看出，引燃方式从1 到2 再到3 变化时，直喷天然气射流的预混程度逐渐增强，这主要与实现3 种引燃方式时天然气与PDO 的喷射始点设置有关。引燃方式1 时，由于PDO 先于天然气喷射，在PDO喷入时完全没有预混天然气存在（图12），但这并不代表不存在天然气预混燃烧。如图13 所示，随着引燃距离增加，天然气射流流向PDO 火焰的时间也随之增加，这为天然气射流提供了短暂的预混时间。与引燃方式1 相比，引燃方式2 为了使PDO 射流头部正好与天然气射流头部相遇引燃，PDO 喷射始点略有延迟（表5），增加了天然气射流的预混时间，增强了天然气射流的预混程度，且随着引燃距离增加，天然气预混程度增强的趋势越明显。引燃方式3 时PDO 在天然气射流撞壁前被喷入，在3 种引燃方式中其天然气预混强度最好，但此时引燃距离对天然气射流预混程度无影响。

图12 PDO 喷入时刻缸内天然气分布

图13 天然气被引燃时刻缸内天然气分布

图14 和图15 分别为ΔCA10 时刻缸内混合气当量比分布和ΔCA15 时刻缸内混合气当量比分布。其中，ΔCAX代表各工况下PDO 喷射开始后转过的曲轴角度，如ΔCA5 表示PDO 喷射开始后转过5°时的状态。不同引燃方式下，受天然气射流预混程度及天然气与PDO 射流间相互作用的影响，燃烧过程中燃料与空气的混合程度也不同，引燃方式从1到2 再到3 变化时，缸内可燃混合气分布范围逐渐增加，如图14 和图15 所示，这意味着燃烧火焰范围的扩大及燃烧剧烈程度的增加。从图还可看出，不同引燃策略下天然气射流中心都存在着核心过浓区，且随着引燃距离增加，核心过浓区沿射流轴向分布范围变短，沿径向分布变窄，这主要是因为PDO喷射与天然气喷射距离越远，燃料（天然气和PDO）注入越分散，越有利于燃料与空气的充分接触和混合。

图14 ΔCA10 时刻缸内混合气当量比分布

图15 ΔCA15 时刻缸内混合气当量比分布

3.2 引燃策略对射流燃烧的影响

高压天然气以气体形式喷出，不经历类似液体的破碎与蒸发过程，且其密度小，在同等质量情况下具有极大体积，这些特点都会使天然气射流相比液体喷雾具有更高连续性，而较高的连续性意味着卷吸将会成为天然气与空气的主要混合形式，这将导致天然气射流燃烧过程与液体喷雾存在较大区别。图16、图17 显示了高压天然气被PDO 引燃后射流燃烧过程中的温度和天然气分布（1-C，14°曲轴转角）。可以看出，高压天然气射流在火焰之前也存在浮起长度L1，而浮起部分之后的火焰整体形态呈内凹形，在射流火焰中心处沿着射流方向存在着一定距离的不燃和缓燃区，该区域内天然气不进行或仅进行缓慢燃烧，使得该区域温度低于火焰外围，形成了独特的内陷区。本研究将该内陷区长度L2称为火焰内陷长度。火焰浮起长度L1和火焰内陷长度L2之和正好与天然气分布长度L相等，这揭示了天然气分布与燃烧火焰间的内在联系。从图中的天然气分布可以看出，在分布长度L范围内，沿着天然气射流方向，天然气浓度逐渐降低直至被燃烧转化为其他物质而消失，特别是在火焰内陷长度L2范围内混合与燃烧同时存在，达到可燃条件的天然气混合气不断被输送至射流下游或垂直于射流方向上而被消耗，射流中心的高浓度天然气则由于缺乏氧气而得以留存。

图16 天然气射流燃烧过程中温度分布

图17 天然气射流燃烧过程中天然气分布

不同引燃策略下，天然气射流火焰的浮起长度和内陷长度变化如图18 所示。可以看出，引燃方式2 的火焰浮起长度和内陷长度基本与方式1 保持一致；引燃方式3 时，虽然天然气被引燃时射流贯穿距更长，但其被引燃后，火焰浮起长度和内陷长度迅速向引燃方式1 和2 靠拢，并与它们保持相同的规律发展，这说明火焰浮起长度和内陷长度都与天然气射流的引燃方式关系不大。相比引燃方式，引燃距离的影响更明显。根部引燃时，由于天然气射流在距离喷孔出口很近的根部被引燃，天然气射流的火焰浮起长度在3 种引燃距离中最小，较短的火焰浮起长度极大地阻碍了天然气射流对空气的卷吸作用，同时在火焰浮起之后发生的燃烧也消耗了周边的新鲜空气，进一步阻止了氧气进入到天然气射流中心部位，最终导致火焰浮起之后的天然气射流中心部位过浓而无法燃烧或快速燃烧，因此根部引燃的天然气火焰内陷长度最长。随着引燃距离增加，天然气射流火焰浮起长度增加，对空气的卷吸作用增强，火焰内陷长度逐渐缩短。

图18 不同引燃策略时的天然气射流火焰浮起长度和内陷长度

从图18 还可看出，在火焰发展方面，根部引燃的火焰浮起长度和内陷长度基本不随燃烧的进行而改变。而中部和头部引燃时，天然气射流在被引燃之初具有最大的火焰浮起长度，随着燃烧进行，火焰向天然气喷孔方向缓慢传播，火焰浮起长度逐渐减小，这主要是在火焰浮起长度范围内的射流外围形成有适宜燃烧的可燃混合气的缘故，然而该传播速度远低于沿天然气射流方向的火焰传播速度。在火焰发展过程中，火焰浮起长度的减小可能会引起天然气射流中心混合程度的恶化，进而引起火焰内陷长度不同程度的增加，如图17 所示。在火焰发展过程中，与中部引燃相比，头部引燃的火焰浮起长度虽然减小速度更快，但由于其初始值较大，且发展过程中始终高于中部引燃，一定程度上保证了天然气射流中心的混合强度，因此其火焰内陷长度增加速度更慢。火焰浮起长度的更快减小在一定程度上可弥补较长引燃距离带来的火焰上游天然气不完全燃烧引发的逃逸问题，而更慢的火焰内陷长度增加速度下也不至于引起下游天然气大幅发生脱氢、聚合而生成碳烟前驱体，因此头部引燃相比中部引燃具有一定优势。然而，天然气射流的引燃距离也不能设置过远，否则可能会引起大量上游可燃混合气不能及时被引燃，而导致过多的甲烷逃逸。

不同引燃策略时的燃烧火焰放热率曲线如图19所示。由图19 可以看出，在燃烧初期，引燃方式从1到2 再到3 变化时，初始放热率峰值逐渐增加。引燃方式3 的初始放热率峰值为整个燃烧期间的最高值，是由预混天然气燃烧获得的。而引燃方式1 和2 随着燃烧的进行转入扩散燃烧模式，其放热率峰值远低于引燃方式3，仅约为其三分之一。在燃烧后期，3 种引燃方式下直喷天然气都转入到扩散燃烧，放热率曲线相差不大。从图19 还可看出，引燃方式2 与1 相比，由于直喷天然气都是以扩散燃烧为主，它们的燃烧持续期相差不大，而引燃方式3 由于直喷天然气以部分预混形式燃烧，放热速度快，其燃烧持续期大幅缩短。

图19 不同引燃策略时的燃烧放热率曲线

3.3 引燃策略对排放的影响

图20～图22 列出了直喷天然气射流燃烧过程中NOx和碳烟生成区域与温度分布的对比。从图20 可以发现高NOx浓度区主要集中于火焰外围及射流头部撞壁区域，这与这些区域的高温富氧环境有关（图22）。而碳烟则与NOx完全不同，其主要在射流中心的火焰内陷区生成（图21），且其高浓度区位于火焰内陷区的中后方，该部分区域不仅温度逐渐升高，而且与射流头部的高温区越来越近（图22）。高浓度的天然气混合气在自身及外围高温火焰的影响下发生脱氢与聚合，进而形成大量碳烟前驱体［30-31］。可以看出火焰内陷区是天然气射流燃烧碳烟生成的主要场所，而火焰内陷长度L2的长短则与碳烟生成量密切相关。

图20 缸内NOx分布

图21 缸内碳烟分布

图22 缸内温度分布

不同引燃策略时的NOx和碳烟排放如图23 和图24 所示。天然气射流燃烧的NOx与碳烟排放同样表现出了常规的此消彼长（trade-off）关系。随着引燃方式从1 到2 再到3 变化时，NOx排放先有小幅增加后降低至低于方式1 的水平，碳烟排放单调减小，这与天然气预混程度增加和火焰内陷长度减小有关。与引燃方式相比，天然气射流燃烧的NOx和碳烟排放对引燃距离更加敏感。随着引燃距离增加，NOx排放单调增加和碳烟排放单调降低，这主要是因为引燃距离增加后，火焰浮起长度增加，火焰内陷长度缩短，促进了天然气射流与空气的混合，使得燃烧更加剧烈的缘故，这与图14、图15 所示的当量比分布相符。在3 种引燃方式中，方式3 虽然相比方式1 和方式2 具有更低的NOx和碳烟排放，然而其却具有最高的甲烷逃逸量，如图25 所示。天然气射流燃烧的甲烷逃逸量与天然气被引燃之前的预混程度及火焰浮起长度都有直接关系，预混程度越高，火焰浮起长度越长，天然气越不容易被完全燃烧而引发甲烷逃逸。