張 韋，毛仕迪，陳朝輝，李澤宏，龐晨晨，張翔宇

(1.昆明理工大學(xué) 交通工程學(xué)院 云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(jī)具有燃油經(jīng)濟(jì)性好、氮氧化物(NOx)和碳煙(Soot)排放低等特點(diǎn)[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(dǎo)致DNDF發(fā)動機(jī)在中低負(fù)荷工況下的輸出功率低、碳?xì)浠衔?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?、可燃極限寬、點(diǎn)火能量低等優(yōu)點(diǎn)，摻氫燃燒可改善DNDF發(fā)動機(jī)燃燒品質(zhì)和降低排放[6]。Lee等[7]通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在DNDF中摻入氫氣后燃燒初期的著火點(diǎn)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(jī)缸內(nèi)的多組分燃料燃燒是結(jié)合流動、傳熱、傳質(zhì)的復(fù)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(jī)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(xué)(CFD)耦合三燃料化學(xué)動力學(xué)機(jī)理的方法進(jìn)行研究[9]。

Rahnama等[10]采用CONVERGE耦合十四烷(C14H30)、天然氣、氫氣機(jī)理，對不同摻氫比的三燃料燃燒進(jìn)行模擬。Zhao等[11]利用AVL Fire耦合正庚烷(n-C7H16)、甲烷和氫氣機(jī)理，對不同工況下發(fā)動機(jī)的燃燒及排放進(jìn)行預(yù)測。上述研究均采用單組分柴油機(jī)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(jī)理難以準(zhǔn)確描述其燃燒過程。對于三燃料發(fā)動機(jī)，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(xué)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(zhǔn)確的描述柴油的理化特性，近年來更復(fù)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(shí)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(yīng)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?xì)浠衔锝M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(zhǔn)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(zhǔn)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(jī)理，將其與天然氣機(jī)理、氫氣機(jī)理進(jìn)行合并、優(yōu)化，構(gòu)建含120個物種和612步反應(yīng)的柴油/天然氣/氫氣三燃料(Diesel/Natural gas/Hydrogen，DNH)機(jī)理。利用基于激波管、快速壓縮機(jī)、射流攪拌器測得的點(diǎn)火延遲期和層流火焰速度試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對DNH機(jī)理進(jìn)行驗(yàn)證，同時將該機(jī)理與CFD模型耦合，預(yù)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(jī)理可為發(fā)動機(jī)采用清潔低碳替代燃料的開發(fā)與應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 DNH化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的構(gòu)建

1.1 化學(xué)動力學(xué)機(jī)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(jī)理，其三組分的摩爾分?jǐn)?shù)分別為41.3%、36.8%和21.9%。該機(jī)理包括詳細(xì)的H2/CO/C1反應(yīng)機(jī)理，C2-C3的簡化機(jī)理，正十六烷、異十六烷、1-甲基萘的子機(jī)理，共83種組分和234個反應(yīng)。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(shí)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(jī)理可較為準(zhǔn)確反映柴油的理化性質(zhì)，且適用于模擬柴油發(fā)動機(jī)的燃燒和排放特性。該機(jī)理經(jīng)過了激波管、快速壓縮機(jī)、射流攪拌器等基礎(chǔ)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的驗(yàn)證，因此筆者選擇此機(jī)理作為柴油替代機(jī)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(diǎn)火延遲的影響，采用快速壓縮機(jī)對不同壓力(p=1.0、1.5 MPa)、溫度(T=904～1151 K)以及當(dāng)量比(Φ=1、2)條件下的天然氣點(diǎn)火延遲期進(jìn)行試驗(yàn)測量，同時簡化了AramcoMech3.0[21]天然氣詳細(xì)機(jī)理，得到了包括49種組分、332步基元反應(yīng)的天然氣簡化機(jī)理。該機(jī)理的甲烷、乙烷、丙烷摩爾分?jǐn)?shù)分別為90%、9%、1%。天然氣中的乙烷和丙烷會縮短點(diǎn)火延遲期，在低溫條件下丙烷比乙烷對點(diǎn)火延遲影響更為顯著，該天然氣簡化機(jī)理可以很好地反映到這些趨勢，能準(zhǔn)確預(yù)測天然氣的點(diǎn)火延遲期。

Konnov等[22]開發(fā)了含14種組分和62個基元反應(yīng)的氫氣機(jī)理。由于分子間反應(yīng)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(yīng)：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(yīng)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(jī)理可在較寬的當(dāng)量比(Φ=0.5～5.0)范圍內(nèi)準(zhǔn)確預(yù)測氫氣的層流火焰速度。

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

1.2 DNH三燃料機(jī)理的組合

由于低碳數(shù)小分子(H2/CO/C1)反應(yīng)主導(dǎo)發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒的高溫反應(yīng)過程，并影響火焰?zhèn)鞑ヌ匦裕咛紨?shù)大分子(C4～Cn)反應(yīng)主導(dǎo)低溫反應(yīng)過程，因此，在DNH機(jī)理的構(gòu)建過程中，需將天然氣和氫氣機(jī)理中的小分子反應(yīng)及柴油機(jī)理中的大分子反應(yīng)保留，以保證對柴油、天然氣和氫氣的燃燒特性預(yù)測的準(zhǔn)確性。本研究中以柴油機(jī)理為基礎(chǔ)，添加天然氣機(jī)理和氫氣機(jī)理，剔除重復(fù)反應(yīng)，完成DNH三燃料機(jī)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(jī)理，最終得到包含120種組分和612步反應(yīng)的DNH機(jī)理。為保證DNH機(jī)理的適用性和可靠性，對組合機(jī)理進(jìn)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(jī)理的組合優(yōu)化流程Fig.1 Combined optimization process of DNH mechanism

1.3 點(diǎn)火延遲敏感性分析

由柴油、天然氣、氫氣3種燃料組成DNH機(jī)理中的每個反應(yīng)都會對點(diǎn)火延遲期造成強(qiáng)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(jī)理中對點(diǎn)火延遲影響較大的反應(yīng)，根據(jù)Kumar等[27]提出的方法，基于Chemkin的均相反應(yīng)器對DNH機(jī)理的點(diǎn)火延遲進(jìn)行敏感性分析。點(diǎn)火延遲敏感性系數(shù)由式(1)所示。

(1)

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

對于柴油、天然氣、氫氣的點(diǎn)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(jī)理中對柴油點(diǎn)火延遲最敏感的前10個反應(yīng)，在低溫條件下，大分子烷烴的裂解和加成反應(yīng)都表現(xiàn)出較強(qiáng)敏感性，其中加成反應(yīng)C16H32O2H+O2=O2C16H32O2H表現(xiàn)出最強(qiáng)的點(diǎn)火抑制作用，主要是由于該反應(yīng)與低溫反應(yīng)O2C16H32O2H=C16Ket+OH(C16Ket為正構(gòu)十六烷二酮)競爭，消耗了低溫反應(yīng)所需的主要中間體過氧烷基O2C16H32O2H，從而降低了低溫反應(yīng)活性。DNH機(jī)理的柴油低溫反應(yīng)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(jī)理中對天然氣點(diǎn)火延遲最敏感的前10個反應(yīng)，其中C3H6的2個氫提取反應(yīng)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(qiáng)的點(diǎn)火促進(jìn)作用，由于OH和HO2這2種高活性自由基的生成，提高了反應(yīng)體系的活性。反應(yīng)C3H6+H=C3H5-t+H2則因消耗H自由基，對點(diǎn)火有抑制作用。

圖2(c)為DNH機(jī)理中對氫氣點(diǎn)火延遲最敏感的前10個反應(yīng)，在高溫條件下，鏈分支反應(yīng)H+O2=O+OH表現(xiàn)出最強(qiáng)的點(diǎn)火促進(jìn)作用，因?yàn)樵摲磻?yīng)提高了自由基池中O和OH的濃度，使得反應(yīng)體系活性增強(qiáng)。

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

反應(yīng)路徑分析能夠顯示燃料燃燒過程中每個反應(yīng)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(jìn)行反應(yīng)路徑分析。在當(dāng)量比1.0、壓力1.0 MPa、低溫650 K工況下柴油各組分的反應(yīng)路徑見圖3，其中百分?jǐn)?shù)表示通過各個反應(yīng)路徑發(fā)生化學(xué)反應(yīng)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(yīng)，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(jī)理對不同燃料的點(diǎn)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(diǎn)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(yīng)路徑與n-C16H34相似，同樣為先脫H，隨后與O2反應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)。這些關(guān)鍵組分的脫H反應(yīng)以及后續(xù)的氧化和異構(gòu)反應(yīng)是維持低溫反應(yīng)進(jìn)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(jī)理對柴油組分的反應(yīng)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(jī)理的化學(xué)動力學(xué)驗(yàn)證

2.1 點(diǎn)火延遲驗(yàn)證

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

在當(dāng)量比范圍為0.69～1.02時，不同壓力下DNH機(jī)理柴油點(diǎn)火延遲期的模擬值與試驗(yàn)值[29-31]的對比見圖4。由圖4可知，DNH機(jī)理的柴油點(diǎn)火延遲期的模擬值與試驗(yàn)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(yīng)對點(diǎn)火延遲最敏感，在低當(dāng)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(yīng)的發(fā)生；在當(dāng)量比為1.02時，DNH機(jī)理的模擬計算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)均表現(xiàn)出類似的負(fù)溫度系數(shù)(Negative temperature coefficient，NTC)行為。因此，DNH機(jī)理能夠準(zhǔn)確預(yù)測柴油的著火特性。

圖4 不同當(dāng)量比(Φ)時不同壓力(p)下DNH 機(jī)理柴油點(diǎn)火延遲期的模擬值與試驗(yàn)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(dāng)量比為1.0、2.0時，不同壓力下DNH機(jī)理天然氣點(diǎn)火延遲期的模擬值與試驗(yàn)值[20]的對比。由圖5可知，DNH機(jī)理的天然氣點(diǎn)火延遲模擬值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)一致性較好，表面該機(jī)理能夠準(zhǔn)確預(yù)測天然氣燃燒的著火特性。

圖5 不同當(dāng)量比(Φ)時不同壓力(p)下DNH機(jī)理 天然氣點(diǎn)火延遲期的預(yù)測值與試驗(yàn)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(dāng)量比為0.1、1.0時，不同壓力下DNH機(jī)理氫氣點(diǎn)火延遲期的模擬值與試驗(yàn)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(jī)理的氫氣點(diǎn)火延遲期的模擬值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，故該機(jī)理能準(zhǔn)確預(yù)測氫氣的著火特性。

圖6 不同當(dāng)量比(Φ)時不同壓力(p)下DNH機(jī)理 氫氣點(diǎn)火延遲期的預(yù)測值與試驗(yàn)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(yàn)證

層流火焰速度是發(fā)動機(jī)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(yàn)證燃料燃燒化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)機(jī)制的重要參數(shù)。Chemkin的預(yù)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(jìn)行驗(yàn)證。圖7為DNH機(jī)理模擬計算得到的柴油、天然氣、氫氣層流火焰速度與試驗(yàn)值的對比。

由圖7(a)可知，在當(dāng)量比范圍為0.7～1.5時，DNH機(jī)理可在誤差帶之內(nèi)預(yù)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(yàn)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(yīng)決定[36]，DNH機(jī)理中的H2-C1和C2-C3機(jī)理來自Klippenstein等[37]的研究結(jié)果，這部分機(jī)理已被基礎(chǔ)試驗(yàn)數(shù)據(jù)廣泛驗(yàn)證，因此該機(jī)理能夠準(zhǔn)確預(yù)測柴油的層流火焰速度。由圖7(b)可知，在當(dāng)量比為0.6～1.5的范圍內(nèi)，DNH機(jī)理的天然氣層流火焰速度模擬值與試驗(yàn)值[38-40]吻合較好，故該機(jī)理可以準(zhǔn)確預(yù)測天然氣的層流火焰速度。由圖7 (c)可知，在較寬的當(dāng)量比范圍(0.5～5.0)內(nèi)，DNH機(jī)理氫氣層流火焰速度模擬值與試驗(yàn)值[41]吻合較好，因此該機(jī)理能夠準(zhǔn)確預(yù)測氫氣的層流火焰速度。

Exp.—Experimental圖7 不同當(dāng)量比(Φ)條件下DNH機(jī)理對柴油、 天然氣和氫氣層流火焰速度的模擬值與試驗(yàn)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(jī)理的CFD驗(yàn)證

3.1 純柴油燃燒模式

以D19型共軌柴油機(jī)為研究對象，該發(fā)動機(jī)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(jī)1/6燃燒室CFD模型(見圖8)，并與DNH三燃料機(jī)理進(jìn)行耦合計算。發(fā)動機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)見表2。

發(fā)動機(jī)的運(yùn)行工況設(shè)定為轉(zhuǎn)速2200 r/min、負(fù)荷50%，通過CFD耦合DNH三燃料機(jī)理，將計算得到的缸內(nèi)壓力及放熱率與D19發(fā)動機(jī)的臺架試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)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(jī)試驗(yàn)值一致性良好，表明CFD耦合DNH三燃料機(jī)理能夠準(zhǔn)確模擬發(fā)動機(jī)在純柴油模式下的缸內(nèi)燃燒過程。

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

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

圖9 柴油燃燒工況下DNH機(jī)理對缸內(nèi)壓力和 放熱率預(yù)測值與試驗(yàn)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(jī)為研究對象，對柴油/天然氣雙燃料燃燒模式進(jìn)行對比驗(yàn)證。由于該發(fā)動機(jī)的噴油器為6孔對稱分布，采用1/6模型進(jìn)行計算。雙燃料發(fā)動機(jī)的燃燒室及噴油器詳細(xì)參數(shù)來自文獻(xiàn)[42]。計算域?yàn)?143°～130 ° CA ATDC，燃燒室CFD模型見圖10，發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表3。

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

表3 Caterpillar 3401E SCOTE試驗(yàn)發(fā)動機(jī)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(yàn)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(jī)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(jī)理對缸內(nèi) 壓力和放熱率預(yù)測值與試驗(yàn)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(xiàn)[43]的燃料設(shè)計方案，以1CA90型發(fā)動機(jī)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(jī)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(jī)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(yàn)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(diǎn)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(dǎo)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(diǎn)火延遲期增長，燃燒持續(xù)時間縮短，放熱率升高。這是因?yàn)闅錃庠诳諝庵芯哂泻芨叩臄U(kuò)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(jī)理所體現(xiàn)，筆者構(gòu)建的DNH機(jī)理能夠預(yù)測柴油/天然氣/氫氣三燃料發(fā)動機(jī)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(jī)理對缸內(nèi)壓力和放熱率模擬值與試驗(yàn)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(jī)理，結(jié)合天然氣簡化機(jī)理、氫氣詳細(xì)機(jī)理，同時添加了碳煙與NOx子機(jī)理，構(gòu)建了包括120種組分、612步基元反應(yīng)的DNH三燃料機(jī)理。通過敏感性分析和反應(yīng)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(jī)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(yīng)所主導(dǎo)。

(2)DNH三燃料機(jī)理能夠較為準(zhǔn)確的預(yù)測柴油、天然氣、氫氣的點(diǎn)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(jī)CFD模型與DNH機(jī)理進(jìn)行耦合計算，并與實(shí)際發(fā)動機(jī)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(jìn)行對比，結(jié)果表明，發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)壓力與放熱率的模擬值與試驗(yàn)值一致性較好，DNH機(jī)理能準(zhǔn)確預(yù)測三燃料發(fā)動機(jī)的燃燒特性。

(3)DNH三燃料燃燒模式的燃料配比對發(fā)動機(jī)排放至關(guān)重要，通過化學(xué)動力學(xué)耦合流體動力學(xué)的方法能夠進(jìn)一步探明發(fā)動機(jī)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)。