基于化學反應動力學的雙燃料發動機數值模擬

劉玉坪，肖 民，黃志偉，劉松嶺

(江蘇科技大學 能源與動力學院，江蘇 鎮江 212000)

0 引 言

隨著環保和節能減排變為當今世界的主題，以天然氣為主燃料的柴油/天然氣雙燃料發動機在船舶動力裝置的應用上越來越廣泛。目前這種發動機的主燃料天然氣一般以氣態形式進入氣缸，隨之帶來的是復雜的LNG 汽化裝置和大量的冷能浪費。除此以外，對于進氣道進氣的雙燃料發動機，因為充氣效率的降低，導致發動機動力性不足。針對這一問題業內提出了“LNG 缸內液噴”的設計概念[1]，即不經過汽化，將天然氣以液體狀態直接噴入氣缸中。在國外，美國西港公司已經開始LNG 液噴的實驗研發[2]。日本宇宙航空研發機構曾于2009 年8 月公布航空航天發動機的燃燒試驗結果，該報告中提及，最長進行了持續500 s的LNG 液體燃燒試驗[1]。國內，目前由于實驗條件的限制，專家學者僅僅針對LNG 液噴發動機進行了數值模擬研究，張恒等[3]研究了天然氣和柴油噴射時刻對LNG 缸內液噴雙燃料發動機的燃燒特性的影響。汪佳麗[1]通過使用計算機語言建立了LNG 燃料數據庫，研究LNG 缸內液噴對混合氣形成的影響。肖民等[4]對液態LNG 噴霧過程進行了研究，并確定了發生閃急沸騰的條件。

對于此類發動機來說，由于其缸內直噴的燃料供應方式，缸內的燃燒過程是典型的湍流燃燒。在湍流燃燒中，湍流流動過程和化學反應過程相互關聯，相互影響，湍流通過強化混合來影響著化學反應速率，同時化學反應的放熱過程又影響著湍流[5]。但以往學者對此類雙燃料發動機進行數值模擬時，主要考慮了湍流燃燒過程中湍流對燃燒的影響，而不關注具體的化學反應過程，因此對于燃燒模型的選擇上，僅僅選用了CFD 軟件中自帶的渦破碎模型以及相關火焰模型等，這些燃燒模型通過一步或兩步總包反應描述燃燒過程中的化學反應，不能詳細反映出燃燒過程中的具體化學反應，即對中間產物以及主要排放物的變化情況，而且在模擬中沒有考慮到湍流流動和化學反應之間的相互作用，這樣對于發動機的燃燒模擬其實是不完善的。如果將詳細化學反應機理引入到CFD 中去，不僅可以更好反映燃燒期間的化學反應過程，而且能同時兼顧實際燃燒過程中的湍流影響，并且可以對主要排放物以及中間產物的進行預測。于是將包含多步化學反應的詳細機理引入到現有的CFD 中進行缸內燃燒過程數值模擬成為了現如今研究的熱點。Kong.S.C等[6]通過耦合KIVA 和詳細反應機理對發動機進行數值計算。Xin Wang 等[7]構建了包含171 組分和765 步基元反應的正丁醇/生物柴油的復合機理，并與KIVA軟件耦合對雙燃料發動機進行的模擬計算。Yu Li 等[8]構建了包含45 組分和142 步基元反應的PRF 機理，并利用CONVERGE 軟件對天然氣/柴油雙燃料發動機中的NO2生成途徑進行了數值研究。Haozhong Huang 等[9]構建了包含143 個組分和746 步基元反應的柴油/天然氣反應機理并耦合CFD 軟件對雙燃料發動機主要排放物進行了預測，并通過實驗對比驗證構造的化學反應模型在預測主要排放物的準確性。

針對前人在LNG 缸內液噴雙燃料發動機數值計算中存在的不足，本文在數值模擬中不僅考慮缸內的湍流流動對燃燒的影響，而且也考慮了實際湍流燃燒中的具體的化學反應過程，將湍流流動模型和化學反應機理模型耦合，并考慮二者之間的相互作用進行數值計算。首先構建柴油/天然氣燃燒的化學反應機理模型，該機理模型是由簡化而來的正庚烷機理和甲烷機理以及氮氧化物生成機理組成，并對簡化機理進行了驗證，最后與CFD 軟件耦合，建立了LNG 缸內液噴的微量柴油引燃天然氣的雙燃料發動機的缸內過程計算模型，以此為基礎，模擬研究缸內工作過程，并對不同LNG 替代率工況下的燃燒以及排放進行預測。

1 化學反應機理模型的構建與驗證

由于實際燃料的組分構成復雜，構建包含每一種組分的化學反應機理不現實，因此研究者提出了利用一種或幾種單一組分表征實際燃油的方法[10]，本文選用正庚烷表征柴油，選用正庚烷的詳細機理LLNL3.1包含654 組分和2 827 步基元反應；甲烷表征天然氣，選用甲烷的詳細機理GRI3.0 包含53 組分和325 步基元反應。但是正庚烷和甲烷的詳細機理組分多、尺寸大，引入內燃機燃燒數值計算，會帶來巨大計算量，所以首先需要對正庚烷和甲烷的詳細機理進行簡化，機理簡化使用DRGEP，DRG，DRGEPSA，DRGSA 多種機理簡化方法交叉使用，且每一種方法閾值從小到大設置的策略，最后驗證簡化機理的準確性。

1.1 正庚烷LLNL3.1 機理簡化與驗證

基于CHEMKIN-PRO 軟件，選取封閉均質模型（Closed Homogeneous Reactor）作為反應器[11]。具體工況點如表1 所示（45 個工況點）。以滯燃期作為目標參數[12]，滯燃期定義為從初始溫度到溫升400 K 時所需的時間間隔設置[13]，考慮計算精度和計算工作量，設置目標參數的相對誤差為30%[14]。

表1 反應器中具體工況點Tab.1 Specific operating points in the reactor

正庚烷機理簡化步驟如圖1 所示，將正庚烷詳細機理LLNL3.1 簡化至162 組分和692 步基元反應的簡化機理，最大滯燃期誤差為29.70%。

圖1 正庚烷機理簡化流程圖Fig.1 Reduced flow chart of n-heptane mechanism

滯燃期是表征燃料燃燒特性的一個十分重要的參數，它決定了發動機的燃燒和排放特征，且本文簡化機理的目標參數也是滯燃期，因此需要對簡化機理的滯燃期進行驗證。基于Closed Homogeneous Reactor，將本文所得的正庚烷簡化機理在不同工況下的點火時刻與詳細的正庚烷機理進行對比。設定反應器內的壓力p為4 MPa，5 MPa，6 MPa；燃空當量比Φ為0.5，1，1.5；溫度范圍為700～1 400 K。圖2 為基于Closed Homogeneous Reactor 的詳細機理與簡化機理在不同工況下的點火時刻對比圖。

從圖2 可以看出，在不同工況下，簡化機理與詳細機理滯燃期雖然存在誤差，但都在初始設定的精度范圍內，且變化趨勢與詳細機理一致，誤差都在30%以內。

圖2 不同工況下正庚烷簡化機理與詳細機理點火時刻對比圖Fig.2 Comparison of ignition time between reduced mechanism and detailed mechanism of n-heptane under different working conditions

1.2 甲烷GRI3.0 機理簡化與驗證

依然選擇Closed Homogeneous Reactor 作為反應器。具體工況點如表2 所示（42 個工況點），同樣以滯燃期為目標參數，滯燃期的定義和目標參數的相對誤差同上。

表2 反應器中具體工況點Tab.2 Specific operating points in the reactor

甲烷機理簡化步驟如圖3 所示，將甲烷詳細機理GRI3.0 簡化至26 組分和122 步基元反應的簡化機理，最大滯燃期誤差為9.48%。

圖3 甲烷機理簡化流程圖Fig.3 Flow chart of methane mechanism reduction process

同樣對滯燃期進行驗證。基于Closed Homogeneous Reactor，將本文所得的甲烷簡化機理在不同工況下的點火時刻與詳細的甲烷機理進行對比。設定反應器內的壓力p為4 MPa，5 MPa，6 MPa；燃空當量比Φ為0.5，1，1.5；溫度范圍為750～1 400 K。圖4 為基于Closed Homogeneous Reactor 的詳細機理與簡化機理在不同工況下的點火時刻對比圖。

圖4 不同工況下甲烷簡化機理與詳細機理點火時刻對比圖Fig.4 Comparison of ignition time between reduced mechanism and detailed mechanism of methane under different working conditions

從圖4 可以看出，在不同工況下，簡化機理與詳細機理滯燃期雖然存在偏差，但都在初始設定的精度范圍內，且變化趨勢與詳細機理一致，誤差都在10%以內。

2 雙燃料發動機數值計算模型的構建與驗證

2.1 數值計算模型的構建

本文的雙燃料發動機是以R12V280ZC 柴油機為原型改裝而來，不改變其結構尺寸，只把原裝的柴油噴射器改為，柴油/LNG 公用噴射器，噴油器位于氣缸中心，2 種燃料通過高壓噴油器直接噴射進入氣缸。發動機主要結構參數如表3 所示。

表3 發動機模擬參數Tab.3 Structural parameters of dual fuel engine

基于Anysy-Forte 軟件對雙燃料發動機進行數值計算，計算過程中不考慮進排氣的影響，于是只建立燃燒室模型。由于該發動機的噴油器上有8 個均勻分布的噴嘴，因此只需建立1/8 的燃燒室模型，圖5 為氣缸處于進氣門關閉時刻時的燃燒室模型（左）及其網格劃分（右）。

圖5 燃燒室模型（左）及其網格劃分（右）Fig.5 Combustion chamber model (left) and its meshing (right)

對于模擬過程中所選用的計算模型，湍流模型選擇的是RNGk-ε模型。選擇KH-RT 模型對噴霧霧化和液滴破碎進行模擬。選擇Kong 模型模擬湍流與化學反應之間的相互作用。

2.2 數值計算模型的驗證

為了確保雙燃料發動機數值模擬的可靠性，首先要對構建的的數值計算模型進行驗證，通過對發動機純柴油工況下的數值計算與實驗結果對比，來驗證其準確性以及化學機理模型與CFD 耦合的適用性。將柴油替代物正庚烷的的簡化機理燃燒模型（包含162 組分和692 步基元反應）和擴展的Zeldovich 機理氮氧化物排放模型（3 步含N 反應），一共包含165 組分和695 步基元反應，耦合Ansys-Forte 軟件對數值計算模型進行純柴油工況下的數值模擬。圖6 為模擬缸壓曲線與實驗值對比圖。

圖6 模擬缸壓曲線與實驗值對比圖Fig.6 Comparison chart of simulated cylinder pressure curve and experimental value

從圖6 可以看出，模擬壓力曲線到達峰值的時刻（上止點后5.1°CA）比實驗壓力曲線（上止點后6.9°CA）到達峰值的時刻略早，且模擬壓力曲線峰值（7.88 MPa）也略高于實驗壓力曲線（7.79 MPa），這是因為實驗測試期間，由于實驗效果和儀器測量結果使得實測曲線存在震蕩，最終導致實測缸壓到達峰值時刻產生了滯后且偏低，但總體上看實驗壓力曲線與模擬壓力曲線吻合程度較好，模擬峰值時刻約提前了0.64%，峰值誤差約為1.13%，因而驗證了該發動機初始條件和邊界條件設置的準確性，也驗證了化學機理模型與CFD 耦合能精確模擬出缸內燃燒。

3 引燃柴油的燃燒過程

雙燃料發動機通過柴油引燃，為了弄清楚引燃柴油的需要量和燃燒過程的實際情況，本文首先研究引燃柴油的燃燒過程，圖7 為引燃柴油量為原柴油量0.5%，0.6%，0.9%，1%時的缸內溫度云圖，圖8 為引燃柴油量為原柴油量2.7%和2.8%時的缸內溫度曲線圖。首先在純柴油工況下，將柴油分別以原工況柴油量的0.5%，0.6%，0.9%，1%噴入氣缸。從圖8 可以發現：當曲軸轉角為715°CA 的時候，柴油已經噴入到氣缸內，4 種條件下的缸內最高溫度都在1 007 K；當曲軸轉角為720°CA 的時候，0.5% 的柴油量條件下時，缸內最高溫度仍然是1 007 K，未發生柴油燃燒現象，而0.6%，0.9%的柴油量條件下時，缸內最高溫度已經達到1 007 K 以上，說明已經存在少量柴油燃燒，1%的柴油量條件下時，缸內最高溫度已經達到2 000 K 以上，說明此時大量柴油開始燃燒，當曲軸轉角為730°CA 的時候，0.5%的柴油量條件下時，缸內最高溫度已下降到983 K，而0.6%的柴油量條件下時，缸內溫度稍稍下降，但也達到1 000 K 以上，這是剛剛柴油部分燃燒而產生的高溫區，而在0.9%的柴油量條件下時，缸內溫度仍在上升，最高溫度達到1 559 K，說明剛剛燃燒的少量柴油現已經引燃其他部分柴油；1%的柴油量條件下時，缸內最高溫度雖有下降但依然在1 800 K 以上，說明柴油依然持續燃燒中，證明了1%的柴油量條件下，柴油不僅可以燃燒，且能形成穩定火源。但研究發現，即使柴油量為原柴油量的1%時，柴油可以被壓然，但是依然不能完全引燃噴入到氣缸內的天然氣。本文將柴油為原工況需要量的2.7%，2.8%噴入氣缸，再根據燃油低熱值換算法[15]確定噴入氣缸內的天然氣量。從圖8 可以看出，當引燃量為原柴油量的2.7%時，不能完全引燃缸內天然氣，雖然缸內溫度有波動，這是缸內有少許天然氣被引燃導致的，但是不能形成持續燃燒，而引燃量為2.8%時，天然氣完全被引燃且形成了持續燃燒。

圖7 柴油量分別為原柴油量的0.5%、0.6%、0.9%、1%時缸內溫度云圖Fig.7 In-cylinder temperature cloud map when the amount of diesel is 0.5%,0.6%,0.9%,1% of the original diesel

圖8 引燃量為原柴油量的2.7%、2.8%時缸內溫度曲線圖Fig.8 In-cylinder temperature curve when the ignition amount is 2.7% and 2.8% of the original diesel amount

于是可以發現，在純柴油工況下，柴油量在原柴油量的0.5%以及以下時，完全不能被壓燃，在柴油量在原柴油量的0.6%～0.9%時，柴油部分壓燃。而在柴油量為原柴油量的1% 以及以上時，柴油完全被壓燃，且形成穩定火源。但是1%的柴油量不能夠完全引燃進入缸內的天然氣，直到引燃量為原柴油量的2.8%時，才可以將噴入氣缸內的天然氣完全引燃，并持續燃燒。

4 雙燃料工況下數值計算分析

根據前面確定的引燃柴油的最少需要量，以此為基礎設置LNG 替代率I 分別為90%，92.5%，95%，97%和97.2%，不同替代率的LNG 量是通過低熱值換算法[15]進行處理，開展不同LNG 替代率條件下的雙燃料發動機的數值計算分析。

針對雙燃料工況，將柴油替代物正庚烷的簡化機理（包含162 組分和692 步基元反應）、天然氣替代物甲烷的簡化機理（包括26 組分和122 步基元反應）組成的柴油引燃天然氣化學反應動力學模型，排放模型依然是擴展的Zeldovich 機理（氮氧化物生成機理），一共包含170 個組分，746 步基元反應，耦合Anysy-Forte 軟件進行數值模擬。通過參考文獻[3]設置天然氣噴射溫度為111K 時即為液態。通過參考文獻[16]可知，可以通過改變噴油持續角來保證噴油速率，為了不改變噴油速率，引燃柴油的噴射持續角如表4 所示，為了保證噴射的連續性，在噴射完引燃柴油后立即噴射天然氣。

表4 不同LNG 替代率噴射配置方案Tab.4 Injection configuration scheme with different LNG substitution rate

4.1 不同LNG 替代率對動力性能的影響

4.1.1 不同LNG 替代率對缸內壓力的影響

圖9 為不同LNG 替代率條件下的缸內壓力變化和純柴油條件下的缸內壓力變化曲線。可以發現，在LNG 缸內液噴條件下，LNG 替代率為90%時，壓力峰值為7.491 MPa，峰值出現在8.007°CA；LNG 替代率為92.5% 時，壓力峰值為7.444 MPa，峰值出現在8.009°CA；LNG 替代率為95%時，壓力峰值為7.358 MPa，峰值出現在9.006°CA；LNG 替代率為97%時，壓力峰值為7.043 MPa，峰值出現在13.019°CA；LNG 替代率為97.2% 時，壓力峰值為6.442 MPa，峰值出現在17.012°CA；在純柴油條件下，壓力峰值為7.883 MPa，峰值出現在5.012°CA。說明LNG 缸內液噴條件下的缸內壓力的峰值都低于純柴油工況，分別降低了約4.98%（I=90%），5.57%（I=92.5），6.66%（I=95%），10.65%（I=97%），18.28%（I=97.2%），而且隨著LNG 替代率的升高缸內壓力會繼續下降。從圖中還發現，隨著LNG 替代率的增加，滯燃期也會延長，當LNG替代率為90%～95%之間時，滯燃期略有延后，但是總體來說燃燒狀況良好，但當LNG 替代率為97%以上時，滯燃期階段會出現壓力先降后升高的現象，這是因為大量的LNG 噴入到氣缸先蒸發吸收大量的熱導致缸內溫度會有所降低，從而使缸內壓力略有降低，最后由于天然氣被引燃使得缸內壓力再次升高，但由于滯燃期過長，缸內壓力和純柴油工況相比大幅度降低，燃燒效果不好，不能保證其動力性能。

圖9 不同LNG 替代率缸內壓力曲線圖Fig.9 Pressure curve in cylinder with different LNG substitution rate

4.1.2 不同LNG 替代率對缸內溫度的影響

圖10 為不同LNG 替代率條件下的缸內溫度變化曲線以及純柴油條件下的缸內溫度變化曲線。雙燃料條件下的溫度峰值要低于純柴油工況，這是因為LNG液態進入氣缸首先進行氣化吸收了一部分熱量，且隨著LNG 替代率的增加，噴射進入氣缸中的LNG 越來越多，氣化吸收的熱量也越來越多，導致缸內溫度也隨之下降，在LNG 在高替代率（97%及其以上）的條件下時，由于此時進入氣缸中的LNG 過多，氣化吸收的熱量也多，會導致缸內溫度先下降，直到缸內氣化過后的天然氣蒸汽被引燃過后溫度才隨之升高。但是在相對較低替代率（90%～95%）的條件下，此時進入氣缸LNG 相對較少，雖然LNG 氣化吸熱，可氣缸內的溫度仍在上升，但隨著替代量的增大，溫度上升會存在延遲，且延遲時間也隨著替代率的增加逐漸加長。圖11 為不同LNG 替代率以及純柴油條件下的缸內溫度分布云圖，也可以看出，雙燃料工況下，隨著噴入氣缸中天然氣量的增加，被引燃的時間也有所延長，但是形成穩定燃燒后，溫度分布都大致相同。

圖10 不同LNG 替代率缸內溫度曲線圖Fig.10 Temperature curve in cylinder with different LNG substitution rate

圖11 不同LNG 替代率缸內溫度分布圖Fig.11 Temperature distribution in cylinder with different LNG substitution rate

4.2 不同LNG 替代率對排放性能的影響

圖12 為不同LNG 替代率條件下的缸內NO 生成曲線以及純柴油條件下的缸內NO 生成曲線。可以看出，天然氣工況下的NO 生成要少于純柴油工況下的NO 生成，這是由于LNG 缸內液噴使得液態天然氣進入氣缸蒸發吸收了熱量，從而降低了缸內溫度，缸內溫度的降低減少了NO 的生成。替代率為90%時條件下和純柴油工況相比NO 生成降低了約12.53%；隨著LNG 替代率的增加，進入氣缸中液態天然氣也越來越多，蒸發吸收的熱量也越來越多，隨之NO 的生成也逐漸減少。圖13 為不同LNG 替代率以及純柴油條件下的缸內NO 分布云圖。可以看出，NO 的生成首先集中在噴孔附近，這是因為剛開始進入氣缸內的柴油燃燒產生的高溫導致附近NO 的生成，但隨著時間的進行，進入氣缸內部的柴油和天然氣的擴散和燃燒，NO 的生成逐漸遍布氣缸。

圖12 不同LNG 替代率缸內NO 生成曲線圖Fig.12 NO generation curve in cylinder with different LNG substitution rate

圖13 不同LNG 替代率缸內NO 生成分布圖Fig.13 NO generation distribution in cylinders with different LNG substitution rates

5 結 語

本文首先構建柴油引燃天然氣化學反應機理模型，并將構建燃燒機理耦合三維CFD 軟件對雙燃料發動機的缸內工作過程進行研究，結論如下：

1）選用正庚烷表征柴油，將正庚烷的詳細機理LLNL3.1 包含654 組分和2 827 步基元反應簡化至162組分和692 步基元反應，最大相對誤差為29.70%；選用甲烷表征天然氣，將甲烷的詳細機理GRI3.0 包含53 組分和325 步基元反應簡化至26 組分和122 步基元反應，最大相對誤差為9.48%。

2）將構建的柴油機理耦合三維CFD 軟件對發動機純柴油工況下的數值模擬，與實驗對比可得化學機理模型和CFD 耦合適用于對發動機缸內工作過程進行預測，并通過計算分析可得，在本文工況下，當噴入缸內柴油量為純柴油工況下量的0.5% 時，不能被壓然，而噴入缸內的柴油量為原柴油量的0.6%～0.9%時，柴油少部分被壓燃，當柴油量為原柴油量的1%時，柴油可以全部被壓然，并形成穩定火源，但并不能完全引燃天然氣，直到柴油量為原柴油量的2.8%時，可以完全引燃天然氣并形成持續燃燒。對于不同機型以及不同工況下的極限引燃量都會不同，但都會有相應的極限引燃量。

3）將構建的柴油引燃天然氣反應機理耦合三維CFD 軟件對發動機進行雙燃料工況下的不同LNG 替代率的數值模擬，通過計算分析可得，LNG 缸內液噴發動機與柴油機相比，動力性能會有所下降，但NO 的排放也隨之下降。隨著LNG 替代率的增加，天然氣燃燒始點會逐漸延長，缸內壓力、缸內溫度以及NO 排放也會有所下降。