進氣摻氫對柴油-天然氣雙燃料燃燒特性的影響

彭益源，龐晨晨，張韋，陳永，范吉文，陶麗

(1.昆明理工大學云南省內燃機重點實驗室，云南 昆明 650500；2.昆明云內動力股份有限公司，云南 昆明 650224)

柴油-天然氣(DN)雙燃料發動機以天然氣(NG)作為主要燃料，柴油作為引燃燃料為NG提供點火能量[1]。與傳統柴油發動機相比，DN發動機具有良好的燃油經濟性，并且可有效降低炭煙和氮氧化物(NOx)的排放[2]。但有研究發現，DN發動機處于中、低負荷工況時，由于其過量空氣系數較高、火焰傳播速率慢，因而燃燒效率降低[3]，一氧化碳(CO)和未燃碳氫化合物(UHC)排放增加[4]。一些研究指出，通過調整NG噴射正時[5]、引燃柴油量[6]及其噴油正時[7]、廢氣再循環(EGR)率[8]等關鍵參數，可控制雙燃料的燃燒過程，改善燃燒和排放性能。此外，在DN發動機的進氣中摻H2，也是改善發動機性能的有效手段[4]。H2具有層流燃燒速度快(約為NG的8倍)、熱值高、點火能量低、可燃范圍廣等特點，在燃燒室內摻H2可提升火焰傳播速率，縮短燃燒持續期，提升燃燒效率，改善經濟性[9]。

對于發動機進氣摻H2的研究，劉世文等[10]針對柴油-壓縮天然氣(CNG)雙燃料發動機總碳氫化合物(THC)排放高的問題，通過進氣摻H2試驗發現，燃燒持續期明顯縮短，CO和THC排放降低，經濟性提高。Wojciech Tutak等[11]利用單缸風冷發動機研究CNG加H2對DN燃燒的影響，探討了70%負荷工況下H2的等熱值替代率極限。S. Ouchikh等[4]也利用單缸風冷發動機進行了H2對DN發動機燃燒特性影響的試驗研究，發現在70%負荷工況下，添加10%的H2可實現與純柴油運行相近的熱效率。Mohd Radzi等[12]通過CFD研究了H2-CH4-柴油三燃料的燃燒特性，發現H2可改善CH4的可燃性，但由于燃燒溫度提高，導致傳熱損失增加、熱效率降低。Pourya Rahnama等[13]利用CFD研究了不同負荷下H2對NG-柴油反應活性控制壓燃(RCCI)發動機燃燒的影響。上述研究表明，當前發動機進氣摻H2的試驗研究無法反映缸內燃燒過程的變化，而單純的CFD模擬難以體現各燃料間的相互影響。因此，有必要針對上述問題，采用CFD耦合柴油-天然氣-氫氣(DNH)三燃料化學動力學機理，進行DN發動機進氣摻H2的數值模擬研究。

為了提高DN雙燃料發動機在中、低負荷工況的燃燒效率，降低CO和THC排放，本研究以D19高壓共軌柴油機為研究對象，利用3D-CFD耦合DNH三燃料化學動力學模型的方式，通過數值模擬，研究在較高NG替代率(60%)條件下，在進氣中摻H2對DN雙燃料燃燒和排放的影響，為DN發動機進氣摻H2技術的應用提供理論依據。

1 模型的構建與驗證

1.1 CFD模型的構建

本研究以D19型16氣門共軌柴油機為研究對象，其技術參數見表1。利用AVL FIRE構建目標柴油機的CFD模型。由于不考慮發動機進、排氣過程的影響，因此仿真歷程為進氣門關閉時刻到排氣門開啟時刻。D19發動機的噴油器為對稱分布，同時該發動機的燃燒室呈中心對稱結構，為了節約計算時間及計算工作量，構建1/6燃燒室作為計算模型。計算過程中NG和H2在柴油噴射之前通過進氣道進入氣缸，柴油通過噴油器直噴進入氣缸，噴油提前角為14°BTDC，噴油持續期為34°，噴油量為3.3 mg。表2示出CFD模型邊界及初始條件的設置，表3示出CFD子模型的選取。

表1 仿真發動機技術參數

表2 邊界及初始條件

表3 CFD子模型

在CFD模型構建過程中，網格尺寸是一個重要的參數設置，直接影響計算的精度和速度。較多的網格數量可以保證較高的計算精度，但是會占用大量計算時間和計算機內存，導致計算資源的浪費；較少的網格數量可以提高計算速度，但同時會降低計算精度，造成計算結果的不準確。本研究選取3種網格數的燃燒室模型進行網格無關性驗證(見圖1)，計算過程中對噴霧區域進行網格加密。圖2示出柴油機在2 200 r/min、50%負荷條件下，3種不同數量的網格模型計算得到的缸內壓力和放熱率對比。從圖中可以看出，中等數量的網格尺寸2與網格密度較高的網格尺寸1的缸內壓力和放熱率曲線一致性較好，考慮到計算時間和精度，選擇網格尺寸2的CFD模型進行后續計算。

圖1 D19發動機上止點網格模型

圖2 網格無關性驗證

1.2 化學動力學機理的選取

目前，對于DNH三燃料混合燃燒化學動力學機理的研究較為薄弱，現有的研究只是將柴油、NG、H2三種燃料單獨的燃燒機理進行簡單組合[12]，缺乏對DNH機理的系統構建與驗證。因此，本課題組[17]將GRI 3.0 NG機理[18]與95/5vv柴油替代機理[19]、H2機理[20]組合，添加炭煙(Soot)生成機理[21]及其氧化機理[22-23]，調整化學動力學參數，構建了DNH三燃料化學動力學機理。該機理規模較小，包含79種組分、244步反應，適合與CFD耦合進行數值模擬，可分別對柴油、DN、DNH這3種模式下的缸內燃燒進行預測。圖3a和圖3b分別示出柴油、DN燃燒模式下缸內壓力和放熱率的對比曲線。圖3a的計算工況為2 200 r/min、90%負荷，試驗值來自D19 型高壓共軌柴油機試驗數據；圖3b的計算工況為2 000 r/min、80%負荷，天然氣替代率為27%，試驗值來自文獻[24]，詳細的發動機技術參數參考文獻[24]。從圖中可以看出，兩種燃燒模式下，缸內壓力和放熱率的模擬值與試驗值均具有較好的一致性。圖3c示出DNH缸內壓力的對比曲線，計算方案見表4，發動機參數見文獻[10]。由圖3c可見，模擬值與試驗值隨著燃料組分的變化趨勢一致。因此，DNH三燃料機理可用于仿真計算。

圖3 柴油、DN、DNH燃燒模式下DNH機理的驗證

表4 DNH三燃料燃燒計算方案

1.3 CFD模型的驗證

利用CFD耦合DNH三燃料機理的方法進行模擬計算，發動機工況選擇D19發動機的最大扭矩轉速2 200 r/min、50%負荷。圖4示出上述工況下缸內壓力、放熱率和一氧化氮(NO)、Soot排放的試驗值與模擬值對比，試驗值來自D19柴油機臺架試驗數據。由圖可知，缸內壓力和放熱率模擬值與試驗值曲線吻合度較好，NO和Soot排放模擬值與試驗值的誤差較小，分別為4.9%和3.0%。因此，本研究構建的仿真模型可以較準確地模擬D19發動機的缸內燃燒過程以及污染物排放，滿足對真實發動機的仿真要求。

圖4 CFD模型驗證

2 DN燃燒關鍵參數的確定

為了研究進氣摻H2對高NG替代率DN燃燒的影響，需對NG替代率、噴油提前角、噴油持續期等關鍵參數進行逐一確定。

2.1 NG替代率對DN燃燒的影響

在保持噴油提前角為14°BTDC、噴油持續期為34°不變的條件下，采用等熱值替代法將部分柴油用NG來代替，方案見表5。

表5 NG替代率方案

圖5示出不同NG替代率下的缸內壓力和放熱率曲線。隨著NG替代率的增加，缸內壓力和放熱率的峰值均呈下降趨勢，并且峰值出現的時刻逐漸推遲。這是因為NG增加使柴油的量減少，點火能量減弱，再加上NG反應活性較低、燃燒速率慢，導致燃燒持續期延長、后燃增加，熱效率降低。當NG替代率達到60%時，缸內燃燒惡化，缸壓和放熱率大幅下降。

圖5 NG替代率對DN燃燒的影響

2.2 噴油提前角對DN燃燒的影響

為了改善60% NG替代率下的燃燒品質，保持噴油量1.32 mg和噴油持續期34°不變，改變噴油提前角，計算中分別取14°，18°，22°，24°，26°BTDC。

在本研究中，燃燒效率ηc為燃料化學能通過燃燒轉化為熱能的百分比：

(1)

式中：Q1為單缸每循環燃燒放熱量；gb為單缸每循環燃料消耗量；Hu為燃料低熱值。

圖6a示出噴油提前角對缸內壓力的影響。隨著噴油時刻提前，缸內壓力增大，燃燒品質得到改善。圖6b示出噴油提前角對累計放熱量的影響，CA10表征著火時刻，CA50表征燃燒重心時刻，CA90表征放熱截止時刻，CA10到CA90之間經歷的曲軸轉角為燃燒持續期。由圖可知，噴油時刻提前，可使著火時刻前移，燃燒重心向上止點方向靠近，燃燒持續期縮短，可適當彌補由于NG替代率增加而導致燃燒速率減慢、燃燒效率降低的問題，這使得放熱率峰值隨著噴油時刻的提前而增大(見圖6c)。由圖6d可見，隨著噴油時刻提前，發動機的燃燒效率增加，與噴油提前角14°BTDC相比，當噴油提前角為18°BTDC，22°BTDC，24°BTDC，26°BTDC時，燃燒效率分別提升了4.9%，9.0%，9.3%，8.7%，其中，當噴油提前角為24°BTDC時，缸內燃燒效率達到81.5%。

圖6 噴油提前角對DN燃燒的影響

2.3 噴油持續期對DN燃燒的影響

噴油持續期對DN的燃燒過程也有較大影響，持續期過大將導致后燃增加，因此，需對噴油持續期進行調整，以尋求更高的燃燒效率。在60%的NG替代率下，保持噴油量1.32 mg和噴油提前角24°BTDC不變，改變噴油持續期，計算中分別取34°,29°,24°,22°。

圖7a示出噴油持續期對缸內壓力的影響，縮短引燃柴油的噴油持續期，可使缸內壓力的峰值大幅度增加。較短的噴油持續期會使更多的柴油參與燃燒，同時也使更多NG被引燃，燃燒重心提前，燃燒持續期縮短(見圖7b)，從而提高了燃燒等容度，改善了燃燒品質。放熱率峰值隨著噴油持續期的縮短而增大，并且峰值出現的時刻也隨之提前(見圖7c)。圖7d示出噴油持續期對燃燒效率的影響，縮短噴油持續期，燃燒效率總體呈現增加的趨勢，當噴油持續期為24° 時，燃燒效率達到86.0%，與噴油持續期為34° 時相比提高了5.5%。

圖7 噴油持續期對DN燃燒的影響

NG替代率為60%，噴油提前角為24°BTDC，噴油持續期為24°時，DN雙燃料發動機的燃燒效率為86.0%，下文將在此基礎上研究進氣摻H2對雙燃料燃燒的影響。

3 進氣摻H2對雙燃料燃燒的影響

3.1 DNH三燃料計算方案

通過3D-CFD耦合DNH三燃料化學動力學機理，進行DN雙燃料摻H2燃燒的研究，雙燃料發動機的NG替代率為60%，在保持柴油量不變的情況下，將部分NG等熱值替換成H2，計算方案見表6。H2在進氣道中與NG、空氣混合后進入氣缸，柴油采用缸內直噴，噴油量為1.32 mg，噴油提前角為24°BTDC，噴油持續期為24°。

表6 DNH三燃料熱值分配方案

3.2 DNH三燃料計算結果分析

3.2.1 進氣摻H2對燃燒的影響

圖8a和圖8b分別示出DNH燃燒的缸內壓力和溫度。當H2替代率為5%和10%時，缸內壓力和溫度并未明顯提升，這是因為摻H2率小，對缸內燃燒的影響較小。隨著H2的增加，缸內壓力和溫度的峰值隨之增大，但當H2替代率達到25%時，壓力和溫度的峰值則有所下降，燃燒效率降低，這是由于過多的H2使發動機有爆震傾向，燃燒惡化。圖8c示出DNH燃燒放熱率。由圖8c可見，隨著H2摻入比例的增加，放熱率的峰值增大，H2的燃燒速度約為NG的8倍，燃燒速度增加會使放熱更為集中。圖8d示出DNH的燃燒效率，與缸內壓力的變化規律相似，當H2替代率為5%和10%時，受限于摻H2率較低，燃燒效率較低；隨著H2的增加，燃燒效率隨之增大，最高可達95.7%，此時H2替代率為20%，與不摻H2時相比，燃燒效率增加了11.3%。

圖8 DNH的燃燒過程

圖9示出DNH燃燒過程中關鍵自由基O、H、OH的發展歷程。由圖9可見，隨著H2的增加，3種自由基的峰值均隨之增大。當摻入25%的H2時，O，H，OH質量分數的峰值分別增加了20.2%，12.9%，22.8%，缸內的化學反應速率提升，燃燒持續期縮短，燃燒效率顯著增加。

圖9 DNH燃燒過程關鍵自由基的發展歷程

3.2.2 進氣摻H2對排放的影響

圖10a示出燃用DNH的THC排放。由圖10a可見，隨著H2摻入比例增加，THC顯著降低，當H2替代率為5%，10%，15%，20%，25%時，THC分別下降12.7%，22.7%，32.0%，40.3%，49.0%。部分NG被H2替代，碳氫燃料總質量減少，另外H2的摻入使燃燒效率增加，從而抑制了THC的排放。

圖10 DNH燃燒的污染物排放

圖10b示出燃用DNH的CO排放，隨著H2摻入比例的增加，CO明顯降低，當H2替代率為5%，10%，15%，20%，25%時，CO分別降低6.6%，14.2%，21.3%，28.9%，37.4%。CO主要是柴油和NG不完全燃燒的產物，而H2的加入提高了燃燒效率，減少柴油與NG的不完全燃燒，從而降低CO排放。此外，在NG中加入H2增加了高活性自由基O，H，OH的質量分數，使缸內氧化反應速率提高，增強了NG的稀燃穩定性，減少了CO排放。

圖10c示出燃用DNH的CO2排放，隨著H2摻入比例的增加，CO2排放降低，當H2替代率為5%，10%，15%，20%，25%時，CO2分別降低了2.2%，4.6%，7.1%，10.0%，12.7%。CO2是碳氫燃料完全燃燒的產物，在引燃柴油量不變的情況下，H2的摻入替代了部分NG，CO2排放隨之降低。

圖10d示出燃用DNH的NO排放，當H2替代率為5%，10%，15%，20%，25%時，NO分別增加了4.4%，6.0%，8.7%，10.0%，14.3%。在缸內氧濃度不變的條件下，摻入H2使燃燒效率增加，缸內溫度隨之增加，促進了NO的生成。

4 結論

a) DN雙燃料發動機進氣中摻適量H2，可促進高活性自由基O,H,OH的生成，提高缸內化學反應速率，加快NG燃燒速率，改善了發動機燃燒品質;

b) 當NG替代率為60%，噴油提前角為24°BTDC，且噴油持續期為24°時，DN雙燃料可達到86.0%的燃燒效率；摻入20%的H2可使燃燒效率提升11.3%，達到95.7%;

c) DN雙燃料發動機摻H2，可顯著降低THC,CO,CO2排放，H2替代率為25%時，THC減少49.0%，CO降低37.4%，CO2下降12.7%，但由于燃燒溫度的增加，會使NO排放增加14.3%。