0 引言

随着全球变暖的影响越来越显著，各国政府开始出台一系列排放法规来限制温室气体的排放。国际海事组织修正的MARPOL公约附则Ⅵ对船用柴油机NO_x的排放提出了日益严格的要求^[1]。从2011年1月起，IMO TierⅡ排放法规在IMO所有缔约国海域内强制实施，TierⅡ阶段的NO_x排放量比TierⅠ降低了16%～20%，目前针对这一标准世界各大船用柴油机生产商已经有大量的TierⅡ机型投入到市场中^[2]。现行的TierⅢ排放法规，要求NO_x排放量相比TierⅠ阶段降低80%。双燃料发动机是使用2种不同燃料的非传统内燃机概念之一。双燃料发动机通常使用柴油和天然气作为燃料，为了在双燃料模式下运行，对传统的柴油机进行改造，在进气歧管中注入天然气作为主要燃料，以制备燃料与空气的混合物。由于天然气的自燃温度较高，天然气和空气的预混燃料在压缩冲程中不能自动点火。为了点燃混合气，当活塞接近上止点（TDC）时，在气缸内注入少量柴油（引燃燃料）。引燃柴油首先自燃着火，用作空气和天然气混合物燃烧的点火源^[3-4]。因此，燃烧开始类似于压缩点火（CI）发动机，过程类似于火花点火（SI）发动机^[5]。因此，双燃料发动机的燃烧概念实际上是SI和CI燃烧过程的结合。柴油仅占发动机总功率的一小部分，因为柴油的喷射量较少，发动机动力的主要贡献来自气体燃料，气体燃料的功率贡献可高达总功率的90%。利用天然气作为双燃料发动机的主要能源，可以降低NO_x和颗粒物质的排放，也可以作为化石燃料的廉价替代品。

1 研究方法及计算模型 1.1 研究方法

天然气主要成份为甲烷，由于其资源储备充足、温室气体及污染物特别是颗粒物排放较低且具有高的热效率，一直以来都被视为清洁可行的化石燃料替代品，表1列出了柴油及天然气的部分物性。

可以看出相对柴油（H/C=1.87）而言，天然气具有更高的氢碳比（H/C=4）。此外当用于高压缩比的压燃发动机时，其高的辛烷值也可以减少发动机爆震的风险^[6]。在优化的发动机运行条件下，双燃料发动机可以产生与传统柴油机相同的动力。双燃料发动机也可以运行在常规柴油模式，而不需要做设备变动，仅需关闭进气道的燃气喷射阀。尽管在过去几年里人们进行了深入的理论研究，但由于需要改进燃烧模型，以充分说明在各种发动机工作条件下的燃烧特性和准确的排放预测，计算量相当庞大。近年来，与双燃料发动机燃烧有关的研究更多地倾向于采用随机反应器模型（0-D）、多区域模型和多维模型等数值计算方法。在发动机的研究和开发过程中，性能和燃烧分析的数值方法所花费的时间和成本都要少得多。目前，计算流体动力学（CFD）已成为研究双燃料发动机燃烧过程的有用工具。

本文利用三维流体动力学软件FIRE中的ESE Diesel版块耦合一维化学动力学计算软件Chemkin对船用4135ACa型东风高速柴油机进行双燃料工况下的燃烧分析。分析了一定的天然气替代率下，不同喷油正时对该发动机燃烧及排放的影响，对柴油改装双燃料发动机及其台架试验的搭建具有指导意义。

1.2 计算模型

FIRE软件中内置了各种各样的湍流模型、液滴破碎、蒸发模型、燃烧模型。本文沿用已有优化模型，湍流模型采用四方程的k-ζ-f模型^[7]，该模型具有较高的精度很稳定性，计算时间仅比双方程的k-ε模型多15%。蒸发模型采用Dukowicz模型^[8]，该模型假设：1）液滴球对称；2）液滴周围包裹着一层准稳态汽膜；3）液滴周围流域具有一致的物理属性；4）液滴表面液—汽热平衡。基于这些假设，液滴的温度变化率由能量平衡方程决定，即

${m_d}{c_{pd}}\frac{{{\rm{d}}{T_d}}}{{{{\rm{d}}_t}}} = L\frac{{{\rm{d}}{m_d}}}{{{\rm{d}}t}} + Q\text{。}$

(1)

$Q$ 为缸内工质至液滴表面的传导热流量，表达式为：

$ Q = \alpha {A_s}({T_\infty } - {T_s})\text{。} $

(2)

式中： ${m_d}$ 为液滴质量，kg； ${c_{pd}}$ 为液滴比热，J/（kg·K）； ${T_d}$ 为液滴温度，K； $L$ 为蒸发潜热，J/kg； $\alpha $ 为传热系数，W/（m²·K）； ${A_s}$ 为液滴表面积，m²； ${T_\infty }$ 为液滴远处温度，K； ${T_s}$ 为液滴表面温度，K。

破碎模型采用WAVE模型^[9]，该模型认为液滴表面初始扰动的增长速率是由入射燃油的物理性质及其动力学参数以及液滴周围流域的物理属性决定的。

采用三维CFD耦合化学反应动力学的数学模型进行燃烧的深入研究。柴油/天然气双燃料反应机理取至文献[10]，该机理包含143种组分、746个化学反应，在双燃料发动机燃烧及排放预测方面具有很高的准确性，甲烷/乙烷/丙烷混合物用来表征天然气，正庚烷/正丁基苯用来表征柴油，各组分比例根据实际燃油确定。

耦合化学反应动力学控制方程如下：

1）组分运输方程

$\frac{\partial }{{\partial t}}(\rho {y_k}) + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}(\rho {u_j}{y_k}) = \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left({\Gamma _k}\frac{{\partial {y_k}}}{{\partial {x_j}}}\right) + {S_k}\text{。}$

(3)

式中： $\rho $ 为密度； ${y_k}$ 为k组分的质量分数；k=1，···K，K为总组分数； ${S_k}$ 为k组分的化学反应质量源项。

2）能量源项

$\begin{split} \frac{\partial }{{\partial t}}(\rho h) + & \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}(\rho {u_j}h) - \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left(\frac{\lambda }{{{c_p}}}\frac{{\partial h}}{{\partial {x_j}}}\right) - \\ & \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}({\tau _{ij}}{u_i}) - \frac{{\partial p}}{{\partial t}} - {S_h} = 0 \text{。} \end{split} $

(4)

式中： $h$ 为滞止总焓； $\lambda $ 为导热系数； ${c_p}$ 为定压比热容； ${\tau _{ij}}$ 为剪切力张量； ${S_h}$ 表示化学反应热。

在进行三维流体动力学耦合化学反应计算时，需要附加求解流动控制方程中组分输运方程（3）中的源项 ${S_k}$ 和能量方程（4）中的源项 ${S_h}$ ，方法是将单曲化学动力学模型导入CFD流体计算程序中。视流体计算网格中的每一个单元为单曲反应器，在每一步流动计算时间步长内附加求解相同化学计算反应时间步长的单区化学动力学模型，再将计算结果输出给流动控制方程的源项^[11]。

3）组分源项

${S_k} = \frac{{{\rho ^{n + 1}}y_k^{n + 1} - {\rho ^n}y_k^n}}{{\Delta t}}{V_{cell}}\text{。}$

(5)

式中： $y_k^n$ 为k组分在第n个时间步长时初始的质量分数； $y_k^{n + 1}$ 为k组分经历时间步长 $\Delta t$ 后的质量分数， $y_k^{n + 1}$ 由单区气相化学动力学模型求得； ${V_{cell}}$ 为计算网格的体积。

4）能量源项

${S_h} = \sum\limits_{k = 1}^K {{S_k}} {H_k}\frac{1}{{{W_k}}}\text{。}$

(6)

式中： ${H_k}$ 为k组分在给定温度下的生成焓； ${W_k}$ 为第k类组分的相对分子质量。

2 网格划分及模型验证 2.1 发动机原始参数

本文选用4135ACa高速柴油机为基础模型进行数值模拟，其原机型主要技术参数如表2所示。

2.2 网格划分

在进行数值模拟前，需要对燃烧室进行网格划分，网格质量的好坏决定了计算的敛散性以及计算机运算速度的快慢，由于本次模拟喷油器采用6喷孔周向分布，故为方便计算，计算域选用燃烧室1/6模型。本文经过网格无关性检验后采用FIER Workflow Manager中的FAME工具对燃烧室进行网格划分，划分之后的网格总数为54 304，无质量较差的网格，如图1所示。

2.3 模型验证

天然气替代率一般分为质量替代率和能量替代率，本次模拟采用能量替代率，即

$ \alpha = \frac{{{Q_N}}}{{{Q_D}}}\left( {100\% } \right)\text{。} $

(7)

式中： ${Q_N}$ 为天然气燃烧放热量，J； ${Q_D}$ 为纯柴油模式燃烧放热量，J。

数值模拟的起止点分别为进气门关闭时刻和排气门打开时刻，时间度量方式采用曲轴转角，进气门关闭时刻为588 ℃A,排气门打开时刻为852 ℃A。由于本文属于研究型论文缺乏双燃料模式下相关实验数据，故以4135ACa柴油机在800 r/min和70 N·m工况为标定点，通过导入该工况下的缸内初始温度、压力、湍流动能等数据得出缸压及放热率曲线，并与实验数据^[12]进行对比，两者表现出了很好的匹配性（见图2），证明了计算模型选用的有效性。

3 燃烧过程的数值模拟分析 3.1 天然气替代率为60%时，不同喷油正时对发动机燃烧的影响

讨论发动机在额定转速（1 500 r/min）下，天然气替代率为60%时，不同喷油正时对燃烧及排放的影响。首先在计算开始之前设置好初始时刻的CH₄含量，分别改变喷油提前角为–16degCA TDC，–14degCA TDC，–10degCA TDC，–6degCA TDC，–4degCA TDC和–2degCA TDC，得到各个工况下缸内平均温度、平均压力、放热率、污染物排放等数据，如图3所示。

可以看出：

1）随着喷油提前角的后移，燃烧放热规律整体后移，但是瞬时放热速度均大于纯柴油。这是因为在60%的CH4占比下，气体燃料的浓度充足，柴油均匀分布在气缸内，多点引燃，故气体迅速燃烧，快速释放出热量。

2）由于多点引燃及快速燃烧，柴油燃烧的碳烟都被氧化，故碳烟排放很低，这是双燃烧燃烧的一个显著优势。

3）随着喷油提前角的延后，NO_x排放减小，在–4degCA TDC时，NO_x排放的质量与纯柴油在–16degCA TDC喷油工况下相近。

4）天然气替代率为60%时，各工况下的HC排放均比纯柴油燃烧模式要高，这是天然气燃烧的缺点之一，但目前国内船用发动机对HC暂无强制指标。

5）缸内平均压力与温度随喷油提前角减小而减小，在喷油正时为–4°CA TDC时，缸内平均压力接近纯柴油状态；但即便在喷油正时为–2°CA时，缸内温度仍高于纯柴油状态。为了对燃烧过程进行评价，分析各个燃烧结果的差异，将燃烧计算中重要的指标进行统计，相关统计如表3所示。

可以看出：

1）在所有的喷油提前角下，SOOT排放均很小，可忽略不计。

2）随着喷油提前角的延后，NO_x比排放降低，当喷油提前角为–2°CA时，排放满足要求，此时油耗215 g/kW∙h。

3）随着喷油提前角的延后，HC比排放增加，但目前IMO对HC暂无限值要求，故可不考虑HC的限制。

4）随着喷油提前角的延后，比油耗在先下降后上升，最低油耗在–4°CA处。

3.2 天然气替代率为60%时，同一喷油正时下，原柴油模式与双燃料模式下的缸内温度场分布对比。

为了更加细致地描述缸内流场及温度变化对发动机排放的影响，比较相同喷油正时（SOI=16BTDC）下，不同曲轴转角时刻原柴油模式与天然气替代率为60%的双燃料模式下的缸内温度场分布，更加直观地阐明缸内局部高温和高当量比对排放的影响，如图4所示。

可以看出：

1）在上止点前12°CA时，柴油与双燃料模式均处于喷油时期，缸内油束分布处呈现出相对低温状态。

2）在上止点前3°CA时，纯柴油模式燃烧温度明显低于双燃料模式，由此可观察出双燃料模式燃烧更迅速。

3）在上止点后12°CA时，纯柴油模式下还明显可见扩散燃烧的火焰前峰，即还处于扩散燃烧阶段，而双燃料模式燃烧已基本完成。这也展现天然气被引燃后能够迅速扩散燃烧的特性。

4 结　语

利用三维流体动力学软件耦合一维简化化学动力学模型，对东风高速柴油机4135ACa进行一定天然气替代比下的数值计算。通过改变引燃柴油喷射时刻，研究不同喷油正时对双燃料发动机在低天然气替代比模式下各性能参数的影响。研究结果总结为以下几点：

1）天然气替代率为60%时，随着喷油提前角的延后，NO_x排放减小，在–4°CA时，NO_x排放与纯柴油模式在–16°CA喷油正时相近，喷油提前角为–2°CA时，排放满足要求。

2）天然气替代率为60%时，不同喷油提前角下的碳烟排放均很小，可忽略不计。

3）天然气替代率为60%时，各工况下HC排放均比纯柴油模式要高，且随着喷油提前角的延后，HC比排放增加。

4）在低天然气替代率下，仍有一大部分的柴油需要较长的喷油持续期才能喷入气缸。这势必会引起柴油扩散燃烧，再加上天然气的高燃烧速率，故缸内温度往往比纯柴油模式要高。

5）温度作为NO_x生成的主要因素之一，应受到重视，如何在天然气替代率低的情况下，实现缸内混合气的低温燃烧，仍是一个亟待解决的问题。