引燃油噴射時刻對著火特性和壓力振蕩影響的研究

劉昌文，劉宗寬，劉?博，周?磊，衛(wèi)海橋

引燃油噴射時刻對著火特性和壓力振蕩影響的研究

劉昌文1，劉宗寬1，劉?博2，周?磊1，衛(wèi)海橋1

(1. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072；2. 中船動力研究院有限公司，上海 201206)

為提高天然氣/柴油雙燃料船用低速發(fā)動機(jī)低負(fù)荷時的燃燒穩(wěn)定性、避免高負(fù)荷時爆震發(fā)生，采用三維數(shù)值模擬的方法，研究了實際雙燃料發(fā)動機(jī)中引燃油噴射時刻對缸內(nèi)混合氣的著火/燃燒特性及缸內(nèi)壓力振蕩的影響．結(jié)果表明：甲烷當(dāng)量比為0.38的工況，引燃油噴射時刻的推遲會造成缸內(nèi)甲烷/空氣混合氣的著火時刻和燃燒相位推遲，缸內(nèi)壓力減小且爆壓相位滯后；當(dāng)噴射時刻推遲至2.0°CA BTDC時，缸內(nèi)壓力峰值低于10MPa，說明燃燒嚴(yán)重惡化，甚至出現(xiàn)失火現(xiàn)象．甲烷當(dāng)量比為0.50的工況，引燃油噴射時刻的推遲使缸內(nèi)壓力振蕩幅度增大且振蕩發(fā)生的時刻推遲，當(dāng)噴油時刻推遲至2.0°CA BTDC時，甲烷/空氣混合氣在引燃油噴射之前發(fā)生自燃；此外，噴油時刻的推遲會導(dǎo)致火焰發(fā)展速度加快且火焰前端燃燒更為劇烈，易在靠近壁面的狹小空間內(nèi)產(chǎn)生壓力振蕩．

雙燃料；引燃油；噴射時刻；著火特性；壓力振蕩

隨著化石能源的消耗和環(huán)境污染的加劇，節(jié)能減排越來越受到人們的關(guān)注．為降低船用發(fā)動機(jī)排放物對海洋環(huán)境的危害，國際海事組織(International Maritime Organization，IMO)制定并實施了更加嚴(yán)格的排放法規(guī)．船用發(fā)動機(jī)清潔替代燃料的研究成為熱點話題．

因具有高經(jīng)濟(jì)性和燃燒清潔性等優(yōu)點[1]，天然氣被認(rèn)為是一種非常有潛力的發(fā)動機(jī)替代燃料．采用低壓噴射模式的天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機(jī)是天然氣在內(nèi)燃機(jī)中一種經(jīng)典的應(yīng)用方式[2]．然而，由于雙燃料復(fù)雜的化學(xué)動力學(xué)特性以及天然氣獨特的物理化學(xué)特性，該模式下的發(fā)動機(jī)存在低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性差、高負(fù)荷易爆震等問題，造成發(fā)動機(jī)運行工況范圍較窄．

為提高雙燃料發(fā)動機(jī)性能、降低排放、優(yōu)化缸內(nèi)燃燒過程，研究人員開展了相關(guān)的實驗和模擬研究[3-5].Abdelaal等[6]在單缸發(fā)動機(jī)實驗中對比了傳統(tǒng)柴油機(jī)和天然氣/柴油雙燃料發(fā)動機(jī)的燃燒特性．研究發(fā)現(xiàn)，在發(fā)動機(jī)負(fù)荷為52%和87%的工況下，雙燃料模式的缸內(nèi)壓力相對較低且著火延遲期較長．Imran等[7]在單缸壓燃發(fā)動機(jī)上研究了天然氣添加和引燃柴油比例對著火特性的影響，發(fā)現(xiàn)天然氣的加入使著火延遲期延長．但是，隨引燃油量的增加，混合氣著火延遲期縮短，缸內(nèi)最高壓力緩慢增加．此外，Gharehghani等[8]在實驗和模擬研究中發(fā)現(xiàn)增大甲烷比例會使發(fā)動機(jī)輸出功率減小，提高進(jìn)氣溫度和壓力能夠增大輸出功率，但容易產(chǎn)生爆震．Wannatong?等[9]也發(fā)現(xiàn)提高進(jìn)氣溫度可使缸內(nèi)最高壓力顯著升高，著火延遲期縮短，易引起爆震．Abd Alla等[10]運用單缸發(fā)動機(jī)研究了引燃油量和點火時刻對燃燒熱效率的影響，提出增加引燃油量或提前點火時刻能夠提高小負(fù)荷工況下的熱效率．但大負(fù)荷工況下，兩種方法均易產(chǎn)生爆震．

綜合來看，對雙燃料發(fā)動機(jī)著火/燃燒特性和缸內(nèi)壓力振蕩的研究相對有限，尤其缺乏對實際雙燃料船用低速發(fā)動機(jī)的實驗和數(shù)值模擬研究．船用低速機(jī)尺寸較大，開展相關(guān)實驗研究的難度較高，故數(shù)值模擬研究成為研究雙燃料發(fā)動機(jī)性能、排放及燃燒特性的重要手段．

本文以甲烷、正庚烷分別作為天然氣、引燃柴油的替代物，采用三維數(shù)值模擬的方法，研究了實際雙燃料發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)燃燒及壓力發(fā)展過程．同時，基于天然氣當(dāng)量比為0.38和0.50的工況，重點分析了引燃油噴射時刻為2.0°CA、4.0°CA、8.5°CA(標(biāo)定工況)、12.0°CA、16.0°CA BTDC時，缸內(nèi)著火/燃燒特性以及壓力振蕩的變化．研究結(jié)論可為提高實際發(fā)動機(jī)燃燒穩(wěn)定性、避免爆震及拓寬運行工況范圍提供重要理論依據(jù).

1?模型建立與驗證

低壓噴射模式雙燃料發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)燃燒過程示意如圖1所示．低壓噴射的天然氣在壓縮行程進(jìn)入氣缸，與空氣混合后被在壓縮上止點附近高壓噴入的柴油引燃，完成燃燒做功．文中采用的三維模型基于瓦錫蘭船用雙燃料低速機(jī)W?rtsil? 6RT-flex50B建立．DU-W?rtsil? 6RT-flex50B是一臺二沖程、直流掃氣、預(yù)燃室噴射柴油引燃天然氣的二沖程低速船用發(fā)動機(jī)，其部分參數(shù)如表1所示．

表1?DU-W?rtsil?6RT-flex50B部分結(jié)構(gòu)及實驗參數(shù)

Tab.1 Technical specifications and partial experimental parameters of the DU-W?rtsil? 6RT-flex50B

如圖2所示，三維幾何模型配有兩個預(yù)燃室，每個預(yù)燃室設(shè)置一個噴油器，且單個噴油器上設(shè)有3個噴孔．幾何模型導(dǎo)入到CONVERGE中自動生成網(wǎng)格，基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為2cm，添加基于速度和溫度的自適應(yīng)2層加密方式(adaptive mesh refinement，AMR)，并分別在掃氣、天然氣噴射、預(yù)燃室以及氣缸上部添加了固定加密．為獲取缸內(nèi)溫度、壓力變化的相關(guān)數(shù)據(jù)，氣缸中心設(shè)置了兩圈監(jiān)測點．

為準(zhǔn)確模擬發(fā)動機(jī)缸內(nèi)自燃及主火焰?zhèn)鞑サ倪^程，燃燒模型采用CONVERGE軟件中包含的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模型SAGE，CHEMKIN格式的詳細(xì)化學(xué)動力學(xué)輸入文件可直接導(dǎo)入該模型中．此外，模擬研究中噴霧液滴破碎的過程采用KH-RT模型預(yù)測，湍流流動選用RNG湍流模型來描述．

數(shù)值模型建立以后，首先對其準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗證，將模擬所得的缸壓、瞬時放熱率與實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，如圖3所示．模擬結(jié)果和實驗結(jié)果整體吻合度較高，盡管模擬的瞬時放熱率曲線峰值略高于實驗值，但誤差在允許范圍之內(nèi)．此外，表2中進(jìn)一步比較了模擬與實驗所得的總放熱量、爆壓和爆壓角，發(fā)現(xiàn)誤差均在3.5%之內(nèi)，說明該數(shù)值模型能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測實驗值．因此，基于該模型進(jìn)行的相關(guān)模擬研究具有可靠性．

圖2?預(yù)燃室及監(jiān)測點設(shè)置示意

圖3?模擬值與實驗值(75%發(fā)動機(jī)負(fù)荷)對比

表2?關(guān)鍵參數(shù)的模擬值與實驗值對比

Tab.2 Comparison of simulated and experimental values of key parameters

2?模擬結(jié)果及分析

2.1?引燃油噴射時刻對著火特性的影響

不同引燃油噴射時刻下，引燃油噴入時缸內(nèi)甲?烷/空氣混合氣的溫度、壓力及均勻性均有差別，導(dǎo)致引燃油對缸內(nèi)燃燒過程的影響不同．本節(jié)基于甲烷當(dāng)量比為0.38的工況探究了引燃油噴射時刻對缸內(nèi)混合氣著火及燃燒特性的影響．如圖4所示，隨著引燃油噴射時刻的推遲，缸內(nèi)平均壓力逐漸減小，爆壓相位相對滯后，瞬時放熱率減小且峰值滯后．當(dāng)噴射時刻推遲到上止點前2.0°CA時，缸內(nèi)壓力低于10MPa，意味著缸內(nèi)燃燒惡化，甚至出現(xiàn)失火現(xiàn)象；同時，與噴射時刻為16.0°CA BTDC的工況相比，該工況瞬時放熱率峰值推遲約7°CA，說明缸內(nèi)混合氣的主燃燒過程推遲．

圖4 不同引燃油噴射時刻下缸內(nèi)平均壓力和瞬時放熱率的變化曲線(TDC＝360°CA)

氣缸內(nèi)1800K溫度等值面的分布可直接反映火焰的發(fā)展?fàn)顩r．由圖5可知，隨著引燃油噴射時刻提前，同一曲軸轉(zhuǎn)角下缸內(nèi)1800K溫度等值面范圍逐漸擴(kuò)大，說明上止點附近火焰面范圍擴(kuò)大，燃燒更加劇烈．結(jié)合圖4可知，引燃油噴射時刻提前使缸內(nèi)平均壓力明顯增大且相位提前，說明提前引燃油噴射時刻可使缸內(nèi)混合氣的著火過程提前，燃燒過程得到一定改善．引燃油晚噴(2.0°CA BTDC)時，混合氣的燃燒過程主要發(fā)生在上止點以后，更多的熱量在膨脹行程釋放，缸內(nèi)溫度始終較低，反應(yīng)進(jìn)行緩慢，易導(dǎo)致燃燒不完全和失火現(xiàn)象發(fā)生．

圖5 不同引燃油噴射時刻下缸內(nèi)1800K溫度等值面圖(TDC＝360°CA)

甲烷氧化反應(yīng)路徑中關(guān)鍵組分以及正庚烷質(zhì)量的變化可進(jìn)一步揭示缸內(nèi)的著火及燃燒特性．如圖6(a)和(b)所示，引燃油噴射時刻的推遲直接導(dǎo)致CH4開始消耗的時刻推遲，使得中間產(chǎn)物CH2O峰值的出現(xiàn)時刻也相對滯后，且峰值出現(xiàn)不同程度的減?。延醒芯勘砻?，CH2O作為甲烷低溫反應(yīng)路徑中的關(guān)鍵中間產(chǎn)物之一，其反應(yīng)速率的降低直接減緩甲烷的氧化速率[11]，進(jìn)而影響缸內(nèi)的燃燒過程．

同時，引燃油噴射時刻的推遲使缸內(nèi)OH的峰值減小且相位滯后，造成整體反應(yīng)活性降低，進(jìn)而使甲烷的氧化速率降低，如圖6(c)所示；然而，隨著噴射時刻的推遲，引燃油噴入時缸內(nèi)甲烷/空氣混合氣的溫度和壓力均升高，導(dǎo)致引燃油快速自燃，正庚烷反應(yīng)速率較快，故缸內(nèi)正庚烷的峰值降低，如圖6(d)所示．綜上所述，引燃油噴射時刻的推遲使甲烷/空氣混合氣被引燃的時刻推遲，導(dǎo)致缸內(nèi)甲烷的燃燒相位滯后，而引燃油的燃燒速率加快．

圖7和圖8展示了不同引燃油噴射時刻下預(yù)燃室出口附近過氧烷基(C7H15O2)和CH4的分布狀況．正庚烷低溫反應(yīng)機(jī)制中，組分C7H15O2以及與其相關(guān)的基元反應(yīng)是氧化反應(yīng)路徑中的關(guān)鍵部分[12-14].因此，缸內(nèi)C7H15O2的濃度對正庚烷的氧化進(jìn)程起關(guān)鍵作用．由圖7可知，在1°ASOI(after start of injection)時刻，SOI＝2.0°CA BTDC與SOI＝12.0°CA BTDC兩個工況相比，前者C7H15O2在預(yù)燃室出口的分布范圍較大，即預(yù)燃室出口處正庚烷的低溫反應(yīng)產(chǎn)物較多，說明噴射時刻的推遲使正庚烷初始階段的反應(yīng)增強(qiáng)．隨著時間的發(fā)展，正庚烷反應(yīng)放出的熱量快速積累，引燃甲烷/空氣混合氣，后者的燃燒使缸內(nèi)溫度和壓力大幅升高．

此外，引燃油噴射時刻為12.0°CA BTDC的工況，組分C7H15O2的消耗速度明顯較快，1.5°ASOI時刻以后，缸內(nèi)只存在極少量C7H15O2．在引燃油噴射后3.0°CA，3種工況下均無明顯的C7H15O2殘留．

圖7 不同引燃油噴射時刻下C7H15O2(質(zhì)量分?jǐn)?shù))分布云圖和1800K溫度等值線(白色)

由前文分析可知，引燃油的噴射時刻越靠近壓縮上止點，氣缸內(nèi)混合氣的熱力學(xué)狀態(tài)越高，導(dǎo)致噴入的引燃油快速自燃，劇烈的放熱加快甲烷的燃燒．如圖8所示，隨著引燃油噴射時刻的推遲，噴油后相同時刻下預(yù)燃室內(nèi)的甲烷含量減少．引燃油噴射時刻為12.0°CA BTDC的工況，在3.0°ASOI時刻仍可在預(yù)燃室內(nèi)觀察到較多的甲烷．然而，引燃油噴射時刻為2.0°CA BTDC的工況，2.0°ASOI時，預(yù)燃室內(nèi)甲烷就幾乎耗盡，說明引燃油噴射時刻的推遲可使預(yù)燃室內(nèi)甲烷的反應(yīng)速率加快．

圖8 不同引燃油噴射時刻下CH4(質(zhì)量分?jǐn)?shù))分布云圖和1800K溫度等值線(白色)

甲烷/空氣當(dāng)量比為0.38時，不同引燃油噴射時刻下指示功率、NO排放及缸內(nèi)平均溫度的變化如圖9所示．引燃油噴射時刻從12.0°CA BTDC推遲到2.0°CA BTDC的過程中，指示功率減小，說明引燃油噴射時刻的推遲導(dǎo)致發(fā)動機(jī)動力性變差．噴射時刻為2.0°CA BTDC時，指示功率和缸內(nèi)平均溫度均較低，可能出現(xiàn)失火現(xiàn)象．

由圖9(b)可知，噴射時刻為2.0°CA、4.0°CA BTDC的工況，缸內(nèi)平均溫度明顯降低且峰值滯后，說明缸內(nèi)主燃燒過程推遲且燃燒出現(xiàn)惡化，放熱率減小，進(jìn)而導(dǎo)致缸內(nèi)平均溫度降低．然而，平均溫度的降低會抑制NO的生成，降低NO排放量，提高發(fā)動機(jī)的排放性能．

2.2?引燃油噴射時刻對缸內(nèi)壓力振蕩的影響

本節(jié)基于甲烷/空氣混合氣當(dāng)量比為0.50的工況，研究了引燃油噴射時刻對缸內(nèi)壓力振蕩的影響．

如圖10所示，隨引燃油噴射時刻的推遲，缸內(nèi)壓力逐漸降低且峰值相對滯后，壓力振蕩出現(xiàn)且逐漸增強(qiáng)．圖11進(jìn)一步展示了缸內(nèi)壓力振蕩幅值的變化．研究發(fā)現(xiàn)，引燃油噴射時刻為16°CA BTDC時，缸內(nèi)壓力振蕩幾乎可以忽略不計，但隨著噴射時刻的推遲，壓力振蕩的強(qiáng)度逐漸增大且出現(xiàn)的時刻推遲，SOI＝2°CA BTDC的工況下，壓力振蕩在5°CA ATDC(after top dead center)后才出現(xiàn)，并在15°CA ATDC左右出現(xiàn)明顯的加劇，最大幅值達(dá)到0.9MPa．根據(jù)以上分析可知，當(dāng)缸內(nèi)混合氣相對較濃(甲烷當(dāng)量比大于0.50)且出現(xiàn)壓力振蕩時，可通過適當(dāng)提前引燃油噴射時刻來降低壓力振蕩的強(qiáng)度，從而避免爆震帶來的損害．

圖9 不同引燃油噴射時刻下指示功率、NOx排放及缸內(nèi)平均溫度的變化(TDC＝360°CA，當(dāng)量比0.38)

圖10 不同引燃油噴射時刻下監(jiān)測點15處瞬時壓力的變化(TDC＝360°CA，當(dāng)量比0.50)

圖12展示了不同引燃油噴射時刻下氣缸內(nèi)1800K溫度等值面(紅色)和甲烷2%質(zhì)量分?jǐn)?shù)等值面(藍(lán)色)的分布．1800K溫度等值面可代表缸內(nèi)火焰的前峰面，可直觀地反映缸內(nèi)火焰的發(fā)展?fàn)顩r．分析發(fā)現(xiàn)，預(yù)燃室及其出口附近溫度等值面與質(zhì)量分?jǐn)?shù)等值面的變化基本同步，意味著火焰的發(fā)展與缸內(nèi)氣流的運動及甲烷的分布狀態(tài)密切相關(guān)．

圖11?不同引燃油噴射時刻下監(jiān)測點15處壓力振蕩幅值的變化(TDC＝360°CA，當(dāng)量比0.50)

另外，由圖12紅框中部分可知，甲烷當(dāng)量比為0.50時，引燃油噴射時刻為2.0°CA BTDC的工況，預(yù)燃室內(nèi)的甲烷在引燃油噴射前便發(fā)生自燃，意味著過度推遲噴射時刻會使引燃油的作用減弱；此外，結(jié)合圖11可知，引燃油噴射后8°,CA～11°,CA之間，該工況下壓力振蕩強(qiáng)度最大，說明缸內(nèi)混合氣燃燒劇烈，壓力梯度較大．

圖13為不同引燃油噴射時刻下缸內(nèi)溫度和壓力梯度的分布．其中，藍(lán)色為1800K溫度等值面，紅色為1970K溫度等值面，黑色為0.6MPa壓力梯度等值面．從圖中可知，在5°ASOI對應(yīng)的時刻，SOI＝2.0°CA BTDC工況下的1800K溫度等值面比SOI＝12.0°CA BTDC工況發(fā)展更快，且火焰前端1970K溫度等值面的分布范圍較大，說明引燃油晚噴時缸內(nèi)混合氣燃燒劇烈，火焰發(fā)展較快．

圖12 不同引燃油噴射時刻下缸內(nèi)1800K溫度(紅色)和甲烷2%質(zhì)量分?jǐn)?shù)(藍(lán)色)等值面的變化(TDC＝360°CA，當(dāng)量比0.50)

圖13中第3排三維圖進(jìn)一步展示了噴射時刻為2.0°CA BTDC的工況在5°～6°ASOI時刻之間缸內(nèi)溫度和壓力的變化情況．分析發(fā)現(xiàn)，在5.2°ASOI時刻，火焰的前端發(fā)展至近壁面處的狹小空間且燃燒較為劇烈，導(dǎo)致該處最先產(chǎn)生壓力振蕩．同時，隨著燃燒反應(yīng)的進(jìn)行，壓力振蕩更加明顯．綜合以上分析可知，隨引燃油噴射時刻的推遲，火焰鋒面的發(fā)展速度加快，且火焰前端的燃燒強(qiáng)度增加，使前端溫度和壓力迅速升高，從而在靠近壁面的狹小空間中產(chǎn)生壓力振蕩，且隨燃燒的繼續(xù)進(jìn)行，壓力振蕩的幅度不斷?增大．

氣缸內(nèi)組分的變化是研究缸內(nèi)燃燒過程的重要參考．如圖14所示，隨著引燃油噴射時刻的推遲，甲烷開始消耗的時刻推遲，但消耗速率加快，意味著甲烷的燃燒更加劇烈；此外，隨引燃油噴射時刻的推遲，缸內(nèi)HCO的峰值增大．作為高溫燃燒的指示物，HCO的快速生成也標(biāo)志著缸內(nèi)燃燒反應(yīng)的劇烈進(jìn)?行[15]．燃油混合物的劇烈燃燒會造成缸內(nèi)壓力升高率急劇增加，容易產(chǎn)生壓力振蕩，嚴(yán)重時將發(fā)生爆震.

圖13?缸內(nèi)溫度和壓力梯度分布

圖14?不同引燃油噴射時刻缸內(nèi)組分變化(TDC＝360°CA，當(dāng)量比0.50)

甲烷/空氣當(dāng)量比為0.50時，不同引燃油噴射時刻下指示功率、NO排放以及缸內(nèi)平均溫度的變化如圖15所示．當(dāng)引燃油噴射時刻從16.0°CA BTDC推遲至4.0°CA BTDC時，缸內(nèi)平均溫度降低，導(dǎo)致缸內(nèi)NO的生成量減少，故NO排放明顯減低；然而，繼續(xù)推遲引燃油噴射時刻至2.0°CA BTDC，不僅會使壓力振蕩的強(qiáng)度明顯增加，如圖11所示，并且對NO排放的改善不再明顯．此外，過于晚噴還會導(dǎo)致指示功率下降，如圖15(a)所示．因此，建議實際發(fā)動機(jī)中引燃油的噴射時刻設(shè)定在4.0°CA BTDC之前為宜．

圖15?不同引燃油噴射時刻指示功率、NOx排放和缸內(nèi)平均溫度的變化(TDC＝360°CA，當(dāng)量比0.50)

3?結(jié)?論

本文運用CONVERGE軟件，采用三維數(shù)值模擬的方法，研究了實際雙燃料發(fā)動機(jī)中引燃油噴射時刻對缸內(nèi)混合氣的著火/燃燒特性及壓力振蕩的影響．主要結(jié)論如下．

(1) 甲烷當(dāng)量比為0.38的工況下，隨引燃油噴射時刻的推遲，缸內(nèi)甲烷/空氣混合氣的著火時刻推遲，缸內(nèi)平均壓力降低，爆壓相位滯后，瞬時放熱率減?。?dāng)噴射時刻推遲至2.0°CA BTDC時，缸內(nèi)壓力低于10MPa，說明燃燒惡化，甚至出現(xiàn)失火現(xiàn)象．

(2) 甲烷當(dāng)量比為0.50的工況，隨噴油時刻的推遲，壓力振蕩的強(qiáng)度增大，出現(xiàn)時刻推遲．噴油時刻推遲至2.0°CA BTDC時，引燃油噴射之前甲烷/空氣混合氣在預(yù)燃室中被壓燃．此外，隨引燃油噴射時刻的推遲，火焰鋒面發(fā)展速度加快且火焰前端燃燒較為劇烈，導(dǎo)致在靠近壁面的狹小空間中產(chǎn)生明顯的壓力振蕩．

(3) 引燃油噴射時刻推遲使缸內(nèi)平均溫度降低，抑制NO生成，改善發(fā)動機(jī)排放；但引燃油過于晚噴(噴射時刻遲于4.0°CA BTDC)，不僅對NO排放的改善作用不再明顯，而且會使發(fā)動機(jī)指示功率明顯下降，動力性能下降．因此，建議實際發(fā)動機(jī)中引燃油的噴射時刻設(shè)定在4.0°CA BTDC之前為宜．

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Effect of Pilot Fuel Injection Timing on Ignition Characteristics and Pressure Oscillation in Natural Gas/Diesel Dual Fuel Engine

Liu Changwen1，Liu Zongkuan1，Liu Bo2，Zhou Lei1，Wei Haiqiao1

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. China Shipbuilding Power Engineering Institute Co.，Ltd.，Shanghai 201206，China)

For improving combustion stability under low engine load and avoiding knock occurrence under high engine load in natural gas/diesel dual fuel engines，a three-dimensional numerical study was performed herein to investigate the influences of pilot fuel injection timing on ignition/combustion characteristics and in-cylinder pressure oscillation under engine-like conditions．Results showed that both the onset of CH4/air mixture ignition and in-cylinder combustion phasing retarded with the postponement of pilot fuel injection timing in cases with a 0.38 CH4equivalence ratio，thereby decreasing in-cylinder pressure and delaying peak pressure phasing．As the pilot fuel injection timing was delayed to 2.0°CA before the top dead center(BTDC)，in-cylinder peak pressure was observed to be below 10MPa，indicating combustion deterioration．Furthermore，a misfire may follow．In cases with a 0.50 CH4equivalence ratio，the pressure oscillation phase was delayed as the prolongation of pilot fuel injection timing，and the amplitude of pressure oscillation increased．Auto-ignition of the CH4/air mixture appeared in the pre-chamber before pilot fuel injection in the case with a pilot fuel injection timing of 2.0°CA BTDC．Furthermore，delaying the start of injection(SOI)accelerated flame development and enhanced combustion intensity on the flame surface，causing pressure oscillation in a narrow space near the cylinder wall．

dual fuel；pilot fuel；injection timing；ignition characteristic；pressure oscillation

TK421.2

A

0493-2137(2020)02-0154-08

10.11784/tdxbz201903070

2019-03-29；

2019-06-21.

劉昌文（1963—??），男，博士，教授，liuchangwen@tju.edu.cn．

周?磊，lei.zhou@tju.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項目(91741119，51606133，91641203)；船用低速機(jī)工程(一期).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.91741119，No.51606133，No.91641203)，the Marine Low-Speed Engine Project(Phase I).

(責(zé)任編輯：孫立華)