稀释率与温度耦合作用对天然气预混燃烧等量影响研究

韩志强, 钱云寿, 田维, 夏琦

(1.西华大学 汽车与交通学院， 四川 成都 610039； 2.温州大学 瓯江学院， 浙江 温州 325035)

0 引言

天然气被公认为是最有潜力的发动机代用燃料，业界对天然气燃料在发动机上的应用进行了广泛研究[1-2]。诸如天然气缸内直喷[3-5]、掺氢燃烧[6]、天然气当量燃烧+废气再循环(EGR)技术[7]的提出与研究，为天然气在发动机上运用提供了丰富条件。其中，天然气当量燃烧+EGR技术较为简单和成熟，EGR的引入很好地降低了NOx排放，但也使燃烧速率降低[8-10]，同时延长了燃烧持续期，不利于热效率的提高。为准确和直观地得到天然气+EGR的燃烧化学反应情况，国内外研究者们对天然气代用燃料+稀释气在预混层流燃烧特性等方面进行了大量研究。

基于定容燃烧弹，苗海燕等[11]研究了混氢天然气- 空气- 稀释气体在0.1 MPa初始压力、285 K初始温度下，不同燃空当量比、掺氢比和稀释程度对层流燃烧速率和马克斯坦长度的影响规律，结果表明：当掺氢比减小、稀释度提高时，层流燃烧速率减小；稀释气CO2对层流燃烧速率的抑制作用要大于N2. 宋占峰等[12]开展了CO2稀释对天然气掺氢预混层流火焰燃烧特性的影响研究，结果表明，随着CO2体积分数的增加，CO2稀释作用和吸热作用使混合气燃烧速率降低，火焰半径随时间的增长率明显减小。Chan等[13]通过试验和动力学模型研究了CO2稀释对CH4与空气预混火焰层流燃烧速度的影响，通过平面火焰法研究测量层流燃烧速度，分析得到了以下结论：CH4与空气的层流燃烧速度随着CO2浓度的增加而降低；CO2浓度增加会降低反应物的浓度，降低净反应速率(从而降低火焰燃烧速度)。Hinton等[14]进行了宽范围温度和压力条件下沼气(CH4和CO2)层流燃烧速度测量，分析得到以下结论：燃烧速度随着压力增加而降低、随着温度上升而增加；CO2稀释会降低其燃烧化学反应速率。同样地，Nonaka等[15]研究了不同CO2稀释率和不同研究方法下沼气燃烧速度变化规律。为了进一步认识稀释气对天然气燃烧影响规律，在文献[16]中，一些学者进行了富氧和CO2稀释对甲烷层流燃烧影响规律研究，得到了富氧环境中对层流燃烧速率具有促进作用，同时改善了NOx排放问题的结论。文献[17]得到了以下结论：不同稀释气体对混合气稀释燃烧具有不同程度的影响，CO2相较于N2对混合气层流燃烧影响更大，这是因为CO2具有更大的比热容造成的。

综上所述，已有文献大多致力于对天然气+稀释气的预混层流燃烧和燃烧稳定性研究，但鲜有关于天然气与稀释气预混燃烧等量影响研究的报道。由于EGR从稀释和温度两方面对火焰传播速度呈现促进和抑制两种不同作用，故从稀释气体的角度出发，EGR能增大进气比热容，降低缸内氧浓度，从而延缓燃烧化学反应速率；而增加混合气初始温度能促进其化学反应速率。本文据此研究了初始温度与CO2稀释率对火焰传播速度、层流燃烧速率、火焰发展期、燃烧持续期及NOx排放量的等量影响规律，揭示了等量层流燃烧发展过程中，其火焰传播的内在发展差异，会导致后期非层流燃烧的燃烧状态参数及排放产物结果的差异，从而得出可燃混合气的稀释率与温度二者对天然气预混层流燃烧存在一定的等量影响关系。

1 试验系统与方法

图1为本文试验台架示意图，主要由定容燃烧弹、加热控制系统、点火系统、采集系统、纹影摄影系统等构成。定容弹基本参数如表1所示，其外形类似于球体，周围均匀分布着电阻加热丝，为弹体内部加热，利用定容弹加热控制柜可将缸内初始温度控制在室温至600 K之间，分辨率为1 K. 定容弹周围开设有大小相同的6个窗口，前后两个窗口安装石英玻璃，为纹影摄影系统提供光学通路，窗口有效通径为120 mm；上下窗口分别安装一个点火电极且延伸至定容弹中心处；燃气由左窗口进入定容弹内，右窗口用于密封。缸内初始压力由数字压力表显示且可在0～4.4 MPa之间调节，分辨率为0.1 kPa. 点火系统参数有：点火初级电压为14 V，由稳压电源提供；点火脉宽为3 ms，电极跳火间隙设置为2 mm；燃烧压力由瑞士Kistler公司生产的6125C压力传感器和5018A电荷放大器以及美国NI公司生产的USB-6356采集卡共同组成的采集系统来采集；燃烧纹影图片通过美国VRI公司生产的Phantom 系列V7.3-8192MC高速照相机以10 000幅/s的拍摄速度及512×512分辨率来记录混合气燃烧火焰传播历程。

表1 定容燃烧弹参数

表2给出了本文试验边界条件和工况点。试验时，首先将定容弹抽为真空，根据分压法原理依次将各个组分气体缓慢充入定容弹后达到初始压力值，同时混合气进入定容弹内被加热，直到初始温度； 在点火之前混合气至少需要静置预混5 min，保证混合气混合均匀后再由多功能控制仪实现点火燃烧、高速相机摄像、压力采集三路同步触发；待燃烧结束后，利用奥地利AVL公司生产的DICOM 4000排放仪测试燃烧废气；测试完成后剩余废气经排气阀门和真空泵共同抽出，再由新鲜空气往复清洗定容弹3次，以保证下次做试验时没有残余废气的影响。

表2 试验条件

本文试验数据处理时，为了避免点火能量和燃烧压力变化对混合气层流燃烧分析的影响[18]，故选取火焰半径6～25 mm之间进行层流燃烧特性的分析与处理。

2 参数分析定义

2.1 层流燃烧参数定义

图2所示为试验中一张纹影图片及火焰半径ru的定义示意图。纹影摄影技术能够拍摄到介质密度场梯度变化情况，犹如纹影图中阴暗程度的不同，图2中圆形黑色区域外边缘形成的圆半径即为瞬时火焰半径。Q点为燃烧中心(圆心)，P点在纹影图外边缘上，PQ之间的像素差值乘以标定比例值即可得到ru. 鉴于纹影图片中并不是一个标准圆，需在排除点火电极干扰范围的同时，以一定步长的角度值θ按顺时针方向旋转一周测试纹影图片、得到多个半径值，再将多个半径值求取均值用以更加真实地反映纹影图的半径值。上述操作均可通过商业数学软件MATLAB编写的程序来实现。下文中用到的火焰半径全是火焰半径均值。

在球形扩散火焰中，拉伸火焰传播速度Sn是指火焰前锋面相对于燃烧壁面向外扩张的速度，即火焰半径ru与时间t的关系式[19]可定义为

(1)

对于处于静止流场内，火焰表面上一点的火焰拉伸率α，通常被定义为火焰前锋面上一个无限小面积A的对数值对时间t的变化率，即

(2)

对于球形扩展火焰而言，拉伸率α由(3)式可以计算得到：

(3)

为了计算得到无拉伸火焰传播速度SL和马克斯坦长度Lb，根据文献[17]可以采用经典的线性公式(4)式计算得到：

Sn=SL-Lbα,

(4)

式中：将Sn-α直线外推至α=0处，即可得到SL；拟合直线Sn-α斜率的相反数为Lb，其表示层流燃烧火焰对拉伸的敏感程度，可以反映出火焰的稳定性。但这种计算方法除在当量比φ=1.0附近时，其他工况下具有一定误差，故可以采用由Kelley等[20]提出的非线性方法：

lnSn=lnSL-SLLb2/(ruSn).

(5)

层流燃烧速度uL由(6)式计算得到：

uL=SLρb/ρu,

(6)

式中：ρu为未燃混合气密度，可由混合气的初始状态得到；ρb为已燃混合气密度，其可通过化学热平衡计算得到，本文借助求解复杂化学反应问题的软件包CHEMKIN进行混合气的化学热平衡计算，得到已燃混合气密度ρb.

2.2 等量分析定义

本文研究的等量分析是以不同边界条件(初始温度和稀释率)下相近Sn为基准。在此基础上，相近Sn值的组别，每组两个工况点的Sn相对误差控制在5%以内。Sn可由(1)式计算得到，其能够直观地反映出各个工况燃烧火焰传播速度大小，即表征出球形火焰向外扩展情况。故以相近的Sn值组别为前提条件，研究分析SL、uL、Lb、火焰发展期、燃烧持续期、NOx等重要的燃烧特性参数是否同样具有类似的等量现象。

表3表征的是在初始压力pu=0.3 MPa、当量比φ=1.0时，两组不同稀释率和初始温度下的燃烧火焰纹影发展变化规律。从表3中可以发现，a组中初始温度Tu为348 K、稀释率DR为4%与初始温度Tu为398 K、稀释率DR为6%二者之间的燃烧扩展纹影图片变化较为一致(b组同样也具有相似现象)。这表明：在相同的燃烧时间内火焰半径近乎相等，是因为稀释率和初始温度之间对其化学反应具有此消彼长的影响作用；导致不同边界条件工况下具有相近Sn.

表3 燃烧扩散纹影图片

Tab.3 Schlieren images of combustion diffusion

3 试验结果分析

3.1 火焰传播速度和层流燃烧速度等量分析

图3为调整稀释率与初始温度条件后，在定容燃烧弹中测试得到的一系列相近Sn的工况点组别。由图3中可知，在层流燃烧过程中，初始温度与稀释率更高的条件同初始温度与稀释率更小的条件工况下Sn同样近似相等。图4所示为Sn相近工况点组别下SL随稀释率和温度的变化关系。从图4中可以发现，相近Sn组别工况下的SL相差较小，其相对误差几乎均在5%左右。故在稀释率和初始温度耦合作用下对天然气- CO2- 空气预混层流燃烧特征参数——火焰传播速度具有一定的等量影响关系。

图5为马克斯坦长度Lb随稀释率DR和初始温度Tu的变化关系。由图5可知，Lb都为正值，表明Sn随拉伸的增加而减小，当火焰前锋面出现突起时(拉伸增加)，突起部分的火焰传播速度将会被抑制，使火焰趋于稳定。在同一稀释率下，初始温度的提高加剧了反应物的化学反应速率，使得层流燃烧火焰稳定性下降，故Lb变小；同时，Lb随稀释率增加而呈现出参差不齐的变化规律，这是因为稀释率的增加导致混合气火焰前锋面稳定性呈先增加、后减小的变化趋势。同时在相近Sn组别下，Lb会存在较大的差异，这主要是因为层流火焰拉伸(拉伸率)程度的不同，导致Lb相比较差异较大。

图6(a)为相近Sn组别下uL的变化情况，从中发现相近组别下uL存在较大的差异，且表现在初始温度与稀释率更高条件下的uL更大。这主要是因为uL不仅与SL相关还与混合气不同状态密度比有关，不同温度和稀释率下混合气的初始状态密度和燃烧过后的密度存在差异，稀释率增加，混合气初始状态密度增大，故ρb/ρu呈现下降趋势。如图6(b)所示，在相近Sn组别下，每一组后者的ρb/ρu更大，且每组的相对误差均达到了14%左右。故尽管每组工况SL相近，但uL随着ρb/ρu的不同必然存在着差异。

同时结合图4和图6(a)进一步分析可知，SL和uL随初始温度增加而增加，随稀释率增加而呈减小的变化趋势。这是因为稀释率加入会降低反应物的浓度，导致氧气分子与燃料分子之间接触的几率变小。另外，稀释气CO2不参与化学反应，且在燃料化学反应中会吸收热量，导致燃烧反应温度降低，同样会使得混合气化学反应速率下降，故使得火焰传播速度(Sn和SL)、uL降低。同时，随着初始温度增加会提高反应物分子的能量，使一部分原来能量较低的分子变成活化分子，从而增加了反应物分子中活化分子的数量，有效碰撞次数增多，从而促进混合气的化学反应速率，使得火焰传播速度和uL提高。

图7所示为Sn相近工况点组别下SL随稀释率和温度的等高线变化关系。从图7中可以发现：在SL相同区域中，稀释率和温度二者变化都是呈增长趋势；温度在375 K左右时，增长变化趋势发生转折但整体是上升的；同时也表明了初始温度与稀释率更高的条件同初始温度与稀释率更小的条件工况下SL具有相近值。在稀释率较小阶段，SL等高线分布更为密集，表明SL在低稀释率阶段受稀释率的影响比受环境温度对其影响更大。从图8中可知：uL的等高线倾斜程度更小，表明要想使得两工况的uL具有相等值，相较于Sn相近工况点组别，高的一个初始温度工况下，其稀释率更大；或者稀释率不变，降低初始温度值，同样能够达到一样的效果。

进一步分析发现，相近Sn组别时，更高的初始温度与稀释率同更小的初始温度与稀释率的工况，它们边界条件之间分别对应存在着一个等差数值关系，即更小的初始温度348 K与稀释率为0%同更高的初始温度398 K与稀释率为2%具有等量影响作用。因此，在初始压力pu= 0.3 MPa、当量比φ= 1.0时，初始温度差ΔTu= 50 K与ΔDR=2%对天然气混合气层流燃烧中火焰传播速度等重要参数具有一定的等量影响作用。同时，结合图7、图8可以推导出，除本文研究的试验点之外，具有等量影响关系的工况点存在较多，本文得到的相近点只是面工况上局部工况点。

3.2 燃烧特性参数等量分析

图9(a)、图9(b)给出了相近工况点的燃烧状态参数，通过比较发现火焰发展期CA10、燃烧中点CA50、燃烧终点CA90以及燃烧持续期CD数值较为接近，其相对误差均在5%内。然而，由图9(c)、图9(d)可知，缸内压力和瞬时放热率在初始温度和稀释率较小的工况下更大，这主要是因为初始温度和稀释率较小的工况，混合气中燃料总质量更大，导致燃烧压力与瞬时放热率的峰值相较更大。但二者出现的峰值时间较为接近，这主要是因为随着稀释率的增加，缸内燃烧压力峰值出现向后推迟，随着初始温度增加，缸内燃烧压力峰值提前，故在低初始温度与小稀释率情况下，相应的增加初始温度和稀释率，其燃烧峰值压力出现的时间几乎不变。

图10给出了NOx排放情况。由图10可知：在同一稀释率下初始温度提高会导致NOx排放量增多；在相同初始温度下，随着稀释率增加，NOx排放量下降。这是因为NOx排放主要受到温度和氧浓度等因素的影响，稀释气的加入降低了缸内环境中的氧浓度，导致NOx排放量下降。由图11可知，每组相近Sn工况之间NOx排放量存在细微的差异，且后者的NOx排放量要稍微低一点。同时结合图12可知，初始温度与稀释率更高条件的工况点，其缸内最高温度和高温持续期都相较更小，有利于NOx排放降低。因此，相近Sn组别的边界条件下，相比更小的初始温度与稀释率的工况点，更高初始温度与稀释率工况点的NOx排放量更低。

4 结论

基于定容燃烧弹，本文研究了稀释率和初始温度之间耦合作用对天然气预混燃烧特性的等量影响关系。得到主要结论如下：

1)稀释率与温度耦合作用对天然气预混燃烧具有一定等量影响作用，在相近Sn组别下，SL、火焰发展期、燃烧持续期几乎相同，但uL存在较大差异。

2)在稀释率较小阶段，SL和uL受稀释率影响比受环境温度影响更大。

3)当pu= 0.3 MPa、φ=1.0时，初始温度差ΔTu=50 K与稀释率差ΔDR=2%对天然气预混燃烧具有等量影响关系，二者影响作用比较接近。

4)相近Sn组别的边界条件下，相比更小的初始温度与稀释率的工况点，更高初始温度与稀释率工况点的NOx排放量更低。

参考文献(References)

[1] Wang Z S, Zuo H B, Liu Z C, et al. Impact of N2dilution on combustion and emissions in a spark ignition CNG engine[J]. Energy Conversion and Management, 2014, 85(9):354-360.

[2] Putrasari Y, Praptijanto A, Nur A, et al. Evaluation of perfor-mance and emission of SI engine fuelled with CNG at low and high load condition [J]. Energy Procedia, 2015, 68:147-156.

[3] Kalam M A, Masjuki H H. An experimental investigation of high performance natural gas engine with direct injection[J]. Energy, 2011, 36(5):3563-3571.

[4] Yadollahi B, Boroomand M. The effect of combustion chamber geometry on injection and mixture preparation in a CNG direct injection SI engine[J]. Journal of Virological Methods, 2013, 107(1):52-62.

[5] Sen A K, Zheng J J, Huang Z H. Dynamics of cycle-to-cycle variations in a natural gas direct-injection spark-ignition engine[J]. Applied Energy, 2011, 88(7):2324-2334.

[6] Verma G, Prasad R K, Agarwal R A, et al. Experimental investigations of combustion, performance and emission characteristics of a hydrogen enriched natural gas fuelled prototype spark ignition engine[J]. Fuel, 2016, 178:209-217.

[7] Li W F, Liu Z C, Wang Z S, et al. Experimental investigation of the thermal and diluent effects of EGR components on combustion and NOxemissions of a turbocharged natural gas SI engine[J]. Energy Conversion and Management, 2014, 88(7):1041-1050.

[8] Tahtouh T, Halter F, Samson E, et al. Effects of hydrogen addition and nitrogen dilution on the laminar flame characteristics of premixed methane-air flames[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2009, 34(19):8329-8338.

[9] Lee S, Park S, Kim C, et al. Comparative study on EGR and lean burn strategies employed in an SI engine fueled by low calorific gas[J]. Applied Energy, 2014, 129(C):10-16.

[10] Cai X, Wang J, Zhang W, et al. Effects of oxygen enrichment on laminar burning velocities and Markstein lengths of CH4/O2/N2flames at elevated pressures[J]. Fuel, 2016, 184:466-473.

[11] 苗海燕，焦琦，黄佐华，等. 稀释气对掺氢天然气层流预混燃烧速率的影响[J]. 燃烧科学与技术，2010，16(2): 104-110.

MIAO Hai-yan, JIAO qi，HUANG Zuo-hua，et al. Effect of diluent gas on laminar burning velocity of premixed hydrogen enriched natural gas and air mixtures[J]. Combustion Science and Technology, 2010, 16(2): 104-110.(in Chinese)

[12] 宋占峰，张欣，胡尚飞，等. CO2稀释对天然气掺氢预混层流火焰燃烧特性的影响[J]. 燃烧科学与技术，2016，22(5): 408-412.

SONG Zhan-feng，ZHANG Xin，HU Shang-fei，et al. Effect of CO2diluent gas on combustion characteristic of laminar flame of premixed hydrogen enriched natural gas and air mixtures[J]. Combustion Science and Technology,2016,22(5): 408-412.(in Chinese)

[13] Chan Y L, Zhu M M, Zhang Z Z, et al. The effect of CO2dilution on the laminar burning velocity of premixed methane/air flames [J]. Energy Procedia, 2015, 75:3048-3053.

[14] Hinton N, Stone R. Laminar burning velocity measurements of methane and carbon dioxide mixtures (biogas) over wide ranging temperatures and pressures[J]. Fuel, 2014, 116:743-750.

[15] Nonaka H O B, Pereira F M. Experimental and numerical study of CO2, content effects on the laminar burning velocity of biogas[J]. Fuel, 2016, 182:382-390.

[16] de Persis S, Foucher F, Pillier L,et al. Effects of O2enrichment and CO2dilution on laminar methane flames [J]. Energy,2013,55: 1055-1066.

[17] Zhang X, Huang Z, Zhang Z, et al. Measurements of laminar burning velocities and flame stability analysis for dissociated methanol-air-diluent mixtures at elevated temperatures and pressures[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2009, 34(11):4862-4875.

[18] Huang Z H, Yong Z, Ke Z, et al. Measurements of laminar burning velocities for natural gas-hydrogen-air mixtures[J]. Combustion and Flame, 2006, 146(1/2):302-311.

[19] Lamoureux N, Djebay-Chaumeix N, Paillard C E. Laminar flame velocity determination for H2-air-He-CO2mixtures using the spherical bomb method[J]. Experimental Thermal & Fluid Science, 2003, 27(4):385-393.

[20] Kelley A P, Law C K. Nonlinear effects in the extraction of laminar flame speeds from expanding spherical flames[J]. Combustion and Flame,2009,156(9):1844-1851.