康 哲，陳思遠(yuǎn)，鄧 俊，吳志軍

（1.重慶大學(xué)汽車(chē)工程學(xué)院，重慶400044；2.重慶大學(xué) 機(jī)械傳動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；3上汽大眾動(dòng)力總成有限公司質(zhì)量部，上海201807；4.同濟(jì)大學(xué)汽車(chē)學(xué)院，上海201804）

作為我國(guó)國(guó)民經(jīng)濟(jì)的支柱產(chǎn)業(yè)之一，在可預(yù)期的時(shí)間范圍內(nèi)，汽車(chē)產(chǎn)業(yè)都將使用內(nèi)燃機(jī)作為其主要?jiǎng)恿υ矗?］，而內(nèi)燃機(jī)工作所帶來(lái)的能源消耗與環(huán)境污染問(wèn)題，已受到我國(guó)政府及行業(yè)協(xié)會(huì)的高度重視，并提出了大力發(fā)展節(jié)能汽車(chē)技術(shù)來(lái)解決上述問(wèn)題［2］。

為應(yīng)對(duì)當(dāng)前汽車(chē)動(dòng)力源所面臨的節(jié)能減排壓力，內(nèi)燃蘭金循環(huán)（internal combustion Rankine cycle，ICRC）概念應(yīng)運(yùn)而生［3］。ICRC采用O2代替空氣作為助燃劑，排除N2參與燃燒反應(yīng)，從而避免NOx生成。其排放廢氣中只包含CO2和水，將該廢氣通過(guò)冷凝器分離，分別進(jìn)行回收、存儲(chǔ)，即可實(shí)現(xiàn)超低排放燃燒［4-6］。

柴油機(jī)燃燒主要受燃料物理及化學(xué)特性控制［7］。柴油噴霧霧化蒸發(fā)及滯燃期是柴油機(jī)燃燒過(guò)程中的重要過(guò)程，對(duì)燃料燃燒過(guò)程存在重要影響［8］。同時(shí)，燃料自身物理化學(xué)特性、進(jìn)氣壓力、廢氣再循環(huán)（exhaust gas recirculation，EGR）等邊界條件的變化會(huì)影響到滯燃期內(nèi)的反應(yīng)速率，間接影響到燃燒過(guò)程，采用這些間接方法可以起到調(diào)整、控制燃燒過(guò)程的作用［9］。

與此同時(shí)，采用缸內(nèi)噴水技術(shù)在內(nèi)燃機(jī)工作過(guò)程中向缸內(nèi)噴水，通過(guò)噴入缸內(nèi)的水吸收燃燒放熱、降低缸內(nèi)溫度，可對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行直接干預(yù)，實(shí)現(xiàn)燃燒速率的控制與優(yōu)化［10-11］。同時(shí)，噴入缸內(nèi)的水相變膨脹，推動(dòng)活塞做功，實(shí)現(xiàn)熱效率進(jìn)一步提升［12］。通過(guò)尾氣對(duì)噴入缸內(nèi)的水進(jìn)行預(yù)加熱，可實(shí)現(xiàn)廢氣能量回收，增加進(jìn)入缸內(nèi)水的能量，加快水的蒸發(fā)速率［13］。

通過(guò)已開(kāi)展的點(diǎn)燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，由缸內(nèi)混合氣自燃導(dǎo)致的爆震等非正常燃燒現(xiàn)象，極大地制約了ICRC熱效率的優(yōu)化能力［14］，為解決上述問(wèn)題，進(jìn)一步提升ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，本文提出以柴油機(jī)擴(kuò)散燃燒模式為基礎(chǔ)，研究純氧環(huán)境及缸內(nèi)噴水對(duì)柴油機(jī)燃燒過(guò)程、循環(huán)效率的影響，針對(duì)壓燃式ICRC概念展開(kāi)前期模擬研究，為后續(xù)壓燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)提供基礎(chǔ)與優(yōu)化方向。

1 試驗(yàn)臺(tái)架簡(jiǎn)介

純氧燃燒柴油機(jī)及壓燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架基于一套雙缸水冷機(jī)械泵柴油機(jī)改造而來(lái)，其具體參數(shù)如表1所示，主要由燃油供給系統(tǒng)、進(jìn)氣供給系統(tǒng)、高溫高壓水供給系統(tǒng)、原型機(jī)、電子控制及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等設(shè)備組成。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine Specification

圖1為ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意圖。

通過(guò)高壓油泵及高壓共軌建立60～180 MPa可調(diào)的噴油壓力，以滿(mǎn)足通過(guò)缸內(nèi)燃油噴霧實(shí)現(xiàn)擴(kuò)散燃燒的要求。試驗(yàn)研究在第一缸展開(kāi)，進(jìn)排氣系統(tǒng)與第二缸分離，并在第一缸缸蓋上進(jìn)行缸壓傳感器與缸內(nèi)噴水器的安裝，實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)壓力的采集以及缸內(nèi)高溫高壓水供給。利用電加熱模塊模擬尾氣能量回收裝置，實(shí)現(xiàn)對(duì)高壓水的加熱，在缸內(nèi)噴水連續(xù)工作的工況下可實(shí)現(xiàn)最高160°C的加熱能力，通過(guò)溫控器進(jìn)行PID（比例/積分/微分）控制，保證試驗(yàn)中噴水溫度的準(zhǔn)確、穩(wěn)定。

由于純氧氛圍下柴油機(jī)缸內(nèi)混合氣的燃燒速率較快，控制難度較高［15］，本試驗(yàn)采用O2/CO2混合氣來(lái)模擬EGR。進(jìn)氣系統(tǒng)由高壓氧氣及二氧化碳?xì)馄?、減壓閥、氣體流量計(jì)、節(jié)流閥、球閥、預(yù)混穩(wěn)壓腔、壓力調(diào)節(jié)器及低壓氣體管路構(gòu)成，可實(shí)現(xiàn)O2/CO2混合氣體積分?jǐn)?shù)靈活可變。為定量描述進(jìn)氣中的氧含量，引入氧分?jǐn)?shù)變量（oxygen fraction，OF），其定義為進(jìn)氣成分中氧氣的體積分?jǐn)?shù)，即

圖1 ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of ICRC engine test bench

使用美國(guó)國(guó)家儀器公司的CompactRIO高速控制器、PCI-6250高速采集卡與LabVIEW軟件，開(kāi)發(fā)了ICRC實(shí)時(shí)控制以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)和噴水過(guò)程的實(shí)時(shí)在線(xiàn)調(diào)節(jié)以及接收參數(shù)的實(shí)時(shí)顯示。

2 計(jì)算模型搭建及模型驗(yàn)證

本文采用CATIA建立表面幾何模型，在完成面文件處理后導(dǎo)入Hypermesh生成面網(wǎng)格，并進(jìn)行幾何清理與壞點(diǎn)去除，隨后導(dǎo)入基于較詳細(xì)化學(xué)機(jī)理的三維CFD軟件Converge進(jìn)行計(jì)算模型搭建。圖2為搭建完成的上止點(diǎn)處仿真計(jì)算模型。

圖2 仿真計(jì)算模型Fig.2 Computational model

對(duì)導(dǎo)入Converge內(nèi)的幾何模型，需要通過(guò)拆解組合完成邊界條件和初始條件定義，模型包含下屬9個(gè)子系統(tǒng)：進(jìn)氣口、排氣口、進(jìn)氣道、排氣道、進(jìn)氣門(mén)、排氣門(mén)、氣缸、活塞和缸蓋。在模型中根據(jù)原機(jī)噴嘴位置添加噴油噴嘴和噴水噴嘴及相關(guān)噴油、噴水噴射參數(shù)。以柴油機(jī)十六烷值與蒸發(fā)能力為依據(jù)，選擇與其物理特性相近的C12H26作為柴油燃料的替代物。與此同時(shí)，針對(duì)本文所開(kāi)展的高體積分?jǐn)?shù)CO2/O2/H2O氛圍，以Zeuch等［16］發(fā)布的包含47種組分和468步反應(yīng)的正庚烷氧化簡(jiǎn)化機(jī)理作為仿真模擬計(jì)算的化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理文件，并考慮CO2/O2/H2O在各溫度、壓力范圍內(nèi)的詳細(xì)熱力學(xué)特性變化，以充分保證仿真結(jié)果的精度和可靠。

圖3和圖4分別為純氧燃燒未噴水工況、噴水工況下缸內(nèi)壓力仿真結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比。對(duì)于未噴水工況，壓縮沖程模擬計(jì)算結(jié)果缸壓升高率略高于試驗(yàn)缸壓率，做功沖程的壓力曲線(xiàn)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)高度重合，仿真模型中的缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力為7.40 MPa，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)7.18 MPa相比，誤差為3.1%。對(duì)于噴水工況，壓縮行程缸內(nèi)壓力與未噴水工況保持一致，且燃燒過(guò)程的缸內(nèi)壓力也保持高度一致，模擬計(jì)算的缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力為7.44 MPa，試驗(yàn)中最大壓力值為7.37 MPa，誤差為1.1%，在壓縮行程與膨脹做功行程中，壓力曲線(xiàn)的重合度較高，能較好地模擬缸內(nèi)實(shí)際燃燒情況。

圖3 純氧燃燒未噴水工況模型驗(yàn)證Fig.3 Model verification under oxy-fuel condition without water injection

圖4 純氧燃燒噴水工況模型驗(yàn)證Fig.4 Model verification under oxy-fuel condition with water injection

綜上所述，仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的缸壓曲線(xiàn)對(duì)比誤差較小，同時(shí)，兩者揭示的缸內(nèi)壓力變化趨勢(shì)具有較高的一致性，可認(rèn)為仿真模型與實(shí)際工況結(jié)果很接近，模擬結(jié)果對(duì)于實(shí)際工況具有指導(dǎo)意義。表2為試驗(yàn)和模擬設(shè)計(jì)參數(shù)。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)純氧燃燒的影響

進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)燃料燃燒存在重要的影響［17］。在柴油機(jī)富氧條件下，燃料的滯燃期縮短，燃燒速度加快，直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)熱氛圍。

表2 試驗(yàn)與模擬設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.2 Experiment and simulation parameters

在定量分析進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)純氧燃燒柴油機(jī)的影響過(guò)程中，設(shè)置仿真計(jì)算參數(shù)條件如下：發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 200 r·min-1，噴油量為40 mg，未噴水工況，進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)分別為100%（OF100）、80%（OF80）、70%（OF70），對(duì)比分析不同氧體積分?jǐn)?shù)下柴油純氧燃燒的燃燒特性。

3.1.1 進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)缸內(nèi)壓力和溫度的影響

圖5為不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)壓力對(duì)比。從缸內(nèi)組份的物理性質(zhì)來(lái)看，O2比熱容低于CO2，隨著O2含量的增加，混合氣比熱容降低，在外界壓縮做功相同的情況下，缸內(nèi)混合氣比熱容降低的工況缸內(nèi)溫度升高。壓縮行程階段，純氧工況下缸內(nèi)溫度最高，OF70工況缸內(nèi)溫度最低。

圖5 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)壓力Fig.5 In-cylinder pressure at different intake oxygen fractions

因此，隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增加，壓縮結(jié)束后缸內(nèi)溫度提高，直接導(dǎo)致了燃燒時(shí)刻的提前。純氧工況下，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力相位為6°CA ATDC，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力為8.36 MPa；OF80工況下，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力相位為7°CA ATDC，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力為7.76 MPa；OF70工況下，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力相位為8°CA ATDC，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力為7.40 MPa。

圖6為不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)溫度對(duì)比。從進(jìn)氣行程開(kāi)始，由于O2比熱容低于CO2，隨著O2含量的增加，混合氣比熱容降低，壓縮行程的純氧工況下缸內(nèi)溫度最高，OF70工況下壓縮段溫度最低。純氧工況下低溫反應(yīng)得到促進(jìn)［17］，但是由于燃燒反應(yīng)發(fā)生在上止點(diǎn)之前，導(dǎo)致放熱率峰值較低，而較低的氧體積分?jǐn)?shù)下放熱率峰值相位后移，燃燒在上止點(diǎn)之后，峰值反而更高，說(shuō)明氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)于燃料的化學(xué)反應(yīng)具有強(qiáng)烈促進(jìn)作用。OF100氧體積分?jǐn)?shù)下，缸內(nèi)最高溫度為1 960 K，氧體積分?jǐn)?shù)下降為OF80時(shí)，缸內(nèi)最高溫度為1 880 K，OF70時(shí)最高溫度為1 830 K?？傊?，隨著進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的上升，混合氣比熱容降低，缸內(nèi)溫度較高，缸內(nèi)最高溫度峰值增大，燃燒相位提前。

圖6 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)溫度Fig.6 In-cylinder temperature at different intake oxygen fractions

3.1.2 進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)缸內(nèi)氣流特性的影響

燃料燃燒過(guò)程是湍流流動(dòng)與燃料燃燒互相影響和作用的復(fù)雜過(guò)程。燃燒改變了缸內(nèi)流體溫度，產(chǎn)生密度梯度，并且改變流體物性參數(shù)，影響缸內(nèi)湍流流動(dòng)［18］。同時(shí)，湍流流動(dòng)影響燃料與助燃工質(zhì)的混合狀況，影響燃燒過(guò)程化學(xué)反應(yīng)速率［19］。

湍動(dòng)能（turbulent kinetic energy，TKE）反映缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)的強(qiáng)弱，TKE越大說(shuō)明缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)越劇烈，更有利于缸內(nèi)混合氣的形成和擴(kuò)散。圖7為不同氧體積分?jǐn)?shù)下的TKE對(duì)比。從圖7中可以看到，燃料噴射時(shí)刻的缸內(nèi)溫度較低，該溫度主要由進(jìn)氣成分的比熱容決定，純氧工況下缸內(nèi)溫度和壓力較高，低溫反應(yīng)劇烈，使得缸內(nèi)TKE迅速上升。隨著氧體積分?jǐn)?shù)的降低，低溫反應(yīng)逐漸受到抑制，TKE減小。在純氧工況下，缸內(nèi)溫度較高，反應(yīng)速率較快，促進(jìn)湍流形成，缸內(nèi)TKE峰值最高。進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的提升有利于缸內(nèi)混合氣的形成和擴(kuò)散，燃燒反應(yīng)速率加快，反過(guò)來(lái)促進(jìn)缸內(nèi)氣流實(shí)現(xiàn)更高的湍流速度，提高了缸內(nèi)壓力和溫度的升高率。

圖7 不同進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下的湍動(dòng)能Fig.7 In-cylinder TKE at different intake oxygen fractions

圖8 為不同進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)湍流速度分布。該數(shù)據(jù)可直觀反映進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)變化對(duì)氣流特性的影響。在－5°CA ATDC時(shí)，燃料剛進(jìn)入氣缸內(nèi)，此時(shí)純氧工況下低溫反應(yīng)劇烈，缸內(nèi)速度場(chǎng)湍流速度較大，且湍流擴(kuò)散區(qū)域較廣。

圖8 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的湍流速度分布Fig.8 In-cylinder TKE distribution at different inake oxygen fractions

當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角到達(dá)上止點(diǎn)時(shí)，純氧工況下反應(yīng)速率較快，在缸壁附近由于燃燒反應(yīng)出現(xiàn)湍流速度峰值區(qū)域，同時(shí)，湍流擴(kuò)散至整個(gè)缸內(nèi)，而隨著氧體積分?jǐn)?shù)的降低，反應(yīng)速率降低，燃燒相位推遲，缸內(nèi)KTE減小，湍流發(fā)展變緩。在5°CA ATDC時(shí)刻，缸內(nèi)湍流開(kāi)始減弱，在氧體積分?jǐn)?shù)較高的工況下，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)更加強(qiáng)烈。

由此可得，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的發(fā)展，湍流在缸內(nèi)呈現(xiàn)由中心向四周發(fā)展的趨勢(shì)，在火焰鋒面區(qū)域湍流達(dá)到峰值，氧體積分?jǐn)?shù)越高，湍流發(fā)展越迅速，燃燒相位提前。燃燒反作用于湍流，燃燒越劇烈，湍流在火焰鋒面區(qū)域的速率越快。

3.1.3 進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)缸內(nèi)組份的影響

圖9為缸內(nèi)氧體積分?jǐn)?shù)場(chǎng)的分布。在－5°CA ATDC時(shí)刻，燃料剛進(jìn)入缸內(nèi)，體積分?jǐn)?shù)場(chǎng)分布幾乎一樣。主要原因是此時(shí)缸內(nèi)湍流速度不大，體積分?jǐn)?shù)場(chǎng)主要受到噴霧霧化能力影響。隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化，在上止點(diǎn)時(shí)刻，純氧工況下，缸內(nèi)燃料在燃燒室內(nèi)分布較廣，氧體積分?jǐn)?shù)的下降，減弱了燃料的擴(kuò)散。因?yàn)樵诩冄豕r下，低溫反應(yīng)劇烈，缸內(nèi)速度場(chǎng)湍流速度較大，氣流運(yùn)動(dòng)擴(kuò)散較快，使得燃料能夠迅速擴(kuò)散到缸內(nèi)，有利于混合氣的形成，使得燃燒更加充分，燃燒相位前移。

圖9 不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)當(dāng)量比的分布Fig.9 In-cylinder equivalence ratio distribution at different oxygen fractions

3.2 噴水過(guò)程對(duì)純氧燃燒過(guò)程的影響

在上止點(diǎn)附近缸內(nèi)工質(zhì)燃燒時(shí)向缸內(nèi)噴入高溫高壓水，通過(guò)制定的噴水策略影響并調(diào)節(jié)缸內(nèi)燃燒。在對(duì)點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)噴水的研究中發(fā)現(xiàn)，在上止點(diǎn)附近向缸內(nèi)噴水對(duì)缸內(nèi)溫度場(chǎng)的控制效果明顯，同時(shí)改善指示熱效率效果顯著［10，20-21］。將計(jì)算邊界條件設(shè)定為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1 200 r·min-1，進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)70%，壓縮比17∶1，噴油質(zhì)量40 mg。在此基礎(chǔ)上，調(diào)整噴水噴嘴的參數(shù)，選定噴水溫度為160℃，噴水壓力為35 MPa，噴水質(zhì)量為60 mg，對(duì)比分析缸內(nèi)高溫高壓水噴射過(guò)程對(duì)純氧燃燒柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程與性能的的影響。

3.2.1 噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)壓力和溫度的影響

圖10為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)壓力的對(duì)比圖。由圖10可知，當(dāng)噴水質(zhì)量為60 mg時(shí)，缸內(nèi)峰值壓力相位出現(xiàn)在7°CA ATDC，其峰值為7.440 MPa，與未噴水工況相比，缸內(nèi)壓力峰值提高約0.044 MPa，峰值相位保持不變。

圖10 噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)壓力的影響Fig.10 Effect of direct water injection on in-cylinder pressure

圖11 為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)溫度對(duì)比圖。未噴水工況下，缸內(nèi)最高燃燒溫度為1 880 K，在缸內(nèi)噴水60 mg的工況下，缸內(nèi)最高燃燒溫度降低至1 660 K，與未噴水工況相比，缸內(nèi)最高燃燒溫度降幅為170 K。分析認(rèn)為，在缸內(nèi)噴入高溫高壓水后，噴入缸內(nèi)的水迅速汽化膨脹，吸收缸內(nèi)熱量，使得缸內(nèi)溫度降低。

圖11 噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)溫度的影響Fig.11 Effect of direct water injection on in-cylinder temperature

圖12 為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)溫度分布圖。從圖12中可知，在5°CA ATDC的噴水時(shí)刻，缸內(nèi)溫度大于1 600 K，在該時(shí)刻進(jìn)行缸內(nèi)高溫高壓水噴射，隨著水霧進(jìn)入氣缸內(nèi)，迅速吸收缸內(nèi)燃燒放熱汽化膨脹，在缸內(nèi)噴水噴嘴周?chē)幕旌蠚鉁囟蕊@著降低。

圖12 噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)溫度場(chǎng)的影響Fig.12 Effect of direct water injection on in-cylinder temperature field

隨著高溫高壓水噴霧的發(fā)展，其影響的區(qū)域逐漸擴(kuò)散。10°CA ATDC時(shí)刻，未噴水工況下，缸內(nèi)仍處于大于1 600 K的高溫高壓環(huán)境，但在噴水工況下，隨著缸內(nèi)水霧質(zhì)量的增加，在噴水噴嘴周?chē)幕旌蠚鉁囟妊杆傧陆?。?dāng)缸內(nèi)噴水結(jié)束時(shí)，噴水過(guò)程已影響了噴水噴嘴附近的大部分區(qū)域，直接說(shuō)明缸內(nèi)噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)溫度場(chǎng)的重大影響，可以通過(guò)不同的缸內(nèi)噴水策略對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行有效的干預(yù)與調(diào)控，調(diào)控過(guò)程的主要機(jī)理是缸內(nèi)水霧吸熱蒸發(fā)導(dǎo)致的缸內(nèi)溫度降低。

3.2.2 噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)氣流特性的影響

如前所述，隨缸內(nèi)噴水的介入，缸內(nèi)溫度降低，壓力峰值略微升高。而此時(shí)缸內(nèi)溫度場(chǎng)的改變可能對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生影響，并形成相互作用。

圖13為不同噴水與不噴水工況的缸內(nèi)湍流速度的分布對(duì)比。如13圖所示，缸內(nèi)噴水過(guò)程的引入對(duì)缸內(nèi)整體氣流運(yùn)動(dòng)影響較小，主要作用于噴水噴嘴附近區(qū)域，缸內(nèi)水霧蒸發(fā)過(guò)程在噴水噴嘴附近形成湍流低速區(qū)，隨著缸內(nèi)噴水過(guò)程的發(fā)展，該區(qū)域水霧質(zhì)量逐漸增加，對(duì)該區(qū)域內(nèi)湍流速度的抑制作用愈發(fā)明顯。說(shuō)明缸內(nèi)噴水過(guò)程對(duì)燃料燃燒產(chǎn)生抑制作用，降低燃燒速率，同時(shí)也側(cè)面反映了缸內(nèi)壓力升高的機(jī)理是缸內(nèi)水霧汽化膨脹這一物理過(guò)程。

3.2.3 噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)組份的影響

圖14為噴水工況和未噴水工況下缸內(nèi)水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布對(duì)比。5°CA ATDC為缸內(nèi)噴水起始點(diǎn)，此時(shí)缸內(nèi)水蒸氣分布情況一致。10°CA ATDC時(shí)刻，噴水噴嘴附近區(qū)域水蒸氣含量擴(kuò)大，隨著噴水過(guò)程的進(jìn)行，缸內(nèi)水蒸氣含量增加，影響區(qū)域擴(kuò)大，擴(kuò)散至缸內(nèi)其他區(qū)域。隨著曲軸轉(zhuǎn)角繼續(xù)增加，影響區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，但擴(kuò)大的范圍并不顯著，更多的水蒸氣集中于噴水噴嘴附近。

圖13 噴水過(guò)程對(duì)缸內(nèi)湍流速度的影響Fig.13 Effect of direct water injection on in-cylinder turbulence velocity field

3.2.4 噴水過(guò)程對(duì)熱效率的影響

圖15為噴水工況和未噴水工況下的指示熱效率對(duì)比。由于缸內(nèi)高溫高壓水噴射過(guò)程的存在，高溫高壓水汽化膨脹做功，隨著缸內(nèi)水霧的蒸發(fā)，在封閉的柴油機(jī)工作過(guò)程中額外增加了做功工質(zhì)的質(zhì)量，使得膨脹行程的缸內(nèi)做功量得到提高，進(jìn)而優(yōu)化了純氧燃燒柴油機(jī)的指示熱效率，從圖15中可以看到，指示熱效率由未噴水工況的42.14%增加至噴水工況的43.72%，但由于缸內(nèi)水霧的蒸發(fā)會(huì)降低缸內(nèi)溫度，因此，若不斷提高缸內(nèi)水霧質(zhì)量，則會(huì)存在缸內(nèi)熱氛圍不足以讓缸內(nèi)水霧迅速充分蒸發(fā)的臨界點(diǎn)，可以認(rèn)為，壓燃式內(nèi)燃蘭金循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的指示熱效率提升受限于缸內(nèi)熱氛圍能夠提供給缸內(nèi)水蒸發(fā)膨脹的熱量。

圖15 噴水過(guò)程對(duì)指示熱效率的影響Fig.15 Effect of direct water injection on indicated thermal efficiency

4 結(jié)論

為解決點(diǎn)燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)中熱效率優(yōu)化效果受限于爆震等非正常燃燒現(xiàn)象的問(wèn)題，本文通過(guò)建立三維流體動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)不同進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)及缸內(nèi)噴水過(guò)程對(duì)純氧燃燒柴油機(jī)燃燒過(guò)程、缸內(nèi)流動(dòng)及指示熱效率的影響進(jìn)行了仿真分析，為未來(lái)壓燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)研究提供參考基礎(chǔ)，結(jié)論如下：

（1）氧體積分?jǐn)?shù)的增加改變了缸內(nèi)進(jìn)氣混合氣的比熱容，通過(guò)物理及化學(xué)的雙重促進(jìn)作用，提升缸內(nèi)燃燒反應(yīng)速率，并進(jìn)一步促進(jìn)缸內(nèi)湍流強(qiáng)度，缸內(nèi)燃燒相位提前。

（2）噴水過(guò)程對(duì)于缸內(nèi)壓力和溫度有明顯控制作用，抑制缸內(nèi)燃燒反應(yīng)和氣流運(yùn)動(dòng)，通過(guò)噴入的水工質(zhì)汽化膨脹推動(dòng)活塞做功，增加了循環(huán)指示熱效率。向缸內(nèi)噴入60 mg高溫高壓水，可以使指示熱效率提升3.75%。

（3）在壓燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)中，存在缸內(nèi)熱氛圍不足以實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)水霧迅速充分蒸發(fā)的臨界點(diǎn)，限制了其指示熱效率的提升。