禮 博，崔靖晨，肖 鴿，張 恒，田 華，隆武強(qiáng)

(1.大連理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，大連 116024；2.大連理工大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，大連 116024)

1982 年，胡國棟教授[1-2]正式提出了“柴油機(jī)熱預(yù)混合燃燒”的思想，指出“柴油機(jī)在混合氣形成和放熱規(guī)律方面汽油機(jī)化”.同一時(shí)期，日本Onishi 教授等[3]以二沖程汽油機(jī)部分負(fù)荷條件為基礎(chǔ)，提出了汽油預(yù)混合氣壓縮自燃的燃燒模式.區(qū)別于傳統(tǒng)柴油機(jī)的擴(kuò)散燃燒以及傳統(tǒng)汽油機(jī)的火焰?zhèn)鞑?，預(yù)混合壓燃模式采用稀薄預(yù)混合氣壓縮自燃的燃燒方式，燃燒室內(nèi)預(yù)混合氣多點(diǎn)同時(shí)快速自燃[4]，可以同時(shí)避開NOx和碳煙的生成區(qū)域，并有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率.

目前，國內(nèi)外研究者對(duì)預(yù)混合壓燃模式的燃燒室內(nèi)工作過程開展了一系列的研究.Inagaki 等[5]和Kokjohn 等[6-7]通過進(jìn)氣道和缸內(nèi)分別噴射兩種燃料，形成預(yù)混合氣活性梯度，控制預(yù)混合氣的燃燒過程.Dec[8]的研究表明，低溫預(yù)混合壓燃模式的油氣混合過程明顯獨(dú)立于燃燒過程，有助于降低局部當(dāng)量比及局部燃燒溫度.Yu 等[9]通過缸內(nèi)直噴柴油引燃進(jìn)氣道噴射的汽油，隨著汽油當(dāng)量比的增加，其燃燒過程中存在兩階段特點(diǎn).呂興才等[10]基于燃料設(shè)計(jì)與管理的概念，提出了分層復(fù)合燃燒模式，并在部分條件下實(shí)現(xiàn)了三階段燃燒過程.以上研究成果均為預(yù)混合壓燃模式燃燒過程的研究提供了有力的參考依據(jù).

雙直噴型柴油射流控制柴/汽油預(yù)混合氣壓燃(JCCI)模式是通過缸內(nèi)直噴柴/汽油混合燃料，形成具有一定活性的且靈活可控的混合燃料預(yù)混合氣，并且保證在壓縮過程中預(yù)混合氣不發(fā)生提前自燃.在壓縮上止點(diǎn)附近噴射少量的柴油引燃燃燒室內(nèi)的預(yù)混合氣，實(shí)現(xiàn)對(duì)于預(yù)混合氣著火相位的主動(dòng)控制.通過前期試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，JCCI 模式存在明顯的兩階段獨(dú)立高溫放熱過程[11-12]，且針對(duì)雙直噴型柴/汽油預(yù)混合氣壓燃的兩階段獨(dú)立高溫放熱過程，目前尚未有學(xué)者進(jìn)行相關(guān)研究，因此本文以JCCI 模式為研究對(duì)象，通過三維數(shù)值模擬與化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)相結(jié)合的方法，對(duì)兩階段高溫放熱過程的本質(zhì)，以及雙直噴型JCCI 模式燃燒室內(nèi)污染物的生成過程進(jìn)行深入研究.

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型與邊界條件

參考前期JCCI 模式臺(tái)架試驗(yàn)[12]，建立包含余隙在內(nèi)的等比例扁平型燃燒室?guī)缀文Ｐ?，? 所示為發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)，幾何模型剖面圖如圖1 所示.

圖1 幾何模型剖面Fig.1 Section of geometric model

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main specifications of engine

分別以進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻、排氣門開啟時(shí)刻作為計(jì)算過程的始末點(diǎn)，因此不需要對(duì)進(jìn)、排氣道進(jìn)行建模.以臺(tái)架試驗(yàn)中兩支噴油器的布局、噴霧角度及噴油器參數(shù)為基準(zhǔn)[12]，設(shè)置模型中噴射參數(shù)，噴霧示意圖如圖2 所示，具體噴射參數(shù)如表2 所示，噴油速率曲線如圖3 所示.

圖2 雙直噴系統(tǒng)示意Fig.2 Schematic of dual-direct injection system

表2 噴油器參數(shù)Tab.2 Parameters of dual-direct injectors

圖3 噴油速率曲線Fig.3 Injection rate profile

試驗(yàn)中未采用廢氣再循環(huán)，因此在計(jì)算初始時(shí)刻設(shè)定燃燒室內(nèi)僅包含空氣，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻燃燒室內(nèi)氣體均勻分布.根據(jù)試驗(yàn)測量結(jié)果，設(shè)定初始?jí)毫χ禐?12 kPa.根據(jù)所測進(jìn)氣道溫度，結(jié)合經(jīng)驗(yàn)公式[13]計(jì)算進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻燃燒室內(nèi)的初始平均溫度.根據(jù)解茂昭等[14]的研究，以發(fā)動(dòng)機(jī)缸徑作為計(jì)算燃燒室內(nèi)初始湍動(dòng)能及湍動(dòng)能耗散率的特征尺度.計(jì)算的初始壁面溫度參考Park 等[15]在計(jì)算相近機(jī)型發(fā)動(dòng)機(jī)所用的邊界條件.

1.2 計(jì)算模型

RNG k-ε 方程中考慮了湍動(dòng)能耗散率受平均應(yīng)變率的影響，因此修正了湍動(dòng)能耗散率方程，更適用于發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)工作過程的計(jì)算[16-17].使用KHRT 模型計(jì)算噴霧破碎過程，其中詳細(xì)的模型參數(shù)參考Peng 等[18]在計(jì)算相近機(jī)型發(fā)動(dòng)機(jī)所用參數(shù).考慮到本研究中所使用燃料，采用Wang 等[19]簡化的包含柴油、汽油和乙醇(C2H5OH)3 種組分的化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理.以正庚烷(nC7H16)表征柴油的化學(xué)反應(yīng)，以異辛烷(iC8H18)表征汽油的化學(xué)反應(yīng).使用Extended Zeldovich model 預(yù)測燃燒室內(nèi)NOx的生成過程，使用Hiroyasu model 預(yù)測發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程中的碳煙排放，碳煙模型中的常數(shù)參考Kong 等[20]的設(shè)置，具體參數(shù)設(shè)置如表3 所示.根據(jù)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理計(jì)算的相關(guān)組分結(jié)果即為燃燒室內(nèi)最終的THC 和CO排放結(jié)果.

表3 模型參數(shù)Tab.3 Model parameters

2 計(jì)算模型的驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格敏感性

數(shù)值計(jì)算過程通常面臨計(jì)算精度與計(jì)算時(shí)間相互制約的矛盾關(guān)系，網(wǎng)格大小是決定兩個(gè)因素的關(guān)鍵.本研究設(shè)置初始計(jì)算網(wǎng)格尺寸為2 mm，利用CONVERGE 軟件中包含的網(wǎng)格自適應(yīng)加密(adaptive mesh refinement，AMR)功能對(duì)計(jì)算過程進(jìn)行自適應(yīng)加密.圖4 所示為AMR 階數(shù)對(duì)于計(jì)算結(jié)果和計(jì)算時(shí)間的影響，可以看出當(dāng)AMR 加密階數(shù)為2、3 階時(shí)，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，但是當(dāng)加密階數(shù)達(dá)到3階時(shí)，網(wǎng)格數(shù)量與計(jì)算時(shí)間明顯增大，導(dǎo)致計(jì)算效率較低，因此本文采用AMR 加密2 階的方案進(jìn)行計(jì)算.

圖4 AMR階數(shù)對(duì)計(jì)算的影響Fig.4 Effects of AMR levels on calculation

2.2 燃燒與排放模型驗(yàn)證

本文分別選擇了Lee[21]的PCCI 模式試驗(yàn)結(jié)果和前期的JCCI 模式試驗(yàn)結(jié)果[12]對(duì)燃燒與排放模型進(jìn)行驗(yàn)證.圖5 和圖6 所示為部分計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的缸內(nèi)壓力、放熱率和排放對(duì)比，最高燃燒壓力誤差低于2%，說明本文所建立的計(jì)算模型可以有效地預(yù)測發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)工作過程.圖6 中排放單位表示每千克燃油產(chǎn)生的排放物質(zhì)量(g).

圖5 PCCI 和JCCI 模式的缸內(nèi)壓力與放熱率的計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparisons of in-cylinder pressure and heat release rate of PCCI and JCCI between simulation and experiment results

圖6 PCCI 模式排放的計(jì)算與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.6 Comparisons of emissions of PCCI between simulation and experiment results

3 計(jì)算結(jié)果與分析

圖7 所示為前期的雙直噴型JCCI 模式臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果，從圖中可以看出第1 階段高溫放熱的始點(diǎn)發(fā)生在-1°CA ATDC 附近，表征放熱率在3°CA ATDC 附近達(dá)到第1 個(gè)峰值，隨后直到6°CA ATDC，放熱速率逐漸減緩.隨著燃燒過程的持續(xù)進(jìn)行，第2 階段高溫放熱過程逐漸形成，表征放熱率逐漸回升，在9°CA ATDC 附近，達(dá)到本階段放熱過程的最大值.

圖7 JCCI模式兩階段高溫放熱過程Fig.7 Two-stage high-temperature heat release process in JCCI mode

3.1 JCCI模式燃燒過程分析

本文以上述兩階段高溫放熱過程為討論對(duì)象，圖8 所示為燃燒室內(nèi)溫度分布隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況.可以看出在-1°CA ATDC 之前，整體溫度低于1 000 K，未發(fā)生高溫放熱反應(yīng)，在1°CA ATDC 附近，燃燒室盆底處出現(xiàn)4 處高溫區(qū)域，說明此時(shí)已經(jīng)發(fā)生第1 階段的高溫放熱過程，并且4 處高溫區(qū)域?qū)?yīng)柴油射流噴霧，證明了柴油射流的主導(dǎo)作用.隨著燃燒的持續(xù)，射流周圍的部分預(yù)混合氣參與燃燒，因此高溫區(qū)域的面積逐漸擴(kuò)大.

圖8 缸內(nèi)平均溫度分布隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化Fig.8 Variation of average in-cylinder temperature distribution with crank angle

在6°CA ATDC 附近，接近燃燒室中心位置出現(xiàn)兩處明顯不同于第1 階段的獨(dú)立高溫區(qū)域，這主要是因?yàn)殡S著第1 階段高溫放熱過程的進(jìn)行，燃燒室內(nèi)溫度和壓力不斷升高，預(yù)噴射所形成的相對(duì)稀薄的預(yù)混合氣在高溫高壓條件下自主發(fā)生多點(diǎn)燃燒，因此形成了第 2 階段高溫放熱過程.可以看出，在 9°CA ATDC 附近，高溫區(qū)域擴(kuò)大至整個(gè)燃燒室.但是燃燒所產(chǎn)生的高溫區(qū)域更集中分布在燃燒室底部，接近氣缸蓋的頂部區(qū)域溫度較低.

圖9 所示為不同曲軸轉(zhuǎn)角條件下，正庚烷、異辛烷和乙醇3 種燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布變化.由于乙醇汽油和柴油的混合物是本次預(yù)噴射的燃料，因此在預(yù)噴射階段(-40°CA ATDC)，3 種組分在燃燒室內(nèi)的分布情況無明顯區(qū)別，同時(shí)可以看出，燃燒室靠近預(yù)噴射噴油嘴一側(cè)的燃料濃度較高.隨著活塞向上運(yùn)動(dòng)，在氣流運(yùn)動(dòng)的作用下，預(yù)噴射的混合燃料逐漸布滿整個(gè)燃燒室，實(shí)現(xiàn)較充分的油氣混合過程.異辛烷和乙醇的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在射流噴射階段(-15°CA ATDC)有所降低，主要是因?yàn)樯淞鲊娚洳裼驮黾恿巳紵覂?nèi)的總質(zhì)量.在-5°CA ATDC 處，燃燒室內(nèi)幾乎不存在局部濃區(qū)，說明預(yù)噴射燃料與射流燃料與空氣混合較充分.在1°CA ATDC 處，燃燒室內(nèi)開始第1 階段高溫放熱，因此可以看出在射流油束落點(diǎn)處，正庚烷、異辛烷和乙醇的質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯降低，并且在3°CA ATDC處，3 種燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)持續(xù)降低，并且范圍擴(kuò)大，但是燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)減小的相對(duì)位置沒有明顯改變.在6°CA ATDC 處，燃燒室內(nèi)正庚烷的質(zhì)量分?jǐn)?shù)趨近于0，說明此時(shí)射流噴油器噴射的正庚烷組分幾乎反應(yīng)完全.而在單一截面內(nèi)的燃燒室中心區(qū)域，異辛烷和乙醇的質(zhì)量分?jǐn)?shù)出現(xiàn)兩處明顯的獨(dú)立于3°CA ATDC的下降區(qū)域，說明此時(shí)燃燒室內(nèi)的這兩種組分開始進(jìn)行大面積的氧化反應(yīng).隨著燃燒的進(jìn)行，圖中異辛烷和乙醇的質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸減小，說明燃燒室內(nèi)的這兩種組分逐漸反應(yīng)殆盡，但是在75°CA ATDC 處，仍然可以看到有部分異辛烷和乙醇存在于狹縫區(qū)域內(nèi)，并且隨著活塞繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，該部分燃料沿著氣缸壁面，從狹縫中擴(kuò)散至燃燒室內(nèi)，但是此時(shí)燃燒室內(nèi)的溫度和壓力持續(xù)下降，因此該部分燃料無法得到充分反應(yīng).

圖9 燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化Fig.9 Variation of in-cylinder fuel mass fraction distribution with crank angle

正庚烷燃料自燃反應(yīng)過程中，過氧化氫(H2O2)和羥基(OH)是關(guān)鍵的中間產(chǎn)物，因此本文通過H2O2與OH 兩種組分，判斷燃燒室內(nèi)的燃燒過程.圖10 所示為JCCI 模式75%負(fù)荷、柴油射流正時(shí)為-20°CA ATDC 條件下，缸內(nèi)最高溫度以及H2O2、OH、THC、CO、CO2和NOx6 種組分隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線.圖中反應(yīng)產(chǎn)物的滿量程值：THC 為 100%，NOx為1 mg，CO 為5 mg，CO2為50 mg，OH 為1 mg，H2O2為1 mg.從圖中可以看出，從-8°CA ATDC 開始，燃燒室內(nèi)累計(jì)產(chǎn)生H2O2，說明此時(shí)燃燒室內(nèi)處于正庚烷低溫反應(yīng)階段，化學(xué)反應(yīng)速率較為緩慢，放熱量少，溫度略有升高.在該條件范圍內(nèi)，H2O2分解速度同樣緩慢，并且產(chǎn)生的OH 被迅速消耗，因此燃燒室內(nèi)未累積產(chǎn)生大量的OH.并且CO 在低溫條件下無法進(jìn)一步氧化，因此燃燒室內(nèi)CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸增加.當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角達(dá)到-1°CA ATDC 時(shí)，燃燒室內(nèi)的最高溫度較高，導(dǎo)致H2O2的分解速率大于其生成速率，產(chǎn)生大量的OH，促使燃燒室內(nèi)碳?xì)浠衔锏难趸磻?yīng)加劇，因此THC 質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降，產(chǎn)生大量的熱，燃燒室內(nèi)最高溫度快速提高，即為第1 階段高溫放熱.在6°CA ATDC 附近，結(jié)合圖9 可知正庚烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)幾乎為0，燃燒室內(nèi)反應(yīng)速率下降，此時(shí)H2O2的分解速率減緩，CO 的增長速率降低.

隨著燃燒室內(nèi)溫度和壓力的提高，異辛烷與乙醇組分發(fā)生自燃反應(yīng)，H2O2的分解速率再次大幅提高，CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)再次增加.并且結(jié)合圖9 可以看出，在10°CA ATDC 附近，異辛烷與乙醇組分也幾乎反應(yīng)殆盡，燃燒室內(nèi)化學(xué)反應(yīng)速率減緩，CO 的氧化速率增加，因此CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸降低.此時(shí)燃燒室內(nèi)H2O2分解產(chǎn)生的OH 量較少，同時(shí)OH 仍然參與反應(yīng)，因此燃燒室內(nèi)的OH 累積量同樣開始下降，在20°CA ATDC 附近，燃燒室內(nèi)化學(xué)反應(yīng)過程基本結(jié)束，6 種組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)趨于平穩(wěn)，此過程即為第2階段高溫放熱.

結(jié)合圖8、圖9 和圖10 可以看出，JCCI 模式的兩階段高溫放熱過程的實(shí)質(zhì)是：預(yù)噴射混合燃料首先與燃燒室內(nèi)的空氣混合，制備理想的(均質(zhì)或分層)預(yù)混合氣，并且該部分預(yù)混合氣無法提前發(fā)生自燃反應(yīng).在壓縮上止點(diǎn)附近，噴射少量的柴油射流，并且該部分柴油與周圍的部分預(yù)混合氣迅速燃燒，發(fā)生第1 階段高溫放熱，即為射流壓縮自燃階段.隨著射流壓縮自然階段放出大量的熱，燃燒室內(nèi)的溫度和壓力達(dá)到預(yù)混合氣的自燃臨界條件，因此大量的預(yù)混合氣在燃燒室內(nèi)出現(xiàn)獨(dú)立的多點(diǎn)自燃，隨著反應(yīng)進(jìn)行，燃燒區(qū)域逐漸擴(kuò)大至整個(gè)燃燒室，以此形成第2 階段高溫放熱，即為預(yù)混合氣燃燒階段.

圖10 反應(yīng)產(chǎn)物及缸內(nèi)最高溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化Fig.10 Variations of reaction products and maximum temperature with crank angle

3.2 JCCI模式污染物生成過程

圖11 所示為不同曲軸轉(zhuǎn)角條件下NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布變化.可以看出在燃燒初始階段(1°CA ATDC)，燃燒室內(nèi)幾乎沒有NOx產(chǎn)生，這是因?yàn)榇藭r(shí)燃燒室內(nèi)溫度較低，NOx尚未形成.隨著燃燒過程的進(jìn)行，燃燒室內(nèi)存在局部高溫，且高溫持續(xù)時(shí)間延長，因此燃燒室內(nèi)產(chǎn)生少量的NOx，結(jié)合圖8 的平均溫度分布可知，柴油射流燃燒的高溫區(qū)域的邊緣位置更易產(chǎn)生NOx.隨著反應(yīng)的持續(xù)進(jìn)行，燃燒室內(nèi)溫度逐漸升高，因此NOx生成量增加.當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角達(dá)到6°CA ATDC 時(shí)，燃燒室內(nèi)的稀薄預(yù)混合氣開始燃燒，燃燒溫度較低，因此燃燒區(qū)域內(nèi)仍未明顯產(chǎn)生大量的NOx.結(jié)合圖10 所示的燃燒室內(nèi)NOx質(zhì)量曲線，可知在第2 階段高溫放熱末期NOx質(zhì)量逐漸達(dá)到最大值，說明預(yù)混合氣自燃階段內(nèi)的NOx生成量較少.即在兩階段燃燒過程內(nèi)，柴油射流燃燒區(qū)域的局部當(dāng)量比較大，燃燒溫度較高，產(chǎn)生較多的NOx，而稀薄預(yù)混合氣的燃燒區(qū)域燃燒溫度較低，因此NOx生成量較少.

圖11 NOx 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化Fig.11 Variation of NOx mass fraction distribution with crank angle

圖12 所示為不同曲軸轉(zhuǎn)角條件下，THC 和CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布變化.噴射燃料中的三種組分均為碳?xì)浠衔?，屬于THC，因此在燃燒發(fā)生之前燃燒室內(nèi)的THC 質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高.從圖中可以看出，在燃燒開始階段(1°CA ATDC)，燃燒室內(nèi)THC 質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯降低，且降低位置對(duì)應(yīng)于柴油射流的噴霧落點(diǎn)區(qū)域，說明在燃燒初期，該區(qū)域內(nèi)的燃料首先開始發(fā)生高溫氧化反應(yīng)，并伴隨著產(chǎn)生大量CO，由于反應(yīng)初期的局部溫度較低，因此燃料分解后僅生成CO，尚未完全氧化成CO2.隨著高溫反應(yīng)的持續(xù)進(jìn)行，在3～6°CA ATDC 曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)，高溫區(qū)域內(nèi)的CO 分布范圍逐漸減少，說明隨著反應(yīng)的進(jìn)行，區(qū)域內(nèi)溫度升高，缸內(nèi)累積產(chǎn)生的CO 逐漸被氧化成CO2.當(dāng)燃燒室內(nèi)進(jìn)行到第2 階段高溫反應(yīng)時(shí)，預(yù)混合氣開始發(fā)生大范圍的自燃反應(yīng)，因此位于燃燒室盆底處的THC 質(zhì)量分?jǐn)?shù)顯著降低，與此同時(shí)，在預(yù)混合氣自燃反應(yīng)的邊界處產(chǎn)生較多CO.

圖12 THC和CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化Fig.12 Variations of THC and CO mass fraction distribution with crank angle

從圖中可以看出，當(dāng)燃燒室內(nèi)達(dá)到第2 階段高溫放熱末期時(shí)(20°CA ATDC)，在近氣缸蓋、氣缸壁和狹縫等區(qū)域內(nèi)仍然存在大量的THC，不同的是，狹縫內(nèi)的CO 分布較少.主要是因?yàn)樵讵M縫內(nèi)存在的THC，主要是由預(yù)噴射混合燃料中的易揮發(fā)組分組成，并且該部分燃料自燃特性較差，同時(shí)狹縫內(nèi)空間狹小，氧氣量稀少，所以該區(qū)域內(nèi)的燃料很難發(fā)生氧化反應(yīng)，因此導(dǎo)致狹縫內(nèi)幾乎不存在CO.隨著膨脹沖程中活塞向下運(yùn)動(dòng)，狹縫內(nèi)的燃料沿著氣缸壁擴(kuò)散至燃燒室內(nèi)，雖然與氧氣充分接觸，但此時(shí)燃燒室內(nèi)溫度和壓力迅速下降，因此該部分燃料僅發(fā)生緩慢氧化反應(yīng)產(chǎn)生CO，并且很難被進(jìn)一步氧化成CO2，最后以CO 的形式分布近氣缸壁區(qū)域內(nèi).同時(shí)，由于燃燒區(qū)域整體貼近燃燒室盆底處，近氣缸蓋區(qū)域的溫度較低，因此該區(qū)域內(nèi)THC 無法完全反應(yīng)，產(chǎn)生的CO同樣也很難得到進(jìn)一步氧化.

4 結(jié)論

本文以雙直噴型柴油JCCI 模式為研究對(duì)象，利用三維數(shù)值模擬的方法，研究了獨(dú)立的兩階段高溫放熱過程的本質(zhì)，并針對(duì)雙直噴型柴油JCCI 模式缸內(nèi)污染物的生成過程開展了研究.

(1) JCCI 模式獨(dú)立兩階段高溫放熱過程的本質(zhì)是：射流柴油及周圍部分預(yù)混合氣的壓縮自燃主導(dǎo)了第1 階段高溫放熱，大范圍的預(yù)混合氣多點(diǎn)自燃主導(dǎo)了第2 階段高溫放熱.

(2) JCCI 模式的NOx主要產(chǎn)生在第1 階段高溫放熱區(qū)域邊緣，并且滯后于溫度升高的起始時(shí)刻，在預(yù)混合氣燃燒階段NOx生成量較少.

(3) 近氣缸蓋和氣缸壁等低溫區(qū)域的THC 和CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，同時(shí)狹縫效應(yīng)是雙直噴型JCCI模式THC 排放較高的另一關(guān)鍵因素.