曹 陽(yáng)，朱啟天，周逸帆，魏震鴻，劉 瑞，張玉銀

（1.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240；2.中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司第七一一研究所，上海 201108）

0 概述

為應(yīng)對(duì)能源和環(huán)境問(wèn)題，各國(guó)家和地區(qū)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料利用率與排放的要求越來(lái)越高。天然氣作為一種低碳替代燃料受到廣泛關(guān)注［1］，但天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的提高受稀燃和爆震等問(wèn)題的限制［2］。近年來(lái)柴油預(yù)燃室射流點(diǎn)火技術(shù)逐漸受到關(guān)注，其有望有效拓展稀燃和爆震界限［3］。對(duì)于柴油–天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)說(shuō)，在實(shí)際應(yīng)用中因負(fù)荷與缸內(nèi)掃氣流場(chǎng)的變化，為保證稀薄天然氣成功著火，通常在預(yù)燃室中進(jìn)行主動(dòng)柴油加濃［4］以確保足夠的點(diǎn)火能量。由于柴油黏度相對(duì)較大且揮發(fā)性也較差，難以形成均質(zhì)混合氣，局部當(dāng)量比相對(duì)均質(zhì)壓燃燃燒偏高，易導(dǎo)致燃燒惡化［5］，因此研究預(yù)燃室內(nèi)部混合氣的形成規(guī)律對(duì)于提高射流點(diǎn)火的綜合能力來(lái)說(shuō)至關(guān)重要。

文獻(xiàn)［6–7］中在快速壓縮機(jī)上針對(duì)預(yù)燃室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)和混合器濃度匹配進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)［8］中分別討論了錐形預(yù)燃室的燃燒和主燃室內(nèi)的混合氣流動(dòng)運(yùn)動(dòng)。文獻(xiàn)［9–11］中通過(guò)平面激光誘導(dǎo)熒光測(cè)試法與數(shù)值仿真獲得了天然氣混合的速度場(chǎng)，并通過(guò)氮氧化物的指標(biāo)獲得了最佳噴射角這一幾何參數(shù)。但還存在如下問(wèn)題：（1）混合氣的形成過(guò)程對(duì)點(diǎn)火射流的影響規(guī)律尚不明確；（2）預(yù)燃室內(nèi)加濃柴油導(dǎo)致濕壁嚴(yán)重；（3）未燃混合氣經(jīng)噴射射流孔流失導(dǎo)致燃料利用率和點(diǎn)火能量下降；（4）現(xiàn)有對(duì)預(yù)燃室的性能分析大多集中在有效壓力、排放等單一指標(biāo)上，缺乏可全面直觀(guān)地衡量預(yù)燃室點(diǎn)火性能的多指標(biāo)綜合評(píng)價(jià)方法。

為了得到預(yù)燃室內(nèi)混合氣對(duì)預(yù)燃室點(diǎn)火性能的影響規(guī)律，開(kāi)發(fā)了可視化預(yù)燃室，利用先進(jìn)的兩波長(zhǎng)吸收與散射等光學(xué)測(cè)試技術(shù)，對(duì)預(yù)燃室內(nèi)氣液兩相濃度分布等混合氣形成過(guò)程進(jìn)行同時(shí)測(cè)量，以獲得預(yù)燃室內(nèi)燃料霧化、蒸發(fā)、混合的特性參數(shù)。本文中基于此可視化預(yù)燃室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值仿真研究，探究預(yù)燃室內(nèi)混合氣對(duì)預(yù)燃室點(diǎn)火性能的影響規(guī)律，并對(duì)預(yù)燃室開(kāi)發(fā)方案進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)。通過(guò)光學(xué)可視化測(cè)量技術(shù)對(duì)加濃柴油噴霧特性、燃燒特性進(jìn)行可視化試驗(yàn)研究，利用定容彈試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)噴霧仿真模型進(jìn)行標(biāo)定以得到準(zhǔn)確的仿真數(shù)值模型，然后基于不同噴射參數(shù)對(duì)預(yù)燃室內(nèi)的流動(dòng)運(yùn)動(dòng)、著火點(diǎn)位、射流火焰?zhèn)鞑ズ皖A(yù)燃室混合氣當(dāng)量比等物理量進(jìn)行綜合多指標(biāo)分析。通過(guò)噴射方案的定量化評(píng)價(jià)，在保證足夠預(yù)燃室點(diǎn)火能量的同時(shí)又提高單位燃料的利用率，最終在源頭上實(shí)現(xiàn)節(jié)能減排，為雙燃料預(yù)燃室的開(kāi)發(fā)提供工程指導(dǎo)，進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)船用天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)稀燃極限的拓寬從而優(yōu)化天然氣船機(jī)熱效率。

1 試驗(yàn)方法及裝置

為探究混合氣形成過(guò)程（霧化、蒸發(fā)、混合）及其對(duì)火焰射流的影響規(guī)律，采用光學(xué)測(cè)試技術(shù)對(duì)預(yù)燃室柴油噴霧的形成進(jìn)行測(cè)量，為數(shù)值仿真模型的標(biāo)定和驗(yàn)證提供可靠的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖1 為定容彈米氏（Mie）散射噴霧測(cè)試系統(tǒng)，定容彈用于模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的熱力學(xué)環(huán)境，有4 個(gè)光學(xué)測(cè)試窗口（直徑205 mm），其中底部窗口用于光學(xué)觀(guān)測(cè)，兩個(gè)90°窗口用于Mie 散射的光源進(jìn)入。定容彈系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)，高壓氮?dú)饨?jīng)電加熱設(shè)備加熱，氣體溫度和壓力由控制器自動(dòng)控制。當(dāng)定容彈系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，測(cè)試區(qū)域的溫度和壓力偏差小于1%。Mie 散射成像技術(shù)廣泛用于液相成像的噴霧研究，可獲得液相噴霧的宏觀(guān)特征。如圖1 所示，連續(xù)穩(wěn)定的LED（功率150 W、光通量18 000 lm）對(duì)稱(chēng)放置在定容彈的兩側(cè)。噴霧散射的光穿過(guò)底部石英窗口，經(jīng)定容彈下方的反射鏡在高速相機(jī)（Phantom VEO710）成像，相機(jī)分辨率為640 像素×536 像素，比例尺為1.978 像素/mm。高速相機(jī)的記錄頻率設(shè)置為20 kHz，記錄噴霧液相的發(fā)展，曝光時(shí)間為10 μs。燃料噴射時(shí)間和相機(jī)拍攝時(shí)間由同步發(fā)生器通過(guò)電子控制單元（electronic control unit，ECU）控制。

圖1 定容彈Mie 散射噴霧測(cè)試系統(tǒng)

在固定容積的可視化預(yù)燃室（預(yù)燃室總?cè)莘e占余隙容積的2%）中，適配一款6 孔柴油噴油器。通過(guò)噴油器單次噴油量測(cè)試，獲得準(zhǔn)確的噴油參數(shù)。燃油種類(lèi)為0 號(hào)柴油，噴油壓力為80 MPa～220 MPa，燃油溫度為50 ℃。表1、表2 分別列出了單段噴射與兩段噴射的試驗(yàn)工況參數(shù)，通過(guò)對(duì)脈寬的精確設(shè)置保持噴油量恒定。燃料溫度均為323 K。燃燒定容彈中的環(huán)境介質(zhì)是氮?dú)?。環(huán)境壓力范圍為2.5 MPa～6.0 MPa，以對(duì)應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)不同負(fù)荷時(shí)的缸壓，環(huán)境溫度在各工況下均為750 K（該設(shè)置參考了雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)熱力條件）。

表1 自由噴霧單段噴射測(cè)試工況(當(dāng)量比恒定)

表2 自由噴霧兩段噴射測(cè)試工況

2 數(shù)值模擬方法

2.1 預(yù)燃室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)

圖2 為光學(xué)可視化預(yù)燃室實(shí)物圖。預(yù)燃室長(zhǎng)度為90 mm，寬度為80 mm，高30 mm，噴油嘴產(chǎn)生放射狀均勻角度間隔的6 束油束，在預(yù)燃室中按照中心線(xiàn)對(duì)稱(chēng)布置油束，兩邊各布置3 束，以充分利用預(yù)燃室空間，射流通孔數(shù)量為兩孔，孔徑均為3.8 mm，兩孔間的夾角為60°。預(yù)燃室結(jié)構(gòu)與油束布置如圖3 所示。

圖2 可視化預(yù)燃室

圖3 預(yù)燃室結(jié)構(gòu)與油束布置圖

通過(guò)三維商業(yè)軟件CONVERGE v3.0 對(duì)某二沖程柴油–天然氣雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)主燃室與預(yù)燃室模型進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，此發(fā)動(dòng)機(jī)為缸內(nèi)噴射天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，具體尺寸規(guī)格如表3 所示。圖4 為發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)時(shí)刻的主燃室與預(yù)燃室?guī)缀文Ｐ汀ｎA(yù)燃室對(duì)稱(chēng)設(shè)置在缸頂邊緣，通過(guò)射流通道孔與主燃室相連接，預(yù)燃室的總?cè)莘e為余隙容積的2%。

表3 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

圖4 上止點(diǎn)時(shí)刻預(yù)燃室及主燃室?guī)缀文Ｐ?/p>

2.2 數(shù)值仿真模型設(shè)置

考慮到低速二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)全負(fù)荷狀態(tài)下的轉(zhuǎn)速僅為110 r/min，并且為研究預(yù)燃室的混合氣形成與燃燒和預(yù)燃室射流引燃的燃燒特性，本文以余隙容積為定容環(huán)境進(jìn)行仿真研究。在三維計(jì)算流體力學(xué)CONVERGE 軟件中選擇RNGk-ε湍流模型。模擬中用甲烷替代天然氣，并設(shè)置為流場(chǎng)空間中固定當(dāng)量比的預(yù)混氣體，用正庚烷替代加濃燃料，具體仿真設(shè)置參數(shù)如表4 所示。

表4 仿真模型設(shè)置

為保證仿真精度，本次仿真基礎(chǔ)網(wǎng)格為8 mm，在重要區(qū)域采用局部嵌入精細(xì)網(wǎng)格。設(shè)置自適應(yīng)網(wǎng)格進(jìn)行3 倍加密，網(wǎng)格尺寸為2 mm 的固定嵌入，最大網(wǎng)格數(shù)為100 萬(wàn)個(gè)，并對(duì)其做網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。所有邊界都對(duì)溫度和速度使用壁面邊界條件。整個(gè)邊界對(duì)工質(zhì)、被動(dòng)標(biāo)量、湍流動(dòng)能和壓力使用Neumann邊界條件。Dirichlet 邊界條件應(yīng)用于湍流耗散率。為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，依據(jù)文獻(xiàn)［11］中同一發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，設(shè)置了相同的工況與幾何模型，對(duì)比了平均壓力曲線(xiàn)。同時(shí)，為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間與資源，模擬了發(fā)動(dòng)機(jī)從噴油開(kāi)始前時(shí)刻（上止點(diǎn)后-10°曲軸轉(zhuǎn)角）到燃燒結(jié)束（上止點(diǎn)后30°曲軸轉(zhuǎn)角）的流場(chǎng)及其燃燒過(guò)程。

2.3 數(shù)值模型的標(biāo)定與驗(yàn)證

因噴霧霧化過(guò)程的復(fù)雜性，為保證模型的準(zhǔn)確性，通過(guò)實(shí)測(cè)的噴霧數(shù)據(jù)標(biāo)定了噴霧模型。工況4的噴霧宏觀(guān)形態(tài)測(cè)試結(jié)果和模擬仿真結(jié)果對(duì)比如圖5 所示，其噴霧宏觀(guān)特性均保持一致。

圖5 柴油噴霧的形態(tài)對(duì)比

蒸發(fā)態(tài)噴霧的貫穿距統(tǒng)計(jì)值為6 束噴霧的平均值，試驗(yàn)及仿真計(jì)算結(jié)果如圖6 所示。其噴射壓力為180 MPa，噴射脈寬為1.689 ms，環(huán)境溫度為750 K，環(huán)境壓力為4 MPa。根據(jù)文獻(xiàn)［13］中撞壁噴霧的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)噴霧仿真模型進(jìn)行了標(biāo)定，具體工況參數(shù)為：撞壁距離為4 cm，環(huán)境溫度為723 K，環(huán)境壓力為4 MPa，噴油壓力為180 MPa，噴油脈寬為1.52 ms，壁面溫度為303 K，噴嘴直徑為0.26 mm，噴油質(zhì)量為25 mg。圖7 為撞壁噴霧下噴霧模型標(biāo)定結(jié)果。高溫高壓下噴霧仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果具有較好的一致性。

圖6 蒸發(fā)態(tài)自由噴霧的貫穿距對(duì)比

圖7 噴霧撞壁模型試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

圖8 為發(fā)動(dòng)機(jī)75% 負(fù)荷、初始?jí)毫? MPa、溫度682 K 時(shí)的試驗(yàn)值［12］與本研究的數(shù)值計(jì)算曲線(xiàn)。由圖8 可見(jiàn)，模擬值與實(shí)測(cè)值在起始段與下降段重合，模擬值的峰值壓力略高于試驗(yàn)值，整體有較好的一致性。

圖8 壓力曲線(xiàn)驗(yàn)證

2.4 數(shù)值模擬工況條件

為了研究預(yù)燃室內(nèi)混合氣形成過(guò)程及其對(duì)火焰射流的影響規(guī)律，本文中通過(guò)設(shè)置不同的噴射參數(shù)來(lái)獲得不同工況下的混合氣的分布。表5 為兩孔預(yù)燃室孔距為10 mm 時(shí)不同噴油壓力下的工況設(shè)置，表6 為兩段噴射的數(shù)值模擬工況參數(shù)。兩段噴射數(shù)值模擬工況的噴油壓力均為180 MPa，環(huán)境壓力為4 MPa，環(huán)境流通截面積A為22.7 mm2，溫度為750 K。分別改變預(yù)噴量與間隔，噴油正時(shí)均為-5.3°，預(yù)燃室射流孔均為兩孔，孔徑均為3.8 mm，射流噴孔間的夾角固定為60°。

表5 單段噴射數(shù)值模擬工況

表6 兩段噴射數(shù)值模擬工況

3 結(jié)果與分析

3.1 預(yù)燃室內(nèi)混合氣的形成

預(yù)燃室內(nèi)混合氣的形成是燃油噴射與內(nèi)部氣流相互作用的結(jié)果，改變噴射參數(shù)會(huì)改變噴霧、混合特性并對(duì)混合氣的形成過(guò)程產(chǎn)生影響，所以詳細(xì)研究流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)與噴霧是研究混合氣形成的前提。

選取了預(yù)燃室射流噴孔、噴油器噴嘴中心截面的速度場(chǎng)與宏觀(guān)噴霧燃油粒子分布進(jìn)行分析。圖9為不同噴射條件下噴霧與混合氣形成過(guò)程。受?chē)婌F射流與氣流運(yùn)動(dòng)的影響，噴射過(guò)程中柴油束不斷霧化混合，且油束貫穿能力和霧化能力隨噴射壓力增加而增強(qiáng)。從速度分布場(chǎng)可以看出噴霧撞擊預(yù)燃室壁面造成了燃油濕壁，反彈的液滴也在預(yù)燃室內(nèi)部改變流動(dòng)方向，并且工況3 中在預(yù)燃室壁面兩側(cè)明顯形成滾流中心，射流通孔內(nèi)速度較大，預(yù)燃室內(nèi)部開(kāi)始著火（即曲軸轉(zhuǎn)角為-5.1°）時(shí)形成了局部壓力梯度，通孔附近的柴油液滴及部分燃料混合氣經(jīng)通孔流失出預(yù)燃室，進(jìn)一步影響了后續(xù)混合氣的形成。預(yù)燃室內(nèi)噴霧的霧化及濕壁與燃料流動(dòng)對(duì)混合氣的形成有著至關(guān)重要的影響。

圖9 不同工況下預(yù)燃室內(nèi)速度分布

3.1.1 霧化質(zhì)量及濕壁現(xiàn)象

提高噴射壓力可以在初期顯著增強(qiáng)噴霧的霧化能力，加快蒸發(fā)速率。圖10 為環(huán)境壓力4 MPa、環(huán)境溫度750 K 時(shí)不同噴射壓力下的索特平均直徑。由圖10 可知，隨著噴射壓力的升高，索特平均直徑減小，霧化與蒸發(fā)改善，有利于預(yù)燃室中柴油的著火燃燒。

圖10 不同噴射壓力下索特平均直徑

然而，過(guò)高的噴射壓力可能帶來(lái)預(yù)燃室內(nèi)濕壁嚴(yán)重的問(wèn)題。圖11 為不同噴射參數(shù)下燃油濕壁質(zhì)量分?jǐn)?shù)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果。其中，撞壁油膜比例αfilm的定義如式（1）所示。

圖11 不同工況下燃油濕壁比例

式中，mfilm為噴霧附著于壁面的油膜總質(zhì)量；minj為總噴射量。

不同噴射壓力下的撞壁油膜比例有較大的差異，240 MPa 噴射壓力下達(dá)到13%，是120 MPa 時(shí)濕壁量的2.5 倍，由此表明噴射壓力是影響濕壁量的主要因素。另外，相同噴射壓力下，采用兩段噴射亦可改善濕壁現(xiàn)象（降低約20% 的撞壁油膜質(zhì)量），并且在一定程度上增加預(yù)噴比例也有利于減少濕壁量。

上述結(jié)果表明噴射參數(shù)（噴油壓力、噴油策略）對(duì)預(yù)燃室內(nèi)加濃柴油的霧化特性和濕壁特性具有顯著影響，而混合氣霧化特性和濕壁現(xiàn)象會(huì)直接影響預(yù)燃室內(nèi)的燃燒過(guò)程。圖12 為不同噴射壓力下預(yù)燃室內(nèi)平均壓力曲線(xiàn)。從圖12 中可以看出，當(dāng)噴射壓力為180 MPa 時(shí)有最高的預(yù)燃室平均壓力峰值，這可能是由于過(guò)大的噴射壓力（240 MPa）導(dǎo)致較嚴(yán)重的濕壁，而較低的噴射壓力（120 MPa）下柴油霧化效果不佳。在同時(shí)考慮預(yù)燃室內(nèi)霧化質(zhì)量與濕壁量時(shí)，預(yù)燃室加濃燃料存在一個(gè)最佳噴射壓力區(qū)間。

圖12 不同噴射壓力下預(yù)燃室內(nèi)平均壓力曲線(xiàn)

3.1.2 混合氣形成與燃料損失

研究發(fā)現(xiàn)，燃料的濃度分布和初始著火點(diǎn)的位置直接影響了燃料流失質(zhì)量。圖13 為工況3 中4 個(gè)時(shí)刻下中間截面處正庚烷的質(zhì)量分布。隨著加濃柴油噴霧的發(fā)展，噴霧在預(yù)燃室內(nèi)形成滾流混合氣，濃混合氣主要分布于周?chē)晚敳浚纬闪司哂忻黠@分層的甲烷–柴油雙燃料混合氣。曲軸轉(zhuǎn)角為-4.8°時(shí)，兩側(cè)壁面附近形成火核并進(jìn)行擴(kuò)散燃燒，此時(shí)隨著燃燒熱量的釋放，預(yù)燃室內(nèi)混合氣受熱膨脹，未燃燒的雙燃料混合物在壓力梯度下經(jīng)射流通孔被擠壓出預(yù)燃室腔體進(jìn)入主燃室，最終導(dǎo)致部分混合氣損失，實(shí)際燃料利用率下降。定義燃料流出速率為單位時(shí)間內(nèi)流經(jīng)預(yù)燃室兩射流孔流道截面的正庚烷與甲烷的質(zhì)量，統(tǒng)計(jì)流過(guò)預(yù)燃室射流孔截面的燃料的質(zhì)量流率得到流出速率隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)，燃料流失比例為燃料流出速率的總積分量與總?cè)剂腺|(zhì)量之比。圖14 為正庚烷與甲烷經(jīng)通孔的流出速率曲線(xiàn)。因噴射參數(shù)不同，混合氣中燃料濃度分布和初始著火點(diǎn)位置的差異導(dǎo)致各工況下燃料損失有明顯差別。

圖13 工況3 正庚烷質(zhì)量分布

圖14 燃料經(jīng)通孔流失質(zhì)量流率曲線(xiàn)

定義初始著火點(diǎn)距離射流通孔口的最短距離為著火點(diǎn)距離。圖15 為預(yù)燃室內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布。如圖15 所示，單段噴射起始著火點(diǎn)位置離中軸線(xiàn)較遠(yuǎn)，并呈現(xiàn)出從兩側(cè)向中間擴(kuò)散燃燒的趨勢(shì)。因?yàn)樵陬A(yù)燃室中的單段噴射的混合氣類(lèi)似于柴油機(jī)的壓燃燃燒方式，火焰橫向傳播速度較快，所以從兩側(cè)向中心傳播的火焰擴(kuò)散鋒面會(huì)擠壓位于預(yù)燃室中間區(qū)域的未燃混合氣，導(dǎo)致混合氣從中部的射流孔流出到主燃室，增大燃料的流失量，在240 MPa 下達(dá)到16.7% 的損失；兩段噴射時(shí)各工況的燃料流失量均低于單段噴射，最低為8%，僅為單段噴射工況的一半。比較初始著火點(diǎn)的位置與形態(tài)可知其明顯不同于單段噴射的工況。兩段噴射的混合氣在中央?yún)^(qū)域更為稀薄，混合氣分層更為明顯，化學(xué)當(dāng)量比混合氣占比更大。圖16 為預(yù)燃室內(nèi)混合氣OH 基團(tuán)分布。如圖16 所示，兩段噴射著火點(diǎn)呈現(xiàn)出多點(diǎn)燃燒的特性，從頂部延伸至射流孔附近，著火點(diǎn)距離比單段噴射更近并更靠近預(yù)燃室中心，能更快速地引燃通孔附近的混合氣，同時(shí)擴(kuò)散的距離更短，熱量得以及時(shí)從射流孔釋放，避免聚集在預(yù)燃室內(nèi)部形成局部高壓。

圖16 預(yù)燃室內(nèi)混合氣OH 基團(tuán)分布

3.2 預(yù)燃室內(nèi)混合氣分布對(duì)射流點(diǎn)火的影響

混合氣特性對(duì)預(yù)燃室的點(diǎn)火及燃燒產(chǎn)生直接的影響。圖17 為控制體的放熱率變化情況。點(diǎn)燃階段定義為從預(yù)燃室開(kāi)始燃燒放熱到主燃室著火，如圖17 中虛線(xiàn)框的范圍所示；預(yù)燃室燃燒持續(xù)期定義預(yù)燃室開(kāi)始燃燒并達(dá)到峰值后下降至放熱谷點(diǎn)的階段，如圖17中實(shí)線(xiàn)框范圍所示。如圖17 所示，在燃燒過(guò)程中點(diǎn)燃階段的前期有明顯差異，工況4、工況6 兩段噴射工況下預(yù)燃室內(nèi)燃燒持續(xù)時(shí)間均比單段噴射時(shí)更長(zhǎng)，意味著射流火焰持續(xù)期更久。工況4 的峰值放熱率低于工況6，這是因?yàn)轭A(yù)噴量的增加使燃油混合氣的局部當(dāng)量比更快地接近化學(xué)當(dāng)量比，能更快地燃燒；在單段噴射工況中，240 MPa 下有最高的放熱率峰值，但是燃燒持續(xù)期最短，這是濕壁量與燃料流失率共同影響的結(jié)果。同時(shí)根據(jù)放熱峰值持續(xù)期與燃料利用率統(tǒng)計(jì)呈現(xiàn)出明顯的一致性，在濕壁量差異不明顯的兩段噴射工況下，隨著燃料流失率的增加，放熱峰值持續(xù)期縮短，即燃料的利用總量決定了預(yù)燃室的點(diǎn)火總能量。

圖17 控制體內(nèi)放熱率變化曲線(xiàn)圖

圖18 為不同當(dāng)量比混合氣的質(zhì)量分布統(tǒng)計(jì)。如圖18 所示，在混合氣形成初期，單段噴射所形成的混合氣均勻性?xún)?yōu)于兩段噴射。這是因?yàn)樵诨旌蠚庑纬傻那捌趩味螄娚溆懈鼜?qiáng)的滾流，而兩段噴射時(shí)當(dāng)量比的分層更為明顯。在混合氣發(fā)展的中后期，隨著初期混合氣的燃燒，預(yù)燃室溫度上升，有利于兩段噴射的第2 段噴霧的霧化蒸發(fā)，因此此時(shí)兩段噴射相較于單段噴射有更好的混合氣均勻性，質(zhì)量分?jǐn)?shù)集中在0.8～1.2 之間，當(dāng)量比分布更均勻。

圖18 當(dāng)量比–質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖

圖19 為預(yù)燃室內(nèi)氮氧化物生成量曲線(xiàn)。如圖19 所示，隨著預(yù)噴射間隔和預(yù)噴比例增加，預(yù)燃室內(nèi)的當(dāng)量比分層度進(jìn)一步降低，氮氧化物的生成量也減少。但隨著預(yù)噴射間隔和預(yù)噴比例的增加，峰值放熱率會(huì)下降，導(dǎo)致在稀燃工況下預(yù)燃室內(nèi)燃燒速率減緩，整體上表現(xiàn)出點(diǎn)火性能的下降，因此在選擇噴油策略時(shí)應(yīng)當(dāng)綜合考慮。

圖19 預(yù)燃室內(nèi)氮氧化物的生成量

研究發(fā)現(xiàn)，控制預(yù)燃室內(nèi)的混合氣的濃度分布可以改變預(yù)燃室的點(diǎn)火能力，噴霧混合氣發(fā)展的前期應(yīng)提高預(yù)燃室內(nèi)的當(dāng)量比分層，并匹配著火點(diǎn)以減小燃料損失，延長(zhǎng)放熱持續(xù)期，而后期應(yīng)當(dāng)增大混合氣的均勻性，獲得更均勻的濃度分布，減少過(guò)濃區(qū)形成局部高溫環(huán)境從而減少氮氧化物的生成。然而對(duì)于帶有預(yù)燃室的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)，諸多因素和多項(xiàng)指標(biāo)耦合在一起，影響復(fù)雜，在預(yù)燃室內(nèi)噴油策略應(yīng)根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工況需求進(jìn)行控制，來(lái)實(shí)現(xiàn)動(dòng)力點(diǎn)火性能和排放性能的折中優(yōu)化和設(shè)計(jì)需求。

3.3 多指標(biāo)綜合評(píng)價(jià)

通過(guò)主觀(guān)分析的方法評(píng)價(jià)混合氣控制方案很容易存在片面性，無(wú)法直觀(guān)且全面地完成方案綜合評(píng)價(jià)，且單獨(dú)參數(shù)評(píng)價(jià)不便于科學(xué)分析。為多方位地反映預(yù)燃室的性能指標(biāo)，消除主觀(guān)判斷的片面性，本文中構(gòu)建了雷達(dá)圖多指標(biāo)對(duì)比模型，為不同方案下的預(yù)燃室設(shè)計(jì)提供直觀(guān)標(biāo)準(zhǔn)化的參考和定量綜合評(píng)價(jià)。

進(jìn)行雷達(dá)圖分析前需要先對(duì)各指標(biāo)進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化處理［14］，通常峰值壓力、火焰貫穿長(zhǎng)度、著火面積比例為正向指標(biāo)；索特平均直徑（Sauter mean diameter，SMD）、燃料流失率、氮氧化物生成量等定量指標(biāo)屬于逆向指標(biāo)。首先應(yīng)將逆向指標(biāo)進(jìn)行正向化，通常采用式（2）對(duì)兩類(lèi)指標(biāo)進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化［15］。

式中，k為適度值；rij為評(píng)價(jià)指標(biāo)數(shù)值，下標(biāo)i、j分別表示綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)中的第i、j個(gè)指標(biāo)為評(píng)價(jià)指標(biāo)轉(zhuǎn)化值。

式中，m為組成雷達(dá)圖面積的三角形數(shù)量；n為指標(biāo)總數(shù)量；Ri、Rj為雷達(dá)圖中數(shù)軸形成的邊的邊長(zhǎng)為各邊長(zhǎng)之和；θij為Ri、Rj兩條邊形成的夾角；Cn為無(wú)量綱化參數(shù)，其平方表示各指標(biāo)均為1 時(shí)的總面積。雷達(dá)圖反映了多指標(biāo)的均衡性，相同面積參數(shù)下，圖形越接近正多邊形則各項(xiàng)性能指標(biāo)越均衡。最終的綜合定量指標(biāo)通過(guò)兩參數(shù)的幾何平均數(shù)r′ij得到，如式（5）所示，通過(guò)數(shù)值的大小進(jìn)行多指標(biāo)的綜合比較。

本文中通過(guò)8 項(xiàng)指標(biāo)來(lái)進(jìn)行點(diǎn)火性能的綜合評(píng)價(jià)，如圖20 所示。通過(guò)綜合指標(biāo)的計(jì)算進(jìn)行定量排序，如表7 所示。綜合指標(biāo)越大則表示總體優(yōu)勢(shì)越大，其最終排序?yàn)楣r6、工況2、工況4、工況1、工況5、工況3。其中，工況6 噴射壓力為180 MPa，預(yù)噴量為50%，噴射間隔為1.67 ms，此方案各項(xiàng)指標(biāo)較為均衡，綜合性能最優(yōu)。

表7 綜合指標(biāo)結(jié)果

圖20 多指標(biāo)綜合評(píng)價(jià)雷達(dá)圖

4 結(jié)論

（1）在發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室內(nèi)，需要同時(shí)考慮濕壁量與霧化質(zhì)量對(duì)混合氣的影響。對(duì)于本研究中的預(yù)燃室來(lái)說(shuō)，存在一個(gè)最佳壓力匹配區(qū)間，且在相同噴射壓力下采用兩段噴射可以減少預(yù)燃室的燃油濕壁量，最大降幅為20%。

（2）預(yù)燃室內(nèi)燃料損失量受混合氣的分布與著火點(diǎn)位置的影響。化學(xué)當(dāng)量比混合氣周向近壁面分布時(shí)，初始著火點(diǎn)遠(yuǎn)離噴孔，燃料流失率達(dá)18%；相比之下，化學(xué)當(dāng)量比混合氣更靠近中心與頂部區(qū)域可以形成多點(diǎn)壓燃，放熱持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)，燃料損失可減少40%。

（3）預(yù)燃室內(nèi)混合氣的當(dāng)量比分布特性對(duì)射流點(diǎn)火有明顯影響。在燃油噴射壓力相同的情況下，如果在噴霧混合氣形成的前期增強(qiáng)預(yù)燃室內(nèi)的混合氣濃度分層，則燃料損失減小，放熱持續(xù)期增長(zhǎng)，點(diǎn)火能力提高。

（4）通過(guò)雷達(dá)圖分析法同時(shí)對(duì)預(yù)燃室的混合氣形成質(zhì)量、點(diǎn)火能力、氮氧化物生成量、燃料利用率等多項(xiàng)指標(biāo)進(jìn)行了綜合評(píng)價(jià)，定量排序獲得了噴射壓力180 MPa、預(yù)噴50%、噴射間隔為1.67 ms 的最佳控制方案。