楊 青 ，周 揚(yáng)，段俊法，何 旭

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100081；3.華北水利水電大學(xué) 機(jī)械學(xué)院，河南 鄭州 450045)

雖然現(xiàn)今柴油機(jī)的性能不斷完善，但在一些環(huán)境氣溫和氣壓都很低的極端寒冷和高海拔地區(qū)，柴油機(jī)的冷起動性能較差，限制了柴油機(jī)的進(jìn)一步應(yīng)用[1].對電起動柴油機(jī)而言，起動力矩的大小和蓄電池的容量直接相關(guān).在低溫下蓄電池內(nèi)電解液活性降低導(dǎo)致電量銳減，因而起動機(jī)動力不足，給柴油機(jī)的順利起動帶來困難.此外，寒冷條件下柴油機(jī)內(nèi)部各摩擦副之間的形變系數(shù)不同，并且低溫下潤滑油黏度大，難以保證潤滑效果，導(dǎo)致柴油機(jī)起動阻力矩增大，也給冷起動增加難度[2].另一方面，現(xiàn)代柴油機(jī)普遍為增壓機(jī)型，壓縮比較低，在冷起動過程中增壓器尚未工作，起動轉(zhuǎn)速較低，活塞運(yùn)動速度慢，容易產(chǎn)生漏氣現(xiàn)象；再加上處于低溫環(huán)境中，壓縮終了溫度和壓力都處于較低水平，黏度增大的柴油在此環(huán)境下霧化和蒸發(fā)會惡化，難以形成可以順利著火的混合氣，會造成缸內(nèi)失火，進(jìn)而導(dǎo)致起動困難[3].

冷起動困難除了會帶來裝備機(jī)動性降低的問題外，還會導(dǎo)致燃油經(jīng)濟(jì)性惡化和碳煙以及未燃碳?xì)浠衔锱欧旁黾覽4].在未順利著火的循環(huán)中，柴油被噴射在燃燒室壁面上，在后續(xù)循環(huán)中會發(fā)生附壁燃燒，導(dǎo)致活塞燒蝕，對柴油機(jī)整體可靠性造成損害[5].中國地域遼闊，南北跨度大，西北、東北等地冬季氣溫長期低于 248K，因此，有必要深入研究柴油機(jī)的冷起動過程，提高柴油機(jī)的冷起動性能，以滿足中國地理和氣候條件的需要.

一般來說，在沒有輔助措施的幫助下，當(dāng)外界氣溫低于263K時，壓縮比小于 18的柴油機(jī)很難以冷機(jī)狀態(tài)順利起動[4].針對柴油機(jī)冷起動困難的問題，已經(jīng)有很多致力于研究起動輔助措施的工作，如空氣在進(jìn)入燃燒室前由預(yù)熱塞加熱，提高缸內(nèi)溫度，從而提高混合氣的著火成功率[6].然而輔助措施并未從根本上研究低溫下柴油的噴霧著火過程，因而需要對冷起動時柴油的噴霧和著火特性進(jìn)行深入研究.

目前，關(guān)于柴油噴霧的研究中大多關(guān)注噴射壓力、環(huán)境溫度和環(huán)境密度等因素[7]，關(guān)于燃油溫度的研究并不多，但在冷起動工況下燃油溫度是一個很重要的參數(shù)[8].燃油溫度的變化會顯著改變?nèi)加偷奈镄?，從而影響噴射過程和噴霧發(fā)展[9].

燃油溫度對冷起動噴霧和著火特性有重要影響，有必要探索燃油溫度對噴霧和著火特性的影響規(guī)律，并在微觀層面上揭示其影響機(jī)制.筆者采用計算流體力學(xué)軟件Converge研究燃油溫度對噴霧和著火的影響規(guī)律，考察缸內(nèi)混合和著火過程并進(jìn)行解析，為燃燒系統(tǒng)優(yōu)化和冷起動控制策略的制定提供重要的參考依據(jù).

1 仿真設(shè)置與驗(yàn)證

1.1 仿真設(shè)置

柴油是一種多組分混合物，由于其成分過于復(fù)雜，在進(jìn)行仿真計算時，通常采用表征燃料進(jìn)行合理簡化.與多組分表征燃料相比，單組分表征燃料的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理更成熟，因而應(yīng)用更為廣泛.在柴油眾多常用的單組分表征燃料中，正庚烷與正十二烷是最常用的兩種[10]，并且其反應(yīng)機(jī)理研究較完善.其中正庚烷的十六烷值與柴油更接近，在計算著火過程時可信度更高.雖然正庚烷相比于柴油其黏度較小，蒸發(fā)性有一定差異，導(dǎo)致其缸內(nèi)混合氣濃度與真實(shí)柴油相比略有差距，但是與正十二烷相比，正庚烷凝點(diǎn)足夠低(正庚烷為 182.5K，正十二烷為 263.4K)，適合在冷起動工況下研究其溫度變化的影響.因而采用正庚烷作為柴油低溫冷起動研究的表征燃料.

在 Converge仿真軟件中搭建一個直徑為 60 mm、高為100mm的定容燃燒彈(簡稱為容彈)模型，單孔噴嘴位于頂部中心.基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸設(shè)定為4mm，內(nèi)部網(wǎng)格在計算時會自動生成.為保證計算精度，容彈的上半部分采用噴嘴 3級網(wǎng)格加密，下半部分采用圓柱 2級網(wǎng)格加密；同時在計算溫度場、速度場和關(guān)鍵物質(zhì)(CH2O、OH)分布時采用 4級加密，計算時生成的最小網(wǎng)格尺寸為 0.25mm.最短時間步長為10ns.該容彈模型如圖1所示.

圖1 Converge中建立的定容燃燒彈模型Fig.1 Constant volume combustion chamber built in Converge

采用歐拉法描述計算域內(nèi)的氣相流動和燃燒過程，對噴霧破碎采用拉格朗日法描述.通過求解 N-S方程以及標(biāo)準(zhǔn) k-ε湍流模型計算氣相物質(zhì)的流場分布.研究中將柱狀液體射流不穩(wěn)定理論和 Rayleigh-Taylor不穩(wěn)定波理論結(jié)合，采用 KH-RT模型描述液相噴霧的初次破碎和二次破碎過程；為提高計算效率采用 NTC模型，通過非時間計數(shù)器計算液滴的相互摩擦、碰撞和聚合，并將油滴變形導(dǎo)致的氣動阻力計算在內(nèi).采用 Frossling模型來計算液滴蒸發(fā)時的直徑變化率，以此反映油滴的蒸發(fā)過程.以上模型均已考慮燃油溫度變化導(dǎo)致的物性變化.最后，采用基于輸入的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的 SAGE燃燒模型，直接計算反應(yīng)過程，獲取著火特性.關(guān)于各模型的詳細(xì)介紹和參數(shù)設(shè)置，請參見文獻(xiàn)[11—12].正庚烷反應(yīng)機(jī)理采用華北水利水電大學(xué)開發(fā)的簡化機(jī)理[13]，該機(jī)理包含 69種組分和 102步反應(yīng)，在初始溫度為 600～1000K內(nèi)均有較高的準(zhǔn)確度，尤其是在初始溫度為600～900K內(nèi)與美國 LLNL(Lawrence Livermore National Laboratory)實(shí)驗(yàn)室開發(fā)的詳細(xì)正庚烷反應(yīng)機(jī)理[14]高度吻合，同時對計算資源的要求處于可接受的范圍.

1.2 仿真模型驗(yàn)證

為保證仿真計算的準(zhǔn)確性，必須對所建模型進(jìn)行驗(yàn)證.在研究中，需要保證噴霧特性和著火特性與試驗(yàn)結(jié)果足夠接近.試驗(yàn)數(shù)據(jù)來自于ECN(engine combustion network)官方網(wǎng)站[15].ECN 試驗(yàn)工況如表1所示.對噴霧特性需要驗(yàn)證液相貫穿距(LPL)、氣相貫穿距(VPL)、噴霧軸向和徑向的混合氣濃度分布；對著火特性需要驗(yàn)證滯燃期.其中，根據(jù) ECN對仿真計算制定的標(biāo)準(zhǔn)[16]，LPL定義為 95%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的液相燃油對應(yīng)的最遠(yuǎn)軸線位置與噴嘴的距離；VPL定義為軸線上氣相燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 0.1%位置與噴嘴的距離；滯燃期定義為從噴霧開始到OH在計算域內(nèi)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到其最大值的2%時的時間間隔.

表1 ECN正庚烷試驗(yàn)工況Tab.1 ECN n-heptane experiment conditions

依據(jù)表1建立計算域的初始和邊界條件，并將計算結(jié)果與 ECN試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證噴霧特性時，為無氧環(huán)境.圖2表示LPL和VPL與噴射后時間(ASOI)關(guān)系的仿真與試驗(yàn)結(jié)果對比.噴射開始后仿真與試驗(yàn)的 LPL均在 0.5ms內(nèi)迅速增加至約9mm，并都在9mm處小范圍波動.VPL在噴射開始后一直處于增長中，并且仿真值與試驗(yàn)值的增長速度幾乎相同，在整個數(shù)據(jù)周期內(nèi)，仿真 VPL與試驗(yàn)VPL幾乎重合.因此，該模型可以較好地反映噴霧的宏觀特性.

圖2 LPL和VPL的仿真結(jié)果與ECN試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.2 Comparison of simulation results of LPL and VPL with ECN test results

為進(jìn)一步驗(yàn)證噴霧結(jié)果的準(zhǔn)確性，還需要對噴霧內(nèi)部混合氣濃度分布進(jìn)行對比，以驗(yàn)證噴霧微觀特性仿真結(jié)果與試驗(yàn)真實(shí)結(jié)果的接近度.圖3至圖4為噴霧軸線上與距噴嘴為25mm和45mm位置上徑向混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)的對比，對比時間選取噴射后 1.13 ms和6.00ms.其中，1.13ms代表噴霧前期發(fā)展至準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段，6.00ms代表噴霧末期.從圖3a和圖4a可以看出，在軸向方向上，仿真模型可以較好地計算軸向混合氣分布的變化規(guī)律，具有較高的精度.從圖3b和圖4b可以看出，在徑向方向上，仿真模型也可以較準(zhǔn)確地計算混合氣分布，并且能準(zhǔn)確計算氣相噴霧邊界.綜上所述，該仿真模型可以準(zhǔn)確計算正庚烷噴霧氣/液兩相貫穿距以及內(nèi)部濃度場，不論是宏觀特性還是微觀特性都與試驗(yàn)數(shù)據(jù)足夠接近，可以用來進(jìn)一步計算正庚烷的著火過程.

圖3 ASOI為1.13ms時混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)對比Fig.3 Comparison of mixture fraction at ASOI=1.13ms

圖4 ASOI為6.00ms時混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)對比Fig.4 Comparison of mixture fraction at ASOI=6.00ms

圖5為不同氧體積分?jǐn)?shù)下仿真模型計算出的滯燃期與試驗(yàn)結(jié)果的對比.仿真模型不僅可以表現(xiàn)出與試驗(yàn)結(jié)果相同的變化趨勢，并且每個工況下滯燃期的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差均在 0.1ms內(nèi)，因而可以充分認(rèn)為仿真值與試驗(yàn)值吻合程度較高，該反應(yīng)機(jī)理和燃燒模型可以精確計算正庚烷噴霧的滯燃期，對著火特性的預(yù)測具有高可信度.

1.3 仿真計算工況

以一臺壓縮比為 14的柴油機(jī)為例，當(dāng)外界環(huán)境條件為293K、0.1MPa時，在增壓器不起作用的條件下，缸內(nèi)壓縮終了環(huán)境溫度約為 850K、環(huán)境密度為14.35kg/m3.以此狀態(tài)作為容彈內(nèi)的環(huán)境條件，研究該條件下燃油溫度對噴霧和著火特性的影響.同時試驗(yàn)表明，在與表2其他條件相同的情況下，環(huán)境溫度為 775K是柴油的著火極限[17].因此，保持環(huán)境密度不變，將缸內(nèi)環(huán)境溫度降低至775K作為第二組環(huán)境溫度.

在真實(shí)柴油機(jī)中一般認(rèn)為燃油溫度與冷卻液溫度一致[18].中國最低氣溫約為 233K，在此環(huán)境溫度下冷起動柴油機(jī)，燃油溫度、冷卻液溫度均與外界環(huán)境溫度一致，即為233K.而在柴油機(jī)完全暖機(jī)后，機(jī)體冷卻液溫度保持在 353～363K，此時燃油溫度也在該值附近，因而將燃油溫度的上、下邊界設(shè)置為353K和233K，步長為20K.仿真工況見表2.

表2 仿真工況Tab.2 Simulation conditions

2 結(jié)果與討論

2.1 噴霧特性

按照表2設(shè)計的工況進(jìn)行仿真計算，并統(tǒng)計計算結(jié)果.為便于理解，除滯燃期外，只展示最高燃油溫度(353K)、最低燃油溫度(233K)和中間值(293K)的數(shù)據(jù).圖6表示在775K和850K環(huán)境溫度下不同油溫的LPL和VPL隨ASOI的變化關(guān)系.由圖6a和圖6c可知，在兩種環(huán)境溫度下，隨著燃油溫度的升高，LPL均會更快達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)值，并且其對應(yīng)的 LPL更小.這是由于高油溫會使正庚烷的表面張力、密度和黏度減小，液滴破碎更加快速，更多燃油轉(zhuǎn)向蒸發(fā)過程，從而減小 LPL.850K環(huán)境溫度下，高、低油溫LPL的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)值差距比775K環(huán)境溫度下縮小，從約16%降低至約 12%.這是由于高環(huán)境溫度加快了液滴從環(huán)境中吸熱的速度，減弱了油溫差異影響的程度.由圖6b和圖6d可知，不同油溫下的 VPL幾乎沒有差別.主要是因?yàn)槿加统跏紲囟扰c環(huán)境溫度之間差異均較大，燃油蒸發(fā)之前已經(jīng)基本完成傳熱過程，之后的擴(kuò)散過程較接近，因而VPL之間差異較小.

圖7為在兩種環(huán)境溫度下不同燃油溫度的索特平均直徑(SMD)隨ASOI變化的關(guān)系.在ASOI約為0.1ms之前的 SMD快速下降階段，高油溫的 SMD下降速率更快，說明較高的燃油溫度會加速大液滴破碎成小液滴的過程，這與 LPL數(shù)據(jù)表示出的差異原因相同，從微觀上解釋了 LPL在不同油溫下的行為差異.高油溫下的SMD比低油溫更快結(jié)束該下降過程，在一定范圍內(nèi)保持穩(wěn)定，并且 775K環(huán)境溫度下該穩(wěn)定值比低油溫下高約 24%.該規(guī)律與宋曉超等[19]和 Park等[9]的研究結(jié)果一致，主要原因是高油溫下液滴的蒸發(fā)速度快，小尺寸液滴的剩余數(shù)量少，而低油溫下燃油的蒸發(fā)減慢，剩余小液滴較多，因而穩(wěn)定 SMD偏小.850K環(huán)境溫度下 SMD穩(wěn)定值之間的差異較小，353K油溫時的穩(wěn)定SMD僅比233K油溫時略大，這是由于環(huán)境溫度的提升加速了蒸發(fā)過程，高、低油溫下的蒸發(fā)過程相比較低環(huán)境溫度下更為接近，因此，SMD穩(wěn)定值之間的差異變小，這與圖5和圖6a和圖6b表現(xiàn)的規(guī)律一致.

圖6 兩種環(huán)境溫度下不同油溫LPL和VPLFig.6 LPL/VPL of different fuel temperature at 775K and 850K

圖7 兩種環(huán)境溫度下不同油溫SMD與ASOI關(guān)系Fig.7 Changes of SMD with ASOI of different fuel temperature at 775K and 850K

為驗(yàn)證上述低油溫下穩(wěn)定 SMD降低的原因，圖8表示775K和850K環(huán)境溫度下不同油溫下計算域內(nèi)液相燃油油包數(shù)量和燃油蒸發(fā)率與 ASOI的關(guān)系.由圖8a和圖8c可知，353K油溫下穩(wěn)定油包數(shù)比 233K少，說明高油溫下有更多的油包蒸發(fā)為氣相，剩余液相油包數(shù)量更少.由圖8b和圖8d可知，高油溫下的整體蒸發(fā)速度更快，有利于后續(xù)與空氣混合形成混合氣.低油溫的蒸發(fā)率曲線增長趨勢與高油溫相同，但整體滯后一段時間，說明不同的燃油溫度下的蒸發(fā)受傳熱影響很大，低油溫時燃油需要多經(jīng)歷一段額外的吸熱過程.同時在不同環(huán)境溫度下，油溫帶來的差異也有不同.更高的環(huán)境溫度使油包數(shù)量、蒸發(fā)率之間的差距收窄，這都是由更快的傳熱速度導(dǎo)致.

圖8 兩種環(huán)境溫度下不同燃油溫度油包數(shù)和蒸發(fā)率與ASOI關(guān)系Fig.8 Number of droplets and evaporation ratio with ASOI of different fuel temperature at 775K and 850K

圖9表示兩種環(huán)境溫度下ASOI為0.35ms時不同油溫混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿噴孔軸線的分布曲線.該混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布規(guī)律與討論的油溫對破碎和蒸發(fā)過程的影響規(guī)律相同.高油溫有利于燃油蒸發(fā)，因而在沿噴孔軸線方向混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)更快開始增長，之后也更快下降；而在 233K燃油溫度時，由于其破碎與蒸發(fā)過程都最慢，其分布曲線也是最后開始上升和下降的.同時峰值濃度也隨燃油溫度的升高而增大.775K環(huán)境溫度下，353K燃油溫度的混合氣峰值濃度比233K高約14%；850K環(huán)境溫度下，353K燃油溫度的混合氣峰值濃度比233K高約16%.

圖9 兩種環(huán)境溫度下不同燃油溫度混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿噴孔軸線分布Fig.9 Mixture fraction along the nozzle axis of different fuel temperature at 775K and 850K

2.2 著火特性

圖10為850K和775K環(huán)境溫度下滯燃期隨燃油溫度變化的關(guān)系.滯燃期隨燃油溫度的增加而近似線性降低，與采用 -35號柴油作為燃料的試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示趨勢一致[17].環(huán)境溫度的不同會導(dǎo)致滯燃期不同幅度的降低：775K環(huán)境溫度下最高和最低燃油溫度滯燃期相差0.49ms，相對值為13.17%；而850K環(huán)境溫度下相差 0.14ms，相對值為 11.86%.說明燃油溫度在不同環(huán)境溫度下對著火特性影響程度的大小不同.另外值得注意的是，775K環(huán)境溫度下滯燃期均大于噴射持續(xù)期，而850K環(huán)境溫度下滯燃期均小于噴射持續(xù)期.

圖10 兩種環(huán)境溫度下滯燃期隨燃油溫度的變化Fig.10 Ignition delaytime with different fuel temperature at 775K and 850K

為表示不同燃油溫度下化學(xué)反應(yīng)過程的差異，圖11表示775K和850K環(huán)境溫度下計算域內(nèi)OH和CH2O的總質(zhì)量隨ASOI的變化趨勢.由圖11a可知，在 775K環(huán)境溫度下將發(fā)生正庚烷兩階段著火，依次發(fā)生低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng).在ASOI為2ms處，不同燃油溫度下的OH質(zhì)量幾乎同時開始上升，代表正庚烷低溫反應(yīng)開始時間幾乎相同.在該過程中，主要由式(1)～(3)表示的反應(yīng)生成OH[13-14].

由于不同燃油溫度下反應(yīng)前混合氣的溫度差別，低溫反應(yīng)的速率有所不同.在OH質(zhì)量的上升過程中353K燃油溫度逐漸快于 233K.在達(dá)到各自的峰值后，由于當(dāng)?shù)丨h(huán)境溫度的提高和OH的不穩(wěn)定性，OH會與 CO等分子結(jié)合而消耗.353K燃油溫度下 OH率先開始下降，并且進(jìn)一步增大了與233K的時間差距，低溫反應(yīng)更快結(jié)束.CH2O作為低溫反應(yīng)的標(biāo)志產(chǎn)物，主要來自于正庚烷裂解產(chǎn)物(如C2H5O)的再次裂解.CH2O在ASOI為2.3ms時質(zhì)量開始上升，不同燃油溫度下的CH2O質(zhì)量的上升規(guī)律與OH一致，高油溫的上升速度快于低油溫.在CH2O質(zhì)量達(dá)到峰值后由于當(dāng)?shù)販囟鹊奶岣撸珻H2O開始轉(zhuǎn)化為 HCO等其他物質(zhì)，如式(4)～(5)所示.

此階段高油溫的CH2O下降速度仍快于低油溫，也表示高油溫下正庚烷的低溫反應(yīng)更快結(jié)束.在ASOI為4ms前后，高溫反應(yīng)OH開始生成.由于高溫反應(yīng)時溫度高，式(6)產(chǎn)生 OH的反應(yīng)活性更高，超過式(3)，因而高溫反應(yīng)階段 OH的來源與低溫反應(yīng)不同，主要通過游離H和O2的結(jié)合產(chǎn)生.

由于前期低溫反應(yīng)的進(jìn)程快慢不同，造成高溫反應(yīng)前的物質(zhì)準(zhǔn)備和溫度分布有差異，加上混合氣不斷擴(kuò)散導(dǎo)致的濃度降低給反應(yīng)過程帶來的累加效應(yīng)，高、低油溫之間開始高溫反應(yīng)的時間差被進(jìn)一步拉大，這將直接導(dǎo)致高油溫下滯燃期的下降.并且高油溫的 OH更快達(dá)到峰值，峰值質(zhì)量也更高，表明高油溫下高溫反應(yīng)開始更早，并且反應(yīng)更劇烈.在高溫反應(yīng)當(dāng)中CH2O質(zhì)量曲線有一段不穩(wěn)定的過程，是由于CH3等物質(zhì)會轉(zhuǎn)化為 CH2O，但高溫反應(yīng)時溫度較高，CH2O 不穩(wěn)定，會迅速轉(zhuǎn)化為 HCO.綜上所述，775K環(huán)境溫度下燃油溫度對滯燃期的影響機(jī)制是：燃油溫度不同影響低溫反應(yīng)速率，進(jìn)而影響低溫反應(yīng)的結(jié)束時間，高溫反應(yīng)開始的時間因此受到影響，滯燃期進(jìn)而變化.在此過程中，正庚烷經(jīng)歷了低溫反應(yīng)的開始、進(jìn)行和結(jié)束的完整過程，之后才發(fā)生高溫反應(yīng)和著火.燃油溫度差異使反應(yīng)進(jìn)程之間的差距越來越大，滯燃期主要受著火之前的低溫反應(yīng)進(jìn)程影響.而這種從完整低溫反應(yīng)過渡到高溫反應(yīng)的機(jī)制，與朱珊珊等[20]研究中提及的正庚烷兩階段著火的“化學(xué)過渡機(jī)制”一致.

由圖11b可知，850K環(huán)境溫度下，OH質(zhì)量曲線表現(xiàn)出與775K環(huán)境溫度下不同的特點(diǎn).在ASOI約為1.2ms時，不同燃油溫度的OH質(zhì)量迅速上升，開始發(fā)生高溫反應(yīng)，正庚烷溫度越高開始上升的就越早.之后 OH增加的速度減慢，在 ASOI約為 1.8ms達(dá)到峰值，然后緩慢下降.在 OH質(zhì)量緩慢上升和下降的過程中，233K燃油溫度的 OH質(zhì)量保持最大.在 OH的質(zhì)量開始增加的同時，CH2O的質(zhì)量也開始增加.但是 CH2O的質(zhì)量不穩(wěn)定，一直處于大范圍的跳動當(dāng)中，并且油溫越高，總體 CH2O的質(zhì)量越大.在 ASOI約為 1.6ms時，CH2O 開始減少，并在ASOI為2ms前消耗殆盡.由于850K環(huán)境溫度下生成的OH和CH2O都遠(yuǎn)多于775K，具有數(shù)量級上的優(yōu)勢，為清晰表示 OH和 CH2O在快速上升前的質(zhì)量，在圖11b右上角表示850K環(huán)境溫度下ASOI為0～1.5ms時不同油溫 OH和 CH2O的質(zhì)量與 ASOI的關(guān)系，并且縱坐標(biāo)軸范圍與圖11a保持一致.在ASOI為 0.7ms時，OH和CH2O的質(zhì)量開始緩慢增加，但在高溫反應(yīng)開始前，它們的生成質(zhì)量不如在775K下多，在 850K環(huán)境溫度時，低溫反應(yīng)發(fā)生的程度較小，正庚烷的高溫氧化提前開始，并在整個反應(yīng)過程中占主導(dǎo)地位.這是因?yàn)檎楸旧淼难趸窂綄囟确浅Ｃ舾?，環(huán)境溫度的提高直接導(dǎo)致低溫反應(yīng)的熱損失減少，高溫反應(yīng)在與低溫反應(yīng)的競爭中占據(jù)優(yōu)勢，導(dǎo)致正庚烷從低溫反應(yīng)到高溫反應(yīng)的過渡機(jī)制發(fā)生從“化學(xué)過渡機(jī)制”到“熱過渡機(jī)制”的變化[20]，縮短了高溫反應(yīng)開始所需的時間，使正庚烷更趨近于完全氧化.這種情況下滯燃期受高溫反應(yīng)開始前的物理準(zhǔn)備過程影響大，包括當(dāng)?shù)貧庀嗳加蜐舛群蜏囟?這些差異主要是由于不同溫度的正庚烷破碎、蒸發(fā)和混合過程的差異導(dǎo)致的.而在低油溫下這些過程被額外的吸熱推遲，相較于高油溫，著火位置的混合氣局部濃度和溫度降低.由于著火時仍在噴射，混合氣擴(kuò)散較少，整體濃度高，大大提高了反應(yīng)速率，反應(yīng)更加完全，因而整體OH和 CH2O質(zhì)量遠(yuǎn)多于775K.在850K下幾乎沒有低溫反應(yīng)放大不同油溫之間化學(xué)反應(yīng)進(jìn)程的差異，由“熱過渡機(jī)制”引發(fā)的高溫反應(yīng)主要受混合氣熱力狀態(tài)的影響，這與775K環(huán)境溫度下燃油溫度影響滯燃期的途徑不同.因此，850K環(huán)境溫度下不同燃油溫度之間滯燃期的差距相比 775K環(huán)境溫度下大大縮小(0.49ms降至0.14ms).

圖12表示775K和850K環(huán)境溫度下的放熱率(HRR)和累計放熱(THR)隨ASOI的變化趨勢.由圖12a可知，在775K環(huán)境溫度下不論燃油溫度多少都將發(fā)生兩階段放熱，分別對應(yīng)正庚烷的低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng).與圖11a類似，不同燃油溫度開始放熱的時間沒有明顯差別，都在ASOI為2ms附近，但油溫高時低溫反應(yīng)放熱更快，峰值 HRR更高，表明低溫反應(yīng)更劇烈.不僅如此，高油溫下 HRR曲線更早開始下降，表示低溫反應(yīng)更快結(jié)束.這些趨勢與圖11a一致.但從 THR來看，不同燃油溫度下低溫反應(yīng)階段釋放的總熱量幾乎相同.這是由于低油溫時正庚烷密度增大，在噴射壓力和噴射持續(xù)期相同的情況下噴射質(zhì)量增大，較多的反應(yīng)物在一定程度上彌補(bǔ)了反應(yīng)速率的不足，導(dǎo)致低溫反應(yīng)釋放的總熱量幾乎不變.在低溫反應(yīng)結(jié)束后 HRR曲線經(jīng)歷了一段時間的穩(wěn)定期，并且油溫越高，該穩(wěn)定值就越高，維持的時間也越短，高溫反應(yīng)更快開始發(fā)生.由于 775K環(huán)境溫度本身較低，因而后續(xù)只發(fā)生部分高溫反應(yīng)，只有相當(dāng)少的高溫放熱，發(fā)生部分失火.但燃油溫度越高，高溫反應(yīng)放熱就越多，失火程度更小.從THR曲線可以看出，353K燃油溫度的THR一直最多，正庚烷氧化的程度更完全.在圖12a的右側(cè)給出了每個燃油溫度對應(yīng)的燃燒效率(CE)，由此可知燃油溫度越高，CE越高.

圖11 不同環(huán)境溫度下不同燃油溫度計算域內(nèi) OH和 CH2O質(zhì)量Fig.11 Mass of OH and CH2O at different fuel temperature in domain at 775K and 850K

從圖12b可知，850K 環(huán)境溫度下，放熱規(guī)律與775K環(huán)境溫度時不同.在ASOI約為0.7ms開始一小段較少的放熱后，不同燃油溫度均開始大量快速放熱，燃油溫度越高開始的就越早.這表示在低溫反應(yīng)進(jìn)行了一段時間后高溫反應(yīng)直接以較大的反應(yīng)速率開始進(jìn)行.在滯燃期之前，THR在 9J左右，而775K 下低溫反應(yīng)放熱為 18J，證明此時低溫反應(yīng)沒有完全進(jìn)行，高溫反應(yīng)占據(jù)主導(dǎo).在高溫反應(yīng)剛開始的一段時間內(nèi)，由于高油溫開始放熱早，所以 THR一直最多，但在ASOI為1.7ms之后，233K燃油溫度轉(zhuǎn)而成為放熱最多的工況并一直持續(xù).這是由于低油溫時噴油質(zhì)量變大，在正庚烷整體氧化程度都較高的情況下THR增加.但據(jù)圖12b顯示850K時燃油溫度升高依然會提高CE.

圖12 兩種環(huán)境溫度下不同燃油溫度的HRR和THRFig.12 Heat release rate and total heat release of different fuel temperatures at 775K and 850K

3 結(jié) 論

為研究燃油溫度對柴油機(jī)冷起動性能的影響，在Converge平臺上搭建定容燃燒彈模型，以正庚烷為表征燃料，在 775K和 850K兩種環(huán)境溫度下，研究燃油溫度從 233K變化到 353K對柴油噴霧和著火特性的影響.結(jié)論如下：

(1) 隨著燃油溫度的降低，滯燃期會近似線性增加；當(dāng)燃油溫度從 353K降低至 233K時，850K環(huán)境溫度下滯燃期增加0.14ms；775K環(huán)境溫度下滯燃期增加 0.49ms；從中間產(chǎn)物和放熱率來看，不同燃油溫度下正庚烷低溫反應(yīng)幾乎同時開始，但燃油溫度升高能加快反應(yīng)速率，使低溫反應(yīng)的持續(xù)時間變短，但不影響低溫反應(yīng)釋放的總熱量；高油溫下的高溫反應(yīng)更早開始，中間產(chǎn)物 OH更早生成，滯燃期由此縮短，燃燒效率也更高.

(2) 在低環(huán)境溫度下，燃油溫度對噴霧和著火特性的影響更大；燃油溫度會通過兩種不同機(jī)制影響滯燃期，在 775K環(huán)境溫度下，正庚烷經(jīng)歷完整的低溫反應(yīng)階段之后才發(fā)生高溫反應(yīng)，燃油溫度主要通過影響著火之前的低溫反應(yīng)進(jìn)程來影響滯燃期；而在850K環(huán)境溫度下，正庚烷在僅發(fā)生部分低溫反應(yīng)后就直接開始高溫反應(yīng)，燃油溫度對化學(xué)反應(yīng)進(jìn)程的影響十分有限，主要通過影響著火之前的混合氣熱力學(xué)狀態(tài)來影響滯燃期.

該研究為柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)優(yōu)化、冷起動控制策略提供了關(guān)于燃油溫度方面的一定參考依據(jù)，對改善低溫環(huán)境下柴油機(jī)的冷起動性能有一定指導(dǎo)意義.