強(qiáng)永平，李海鷹，張煒，檀麗宏，朱偉青，尹艷君，白洪林，劉金龍，李曉娟，賈曉亮

(1.中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400；2.陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表局駐北京地區(qū)第八軍事代表室，北京 100072；3.陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表局駐臨汾地區(qū)軍事代表室，山西 侯馬 043011)

發(fā)動(dòng)機(jī)在低溫環(huán)境運(yùn)行時(shí)，由于進(jìn)氣和缸壁溫度較低、噴油霧化不良、缸內(nèi)散熱損失大等原因，容易產(chǎn)生不正常燃燒，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致活塞燒蝕故障。關(guān)于發(fā)動(dòng)機(jī)活塞燒蝕的原因，大多數(shù)學(xué)者認(rèn)為是由于不正常燃燒導(dǎo)致了活塞失效和損壞[1-10]。

何學(xué)良等[1]認(rèn)為柴油機(jī)活塞燒蝕與燃燒壓力振蕩密切相關(guān)，所謂燃燒壓力振蕩就是參與預(yù)混燃燒的燃料量過多形成的爆炸式燃燒產(chǎn)生的壓力沖擊波。天津大學(xué)姚春德等[4]認(rèn)為汽油機(jī)爆震燃燒形成的壓力沖擊波造成活塞熔化、損壞。方會(huì)詠等[5]通過試驗(yàn)表明，進(jìn)氣溫度小范圍變化對超級爆震影響相關(guān)性較小，噴油提前角越大、發(fā)動(dòng)機(jī)水溫越低，發(fā)生超級爆震傾向越大。趙明等[6]利用60 kHz高速攝影對光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)柴油爆震的過程進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)平均最大壓升率為18.5 MPa/(°)，最高時(shí)可達(dá)50 MPa/(°)，呈現(xiàn)的壓燃爆震現(xiàn)象與點(diǎn)燃式類似，爆震源于末端混合氣的自燃，極其惡劣的循環(huán)出現(xiàn)了末端混合氣區(qū)域急速升高的燃燒放熱，導(dǎo)致沖擊波產(chǎn)生。陸靜安等[7]通過研究運(yùn)行參數(shù)對活塞熱負(fù)荷及異常燃燒的影響中發(fā)現(xiàn)燃燒始點(diǎn)對熱負(fù)荷影響較大。蔡忠周等[11]針對某柴油機(jī)在高原環(huán)境出現(xiàn)的活塞燒蝕現(xiàn)象開展了試驗(yàn)研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)由于預(yù)混合階段燃燒放熱量過多，造成燃燒過程粗暴，最大壓升率顯著增大，是活塞燒蝕的重要原因。強(qiáng)永平等[12]針對低溫環(huán)境的活塞燒蝕現(xiàn)象進(jìn)行了復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)低溫環(huán)境下燃燒不穩(wěn)定導(dǎo)致壓力劇烈振蕩，循環(huán)平均的最大壓升率超25 MPa/ms，出現(xiàn)嚴(yán)重的粗暴燃燒是活塞燒蝕的主因。

然而，實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)中爆燃現(xiàn)象只能通過采集缸壓數(shù)據(jù)進(jìn)行分析推斷，無法有效展現(xiàn)此工況下噴霧發(fā)展變化和燃燒發(fā)展過程。而揭示發(fā)生爆燃現(xiàn)象時(shí)的油氣混合及燃燒發(fā)展變化必須通過燃燒過程三維仿真手段實(shí)現(xiàn)。本研究在低溫環(huán)境活塞燒蝕復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，進(jìn)行燃燒過程三維分析，以試驗(yàn)實(shí)測缸壓曲線對模型參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，然后分析活塞燒蝕與未燒蝕兩種燃燒過程之間的微觀差異，進(jìn)而闡明低溫環(huán)境下油氣混合和燃燒放熱的特點(diǎn)。

1 低溫環(huán)境活塞燒蝕復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)

通過設(shè)置較低的回水溫度模擬低溫環(huán)境，使柴油機(jī)在試驗(yàn)中發(fā)生活塞燒蝕。低溫環(huán)境特點(diǎn)為發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻液溫度和進(jìn)氣溫度低于正常工況時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)在正常工況時(shí)冷卻液溫度基本上在90 ℃左右，進(jìn)氣溫度由于中冷作用基本在60 ℃以上。某柴油機(jī)模擬低溫?zé)g故障試驗(yàn)結(jié)果[12]為該柴油機(jī)在轉(zhuǎn)速1 500 r/min、70%負(fù)荷工況下存在爆燃和燒蝕現(xiàn)象，其爆燃和燒蝕現(xiàn)象與環(huán)境溫度密切相關(guān)。當(dāng)環(huán)境溫度(冷卻液溫度和進(jìn)氣溫度)控制在40 ℃以上時(shí)，活塞未出現(xiàn)明顯燒蝕現(xiàn)象；當(dāng)回水溫度控制在25 ℃左右時(shí)，活塞出現(xiàn)部分燒蝕現(xiàn)象；當(dāng)回水溫度控制在15 ℃左右時(shí)，活塞出現(xiàn)活塞掉塊、嚴(yán)重拉缸的嚴(yán)重?zé)g故障。圖1示出了一種部分活塞燒蝕的現(xiàn)象。

圖1 活塞燒蝕現(xiàn)象(回水溫度25 ℃)

2 計(jì)算方案與模型

計(jì)算方案以活塞燒蝕復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)中發(fā)生燒蝕現(xiàn)象和未發(fā)生燒蝕現(xiàn)象的溫度作為低溫環(huán)境溫度。兩種計(jì)算方案的進(jìn)氣溫度和冷卻液溫度見表1。

表1 兩種低溫環(huán)境溫度方案

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)模型

本研究采用一臺(tái)高比功率柴油機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表2。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

缸內(nèi)燃燒過程三維仿真計(jì)算采用Converge仿真分析軟件，最大網(wǎng)格數(shù)量在噴油初期，對噴霧發(fā)展過程進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格單元數(shù)量達(dá)到444萬。圖2示出上止點(diǎn)時(shí)刻網(wǎng)格。

圖2 上止點(diǎn)時(shí)刻網(wǎng)格

仿真區(qū)間從進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻到排氣門開啟時(shí)刻，最小計(jì)算時(shí)間步長為1×10-9s，最大計(jì)算時(shí)間步長為1×10-6s。相關(guān)模型選取為LES湍流模型，KH噴霧破碎模型，O’rourke撞壁模型，CTC燃燒模型。兩種低溫環(huán)境溫度方案初始條件和邊界條件設(shè)置見表3。

表3 兩種方案邊界條件和初始條件

2.2 模型驗(yàn)證

低溫環(huán)境下試驗(yàn)與仿真缸壓曲線對比見圖3和圖4。從圖中可知，二者燃燒放熱缸壓突變時(shí)刻、缸壓快速上升區(qū)間以及燃燒膨脹期間都基本吻合，說

圖3 試驗(yàn)與仿真缸壓對比(低溫環(huán)境25 ℃)

圖4 試驗(yàn)與仿真缸壓對比(低溫環(huán)境40 ℃)

明模型的選取基本合理，仿真的燃燒過程基本能夠反映試驗(yàn)工況的燃燒組織情況。后續(xù)的結(jié)果分析主要以仿真結(jié)果為主。

3 燃燒過程分析

首先對兩種方案的燃燒放熱參數(shù)進(jìn)行對比分析；然后進(jìn)行燃燒放熱過程分析，主要包括缸內(nèi)壓力曲線及壓力場分布、缸內(nèi)溫度曲線及溫度場分布、放熱率曲線；最后進(jìn)行油氣混合過程分析，主要包括噴霧貫穿距離及油滴分布、蒸發(fā)率及燃空當(dāng)量比分布、濕壁量分布。

3.1 燃燒放熱參數(shù)對比

低溫環(huán)境下的燃燒放熱參數(shù)對比見表4。從表中可見，低溫環(huán)境對最大瞬態(tài)放熱率影響最大，其次為最大壓升率和累計(jì)濕壁量，其余參數(shù)差別較小。

表4 燃燒放熱參數(shù)對比

3.2 燃燒放熱過程分析

3.2.1 缸內(nèi)平均壓力及壓力場分析

從圖5可知，兩種方案的缸壓曲線整體差別不大，方案2燃燒放熱產(chǎn)生的缸內(nèi)壓力曲線拐點(diǎn)比方案1略有提前，最高燃燒壓力比方案1略低，在缸壓上升和燃燒膨脹階段缸壓曲線基本一致。方案1最高燃燒壓力為11.4 MPa，方案2為11.2 MPa，方案1最大壓升率為6.5 MPa/(°)，方案2為4.8 MPa/(°)，說明兩種方案從缸內(nèi)平均壓力看整體差別不大，細(xì)微差別通過以下微觀壓力場進(jìn)行分析。

圖6示出兩種方案燃燒室壓力場對比。上止點(diǎn)前6°為開始燃燒階段，由于方案1燃燒始點(diǎn)比方案2滯后約1°，方案1只有局部零星燃燒產(chǎn)生局部較高壓力，而方案2已經(jīng)多點(diǎn)燃燒，壓力場整體相對較高。上止點(diǎn)前4°為噴油結(jié)束時(shí)刻，方案1側(cè)隙和活塞頂面交接處出現(xiàn)一處壓力高達(dá)20 MPa的區(qū)域，而方案2沒有高壓力區(qū)域，說明方案1中在狹窄空間出現(xiàn)了壓力積聚。上止點(diǎn)前2°時(shí)為壓力分層階段，方案1側(cè)隙和避閥坑附近出現(xiàn)三處壓力高達(dá)20 MPa的區(qū)域，同時(shí)側(cè)隙和避閥坑處也出現(xiàn)了兩處壓力低于10 MPa的區(qū)域，而方案2基本都處于12 MPa，說明方案1中在狹窄空間出現(xiàn)了壓力積聚和壓力衰減，分別對應(yīng)壓力振蕩中的波峰和波谷，缸內(nèi)空間存在明顯的壓力分層。上止點(diǎn)時(shí)刻兩種方案大部分壓力場處于12 MPa，但方案1側(cè)隙和避閥坑附近仍有兩處壓力高達(dá)17 MPa的區(qū)域，而方案2

圖5 兩種方案缸壓對比

圖6 燃燒室壓力場對比

沒有高壓區(qū)域。綜上所述，方案1在上止點(diǎn)附近避閥坑和側(cè)隙存在較多的可燃油氣，引起局部劇烈燃燒形成壓力振蕩，促使壓力分層，但伴隨振蕩強(qiáng)度的迅速衰減，壓力分布逐漸均勻。這與趙明等[6]利用高速攝影在光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)上研究柴油爆震過程的結(jié)果類似——爆震源于末端混合氣的自燃，極其惡劣的循環(huán)出現(xiàn)了沖擊波。

3.2.2 缸內(nèi)平均溫度及溫度場分析

從圖7缸內(nèi)平均溫度曲線對比可知，方案2缸內(nèi)平均溫度整體稍高于方案1。在上止點(diǎn)前7°左右，方案2缸內(nèi)平均溫度曲線開始快速上升，并且溫度曲線拐點(diǎn)比方案1稍微提前，缸內(nèi)平均溫度最大值二者基本相同，均在2 000 K左右。

圖7 兩種方案缸內(nèi)溫度對比

圖8示出兩種方案缸內(nèi)溫度場對比。方案1溫度分布情況如下：燃燒始點(diǎn)在上止點(diǎn)前6°時(shí)，燃燒室內(nèi)只有零星燃燒產(chǎn)生的局部較高溫度場，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度場處于600 K左右未燃燒狀態(tài)的低溫區(qū)域；在上止點(diǎn)前4°噴油結(jié)束時(shí)，燃燒室內(nèi)大部分燃?xì)忾_始燃燒，燃燒室溫度分布不均勻，中間部分有明顯低溫區(qū)域，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙局部溫度較高；在上止點(diǎn)前2°為出現(xiàn)壓力分層階段，由于噴霧碰壁后擴(kuò)展到避閥坑及側(cè)隙，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙形成局部易燃混合區(qū)，燃燒后溫度高達(dá)2 400 K，壓力接近20 MPa；上止點(diǎn)時(shí)，燃燒室頂面以及側(cè)隙局部溫度大部分在1 800 K，避閥坑部分區(qū)域溫度高達(dá)2 400 K。方案2溫度分布情況如下：燃燒始點(diǎn)相對靠前，在上止點(diǎn)前6°時(shí)，噴霧前端基本都已燃燒，燃燒室內(nèi)溫度較高，溫度分布不均勻，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙局部已有2 000 K以上高溫區(qū)域；在上止點(diǎn)前4°噴油結(jié)束時(shí)，燃燒室內(nèi)溫度分布較為均勻，中間部分處于高溫區(qū)域，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度與燃燒開始階段基本一致；上止點(diǎn)前2°時(shí)，燃燒室中間部位溫度較高，但避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度較低；上止點(diǎn)時(shí)，燃燒室中間部位溫度較高，但避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度較低。說明方案1由于燃燒始點(diǎn)滯后，噴霧碰壁后擴(kuò)展到避閥坑及側(cè)隙，發(fā)生了局部劇烈燃燒，導(dǎo)致避閥坑及凸臺(tái)環(huán)岸處于高溫區(qū)域時(shí)間較長，這與圖9中燒蝕活塞故障區(qū)域統(tǒng)計(jì)結(jié)果一致；而方案2由于燃燒始點(diǎn)靠前，噴霧碰壁后在擴(kuò)展到避閥坑及側(cè)隙前就已蒸發(fā)汽化發(fā)生燃燒。

圖8 缸內(nèi)溫度場對比

圖9 燒蝕活塞故障區(qū)域統(tǒng)計(jì)

3.2.3 放熱規(guī)律差異分析

由圖10 瞬態(tài)放熱率曲線對比可知，兩種方案在上止點(diǎn)時(shí)刻主要放熱基本結(jié)束，放熱規(guī)律整體表現(xiàn)為預(yù)混燃燒作為主導(dǎo)的預(yù)混擴(kuò)散燃燒形式。溫度由方案2的40 ℃降低到方案1的25 ℃時(shí)，燃燒放熱始點(diǎn)推后約2°，相應(yīng)地，滯燃期較長，預(yù)混燃燒占比增加，放熱峰值增加，瞬態(tài)放熱最大值由3 757 J/(°)升高到5 663 J/(°)，瞬態(tài)放熱最大值對應(yīng)角度推后了1.3°(靠近上止點(diǎn))。這與最大壓升率變化相一致。

圖10 兩種方案瞬態(tài)放熱率對比

圖11示出兩種方案累計(jì)放熱量曲線對比。由圖11可見，兩種方案累計(jì)放熱量基本相同，主要差別為上止點(diǎn)前方案2累計(jì)放熱量較多，但上升幅度較緩，上止點(diǎn)到40°階段，方案1累計(jì)放熱量較多，40°后二者累計(jì)放熱量基本一致。

圖11 兩種方案累計(jì)放熱量對比

綜上所述，兩種方案缸內(nèi)平均壓力、缸內(nèi)平均溫度相近，最大壓升率和放熱峰值存在明顯差異。而局部微觀壓力場、溫度場差別較大。二者的差異存在與預(yù)混放熱階段混合氣的形成過程關(guān)系密切，以下分析油氣混合過程中的差異。

3.3 油氣混合過程對比

3.3.1 噴霧貫穿距離及燃油液滴分布

從圖12兩種方案噴霧貫穿距離曲線對比可知，二者噴霧過程開始階段一樣，在上止點(diǎn)前12°附近噴霧貫穿距離達(dá)到最大，此時(shí)油束撞壁。到上止點(diǎn)前6°附近，方案2由于壁面溫度和缸內(nèi)氣體溫度相對較高，油束蒸發(fā)汽化開始燃燒，噴霧貫穿距離快速減小，而方案1由于缸內(nèi)氣體溫度和壁面溫度較低，油束蒸發(fā)汽化和開始燃燒相對靠后。

圖12 兩種方案噴霧貫穿距離對比

圖13示出燃油液滴分布對比，圖中噴霧發(fā)展過程以壁面附近氣體溫度表示。選取噴霧碰壁前、碰壁后、燃燒始點(diǎn)、噴油結(jié)束這幾個(gè)特殊時(shí)刻進(jìn)行對比。噴霧碰壁前兩種方案噴霧發(fā)展和噴霧形態(tài)基本一樣，說明這一階段噴霧形態(tài)的發(fā)展主要取決于噴油規(guī)律；噴霧碰壁后未著火前兩種方案的噴霧形態(tài)只有在噴霧前端略有差異；由于方案1燃燒始點(diǎn)為上止點(diǎn)前6.4°，方案2燃燒始點(diǎn)為上止點(diǎn)前7.7°，故選二者均著火后時(shí)刻-6°進(jìn)行對比，從圖中可知，方

圖13 燃油液滴分布對比

案1由于進(jìn)氣溫度和壁面溫度較低，只有一個(gè)油束前端開始著火，大部分油束沿避閥坑和燃燒室頂面擴(kuò)展，方案2溫度較高，由于油束前端都已開始著火燃燒，對油束沿避閥坑和燃燒室頂面擴(kuò)展形成了一定阻擋；噴油結(jié)束時(shí)刻，噴霧形態(tài)主要是碰壁后附壁，由于兩種方案均已燃燒，兩種方案的缸內(nèi)氣體溫度主要影響的是局部燃燒程度。

3.3.2 蒸發(fā)率與油氣混合

圖14示出燃油蒸發(fā)率曲線對比，蒸發(fā)率是氣態(tài)的燃油質(zhì)量與總?cè)加唾|(zhì)量的比值，主要反映可燃?xì)怏w的數(shù)量。主要分析區(qū)間為從開始噴油到開始燃燒階段，上止點(diǎn)前22°開始噴油，上止點(diǎn)前18°燃油開始明顯蒸發(fā)汽化，之后直到上止點(diǎn)前7°左右為蒸發(fā)率快速上升期，在這期間方案2的蒸發(fā)率一直高于方案1，說明方案2由于缸內(nèi)氣溫稍高有助于燃油蒸發(fā)汽化，因此燃燒始點(diǎn)靠前；上止點(diǎn)前7°到上止點(diǎn)前4°階段，兩種方案蒸發(fā)率基本一樣，主要是方案2在上止點(diǎn)前7°蒸發(fā)率出現(xiàn)拐點(diǎn)上升率有所放緩，而方案1直到上止點(diǎn)前5.5°左右蒸發(fā)率才出現(xiàn)拐點(diǎn)，上升率放緩；在上止點(diǎn)前4°到上止點(diǎn)階段，方案2的蒸發(fā)率高于方案1，說明噴霧結(jié)束后全面燃燒，蒸發(fā)率主要取決于液滴附近的氣體溫度。

圖14 燃油蒸發(fā)率對比

圖15示出兩種方案燃燒室壁面燃空當(dāng)量比對比。上止點(diǎn)前12°時(shí)刻噴油剛撞壁，兩種方案油氣混合程度相差不大，噴霧前端油氣混合當(dāng)量比略有差別；上止點(diǎn)前8°時(shí)刻為噴油撞壁后未著火階段，油束撞壁后向避閥坑擴(kuò)展且前端外圍形成了一圈油氣混合較好區(qū)域，兩種方案碰壁后擴(kuò)展面積略有差別且油氣濃度較高；上止點(diǎn)前6°左右為燃燒始點(diǎn)時(shí)刻，由于方案2溫度較高，燃燒始點(diǎn)靠前，已全面燃燒，缸內(nèi)溫度較高，油氣混合相對較好，壁面附近適合燃燒區(qū)域面積較多。而方案1由于剛開始局部燃燒，缸內(nèi)溫度較低，蒸發(fā)擴(kuò)散形成適合的可燃?xì)廨^少。上止點(diǎn)前4°左右為噴油結(jié)束時(shí)刻，方案2已燃燒約4°，缸內(nèi)溫度較高，油氣混合主要集中在燃燒室坑內(nèi)，燃燒室頂、避閥坑以及側(cè)隙可燃區(qū)域面積較少。而方案1燃燒約2°，缸內(nèi)溫度較低，蒸發(fā)擴(kuò)散較慢，導(dǎo)致燃燒室頂、避閥坑以及側(cè)隙可燃區(qū)域面積較多。

圖15 燃空當(dāng)量比對比

3.3.3 燃燒室濕壁量

從圖16燃燒室濕壁量曲線對比可知，上止點(diǎn)前12°左右噴霧開始碰壁后燃燒室濕壁量快速增加，在燃燒始點(diǎn)時(shí)達(dá)到最大值，方案2在上止點(diǎn)前7°左右，方案1在上止點(diǎn)前6°左右；隨著蒸發(fā)混合和局部燃燒開始，缸內(nèi)溫度上升使蒸發(fā)汽化量增加，濕壁量逐漸降低。方案2由于缸內(nèi)溫度和壁面溫度較高，燃燒始點(diǎn)相對較早，蒸發(fā)汽化量較多，濕壁量相比方案1較少。隨低溫環(huán)境溫度由40 ℃降到25 ℃，累計(jì)濕壁量由63.6 mg上升到71.7 mg，增幅為12.7%。這是由于燃燒始點(diǎn)缸內(nèi)平均溫度的差異造成的，說明油氣混合主要取決于濕壁量和油膜蒸發(fā)速率。

圖16 燃燒室濕壁量對比

綜上，噴霧撞壁后油氣混合過程中的差異取決于燃燒始點(diǎn)的缸內(nèi)溫度和油膜蒸發(fā)速率。低溫環(huán)境下油氣混合過程中存在明顯油束撞壁后向避閥坑和側(cè)隙擴(kuò)展現(xiàn)象，溫度較低時(shí)上止點(diǎn)附近避閥坑可燃油氣較多。

4 結(jié)論

a) 低溫環(huán)境溫度由40 ℃降低到25 ℃時(shí)，缸壓和缸溫曲線相近，壓升率和放熱率相差較大，最大壓升率增幅為35.4%，累計(jì)濕壁量增幅為12.7%，瞬態(tài)放熱率最大值增幅為50.7%，說明環(huán)境溫度降低時(shí)存在機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷同時(shí)增加的趨勢；

b) 環(huán)境溫度較低時(shí)，噴霧過程容易出現(xiàn)撞壁后向避閥坑擴(kuò)展進(jìn)入側(cè)隙，在上止點(diǎn)附近發(fā)生了強(qiáng)烈的壓力振蕩，促使壓力分層，局部最高燃燒壓力達(dá)到約20 MPa，最高燃燒溫度達(dá)到2 700 K；

c) 低溫環(huán)境下噴霧撞壁后濕壁量增加、滯燃期增長，導(dǎo)致急劇燃燒、瞬態(tài)放熱量劇增的爆燃現(xiàn)象，附壁燃燒和局部急劇燃燒形成高溫高壓是造成活塞發(fā)生燒蝕現(xiàn)象的主要因素。