張志強(qiáng)，劉一澤，鄔斌揚(yáng)，聶靖宇，蘇萬華

(天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

柴油因其具有黏度高、揮發(fā)性差的物理特性，與缸內(nèi)空氣的混合很大程度上依賴于噴油器噴孔出口的湍流脈動(dòng)以及缸內(nèi)充量對(duì)噴霧的氣動(dòng)力作用．噴孔直徑作為關(guān)鍵的噴油系統(tǒng)參數(shù)之一，與燃油噴霧的霧化發(fā)展、油氣混合及整個(gè)燃燒過程都息息相關(guān)[1-2]．近年來，學(xué)者們[3-7]通過定容燃燒彈和三維數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，減小噴孔直徑能夠降低碳煙生成量．鄭朝蕾等[8]研究發(fā)現(xiàn)，減小噴孔直徑可使油氣混合更加均勻，預(yù)混燃燒比例和強(qiáng)度均有增加．Karra等[9]試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，小噴孔直徑噴油器能夠顯著改善碳煙和NOx排放．徐陽杰等[10]通過可視化高壓定容燃燒彈研究了柴油高速射流的霧化特性隨噴孔直徑變化，結(jié)果表明：近場(chǎng)噴霧錐角隨著噴孔直徑增大而增大．Sepret等[11]通過定容燃燒彈研究了噴孔直徑對(duì)氣體混合的影響，發(fā)現(xiàn)減小噴孔直徑可顯著增加局部混合速率．Nishida等[12]定量研究了噴孔直徑對(duì)空氣卷吸及液核長(zhǎng)度的影響，結(jié)果表明：減小噴孔直徑會(huì)減小噴射速度和噴霧的空氣卷吸率，但結(jié)合超高軌壓可減小碳煙生成．孫田[13]、郭紅松[14]使用復(fù)合激光誘導(dǎo)熒光(PLIEF)技術(shù)定量研究了重型柴油機(jī)相似條件下的柴油噴霧結(jié)構(gòu)和濃度場(chǎng)，結(jié)果表明：減小噴孔直徑可使噴霧的破碎霧化得到改善，提前達(dá)到充分發(fā)展期，但會(huì)導(dǎo)致噴霧擴(kuò)散速率降低，氣相噴霧最大當(dāng)量比出現(xiàn)的時(shí)間推遲，噴霧向更均勻的方向發(fā)展．

減小噴孔直徑雖然有利于油氣的均勻混合，但對(duì)于重型柴油機(jī)大負(fù)荷工況，循環(huán)油量大，縮短其噴油持續(xù)期是發(fā)展的一大趨勢(shì)[14]，在噴孔數(shù)和循環(huán)油量不變的前提下，減小噴孔直徑會(huì)顯著增加噴油持續(xù)期，噴油速率下降，從而限制了燃燒速率的提升，增加噴孔數(shù)可以一定程度上增大噴油速率，但噴嘴頭上過多的噴孔又會(huì)降低噴嘴的機(jī)械強(qiáng)度或干涉相鄰油束．高密度-低溫燃燒技術(shù)具有在高負(fù)荷和滿負(fù)荷工況下實(shí)現(xiàn)高效率、低排放燃燒的潛力[15]，研究表 明[14,16]，減小噴孔直徑對(duì)噴霧的影響在一定程度上可通過提高環(huán)境密度來替代，因而可適當(dāng)增大噴孔直徑，并協(xié)同高充量密度來減少噴油持續(xù)期，并加快油氣混合．譚旭光等[17]為縮短噴油持續(xù)期，增大了噴孔直徑，將噴油流量增大至原機(jī)流量的3倍，結(jié)合高流量系數(shù)俯沖組合氣道和兩級(jí)增壓實(shí)現(xiàn)上止點(diǎn)時(shí)刻缸內(nèi)的高充量密度，使燃油消耗量相對(duì)原機(jī)降低了2.6%．

綜上可知，噴孔直徑的相關(guān)研究多使用光學(xué)診斷研究其噴霧特性，針對(duì)噴孔直徑優(yōu)化提高重型柴油機(jī)大負(fù)荷工況效率上的研究則鮮見報(bào)道，基于此，筆者通過一臺(tái)改裝的高強(qiáng)化重型柴油單缸機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架，研究噴孔直徑對(duì)重型柴油機(jī)大負(fù)荷工況下燃燒和排放的影響，并結(jié)合數(shù)值模擬探究不同噴孔直徑下的缸內(nèi)油氣混合過程．

1 試驗(yàn)裝置及仿真模型

1.1 試驗(yàn)臺(tái)架搭建

試驗(yàn)通過6缸重型柴油機(jī)改造的單缸機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架進(jìn)行，單缸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)系統(tǒng)見圖1，原機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1．

表1 重型柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù) Tab.1 Specifications of heavy duty diesel engine

圖1 單缸機(jī)試驗(yàn)系統(tǒng)示意 Fig.1 Schematic of single cylinder engine experiment system

試驗(yàn)過程中以原機(jī)第1缸作為試驗(yàn)缸，其余5缸作為拖動(dòng)缸．試驗(yàn)缸的進(jìn)氣系統(tǒng)采用外源模擬增壓，能夠?qū)崿F(xiàn)單缸進(jìn)氣壓力、進(jìn)氣溫度以及廢氣再循環(huán)率的靈活控制，試驗(yàn)缸單獨(dú)配置高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)，由自主開發(fā)的ECU控制，能夠?qū)崿F(xiàn)噴射壓力、噴射油量和噴油定時(shí)的靈活可調(diào)．缸壓信號(hào)由奇石樂公司的6125C缸壓傳感器和5165A電荷放大器采集，使用Horiba7100排放儀檢測(cè)單缸排氣成分，AVL415煙度計(jì)測(cè)量碳煙排放．電控噴油器噴油量與噴油信號(hào)脈寬的關(guān)系由EFS公司油泵試驗(yàn)臺(tái)標(biāo)定，在臺(tái)架試驗(yàn)過程中保持噴油信號(hào)脈寬和軌壓不變，即可使循環(huán)噴油量恒定，但由于試驗(yàn)過程中軌壓略有波動(dòng)，實(shí)際噴油量與標(biāo)定值略有差異．表2為試驗(yàn)工況的參數(shù)設(shè)置．表3為試驗(yàn)用噴油器參數(shù)．

表2 試驗(yàn)工況參數(shù)設(shè)置 Tab.2 Parameter settings of experimental conditions

表3 不同噴油器的參數(shù) Tab.3 Parameters of different injector

1.2 數(shù)值仿真模型及驗(yàn)證

基于Converge建立發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型，由于發(fā)動(dòng)機(jī)活塞形狀對(duì)稱，采用的8孔噴油器與氣缸中心軸線同軸安裝且噴孔周向均勻分布，因而采用1/8燃燒室進(jìn)行仿真模擬以提高計(jì)算速度．表4為模擬計(jì)算中所用的各類模型．設(shè)置邊界條件如下：軌壓為180MPa、進(jìn)氣壓力為0.39MPa且噴油定時(shí)為-2°CA ATDC，其余條件同表2．

表4 模擬計(jì)算中采用的模型 Tab.4 Simulation model setting

圖2為模型有效性驗(yàn)證．3種噴油器的模擬值與試驗(yàn)值基本吻合，缸內(nèi)壓力曲線峰值誤差小于0.8%，最高爆發(fā)壓力對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角的誤差小于0.5°CA，表明建立的模型可用于發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過程的研究．

圖2 缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的試驗(yàn)值與模擬值 Fig.2 Experimental and simulation results of in-cylinder pressure and instantaneous heat release rate

2 結(jié)果與討論

2.1 噴孔直徑對(duì)燃燒和排放的影響

2.1.1 噴孔直徑對(duì)油氣混合及燃燒的影響

圖3示出進(jìn)氣壓力為0.39MPa、軌壓為180MPa時(shí)噴孔直徑對(duì)缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的影響．可知，噴孔直徑從0.169mm增大至0.218mm，噴油定時(shí) 為-2°CA ATDC和4°CA ATDC的放熱率峰值分別提高了33.9%和39.7%，最高爆發(fā)壓力相應(yīng)提高，燃燒持續(xù)期也顯著縮短，這源于燃油的快速燃燒放熱．噴嘴為小孔徑(0.169mm)時(shí)，由于燃油較好的破碎霧化，在噴射前期能夠快速混合形成可燃混合氣，燃燒始點(diǎn)相較于大噴孔直徑噴嘴略有提前．圖3b中， 隨著噴孔直徑的增大，短時(shí)間內(nèi)大量燃油的放熱使缸內(nèi)的溫升變大，缸內(nèi)平均溫度升高．

圖3 不同噴油定時(shí)和噴孔直徑下的缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度 Fig.3 In-cylinder pressure，instantaneous heat release rate and in-cylinder average temperature under different injection timing and nozzle diameter

不同噴孔直徑噴油器對(duì)缸內(nèi)油氣混合及可燃混合氣的形成有不同程度的影響，為分析缸內(nèi)混合過程，筆者進(jìn)一步開展了數(shù)值模擬研究，圖4為不同噴孔直徑下燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)與氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布．

圖4 不同噴孔直徑下燃燒室內(nèi)氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)及流場(chǎng)分布 Fig. 4 Oxygen mass fraction and flow field distribution in combustion chamber under different nozzle diameter

根據(jù)圖4中的流場(chǎng)分布可知，在6°CA ATDC時(shí)刻，由于噴霧邊緣與缸內(nèi)空氣的摩擦剪切作用及高速向前發(fā)展的噴霧與相對(duì)靜止的缸內(nèi)空氣之間存在較大的速度梯度，在噴霧上下邊緣處均出現(xiàn)了渦團(tuán)，且不同噴孔直徑之間的渦團(tuán)尺度存在差異，較大噴孔直徑的噴霧動(dòng)能與速度更大，與空氣之間的剪切作用和速度梯度更加明顯，更易形成大尺度渦團(tuán)．渦團(tuán)能夠帶來強(qiáng)烈的傳質(zhì)卷吸過程，不僅能卷吸缸內(nèi)新鮮空氣，還能將噴霧邊緣的霧化燃油卷出，從而增強(qiáng)噴霧的徑向擴(kuò)散，在此作用下，噴霧在發(fā)展過程中頭部不斷擴(kuò)大，直至撞壁．在15°CA ATDC時(shí)刻，噴霧撞壁分流．

在20°CA ATDC時(shí)刻，噴霧在活塞唇口上部臺(tái)階和凹坑圓弧的引導(dǎo)下分別產(chǎn)生了兩個(gè)渦團(tuán)，有利于氧氣輸運(yùn)促進(jìn)混合，可以觀察到，活塞凹坑處的渦團(tuán)尺度隨著噴孔直徑的增大而增大，而擠流區(qū)渦團(tuán)隨噴孔直徑增大卻更不易維持，這是由于噴霧結(jié)束時(shí)刻落點(diǎn)更靠近活塞底部，在25°CA ATDC時(shí)刻，該現(xiàn)象更加明顯，雖然增大噴孔直徑會(huì)使擠流區(qū)的渦團(tuán)減弱，但對(duì)比3個(gè)噴孔直徑下擠流區(qū)的氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)可知，即使存在大尺度的擠流區(qū)渦團(tuán)，也難以卷吸活塞與缸套狹隙之間的空氣，增大噴孔直徑使擠流區(qū)渦團(tuán)減弱也并不影響擠流區(qū)空氣的利用，而凹坑處的大尺度渦團(tuán)卻能夠推動(dòng)附壁燃油沿凹坑向上卷吸，提高活塞中心區(qū)空氣利用率，有利于后期未燃燃油的混合和燃燒．

液相燃油經(jīng)噴孔噴入燃燒室后，需要經(jīng)過破碎蒸發(fā)形成氣相燃油才能與空氣混合形成可燃混合氣，因而氣相燃油的快速產(chǎn)生有利于可燃混合氣的快速形成．氣相燃油與噴霧的空氣卷吸量有關(guān)，Siebers[18]基于質(zhì)量和動(dòng)量守恒提出噴孔至軸線方向位置x處的噴霧總卷吸率ma(x)關(guān)系式，有

式中：ρa(bǔ)為背景密度；ρf為液相柴油密度；d為噴孔直徑；uf為噴射速度；β為噴霧錐角，其中噴射速度與噴孔兩端壓差的平方根呈正比，可見增大缸內(nèi)充量密度(即背景密度)、噴油壓力和噴孔直徑均可增加噴霧的空氣卷吸量．

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，對(duì)不同噴孔直徑下氣相燃油質(zhì)量進(jìn)行統(tǒng)計(jì)．圖5為相同噴油量、不同噴孔直徑下的氣相燃油質(zhì)量和已噴燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化，其中已噴燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)是指某一曲軸轉(zhuǎn)角下已經(jīng)噴入燃燒室的燃油總量與循環(huán)總油量的比值．由已噴燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化曲線可知，隨著噴孔直徑變大，流通面積增加，同一曲軸轉(zhuǎn)角下的噴油量更大，噴油持續(xù)期縮短，噴油結(jié)束時(shí)刻也更靠近上止點(diǎn)．

圖5 不同噴孔直徑下氣相燃油質(zhì)量和已噴燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化 Fig.5 Variation of fuel gas phase mass and injected fuel mass fraction with crank angle under different nozzle diameter

由氣相燃油質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化可知，單位時(shí)間內(nèi)的氣相燃油生成量隨噴孔直徑的增大而增大，這是因?yàn)閲娪退俾实脑黾犹岣吡藝婌F的擴(kuò)散速率[19]，單位時(shí)間內(nèi)參與蒸發(fā)的燃油更多，同時(shí)噴霧動(dòng)量變大，增加了與周圍環(huán)境氣體之間的速度梯度，則噴霧邊緣能夠卷吸更多的空氣，促進(jìn)噴霧與環(huán)境氣體之間的熱量交換和蒸發(fā)，從而使最終氣相燃油質(zhì)量增多．還可以看出，氣相燃油的分布隨噴孔直徑的增加而更加集中于上止點(diǎn)附近，質(zhì)量變化曲線呈“高而窄”的形態(tài)，說明在上止點(diǎn)附近有更多的氣相燃油參 與混合并燃燒放熱，使得瞬時(shí)放熱率曲線也呈“高而窄”的形態(tài)，放熱更加迅速集中，燃燒等容度更高．

而噴孔直徑為0.169mm時(shí)，在單位時(shí)間內(nèi)形成的可燃混合氣較少，氣相燃油在膨脹沖程分布較多，這使得燃油放熱后的做功能力下降，燃油放熱過程也會(huì)向上止點(diǎn)后延長(zhǎng)，導(dǎo)致其燃燒速率受限于噴油速率，瞬時(shí)放熱率呈“矮而寬”的形態(tài)．

2.1.2 噴孔直徑對(duì)排放的影響

圖6為碳煙和NOx排放及其折中關(guān)系．圖6a中，不同噴孔直徑下的碳煙排放隨噴油定時(shí)的變化趨勢(shì)基本相同．當(dāng)噴油定時(shí)推遲至0°CA ATDC或2°CA ATDC后，滯燃期延長(zhǎng)使燃油獲得較長(zhǎng)的混合時(shí)間來形成較為均質(zhì)的混合氣，碳煙生成量減少，從而使碳煙排放降低，而進(jìn)一步推遲噴油定時(shí)至4°CA ATDC會(huì)使參與后燃的燃油比例增加，并且活塞下行導(dǎo)致缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)變?nèi)?，?duì)碳煙的氧化能力不足使最終的碳煙排放升高．

從噴孔直徑的角度分析，不同噴油定時(shí)下的碳煙排放整體變化趨勢(shì)是隨著噴孔直徑的增大而增大，其中噴孔直徑為0.218mm的碳煙排放增長(zhǎng)幅度尤為明顯，這是由于霧化效果變差和噴油速率變大，不利于在著火前形成當(dāng)量比小于2的混合氣，使碳煙生成量增多．但值得注意的是，在噴油定時(shí)為2°CA ATDC 和4°CA ATDC的工況，將噴孔直徑從0.169mm增大至0.203mm后，碳煙排放并沒有明顯增加，這是由于噴油時(shí)刻已在上止點(diǎn)之后，噴油持續(xù)期較短的噴孔直徑(0.203mm)噴油器使參與后燃的燃油比例減小，同時(shí)較高的燃燒溫度也有利于碳煙氧化，因而碳煙排放在增大噴孔直徑后并沒有惡化．噴孔直徑進(jìn)一步增大至0.218mm，雖然可進(jìn)一步縮短噴油持續(xù)期，但過大的噴孔直徑使燃油噴霧惡化嚴(yán)重，而噴油定時(shí)又位于上止點(diǎn)后，缸內(nèi)溫度和充量密度有所降低，不利于大尺寸油滴的破碎和霧化，此時(shí)噴霧嚴(yán)重惡化的影響大于后燃的改善作用，最終導(dǎo)致碳煙排放的大幅增加．

圖6b中，當(dāng)噴孔直徑由原機(jī)噴孔直徑增大至0.203mm后，NOx排放增加，這是因?yàn)樵龃髧娍字睆绞箚挝粫r(shí)間內(nèi)參與燃燒的燃油增多，缸內(nèi)燃燒溫度升高，NOx生成量增多，但進(jìn)一步增大噴孔直徑至0.218mm，NOx生成量卻有所減少，但仍高于最小噴孔所對(duì)應(yīng)的NOx排放．由圖6c可知，使用小孔徑的噴嘴能夠改善碳煙與NOx的折中關(guān)系．

圖6 碳煙和NOx排放及其折中關(guān)系 Fig.6 Soot emissions，NOx emissions and its trade-off relationship

圖7為CO和未燃碳?xì)?UHC)排放．圖7a中，3種噴孔直徑下的CO排放隨噴油定時(shí)的變化規(guī)律基本一致，隨噴油定時(shí)推遲至2°CA ATDC，CO排放降低，這是因?yàn)闈饣旌蠚庠诟邷貤l件下會(huì)產(chǎn)生大量CO， 推遲噴油定時(shí)延長(zhǎng)了滯燃期，減小了濃混合氣比例，CO生成量相應(yīng)減少．當(dāng)噴油定時(shí)進(jìn)一步推遲至4°CAATDC，由于活塞下行導(dǎo)致燃燒室空間體積變大，燃燒后期生成的CO需在更大的空間范圍內(nèi)尋找氧分子，不利于氧化而導(dǎo)致CO排放略有升高．噴孔直徑為0.203mm下的CO排放最小，進(jìn)一步增大噴孔直徑至0.218mm，CO排放有一定程度的上升，這是由于較高的噴油速率易在缸內(nèi)產(chǎn)生燃油濃區(qū)，即使溫度較高，也會(huì)因燃油濃區(qū)的缺氧而使CO氧化 中止．

圖7 CO和UHC排放 Fig.7 CO and UHC emissions

圖7b中，UHC排放隨噴油定時(shí)推遲而下降，并且噴油定時(shí)為2°CA ATDC和4°CA ATDC時(shí)對(duì)UHC排放影響不大，隨噴孔直徑增加，UHC排放降低，一方面，小孔徑的噴嘴具有較好的破碎霧化效果，易在缸內(nèi)形成燃油過稀區(qū)；另一方面，增大噴孔直徑提高了缸內(nèi)燃燒溫度，有利于UHC的氧化，兩個(gè)因素的綜合作用使UHC隨噴孔直徑增大而減小． 噴孔直徑的變化主要影響噴油持續(xù)期以及噴霧的霧化效果，綜上可知，原機(jī)小孔徑噴油器因其良好的霧化可獲得較好的排放水平，但較長(zhǎng)的噴油持續(xù)期卻延長(zhǎng)了燃燒過程，燃燒等容度降低，增大噴孔直徑后，噴油持續(xù)期縮短，燃燒等容度提高，但噴霧的霧化效果卻相應(yīng)惡化．軌壓以及噴射時(shí)刻的缸內(nèi)充量密度也是影響霧化的關(guān)鍵因素，因而筆者將繼續(xù)研究噴孔直徑協(xié)同軌壓及進(jìn)氣壓力對(duì)燃燒的影響，以提出進(jìn)一步提高燃燒等容度的技術(shù)方案．

2.2 噴孔直徑協(xié)同軌壓及進(jìn)氣壓力對(duì)燃燒的影響

圖8為軌壓對(duì)不同噴孔直徑噴油器缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度的影響．提高軌壓能夠加速燃燒，放熱更加迅速集中，這是由于提高軌壓可在促進(jìn)噴霧破碎的同時(shí)還縮短噴油持續(xù)期，但提高軌壓對(duì)不同噴孔直徑噴油器的影響效果卻存在差異．

圖8 噴孔直徑和軌壓對(duì)缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度的影響 Fig.8 Effects of nozzle diameter and rail pressure on incylinder pressure，instantaneous heat release rate and in-cylinder average temperature

為定量分析該差異性，比較不同因素對(duì)燃燒性能的影響，選取特定的燃燒特征參數(shù)進(jìn)行敏感性分析．筆者引入靈敏度的數(shù)學(xué)定義，即函數(shù)F對(duì)其變量x的靈敏度．靈敏度是量綱為1參數(shù)，反應(yīng)了函數(shù)值對(duì)其自變量的相對(duì)變化率，可以用于各影響因素對(duì)燃燒性能影響的差異性分析，有

瞬時(shí)放熱率峰值是一個(gè)重要的燃燒特征參數(shù)，在一定程度上反映了放熱速率的大小，對(duì)于研究用發(fā)動(dòng)機(jī)的大負(fù)荷工況，缸內(nèi)燃油處于擴(kuò)散燃燒模式，在噴油定時(shí)和噴油量相同的條件下，放熱速率越快，瞬時(shí)放熱率峰值就越高，有利于提高燃燒等容度和指示熱效率．因而筆者選取瞬時(shí)放熱率峰值作為目標(biāo)函數(shù)F，軌壓和進(jìn)氣壓力作為自變量x進(jìn)行敏感性分析，并以此來反映各因素對(duì)放熱速率的影響．

圖9為不同噴孔直徑下瞬時(shí)放熱率峰值對(duì)軌壓的靈敏度．可知，不同噴孔直徑噴油器的瞬時(shí)放熱率峰值均隨軌壓增大而升高，但對(duì)軌壓靈敏度的變化趨勢(shì)卻有所不同，噴孔直徑為0.169mm和0.203mm時(shí)，對(duì)軌壓的靈敏度均呈上升的趨勢(shì)，因?yàn)閷?duì)于噴孔直徑為0.169mm的噴油器，其較小的噴孔有利于減小油滴尺寸，具備較好的燃油霧化性能，能夠有效地促進(jìn)油氣混合并加速燃燒，但其較低的噴油速率導(dǎo)致單位時(shí)間內(nèi)參與放熱的燃油較少，限制了瞬時(shí)放熱率峰值的提高，因而增大噴油速率是提升小孔徑噴油器瞬時(shí)放熱率峰值的關(guān)鍵．增大軌壓則能夠較大程度的提高其噴油速率，此時(shí)良好的霧化和單位時(shí)間內(nèi)參與放熱的燃油增多使得瞬時(shí)放熱率峰值得以升高，軌壓的進(jìn)一步升高也會(huì)增大噴射速率，因而對(duì)軌壓的靈敏度上升，從其放熱率曲線上也可以看出，增大軌壓對(duì)放熱率峰值的提高幅度幾乎相同．

對(duì)于噴孔直徑為0.218mm的噴油器，其瞬時(shí)放熱率峰值對(duì)軌壓的靈敏度卻隨軌壓增大而降低，在其放熱率曲線上表現(xiàn)為140MPa至160MPa時(shí)，燃燒顯著改善，瞬時(shí)放熱率峰值大幅提高，而軌壓從160MPa提升至180MPa時(shí)瞬時(shí)放熱率峰值僅有小幅提升，因?yàn)樵搰娪推鬏^大的噴孔流通截面積而具備較高的噴射速率，因而進(jìn)一步提高軌壓以增大噴油速率來縮短噴油持續(xù)期，對(duì)燃油集中放熱的促進(jìn)效果減弱，導(dǎo)致靈敏度變化呈下降趨勢(shì)．

根據(jù)上述分析可知，提高軌壓能夠促進(jìn)噴霧的破碎蒸發(fā)，改善油氣混合，噴油速率和噴霧擴(kuò)散速率提高，燃燒速度加快，有利于提高指示熱效率．不同噴孔直徑下提高軌壓對(duì)燃燒的改善效果存在差異，對(duì)于0.169mm小孔徑噴油器，提高噴射速率是提高放熱速率的關(guān)鍵，噴孔直徑為0.218mm的噴油器，由于較大的流通面積而具備較高的噴油速率，進(jìn)一步提高軌壓以增大噴油速率，對(duì)燃油集中放熱的促進(jìn)效果 減弱．

圖10為進(jìn)氣壓力對(duì)不同噴孔直徑下缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度的影響．可知，增大進(jìn)氣壓力也能夠增大瞬時(shí)放熱率峰值并縮短燃燒持續(xù)期，這是由于單位體積內(nèi)增加的氧含量促進(jìn)了油氣混合，從而加速燃燒．噴霧在發(fā)展的過程中，缸內(nèi)充量有十分關(guān)鍵的作用，卷吸進(jìn)入噴霧中的高溫環(huán)境氣體所帶來的熱量是影響噴霧蒸發(fā)的主要能量，進(jìn)入噴霧的高溫氣體越多，越有利于加快噴霧中的液滴蒸發(fā)產(chǎn)生可燃混合氣，從而加速燃燒，提高瞬時(shí)放熱率峰值．

圖10 噴孔直徑和進(jìn)氣壓力對(duì)缸內(nèi)壓力、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度的影響 Fig.10 Effects of nozzle diameter and inlet pressure on incylinder pressure，instantaneous heat release rate and in-cylinder average temperature

圖11為不同噴孔直徑下的瞬時(shí)放熱率峰值對(duì)進(jìn)氣壓力的敏感度．可知，進(jìn)氣壓力均能增大不同噴孔直徑下的放熱率峰值，其中噴孔直徑為0.203mm和0.218mm的噴油器對(duì)進(jìn)氣壓力的靈敏度隨進(jìn)氣壓力增大而提高，因?yàn)榛谠瓩C(jī)噴油器增大噴孔直徑后， 燃油噴霧的霧化性能會(huì)相應(yīng)惡化，油滴尺寸增大，與缸內(nèi)高溫充量接觸的表面積減小，但通過高增壓獲得較高的充量密度，一方面，可加強(qiáng)氣動(dòng)力作用，改善噴霧的二次霧化，加速噴霧中油滴的破碎；另一方面，可增加噴霧的空氣卷吸量，油滴周圍的空氣增多，相當(dāng)于增加了油滴周圍的熱源數(shù)量，有利于促進(jìn)油滴蒸發(fā)，因而高充量對(duì)燃油霧化及油氣混合的顯著改善使得大孔徑噴油器對(duì)進(jìn)氣壓力的敏感度逐漸升高，可知高充量密度在燃油噴霧的霧化和二次破碎環(huán)節(jié)起著重要的作用．

圖11 不同噴孔直徑下瞬時(shí)放熱率峰值對(duì)進(jìn)氣壓力的敏感度 Fig.11 Sensitivity of instantaneous heat release rate peak value to inlet pressure under different nozzle diameters

雖然提高充量密度可改善霧化，但對(duì)于噴孔直徑為0.169mm的噴油器，燃油經(jīng)過其較小的噴孔后更易形成尺寸更小的絲狀油束[16]，在空氣擾動(dòng)下能夠更快的破碎成細(xì)小油滴，油滴受熱面積增大，與缸內(nèi)充量的接觸機(jī)會(huì)增多，這相當(dāng)于增加了高溫氣體在油滴周圍的數(shù)量，因而對(duì)高充量密度的依賴較小，隨著充量密度的提高，對(duì)霧化的改善作用逐漸減弱，瞬時(shí)放熱率峰值僅有小幅度的提高，對(duì)進(jìn)氣壓力的靈敏度

也就逐漸降低．

基于原機(jī)噴油器增大噴孔直徑后，高充量密度能夠改善燃油噴霧的二次霧化破碎和油氣混合效果，高噴射速率的優(yōu)勢(shì)得以充分體現(xiàn)，燃油放熱更加迅速集中，有利于指示熱效率的進(jìn)一步提高，可見改善大噴孔直徑的霧化性能，促進(jìn)噴霧破碎蒸發(fā)并加快油氣混合速率才是提高放熱率峰值的關(guān)鍵．由于原機(jī)小孔徑噴油器具備良好的霧化性能，隨著進(jìn)氣壓力增大，對(duì)噴霧的影響有所減弱，導(dǎo)致瞬時(shí)放熱率峰值僅有小幅增加．

綜上可知，在大負(fù)荷工況下提高放熱速率有兩種噴孔方案：(1)使用霧化較好、對(duì)高充量依賴較小的 小孔徑噴油器，協(xié)同200MPa以上的超高軌壓實(shí)現(xiàn)較大的噴油速率以提高燃燒速率，但目前國(guó)內(nèi)共軌系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)超高軌壓的難度較大，并且過高的軌壓還會(huì)帶來較高的附件功損失，不利于整機(jī)效率的提升，因而小孔徑方案實(shí)現(xiàn)難度較大；(2)使用大孔徑噴油器獲得較高的噴油速率，與高增壓和高軌壓(180MPa)協(xié)同作用獲得較高的充量密度，在改善噴霧的二次破碎霧化和油氣混合的同時(shí)進(jìn)一步提高噴射速率，從而實(shí)現(xiàn)燃油的快速放熱，該方案通過兩級(jí)渦輪增壓的良好匹配及高流量系數(shù)的氣道設(shè)計(jì)即可實(shí)現(xiàn)高充量密度，因而大孔徑方案整體的實(shí)現(xiàn)難度較低．

圖12為不同工況點(diǎn)相對(duì)于原機(jī)基準(zhǔn)點(diǎn)的指示熱效率變化量ΔITEg，可知增大噴孔直徑、軌壓和進(jìn)氣壓力均能提高指示熱效率，使用大孔徑(0.218mm)噴油器協(xié)同高軌壓和高增壓的方案后，指示熱效率相對(duì)于原機(jī)基準(zhǔn)點(diǎn)大幅提高．

圖12 相對(duì)于原機(jī)基準(zhǔn)點(diǎn)的指示熱效率變化 Fig.12 Variationof indicated thermal efficiency relative to original reference point

3 結(jié) 論

筆者通過高強(qiáng)化重型柴油機(jī)臺(tái)架研究了不同噴孔直徑噴油器對(duì)燃燒及排放的影響，并利用數(shù)值模擬分析缸內(nèi)的油氣混合狀態(tài)，通過靈敏度定量分析各因素對(duì)燃燒性能影響的差異性，最終提出一個(gè)提高熱效率的理想化方案．

(1) 高強(qiáng)化重型柴油機(jī)大負(fù)荷工況下的試驗(yàn)結(jié)果表明：噴孔直徑增大，最高爆發(fā)壓力和瞬時(shí)放熱率峰值顯著升高，燃燒持續(xù)期縮短，指示熱效率提高；在研究用噴油器中，噴孔直徑為0.203mm的噴油器，由于較高的燃燒溫度導(dǎo)致NOx排放最高，而碳煙排放隨噴孔直徑增大而上升，減小噴孔直徑能夠改善NOx與碳煙的折中關(guān)系．

(2) 模擬分析發(fā)現(xiàn)，增大噴孔直徑會(huì)增加油束的空氣卷吸量，單位時(shí)間內(nèi)的氣相燃油生成量相應(yīng)增加，上止點(diǎn)附近有更多的氣相燃油參與燃燒，同時(shí)活塞凹坑處的渦團(tuán)也得到加強(qiáng)，有利于促進(jìn)后期附壁燃油的混合過程．

(3) 不同噴孔直徑下提高軌壓對(duì)燃燒的改善效果存在差異，對(duì)于0.169mm小孔徑噴油器，提高噴射速率是提高放熱速率的關(guān)鍵，而對(duì)于0.218mm大孔徑噴油器，因其較大的噴孔截面積而具備較高的噴射速率，進(jìn)一步提高軌壓以增大噴油速率，對(duì)燃油集中放熱的促進(jìn)效果減弱．

(4) 高充量密度能夠改善燃油噴霧的二次霧化破碎，在一定程度上能夠彌補(bǔ)大孔徑噴油器霧化較差的缺點(diǎn)，使用0.218mm大孔徑噴油器協(xié)同高增壓和高軌壓的方案后，指示熱效率相對(duì)于原機(jī)基準(zhǔn)點(diǎn)大幅提高．