0 引言

燃烧与排放特性是柴油机整机经济性能和动力性能的最直接体现，是前期燃油喷射过程和缸内燃油雾化过程的综合结果，是内燃机领域内的学术者们开展相关研究的理想切入点^[1]。在超高的燃油喷射压力条件下，燃油的物性参数发生了很大变化，不能再以常态燃油作为计算介质。同时喷孔内部的空化流动特性以及缸内油束的运动发展都与传统的工作过程有巨大的差异^[2]，对燃烧与排放特性产生了较大的影响。所以，基于超过的燃油喷射压力开展缸内燃烧排放特性的研究十分必要。

本文利用FIRE软件建立包括进气道和燃烧室在内的三维燃烧模型并进行网格划分，利用试验结果对仿真模型验证之后，将前期的喷嘴内流场计算结果作为边界条件对燃烧过程进行仿真计算，分析燃油物性参数的变化以及喷嘴参数对柴油机燃烧排放特性的影响，以寻求改善柴油机经济性和动力性的有效途径。

1 燃油物性参数的变化

柴油机在运行时，其每一次工作循环的喷油持续期都非常短，燃油的温度可基本假定不发生变化。但燃油自共轨轨腔流经喷油器直至喷孔出口处，其压力发生了很大变化^[3]。为研究燃油各个物性参数的变化趋势同时减少变量之间的影响，将密度、音速和弹性模量同时表示成压力和温度的函数来研究它们之间的关系。

1.1 密度

对于矿物油，Donson D和Higginson G R经过研究发现，无量纲密度ρ与压力p存在如下关系^[4]：

$ \overline \rho = \frac{\rho }{{{\rho _0}}} = 1 + \frac{{0.6 \times {{10}^{ - 9}}p}}{{1 + 1.7 \times {{10}^{ - 9}}p}}\text{，} $

(1)

式中：ρ为柴油在压力p下的密度值；ρ₀为柴油在常压下的密度值。

把温度对密度的影响作为修正因素，则密度的表达式为：

$ \rho = {\rho _0}\left[ {1 + \frac{{0.69 \times {{10}^{ - 9}}p}}{{1 + 3.23 \times {{10}^{ - 9}}p}} - {\lambda _T}\left( {t - {t_0}} \right)} \right]\text{。} $

(2)

式中：t为燃油系统工作时柴油温度，测定为60 ℃；t₀为常压下柴油温度；λ_T为热膨胀系数；λ_T的取值参见文献[4]。

密度与压力的变化关系如图 1所示。当温度一定时，密度随着压力的变大而变大，近似呈现出正比例的线性变化关系。

1.2 音速

根据流体力学理论，音速的计算公式^[5]为：

$ \begin{array}{l} a = {\left( {\displaystyle\frac{{{\rm d}p}}{{{\rm d}\rho }}} \right)^{\displaystyle\frac{1}{2}}} = \left\{ {{\rho _0}\left[ {\displaystyle\frac{{0.69 \times {{10}^{ - 9}}}}{{{{\left( {1 + 3.23 \times {{10}^{ - 9}}p} \right)}^2}}}} \right.} \right. + \\[15pt] \quad \quad {\left. {1.8 \times {{10}^{ - 4}} \cdot \zeta {{\left( {\displaystyle\frac{{t + 135.15}}{{{t_0} + 135.15}}} \right)}^{ - d}}\left( {t - {t_0}} \right)} \right\}^{ - \frac{1}{2}}}\text{。} \end{array} $

(3)

式中：a为燃油的音速；ζ为粘压系数；d为粘温系数。

音速与压力的变化关系如图 2所示。音速受到温度的影响较小，而对压力的变化较为敏感，压力增大时音速大幅提高。

1.3 弹性模量

弹性模量表征的是燃油在受力压缩时其自身抵抗弹性变形的能力大小^[6]。弹性模量为：

$ \begin{array}{l} \!\!B \!=\! \rho \displaystyle\frac{{{\rm d}p}}{{{\rm d}\rho }}\!=\!\quad \quad \quad \quad \quad \quad \quad \quad \quad \quad \quad \quad \quad \\ \!\! \displaystyle \frac{{1 \!\!+\! \!\displaystyle\frac{{0.69 \!\!\times\!\! {{10}^{ - 9}}p}}{{1 \!\!+\!\! 3.23 \!\!\times\!\! {{10}^{ - 9}}p}} \!-\! {\lambda _T}\left( {t - {t_0}} \right)}}{{\displaystyle\frac{{0.69 \!\!\times\!\! {{10}^{ - 9}}p}}{{{{\left( {1 \!\!+\!\! 3.23 \!\!\times\!\! {{10}^{ - 9}}p} \right)}^2}}} \!\!+\!\! 1.8 \!\!\times\!\! {{10}^{ - 4}}\zeta {{\left( {\displaystyle\frac{{t \!+\! 135.15}}{{{t_0} \!+\! 135.15}}} \right)}^{ - d}}\!\!\left( {t \!-\! {t_0}} \right)}}\text{。} \end{array} $

(4)

弹性模量与压力的变化关系如图 3所示。弹性模量随着压力的增大而增大，并且增速越来越大。

2 计算模型及验证

利用AVL FIRE软件建立三维燃烧模型，模型包括进气道和燃烧室。初始时假设缸内气体均匀，具有相同的压力和温度。喷雾阶段使用0.4°的计算步长，燃烧阶段时间步长增大为1°。计算角度为360° CA~838° CA，计算网格如图 4所示。进行计算时要将前期的喷嘴内部流场结果作为边界条件导入，以实现精确的数值模拟^[7]。

为了验证模型的准确性，将传统高压共轨系统所得的矩形喷油规律的燃烧排放试验结果与仿真结果进行对比分析。由图 5可知，仿真与试验所得缸内压力结果基本一致。表明所选的计算模型及初始边界条件的设置较为合理，可以模拟实际情况。

3 结果分析 3.1 常态燃油和非常态燃油的燃烧排放特性比较

如图 6中（a）和（b）所示为常态燃油和非常态燃油的燃烧排放性能对比。非常态燃油的缸内压力峰值比常态燃油的要高，燃烧过程进行得更加充分。从排放结果来看，非常态燃油燃烧过程中所产生的碳烟的浓度更小，分布范围并不仅仅局限于喷孔附近和油束射流的轨迹上，而是均匀地扩散在燃烧室空间内，高浓度区域范围小。究其原因，非常态燃油的密度、音速和弹性模量等物性参数随着压力的增大而不同程度地变大，促进了喷孔内部的空化流动，改善了燃油的雾化效果，使燃油与空气混合得更加均匀，这对燃烧过程能够高效地进行都起到了积极的作用。同时由于燃油的雾化效果后，分布范围更广，残余的液态油束少，故排放物的浓度小^[8]。

3.2 喷孔直径对非常态燃油燃烧排放特性的影响

如图 7中（a）和（b）所示为不同喷孔直径的燃烧排放性能对比。随着喷孔直径的增大，缸内压力峰值增大。同时燃烧过程所产生的碳烟的浓度减小，高浓度集中区域的范围变小，低浓度区域更加均匀地扩散于燃烧室中。由于喷孔直径增大时，喷油速率变大，燃油自喷孔喷出后的喷雾动量较大，油束在向前运动发展的过程中与空气之间的相互作用变得更加剧烈，增强了油气混合得效果，从而导致燃烧时缸压峰值上升，动力性变强。同理由于增大喷孔直径后燃油雾化效果得到改善，后期残余油束较少，燃烧时产生的碳烟的浓度减小。

3.3 喷射夹角对非常态燃油燃烧排放特性的影响

如图 8（a）和图 8（b）所示为不同喷射夹角的燃烧排放性能对比。可以看出，随着喷射夹角的增大，缸内压力峰值增大，且后期排放碳烟的浓度减小，变化趋势与喷孔直径对燃烧排放性能的影响类似。由前文可知，喷射夹角的增大有利于增强孔内的空化效应，改善喷孔出口处的初始射流状态，可以得到更好的燃油雾化效果，从而优化了燃烧过程。但由于喷射夹角的改变受限于喷嘴的结构形式，故其对燃烧排放性能的影响不像喷孔直径那样明显。

4 结语

1）在超高压喷射条件下当燃油的物性参数变化时，燃油在喷孔出口处具有良好的初始破碎状态，在向前射流发展时雾化效果较好，促进了缸内燃烧的充分进行，显示出了较好的经济性和动力性。

2）当喷孔直径增大时喷油速率变大，燃油与空气之间的相互作用变得更加剧烈，油气混合效果改善，提高了整机的燃烧排放性能。

3）随着喷射夹角的增大，喷孔内部空化效应增强，燃油与空气混合得更加均匀，促进了燃烧过程的高效进行。但由于喷射夹角的改变受限于喷嘴的结构形式，故影响效果并不明显。