燃燒室結(jié)構(gòu)與噴油策略對天然氣-柴油反應(yīng)活性控制壓燃發(fā)動機(jī)的影響研究

陳偉澤，張尊華，龍焱祥，邵超凡，李格升

（武漢理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，武漢430063）

0 概述

近年來，為應(yīng)對化石燃料緊缺、環(huán)境污染日益嚴(yán)重的問題，研究人員致力于研究發(fā)動機(jī)代用燃料與新型燃燒模式，通過優(yōu)化發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒特性，提升發(fā)動機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性與降低排放。研究發(fā)現(xiàn)，液化天然氣（liquefied natural gas，LNG）作為一種清潔低碳能源，燃燒過程中顆粒物（particulate matter，PM）排放量少，抗爆震性能良好，能夠提升發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒的穩(wěn)定性。同時，天然氣資源豐富，可作為發(fā)動機(jī)燃燒的理想替代燃料［1］。

在清潔燃燒方式方面，為降低發(fā)動機(jī)熱損失和NOx排放量，提高工作效率，研究人員提出低溫燃燒模式［2-3］。低溫燃燒可分為均質(zhì)充量壓燃（homogeneous charge compression ignition，HCCI）、預(yù)混合充量壓燃（premixed charge compression ignition，PCCI）、反應(yīng)活性控制壓燃（reactivity controlled compression ignition，RCCI）［4］。在RCCI燃燒模式下低活性燃料（如LNG）與高活性燃料（如柴油）混合形成反應(yīng)活性梯度，燃燒由高反應(yīng)活性區(qū)域向低反應(yīng)活性區(qū)域傳播，實現(xiàn)由反應(yīng)活性梯度控制的分層燃燒，有效降低了壓力升高率［5］。經(jīng)研究，與汽油—柴油RCCI 發(fā)動機(jī)相比，天然氣—柴油RCCI 發(fā)動機(jī)中的NOx和PM 排放量較低，并且發(fā)動機(jī)工作范圍較廣，同時能夠解決單一燃料HCCI 和PCCI 發(fā)動機(jī)燃燒控制難、負(fù)荷適應(yīng)性差的問題，可通過LNG 比例有效調(diào)控發(fā)動機(jī)工作特性［6-8］。因此，以LNG 和柴油為燃料的RCCI發(fā)動機(jī)成為一種提高發(fā)動機(jī)運行效率，實現(xiàn)高效清潔燃燒的可行性方案［9］。

RCCI 發(fā)動機(jī)是由反應(yīng)活性分層控制燃燒進(jìn)程，缸內(nèi)高活性燃料與低活性燃料的分布特征直接影響RCCI 發(fā)動機(jī)的燃燒性能。其中，缸內(nèi)燃料的分布狀態(tài)對燃燒室?guī)缀涡螤罴皣娪筒呗暂^為敏感，國內(nèi)外學(xué)者對RCCI 發(fā)動機(jī)的燃燒室形狀與噴油策略影響機(jī)制進(jìn)行了系列研究。文獻(xiàn)［10］中通過模擬研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)噴霧夾角自74°減小至55°時，RCCI 發(fā)動機(jī)的HC 與CO 排放量分別減少15% 與27%，且碳煙排放量隨噴霧夾角的縮小而減少。文獻(xiàn)［11］中基于CONVERGE 模擬的研究結(jié)論與文獻(xiàn)［10］的研究結(jié)論基本一致。文獻(xiàn)［12］中通過試驗對比研究了燃燒室形狀對RCCI 發(fā)動機(jī)燃燒性能的影響，發(fā)現(xiàn)使用重入式燃燒室（喉口半徑小于最大底部半徑）時，NO排放量最低，而使用開放式燃燒室（喉口半徑大于最大底部半徑）時，NO 排放量最高，CH4排放的趨勢則相反。文獻(xiàn)［13-14］中通過模擬發(fā)現(xiàn)：浴缸形燃燒室（燃燒室中心部分較為平坦）在中等負(fù)荷下具有最佳性能和最低排放量，而在高負(fù)荷單次噴射時發(fā)生爆震和生成大量碳煙；階梯形燃燒室在高負(fù)荷下表現(xiàn)出了較低的NOx和碳煙排放。文獻(xiàn)［15］中通過模擬發(fā)現(xiàn)，燃燒室形狀對燃燒過程影響顯著：對于同一工況，ω 形燃燒室具有較好的燃燒效果，碳煙、CO 排放量較高，而NOx排放量最低；浴缸形燃燒室則具有較低的碳煙和較高的NOx排放量。文獻(xiàn)［16］中通過試驗探究了燃燒室形狀對RCCI 燃燒方式的影響，結(jié)果表明扁平狀燃燒室具有較高的熱效率和較低排放。因此，為優(yōu)化RCCI 發(fā)動機(jī)工作性能與排放特性，可根據(jù)不同需求選擇不同形狀的燃燒室，并且可根據(jù)燃燒室類型匹配合理的噴霧夾角。

綜上可知，RCCI 發(fā)動機(jī)的燃燒室結(jié)構(gòu)及噴油策略是影響燃燒性能的重要因素，如噴霧夾角的改變會影響燃油噴射路徑，改變著火時間，影響缸內(nèi)燃燒。燃燒室的幾何形狀、位置和大小應(yīng)與混合氣形成、燃燒的要求相適應(yīng)。因此，本文中選取擠流區(qū)高度、喉口半徑與噴霧夾角3 個參數(shù)進(jìn)行研究，探索燃燒室結(jié)構(gòu)與噴油策略對天然氣—柴油RCCI 發(fā)動機(jī)的影響。本研究可為天然氣—柴油RCCI 發(fā)動機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)與噴油策略的優(yōu)化提供理論參考。

1 研究方法

1.1 數(shù)值模型的建立

本文中以Z6170 柴油機(jī)改裝的雙燃料發(fā)動機(jī)為原型機(jī)建立數(shù)值模型，并與文獻(xiàn)［17］進(jìn)行對比驗證。將從中軸線處均勻切分的1/5 燃燒室作為模型的幾何結(jié)構(gòu)，根據(jù)工況選擇CONVERGE 輸入?yún)?shù)。為與文獻(xiàn)［17］模型設(shè)置保持一致，LNG 與柴油燃料分別由甲烷和正庚烷代替，第1 次噴油質(zhì)量比為80%。天然氣—柴油RCCI 發(fā)動機(jī)采用缸內(nèi)直噴柴油模式，具有噴射壓力高、油速快的特點，發(fā)生破碎較為普遍，因此選用破碎模型，選擇將KH 模型與RT 模型結(jié)合的KH-RT 模型。RCCI 數(shù)值模型對反應(yīng)活性分層和化學(xué)動力學(xué)的計算精度要求較高，因此選燃燒模型為SAGE 模型，湍流模型選擇為RNGk-ε模型。NOx排放 模型選擇為Extended Zeldovich NOx模型，該模型基于Heywood 1988年提出的擴(kuò)展的Zeldovich 機(jī)理。碳煙排放模型為Hiroyasu 碳煙模型，即為CONVERGE 提供的經(jīng)驗碳煙氧化模型。發(fā)動機(jī)輸入?yún)?shù)如表1 所示。

表1 原型機(jī)輸入?yún)?shù)

1.2 數(shù)值模型的驗證

在進(jìn)行不同燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)的模擬時，需在保持燃燒室體積不變的情況下，對各參數(shù)進(jìn)行精確量化，而驗證模型的燃燒室結(jié)構(gòu)通過Ensight 和CAD軟件復(fù)現(xiàn)得到，僅有其輪廓，無法獲取各參數(shù)（如兩個圓角）的具體尺寸。因此，對原燃燒室結(jié)構(gòu)進(jìn)行更改，同時保證體積不變。

采用不同網(wǎng)格密度模型（基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸分別為4.8 mm、6.4 mm 與8.0 mm）進(jìn)行模擬，將缸內(nèi)壓力與放熱率模擬結(jié)果與驗證值對比。網(wǎng)格無關(guān)性對比如圖1 所示。由圖1 可以看出缸壓與放熱率曲線整體吻合較好，且隨著網(wǎng)格密度增大（基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸縮?。?，缸壓峰值的模擬值與驗證值更加接近，考慮到計算時長與計算精度，采用基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為6.4 mm的模型進(jìn)行后續(xù)模擬，其缸壓峰值與驗證值的相對誤差為3.8%，可以達(dá)到精度要求。

圖1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證對比

1.3 數(shù)值模型的調(diào)整

為探究擠流區(qū)高度H對天然氣—柴油RCCI 發(fā)動機(jī)燃燒與排放的影響，將初始溫度、壓力、噴油量等參數(shù)保持一致，僅改變擠流區(qū)高度。其調(diào)整方式為在SolidWorks 中更改擠流區(qū)高度，調(diào)整大圓角尺寸與凹坑深度，并維持體積不變。將擠流區(qū)高度依次設(shè)定為0.56 mm、2.56 mm、4.56 mm、6.56 mm、8.56 mm，依次記為H1～H5。喉口半徑R的調(diào)整方法同擠流區(qū)高度，將其依次設(shè)定為65.29 mm、67.29 mm、69.29 mm、71.29 mm、73.29 mm，依次記為R1～R5。噴霧夾角通過CONVERGE 噴霧模型調(diào)整，將噴霧夾角θ依次設(shè)定為110°、120°、130°、140°、150°，依次記為θ1～θ5。原模型的噴霧夾角為150°，擠流區(qū)高度為0.56 mm，喉口半徑為69.29 mm。燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。

圖2 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

2 結(jié)果與討論

2.1 擠流區(qū)高度的影響

圖3 為不同擠流區(qū)高度下燃油分布圖。通過分析發(fā)現(xiàn)，擠流區(qū)高度的改變對燃油噴射路徑影響較小。隨著擠流區(qū)高度的增加，缸內(nèi)氣流逐漸增強(qiáng)，促進(jìn)了燃油與空氣間的互相擴(kuò)散和滲透，使燃油在凹坑內(nèi)的分布較為分散，擠流區(qū)域的燃油濃度降低。同時由于幾何形狀的改變，燃油分布區(qū)域隨擠流區(qū)高度的增加而上移［18］。

圖3 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同擠流區(qū)高度下燃油分布

2.1.1 著火特性分析

以O(shè)H 濃度判斷缸內(nèi)高溫著火進(jìn)程。OH 作為燃燒過程中的中間產(chǎn)物，在燃燒過程中起著促進(jìn)作用，OH 濃度隨著火進(jìn)程迅速增加。圖4 為OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化趨勢圖。隨著擠流區(qū)高度的增加，燃油逐漸充分霧化，同時由于幾何形狀的改變，OH 分布區(qū)域逐漸上移至擠流區(qū)域附近，且分布面積逐漸增大，這一趨勢使得擠流區(qū)高度自0.56 mm 增大至6.56 mm 時，OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)增多約25.7%，這與燃油分布示意圖相對應(yīng)。當(dāng)擠流區(qū)高度自6.56 mm 增大至8.56 mm 時，OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)減少約8.3%，這可能是由于模型中擠流區(qū)域與凹坑區(qū)域銜接處不夠順滑，影響燃油的霧化過程。另外，擠流區(qū)高度的擴(kuò)大會增大燃燒室空間，霧化加強(qiáng)的同時反應(yīng)活性分層被削弱，減緩反應(yīng)進(jìn)程，使得缸內(nèi)溫度降低，從而抑制OH 的生成。

圖4 不同擠流區(qū)高度下OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化

2.1.2 燃燒特性分析

圖5 為不同擠流區(qū)高度下的溫度分布圖。通過對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)擠流區(qū)高度從6.56 mm 增大至8.56 mm時，凹坑內(nèi)的燃燒區(qū)域逐漸縮小，這是由于擠流區(qū)高度過大使燃燒室溫度下降，從而減小了凹坑的燃燒區(qū)域。當(dāng)擠流區(qū)高度在2.56 mm～8.56 mm 區(qū)間內(nèi)時，隨著擠流區(qū)高度的增加，發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)高溫著火始點發(fā)生延遲，造成了缸內(nèi)燃燒相位的推遲。圖6為不同擠流區(qū)高度下缸壓放熱率曲線。通過對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)擠流區(qū)高度自0.56 mm 提高至6.56 mm 時，燃燒溫度與燃燒區(qū)域隨著擠流區(qū)高度的增加而擴(kuò)大，使得缸壓峰值增大約8%。當(dāng)擠流區(qū)高度自6.56 mm 提升至8.56 mm 時，由于擠流區(qū)高度的擴(kuò)大，增大了燃燒室空間，減緩了反應(yīng)進(jìn)程，使得缸壓峰值降低約4.5%。另外，擠流區(qū)高度為0.56 mm 時放熱率峰值最高，擠流區(qū)高度為8.56 mm 時放熱率峰值最低，其余模型放熱率曲線相似。盡管擠流區(qū)高度的增加會增強(qiáng)燃油霧化，并擴(kuò)大燃燒區(qū)域，但霧化加強(qiáng)的同時反應(yīng)活性分層被削弱，減緩了反應(yīng)進(jìn)程，因此放熱率峰值降低。

圖5 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同擠流區(qū)高度下溫度分布

圖6 不同擠流區(qū)高度下的缸壓和放熱率

2.1.3 排放特性分析

圖7 為不同擠流區(qū)高度下的NO 分布圖。NO 主要分布在凹坑邊緣區(qū)域，隨著擠流區(qū)高度的增加，分布區(qū)域呈明顯縮小的趨勢。擠流區(qū)高度為0.56 mm 時具有更大的燃燒面積，形成較大的高溫區(qū)域，使NO 的生成量增多。同時燃油更多且更集中地分布在凹坑區(qū)域，而凹坑區(qū)域的溫度相對較高，也會導(dǎo)致NO 的生成量增多。

圖7 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同擠流區(qū)高度下NO 分布

圖8 為不同擠流區(qū)高度下污染物排放圖。通過對比發(fā)現(xiàn)，隨擠流區(qū)高度的增加，碳煙的排放量整體呈下降趨勢。其中擠流區(qū)高度為8.56 mm 時的碳煙排放量約為擠流區(qū)高度為0.56 mm 時的1/3。這是由于擠流區(qū)高度的增加增強(qiáng)了燃油的霧化效果，擴(kuò)大燃燒過程中的著火區(qū)域，提高了燃燒效率。當(dāng)擠流區(qū)高度自0.56 mm 增大至6.56 mm 時，燃燒區(qū)域逐漸擴(kuò)大，缸內(nèi)的當(dāng)量比分布更加均勻，燃燒更加充分，使得缸內(nèi)溫度升高，NOx排放量增多約32%。由于擠流區(qū)高度為8.56 mm 時燃燒區(qū)域較小，缸內(nèi)溫度較低，使NOx排放量減少約20%。

圖8 不同擠流區(qū)高度下的污染物排放

2.2 喉口半徑的影響

圖9 為不同喉口半徑下的燃油分布圖。通過對比發(fā)現(xiàn)喉口半徑的改變不會影響燃油噴射路徑，但對燃油接觸燃燒室壁面的時刻有影響，從而改變?nèi)加头植?。?dāng)喉口半徑最?。?5.29 mm）時燃油最早與燃燒室壁面接觸，具有較長的擴(kuò)散時間。隨著喉口半徑的增大，燃油與壁面接觸的時刻逐漸推遲，同時燃油分布的差異性隨喉口半徑的增大而減小。

圖9 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同喉口半徑下燃油分布

2.2.1 著火特性分析

圖10 為不同喉口半徑下的OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化趨勢圖。通過對比發(fā)現(xiàn)，隨著喉口半徑的增加，OH的質(zhì)量分?jǐn)?shù)峰值呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢，當(dāng)喉口半徑為65.29 mm 與67.29 mm 時OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)峰值差異性較小。當(dāng)喉口半徑自67.29 mm 增大至69.29 mm 時，喉口半徑的增加延遲了燃油與壁面接觸的時刻，改變了燃油分布區(qū)域，從而影響著火，使OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低約9.3%。另外當(dāng)喉口半徑自69.29 mm 增大至73.29 mm 時，喉口半徑的進(jìn)一步增大增強(qiáng)了燃油的霧化效果，使燃油分布更加分散，OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)升高約12.8%。

圖10 不同喉口半徑下OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化趨勢

2.2.2 燃燒特性分析

圖11、圖12 分別為不同喉口半徑下的溫度分布與缸壓放熱率曲線。通過對比發(fā)現(xiàn)，燃燒區(qū)域較為相似，隨著喉口半徑的增大，缸壓峰值呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢。當(dāng)喉口半徑自67.29 mm 增大至69.29 mm時，缸壓峰值逐漸下降，這是由于喉口半徑的增大延遲了燃油與壁面接觸的時刻，使得燃燒區(qū)域縮小，溫度降低。當(dāng)喉口半徑在65.29 mm～67.29 mm，69.29 mm～71.29 mm 區(qū)間內(nèi)時，缸壓峰值基本不變。由于喉口半徑的進(jìn)一步增大增強(qiáng)了燃油的霧化效果，OH 生成量逐漸增多，使喉口半徑自71.29 mm 增大至73.29 mm 時缸壓峰值升高。另外，5 種喉口半徑下的放熱率曲線較為相似，但喉口半徑為67.29 mm 時放熱率峰值最高，與喉口半徑為65.29 mm 時相比提高約49.5%，而喉口半徑為73.29 mm 時放熱率峰值最低。喉口半徑的不斷增大延遲了燃油與壁面的接觸時刻，使燃油在凹坑區(qū)域的分布較為集中，燃燒區(qū)域縮小，燃燒不充分，從而使放熱率降低，如圖12 所示。

圖11 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同喉口半徑下溫度分布

圖12 不同喉口半徑下缸壓和放熱率曲線

2.2.3 排放特性分析

圖13 為不同喉口半徑下的NO 分布圖。隨喉口半徑的增加，NO 分布區(qū)域呈現(xiàn)先縮小再擴(kuò)大的趨勢。喉口半徑為67.29 mm 時燃燒更充分，具有更高的放熱率，使得缸內(nèi)溫度升高，NO 生成量增多。當(dāng)喉口半徑在67.29 mm～73.29 mm 區(qū)間時，燃燒區(qū)域隨著喉口半徑的增大而減小，即高溫區(qū)域較小，NO 分布區(qū)域縮小。圖14 為不同喉口半徑下污染物排放圖。通過對比發(fā)現(xiàn)，隨喉口半徑的增加，碳煙的排放量整體呈先增多后減少的趨勢。當(dāng)喉口半徑自65.29 mm 增至69.29 mm 時，喉口半徑的增大改變了燃油分布，使燃燒過程中著火區(qū)域較小，燃燒不充分，碳煙排放量增加。當(dāng)喉口半徑自69.29 mm 增至73.29 mm 時，燃油的霧化效果逐漸增強(qiáng)，使燃燒更加充分，從而減少了碳煙的排放量。隨著喉口半徑的增大，NOx的排放量整體呈先減少后增加的趨勢。當(dāng)喉口半徑自65.29 mm 增大至71.29 mm 時，隨著喉口半徑的增大，NOx的排放量減少約22.7%，但喉口半徑為73.29 mm 時NOx排放量增多，這是由于擠流區(qū)的燃燒區(qū)域擴(kuò)大使得缸內(nèi)溫度升高，從而生成更多的NOx。

圖13 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同喉口半徑下NO 分布

圖14 不同喉口半徑下污染物排放

2.3 噴霧夾角的影響

圖15 為不同噴霧夾角下燃油分布圖。當(dāng)噴霧夾角為110°時，燃油噴射至凹坑底部，且分布區(qū)域較廣。當(dāng)噴霧夾角增大時，燃油分布區(qū)域逐漸上移，噴霧夾角為150°時這一現(xiàn)象更為明顯。噴霧夾角的改變主要影響燃油噴射路徑，從而影響其分布。另外，噴射路徑的改變也會影響燃油與壁面接觸的時間，這也是燃油分布面積隨噴霧夾角的增大而減小的原因之一。

圖15 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同噴霧夾角下燃油分布

2.3.1 著火特性分析

圖16 為不同噴霧夾角下的OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化趨勢圖。當(dāng)噴霧夾角為110°時，燃油更多地分布于凹坑底部，且分布區(qū)域更廣，因此噴霧夾角為110°時OH 生成量較大。隨噴霧夾角的增大，凹坑區(qū)域的燃油分布上移且分布區(qū)域縮小，從而降低了OH 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。但當(dāng)噴霧夾角在130°～150°范圍內(nèi)時，隨噴霧夾角的增大，燃油更多地噴射到凹坑壁面與擠流區(qū)域，在此區(qū)間內(nèi)具有更好的霧化效果和較廣泛的燃油分布，從而增大了該區(qū)域的OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

圖16 不同噴霧夾角下OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化趨勢圖

2.3.2 燃燒特性分析

圖17 為不同噴霧夾角下的溫度分布圖。由于噴霧夾角為110°時燃油集中分布在凹坑底部，使凹坑底部的燃燒更為明顯。隨著噴霧夾角的增大，凹坑區(qū)域的燃油分布上移且分布區(qū)域縮小，因此當(dāng)噴霧夾角自110°增大到130°時，凹坑內(nèi)的燃燒區(qū)域逐漸縮小。當(dāng)噴霧夾角從130°增大至150°時，燃燒區(qū)域擴(kuò)大，且中部區(qū)域的燃燒更為充分，這是由于噴霧夾角的進(jìn)一步增大使得燃油分布更廣，OH 生成量增多，燃燒區(qū)域面積擴(kuò)大。

圖17 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同噴霧夾角下溫度分布圖

圖18 為不同噴霧夾角下的缸壓放熱率曲線。隨噴霧夾角的增大，缸壓峰值呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢。當(dāng)噴霧夾角自110°增大至130°時，缸壓峰值下降約12.5%，這是由于凹坑區(qū)域具有相對較高的溫度，使燃燒更加充分，而燃油分布區(qū)域隨著噴霧夾角的增大逐漸上移，即遠(yuǎn)離凹坑區(qū)域。凹坑內(nèi)燃燒區(qū)域不斷縮小，缸內(nèi)溫度降低。當(dāng)噴霧夾角自130°增大至140°時，缸壓峰值升高約11.4%，這是由于在此區(qū)間內(nèi)凹坑內(nèi)的燃燒區(qū)域隨噴霧夾角的增大而擴(kuò)大，缸內(nèi)溫度升高，使缸內(nèi)壓力峰值上升，這一趨勢與圖18 對應(yīng)。當(dāng)噴霧夾角在140°～150°范圍內(nèi)，缸內(nèi)壓力與放熱率無明顯變化。另外，發(fā)現(xiàn)噴霧夾角為150°時放熱率峰值最高，這是由于此時具有較好的霧化效果和較廣泛的燃油分布，使燃燒更加充分。噴霧夾角為110°時放熱率曲線差異性最大，這是由于較窄的噴霧夾角，使燃油集中分布于凹坑底部，且分布區(qū)域較廣，需要相對較長的時間消耗燃油，因此具有更長的燃燒階段。其余模型的放熱率曲線相似，如圖18 所示。

圖18 不同噴霧夾角下缸壓放熱率曲線

2.3.3 排放特性分析

圖19、圖20 分別為不同噴霧夾角下的NO 分布與污染物排放圖。隨噴霧夾角的增加，NO 分布區(qū)域呈現(xiàn)先縮小再擴(kuò)大的趨勢，如圖19 所示。當(dāng)噴霧夾角為110°～130°時，燃燒區(qū)域隨著噴霧夾角的增大而縮小，即高溫區(qū)域較小，因此NO 排放量減少。而當(dāng)噴霧夾角為140°～150°時具有較大的燃燒區(qū)域，即高溫區(qū)域較大，因此NO 排放量增多。隨噴霧夾角的增加，碳煙的排放量整體呈現(xiàn)先增多后略有減少的趨勢。當(dāng)噴霧夾角在110°～130°區(qū)間時，由于燃油分布區(qū)域隨噴霧夾角的增大逐漸上移，凹坑內(nèi)燃燒區(qū)域不斷縮小，缸內(nèi)溫度降低，燃燒不充分，碳煙的排放量逐漸增多。當(dāng)噴霧夾角在130°～150°區(qū)間時具有更好的霧化效果和較廣泛的燃油分布，使燃燒更加充分，從而減少了碳煙的排放量。隨噴霧夾角的增加，NOx的排放量整體呈先減少后增多的趨勢。當(dāng)噴霧夾角自110°增大至130°時，凹坑內(nèi)燃燒區(qū)域不斷縮小，缸內(nèi)溫度降低，NOx排放量減少約37.7%。當(dāng)噴霧夾角自130° 增大至150°時，NOx排放量增多約52%。

圖19 不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻不同噴霧夾角下的NO 分布

圖20 不同噴霧夾角下的污染物排放

3 結(jié)論

（1）燃燒室擠流區(qū)高度的增加使燃油逐漸充分霧化，缸內(nèi)當(dāng)量比分布更加均勻，燃燒更加充分，缸壓峰值升高，NOx排放量增多，同時碳煙排放量減少。但擠流區(qū)高度過大（8.56 mm）會削弱反應(yīng)活性分層，減緩反應(yīng)進(jìn)程，放熱率峰值與原模型相比降低約35%，使得缸內(nèi)溫度降低，NOx排放量減少約20%。

（2）喉口半徑的改變影響燃油接觸燃燒室壁面的時刻，從而改變?nèi)加头植?。喉口半徑的不斷增大延遲了燃油與壁面的接觸時刻，使燃燒區(qū)域縮小，缸壓峰值與放熱率降低，碳煙排放量增多，NOx排放量減少。但當(dāng)喉口半徑增大至73.29 mm 時，缸壓峰值升高，NOx排放量增加，這是由于擠流區(qū)的燃燒區(qū)域擴(kuò)大使得高溫區(qū)域擴(kuò)大，造成NOx排放量增加約8%。

（3）噴霧夾角的改變主要影響燃油噴射路徑，從而影響其分布。當(dāng)噴霧夾角較小（110°～130°）時，燃油噴射至凹坑底部，隨噴霧夾角的增大，燃油分布區(qū)域上移，且燃燒區(qū)域不斷縮小，溫度降低，NOx排放量減少，碳煙排放量增多。當(dāng)噴霧夾角自130°進(jìn)一步增大時，燃油分布更加廣泛，OH 生成量隨之增多，使得燃燒區(qū)域面積擴(kuò)大，且中部區(qū)域燃燒更為充分。