柴油機(jī)噴霧碰壁引燃進(jìn)氣預(yù)熱特性研究*

張翼霄，馬 驍，盧鑫輝，王 志，諸葛偉林，帥石金

（清華大學(xué)車輛與運(yùn)載學(xué)院，北京 100084）

前言

柴油機(jī)因其熱效率高、后處理技術(shù)成熟、耐久可靠，并且有望應(yīng)用低/零碳燃料和新型燃燒模式，未來仍將是商用車、非道路機(jī)械、特種裝備的主要?jiǎng)恿π问剑?-2］。然而，目前柴油機(jī)在高寒環(huán)境中由于壓縮上止點(diǎn)溫度低、低轉(zhuǎn)速漏氣嚴(yán)重、燃油霧化蒸發(fā)變差等，導(dǎo)致冷起動(dòng)困難，制約了其綜合性能與應(yīng)用范圍［3-4］。為此需要采用各種冷起動(dòng)輔助措施，包括燃油加熱、進(jìn)氣預(yù)熱、機(jī)體預(yù)熱、蓄電池保溫等［5］。其中，進(jìn)氣預(yù)熱是在-20～-40 ℃工作環(huán)境下冷起動(dòng)的必要措施［6］，提高進(jìn)氣溫度可有效提高缸內(nèi)熱力條件，改善冷起動(dòng)階段的經(jīng)濟(jì)性和排放性［7-9］，對(duì)于保障重型柴油機(jī)的應(yīng)急起動(dòng)具有重要意義。

常用的進(jìn)氣預(yù)熱裝置包括進(jìn)氣管中安裝的電加熱器、火焰預(yù)熱塞、儲(chǔ)能型熱敏陶瓷（PTC）啟動(dòng)器，以及缸內(nèi)安裝的電熱塞［10-11］，其適用的溫度范圍和機(jī)型不同。針對(duì)進(jìn)氣預(yù)熱對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)的影響，國內(nèi)外已開展了大量研究。Payri 等［12］研究了-20 ℃下電加熱對(duì)于小型柴油機(jī)冷起動(dòng)性能的影響，發(fā)現(xiàn)相比電熱塞，使用電加熱的轉(zhuǎn)速波動(dòng)更低，歐洲駕駛循環(huán)（EDC）下的HC、CO 排放更少。張怡軍等［13］通過冷起動(dòng)實(shí)驗(yàn)測(cè)試了電熱絲、火焰塞、PTC 啟動(dòng)器的性能，發(fā)現(xiàn)溫度低于-15 ℃時(shí)須進(jìn)行預(yù)熱，低于-25、-35 ℃時(shí)須分別采用火焰塞和PTC 啟動(dòng)器才能成功起動(dòng)。Pastor 等［14］基于一臺(tái)小型高速柴油光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)，研究了電熱塞輔助起動(dòng)下的著火與燃燒特性，發(fā)現(xiàn)預(yù)噴射著火發(fā)生在電熱塞附近，并顯著影響主噴射的著火位置，低噴射壓力、短噴射脈寬有利于提高著火成功率。杜巍等［15］針對(duì)一款增壓柴油機(jī)設(shè)計(jì)了火焰預(yù)熱塞，結(jié)果表明進(jìn)氣溫度提高了18.5 ℃，轉(zhuǎn)速升高加快，轉(zhuǎn)矩波動(dòng)減小，循環(huán)失火概率降低。Deng 等［16］建立了進(jìn)氣電加熱的柴油機(jī)仿真模型，采用不同的冷起動(dòng)控制策略，得到了三維MAP 圖，并開展了硬件在環(huán)的實(shí)車測(cè)試。Zhang等［17］對(duì)一臺(tái)渦輪增壓的V10柴油機(jī)和火焰預(yù)熱系統(tǒng)建立了一維仿真模型，分析了其溫升特性，確定了冷起動(dòng)極限和噴油策略。Li等［18］基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果和理論分析建立了柴油機(jī)最小進(jìn)氣預(yù)熱功率（MIPP）在不同環(huán)境溫度和海拔高度下的MAP圖，發(fā)現(xiàn)首次噴射點(diǎn)火成功所需的進(jìn)氣溫度高于轉(zhuǎn)速升高階段，隨著環(huán)境溫度降低，MIPP線性增加。

由以上可知，火焰預(yù)熱方式適用于進(jìn)氣流量較大和溫度極低的場(chǎng)景，Broatch 等［19］指出只有火焰作為熱源才能使每缸排量大于1.5 L 的柴油機(jī)在低于-40 ℃時(shí)成功起動(dòng)，但有關(guān)其特性的研究還較少。Kreun等［20］開展了預(yù)熱塞進(jìn)氣加熱的一維仿真，發(fā)現(xiàn)預(yù)熱塞輔助冷起動(dòng)使進(jìn)氣的有效當(dāng)量比升高、氧濃度下降。張乾坤等［21］通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)隨著空氣流速上升和環(huán)境溫度降低，預(yù)熱塞的表面溫度下降且溫升速度變慢。王東方等［22］實(shí)驗(yàn)研究了噴油方向和進(jìn)氣流量對(duì)預(yù)熱塞著火臨界溫度和火焰形態(tài)的影響，發(fā)現(xiàn)夾角為90°時(shí)最容易著火，隨著流量的增加，臨界溫度先降低后升高，火焰變得不穩(wěn)定但火焰溫度升高。Li 等［23-24］針對(duì)預(yù)熱塞的著火和燃燒過程開展了實(shí)驗(yàn)和模擬研究，分析了進(jìn)氣流量、燃油流量、加熱棒電壓等的影響，發(fā)現(xiàn)提高空氣流速使平均溫升先升高后降低，燃燒效率不斷增大，促進(jìn)了渦流運(yùn)動(dòng)和火焰發(fā)展。此外，一些學(xué)者也提出了新型火焰預(yù)熱方案，例如采用預(yù)燃室射流火焰輔助著火［25］，采用直噴噴油器引燃的預(yù)熱塞［26］，利用燃油催化燃燒在旁路加熱進(jìn)氣［27］等。

現(xiàn)有研究充分說明，火焰預(yù)熱對(duì)于極寒條件下快速冷起動(dòng)具有明顯優(yōu)勢(shì)?；诖耍疚奶岢隽艘环N預(yù)熱方案，利用噴霧撞擊高溫壁面實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火，可以增強(qiáng)霧化混合、加快低溫化學(xué)反應(yīng)［28-29］。同時(shí)，為了在高速氣流中穩(wěn)定火焰，借鑒了航空發(fā)動(dòng)機(jī)凹腔駐渦燃燒室的原理［30-32］，引入擾流板形成回流。首先，對(duì)不同噴油落點(diǎn)和噴油策略下的溫升和燃燒特性開展實(shí)驗(yàn)測(cè)試。然后，通過CFD 數(shù)值模擬進(jìn)一步說明霧化、著火、穩(wěn)焰及噴射參數(shù)影響的內(nèi)在機(jī)制。

1 預(yù)熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)方案

為了實(shí)現(xiàn)火焰觀測(cè)和傳感器布置，基于某型號(hào)柴油機(jī)進(jìn)氣道的幾何尺寸，采用噴霧撞擊熱壁面引燃結(jié)合回流穩(wěn)焰的預(yù)熱方案，自行設(shè)計(jì)搭建了模擬進(jìn)氣預(yù)熱的可視化實(shí)驗(yàn)裝置，示意圖如圖1 所示。整個(gè)管道包括進(jìn)氣段、加熱段、尾管段3 部分，進(jìn)氣段長(zhǎng)度可以保證來流的均勻性，尾管接入軸流式鼓風(fēng)機(jī)進(jìn)行吸氣，最大風(fēng)速約為10 m/s。對(duì)于加熱段，將柴油噴射到氮化硅陶瓷加熱板上實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火，加熱板為220 V 供電，實(shí)際功率約為520 W。考慮到裝置主要依靠撞壁進(jìn)行霧化、無須高噴射壓力，因此使用了Bosch 公司的一款PFI 噴油器，具有4 個(gè)直徑0.2 mm的噴孔。通過高壓空氣維持油壓在0.5 MPa，使用常州易控汽車電子公司的ECU 控制噴油。為了提高大流量（即高風(fēng)速）條件下的火焰穩(wěn)定性，并促進(jìn)油氣混合，采用逆風(fēng)向噴射并設(shè)置擾流板的方法，降低局部風(fēng)速、形成回流區(qū)。噴油器軸線與水平方向夾角為45°，主加熱板可在左右、上下20 mm 范圍內(nèi)調(diào)節(jié)。在各管段布置了4 個(gè)K 型熱電偶，其中測(cè)溫點(diǎn)1#、2#（來流溫度）分別距離支架中心295、73 mm，測(cè)溫點(diǎn)3#、4#（預(yù)熱后溫度）分別距離支架中心187、394 mm。實(shí)驗(yàn)前，首先啟動(dòng)風(fēng)機(jī)，加熱板通電約1～2 min，待加熱功率和空氣溫度穩(wěn)定后開始噴油，同步拍攝圖像，結(jié)束后記錄各點(diǎn)溫度，關(guān)閉加熱，待充分冷卻后進(jìn)行下一次實(shí)驗(yàn)。

圖1 進(jìn)氣預(yù)熱實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

實(shí)驗(yàn)工況見表1。環(huán)境工況選取常溫常壓，一方面是受限于低溫環(huán)境實(shí)驗(yàn)的硬件條件，其次是由于低溫條件對(duì)碰壁引燃過程影響很小，主要影響壁面熱損失。選取高、低兩個(gè)對(duì)應(yīng)于發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流量的典型風(fēng)速，首先針對(duì)不同的噴油落點(diǎn)進(jìn)行測(cè)試，優(yōu)選出最佳的加熱板位置，進(jìn)而在高風(fēng)速（10 m/s）下，研究不同噴射周期和噴油脈寬對(duì)預(yù)熱效果的影響。

表1 實(shí)驗(yàn)工況

對(duì)此噴油器在壓力0.5 MPa 下的噴射量進(jìn)行標(biāo)定，結(jié)果如圖2所示。可以看出，在脈寬1～9 ms內(nèi)流量曲線的線性度較好，滿足實(shí)驗(yàn)要求。

圖2 噴油器流量標(biāo)定結(jié)果

2 數(shù)值模擬方法

采用Converge 軟件開展CFD 數(shù)值模擬，建立簡(jiǎn)化幾何模型，如圖3（a）所示。

圖3 幾何模型與網(wǎng)格劃分

為了驗(yàn)證本裝置對(duì)低溫環(huán)境的適應(yīng)性，將模擬的環(huán)境條件設(shè)置為發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)工況。初始溫度設(shè)置為243 K（-30 ℃），能代表常見的低溫場(chǎng)景，且接近傳統(tǒng)火焰預(yù)熱塞的工作下限。入口設(shè)置為速度10 m/s的均勻來流，加熱板表面溫度為1 500 K，側(cè)壁面溫度為243 K。通過網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證，最終使用基礎(chǔ)4 mm、3級(jí)自適應(yīng)加密的網(wǎng)格尺寸，某中間時(shí)刻的網(wǎng)格劃分如圖3（b）所示。

模型選取見表2。對(duì)于噴霧，一次、二次霧化分別使用K-H、R-T 模型，噴霧-壁面相互作用使用包括反彈、飛濺、滑移、鋪展等在內(nèi)的Wall Film 模型。對(duì)于湍流，使用RNGk-ε模型。對(duì)于燃燒，選取詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)的MZ-SAGE 燃燒模型，液相為柴油，蒸發(fā)為純氣相正庚烷，反應(yīng)機(jī)理使用Liu 等［33］開發(fā)的表征燃料（PRF）骨架機(jī)理，其對(duì)點(diǎn)火延遲期的預(yù)測(cè)較好。模型的控制方程和參數(shù)見文獻(xiàn)［34］，這里不再贅述。

表2 數(shù)值模型

模擬工況見表3。其中，加熱板位于實(shí)驗(yàn)確定的最佳位置（X=0），選取3 組噴射參數(shù)，以Case 2 為基礎(chǔ)，分別減小噴射脈寬（Case 1）、增大噴射周期（Case 3）。

表3 模擬工況

3 結(jié)果與討論

3.1 不同噴油落點(diǎn)的著火敏感性

首先，在高、低風(fēng)速下分別測(cè)試了不同噴油落點(diǎn)下的空氣溫升。由于實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)改變加熱板上下位置的影響較小，因此這里僅給出改變左右位置的結(jié)果，如圖4 所示。為便于比較，定義溫升速率為預(yù)熱一定時(shí)間之后圖1所示3點(diǎn)相對(duì)1點(diǎn)的溫升，即

圖4 不同加熱板位置和風(fēng)速下的溫升速率

式中：T3、T1分別為3#、1#的空氣溫度，℃；Δτ為預(yù)熱總時(shí)間，s。為了便于分析比較，圖4 是大量數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)而成的箱型圖，這是考慮到實(shí)驗(yàn)中對(duì)于每個(gè)加熱板位置和風(fēng)速，均多次改變噴油參數(shù)和預(yù)熱總時(shí)間，方箱代表不同工況數(shù)據(jù)點(diǎn)的集合，其上方的數(shù)字是平均值。結(jié)果表明，進(jìn)氣溫升對(duì)于加熱板噴油落點(diǎn)位置呈現(xiàn)較強(qiáng)的敏感性。當(dāng)加熱板處于X=0 位置時(shí)的平均溫升速率最高，高風(fēng)速下達(dá)到4.24 ℃/s，且上下限范圍較寬；而在左、右極限位置（X=±10 mm）下均低于3 ℃/s，覆蓋范圍較窄。這主要是由于油束的落點(diǎn)位置影響了蒸發(fā)速率、混合和停留時(shí)間，將在3.3 節(jié)詳細(xì)討論。另一方面，提高來流速度使溫升速率降低，加熱板偏左時(shí)平均值由2.7 下降到1.19 ℃/s，而偏右時(shí)由于著火困難，因此下降不多。

加熱板處于中間位置時(shí)表現(xiàn)最佳，其著火概率較高、火焰穩(wěn)定性較好，圖5 給出了一組其在預(yù)熱10 s 內(nèi)的火焰圖像?？梢钥吹剑訜岚宓闹行妮椛漭^強(qiáng)、呈亮黃色，前端溫度較低、呈紅色，前1 s 內(nèi)的40 次噴射均成功著火、火焰分布較廣，隨后火焰面積減小、亮度降低，在3 s 之后，火焰輻射逐漸增強(qiáng)，火焰逐漸穩(wěn)定于加熱板根部和擾流板附近，并隨著氣流不斷跳動(dòng)。因此，合適的噴油落點(diǎn)位置對(duì)于促進(jìn)連續(xù)著火、火焰穩(wěn)定、快速升溫具有重要作用。

圖5 X=0位置、預(yù)熱10 s內(nèi)的火焰圖像

3.2 不同噴油策略對(duì)預(yù)熱效果的影響

以下保持加熱板在最佳位置X=0，在10 m/s 的高風(fēng)速下研究噴油策略的影響。圖6（a）和圖6（b）分別給出了預(yù)熱10 s 后3 點(diǎn)、4 點(diǎn)的空氣溫度。當(dāng)噴射周期為10 ms 時(shí)，進(jìn)氣溫度隨著噴射脈寬增大而略有降低，總體上對(duì)脈寬不敏感；周期為20 ms 時(shí)，進(jìn)氣溫度先增大后降低，脈寬4 ms 時(shí)最高。在這兩個(gè)較高的噴射頻率下，T3和T4均分別達(dá)到了70 和45 ℃以上。當(dāng)加大噴射間隔到25、50 ms 后，進(jìn)氣溫度均隨著噴射脈寬的增大而升高。與高頻噴射相比，達(dá)到相同溫度所對(duì)應(yīng)的最低噴射脈寬增大，例如使T3達(dá)到65 ℃，周期25 ms 時(shí)最少噴射3 ms，周期50 ms時(shí)最少噴射6 ms，這主要是噴油總量的影響。

圖6 不同噴射周期和脈寬下預(yù)熱10 s后的空氣溫度T3、空氣溫度T4和燃燒效率ηc

同時(shí)，為了分析預(yù)熱過程的燃油經(jīng)濟(jì)性，根據(jù)熱力學(xué)定律計(jì)算燃燒效率ηc：

式中：ρa(bǔ)為空氣密度，取1.2 kg/m3；Qa為空氣流量，m3/s；cp為空氣定壓比熱容，取1.006 kJ/（kg·K）；P為加熱板功率，W；mu為柴油單次噴射質(zhì)量；Hu為柴油低熱值，取42.5 MJ/kg；f為噴射頻率，Hz。分母為燃油提供的總能量，分子為空氣吸收的總熱量扣除加熱板功率，其中溫差取為3 點(diǎn)和1 點(diǎn)是考慮到3 點(diǎn)距離較近，壁面向外界導(dǎo)熱可忽略，從而簡(jiǎn)化計(jì)算。從圖6（c）中可以看出，當(dāng)噴射周期為10 和20 ms時(shí)，隨著噴射脈寬的增大，燃燒效率迅速降低，且前者下降更快，在1 ms 時(shí)最高，達(dá)到了91 %；周期為25 ms 時(shí)，燃燒效率總體變化不大，為60 %左右；周期為50 ms 時(shí)，燃燒效率隨著噴射脈寬的增大而升高，在7～8 ms 時(shí)才能達(dá)到60 %。因此，為了綜合考慮提高進(jìn)氣溫升、降低燃油消耗和系統(tǒng)維護(hù)成本，須采用噴射周期為20～25 ms、噴射脈寬為1～3 ms的噴油策略。

3.3 噴霧點(diǎn)火與穩(wěn)焰機(jī)理分析

從霧化、著火、穩(wěn)焰方面對(duì)預(yù)熱方案的內(nèi)在機(jī)理，以及上述現(xiàn)象規(guī)律的原因進(jìn)行說明。圖7 給出了油束中的液滴撞擊高溫加熱板表面進(jìn)而破碎霧化的高速攝影圖像。可以發(fā)現(xiàn)，大量液滴撞擊熾熱壁面后首先向左上大約45°方向發(fā)生回彈，然后破碎成更小直徑的液滴，逆著氣流方向繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，且此過程中蒸發(fā)量很少。

圖7 加熱板表面液滴撞壁、破碎霧化過程圖像

對(duì)于熱表面高速液滴的破碎模式，可以利用已有學(xué)者提出的相圖進(jìn)行判別。其中，無量綱溫度比T*、K因 子、韋伯?dāng)?shù)We、拉普拉斯數(shù)La分別計(jì)算如下：

式中：Tw、Ts分別為壁面溫度、液滴飽和溫度；ρL為液相密度；vn為液滴表面法向速度，m/s；dp為液滴直徑；σL為液相表面張力，N/m；μL為液相動(dòng)力黏度，Pa·s。通過柴油的物性參數(shù)計(jì)算可得：T*約為3.0，We數(shù)范圍為300～665，La數(shù)約為334，K因子范圍為73～120。因此，本研究的工況點(diǎn)在Kuhnke［35］的相圖中位于“熱破碎”（Thermal breakup）區(qū)，在Qin等［36］的相圖中位于Leidenfrost 破碎區(qū)，這也與實(shí)驗(yàn)相符。此種模式下由于壁面溫度遠(yuǎn)高于柴油沸點(diǎn)，因此發(fā)生Leidenfrost 現(xiàn)象，即形成燃油蒸汽膜阻礙氣化，并有效地促進(jìn)了二次液滴的生成［36-37］。這也說明在此處并不能立即引起著火。

圖8 給出了模擬中Case 2 的噴霧引燃過程溫度與速度分布，其中首次噴射在10 ms，間隔為20 ms，噴射脈寬為3 ms?？梢钥闯?，第1 次噴射的柴油經(jīng)加熱板反彈，大部分聚集于擾流板和加熱板根部，由此處蒸發(fā)并著火；第2 次噴射時(shí)，蒸發(fā)加快、滯燃期縮短，燃燒更加充分，45 ms 時(shí)火焰已擴(kuò)展到加熱板前端；隨后，第3、4、5 次噴射均快速引燃，呈現(xiàn)“火上澆油”的效果，75 ms 之后攜帶燃燒產(chǎn)物的高溫氣流擴(kuò)散到出口（距離支架300 mm）。從流場(chǎng)來看，擾流板后方始終存在整體順時(shí)針旋轉(zhuǎn)、局部風(fēng)速低于5 m/s 的大面積回流區(qū)，以及小尺度的渦流，促進(jìn)了空氣卷吸和油氣混合。同時(shí)，在導(dǎo)熱和輻射作用下其表面溫度高于柴油沸點(diǎn)（500 K），使得匯聚于此的液滴完成蒸發(fā)和著火。因此，擾流板起到了關(guān)鍵作用，其通過主動(dòng)流動(dòng)控制形成有利的著火條件，使火焰“駐定”于此區(qū)域，避免吹熄。此外，對(duì)于噴油落點(diǎn)的影響，若落點(diǎn)距離加熱板根部過近，油滴的反應(yīng)停留時(shí)間變短，也增強(qiáng)了蒸發(fā)吸熱，導(dǎo)致燃燒不充分、放熱量減少；若距離過遠(yuǎn)，落點(diǎn)處的溫度較低，且液滴的動(dòng)量耗散增多，二次霧化程度降低，同樣導(dǎo)致放熱減少。

圖8 噴霧引燃過程溫度與速度分布（Case 2）

對(duì)于噴射策略的影響，圖9給出了模擬中3個(gè)工況下的計(jì)算域平均溫度與瞬時(shí)放熱率變化曲線。注意到模擬的時(shí)長(zhǎng)僅為0.1 s，目的不是對(duì)標(biāo)實(shí)驗(yàn)的最終溫升，而是說明其機(jī)理?？梢钥闯觯珻ase 2 的升溫最快，放熱率也最高，并且形成正反饋，即越燒越旺，而減小脈寬為1 ms、增大周期為40 ms 均使放熱減少。這是因?yàn)?，噴射量減少時(shí)，前一次噴射形成的火焰面積較小，導(dǎo)致下一次噴射燃油蒸發(fā)吸熱不能完全補(bǔ)充，溫升和放熱較為緩慢；噴射間隔增大時(shí)，一個(gè)周期內(nèi)的燃油供給量減少，溫升和放熱量也相應(yīng)減少。

圖9 噴霧引燃過程平均溫度與瞬時(shí)放熱率變化

圖10 給出了3 個(gè)工況下正庚烷（n-C7H16）、OH、CH2O 組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化曲線，自由基OH 和CH2O分別作為非預(yù)混火焰中高溫、低溫反應(yīng)的標(biāo)志［37］。可以看出，Case 2的OH 和CH2O 生成量最多，但燃油組分n-C7H16也不斷累積，直到約50 ms 才產(chǎn)生凈消耗，說明此時(shí)燃燒效率較低；而對(duì)于Case 1 和Case 3，每次噴射的燃油在一個(gè)周期內(nèi)均得到充分利用，說明其燃燒效率較高，頻率和脈寬設(shè)置較為合理。同時(shí)，從OH 曲線可以判斷出第一次噴油的滯燃期約為10 ms，此后OH 和CH2O 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)幾乎同時(shí)增長(zhǎng)，后者生成速率更快，說明此階段冷火焰（Cool flame）的占比較高，燃燒速率由低溫反應(yīng)主導(dǎo)。因此，需要針對(duì)不同噴射頻率對(duì)每次的噴射量進(jìn)行合理匹配，本質(zhì)上就是使燃燒持續(xù)期與噴射周期相適應(yīng)。

圖10 噴霧引燃過程重要組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化

綜合上述結(jié)果，本預(yù)熱方案設(shè)計(jì)原理可行、運(yùn)行效果良好，有利于快速提升進(jìn)氣溫度，并降低燃油和電能消耗，節(jié)省制造和維護(hù)成本，有望應(yīng)用于下一代重型柴油機(jī)的冷起動(dòng)系統(tǒng)中。

4 結(jié)論

本文采用噴霧撞擊熱壁面引燃、回流穩(wěn)焰的柴油機(jī)進(jìn)氣預(yù)熱方案，對(duì)不同噴油落點(diǎn)和噴射策略下的溫升、著火與燃燒特性開展了實(shí)驗(yàn)和模擬研究，主要結(jié)論如下。

（1）著火和溫升對(duì)噴油落點(diǎn)呈現(xiàn)較強(qiáng)的敏感性，加熱板在最佳位置下著火概率較高、火焰較穩(wěn)定，10 m/s下平均溫升速率達(dá)到4.24 ℃/s。

（2）為了兼顧溫升速率、燃燒效率和維護(hù)成本，高風(fēng)速下須采用噴射周期為20～25 ms、噴射脈寬為1～3 ms的噴油策略。

（3）高速液滴撞擊加熱板表面后發(fā)生回彈、破碎，相圖中屬于Leidenfrost破碎模式。

（4）擾流板形成了局部風(fēng)速低于5 m/s 的回流區(qū)，促進(jìn)了蒸發(fā)和油氣混合，有利于著火和火焰穩(wěn)定。

（5）合理匹配噴射頻率與噴射量，本質(zhì)是調(diào)控燃燒持續(xù)期與噴射周期相適應(yīng)，使燃油充分利用，提高溫升和放熱速率。

致謝

感謝北京科領(lǐng)動(dòng)力科技有限公司的戚建良和趙彥光提供零件制圖和加工支持，以及香港理工大學(xué)的博士生張?chǎng)螌?duì)實(shí)驗(yàn)的幫助。