燃油温度对正庚烷喷雾和着火特性的影响

杨 青 ，周 扬，段俊法，何 旭

(1.北京理工大学 机械与车辆学院，北京 100081；2.北京电动车辆协同创新中心，北京 100081；3.华北水利水电大学 机械学院，河南 郑州 450045)

虽然现今柴油机的性能不断完善，但在一些环境气温和气压都很低的极端寒冷和高海拔地区，柴油机的冷起动性能较差，限制了柴油机的进一步应用[1].对电起动柴油机而言，起动力矩的大小和蓄电池的容量直接相关.在低温下蓄电池内电解液活性降低导致电量锐减，因而起动机动力不足，给柴油机的顺利起动带来困难.此外，寒冷条件下柴油机内部各摩擦副之间的形变系数不同，并且低温下润滑油黏度大，难以保证润滑效果，导致柴油机起动阻力矩增大，也给冷起动增加难度[2].另一方面，现代柴油机普遍为增压机型，压缩比较低，在冷起动过程中增压器尚未工作，起动转速较低，活塞运动速度慢，容易产生漏气现象；再加上处于低温环境中，压缩终了温度和压力都处于较低水平，黏度增大的柴油在此环境下雾化和蒸发会恶化，难以形成可以顺利着火的混合气，会造成缸内失火，进而导致起动困难[3].

冷起动困难除了会带来装备机动性降低的问题外，还会导致燃油经济性恶化和碳烟以及未燃碳氢化合物排放增加[4].在未顺利着火的循环中，柴油被喷射在燃烧室壁面上，在后续循环中会发生附壁燃烧，导致活塞烧蚀，对柴油机整体可靠性造成损害[5].中国地域辽阔，南北跨度大，西北、东北等地冬季气温长期低于 248K，因此，有必要深入研究柴油机的冷起动过程，提高柴油机的冷起动性能，以满足中国地理和气候条件的需要.

一般来说，在没有辅助措施的帮助下，当外界气温低于263K时，压缩比小于 18的柴油机很难以冷机状态顺利起动[4].针对柴油机冷起动困难的问题，已经有很多致力于研究起动辅助措施的工作，如空气在进入燃烧室前由预热塞加热，提高缸内温度，从而提高混合气的着火成功率[6].然而辅助措施并未从根本上研究低温下柴油的喷雾着火过程，因而需要对冷起动时柴油的喷雾和着火特性进行深入研究.

目前，关于柴油喷雾的研究中大多关注喷射压力、环境温度和环境密度等因素[7]，关于燃油温度的研究并不多，但在冷起动工况下燃油温度是一个很重要的参数[8].燃油温度的变化会显著改变燃油的物性，从而影响喷射过程和喷雾发展[9].

燃油温度对冷起动喷雾和着火特性有重要影响，有必要探索燃油温度对喷雾和着火特性的影响规律，并在微观层面上揭示其影响机制.笔者采用计算流体力学软件Converge研究燃油温度对喷雾和着火的影响规律，考察缸内混合和着火过程并进行解析，为燃烧系统优化和冷起动控制策略的制定提供重要的参考依据.

1 仿真设置与验证

1.1 仿真设置

柴油是一种多组分混合物，由于其成分过于复杂，在进行仿真计算时，通常采用表征燃料进行合理简化.与多组分表征燃料相比，单组分表征燃料的化学反应机理更成熟，因而应用更为广泛.在柴油众多常用的单组分表征燃料中，正庚烷与正十二烷是最常用的两种[10]，并且其反应机理研究较完善.其中正庚烷的十六烷值与柴油更接近，在计算着火过程时可信度更高.虽然正庚烷相比于柴油其黏度较小，蒸发性有一定差异，导致其缸内混合气浓度与真实柴油相比略有差距，但是与正十二烷相比，正庚烷凝点足够低(正庚烷为 182.5K，正十二烷为 263.4K)，适合在冷起动工况下研究其温度变化的影响.因而采用正庚烷作为柴油低温冷起动研究的表征燃料.

在 Converge仿真软件中搭建一个直径为 60 mm、高为100mm的定容燃烧弹(简称为容弹)模型，单孔喷嘴位于顶部中心.基础网格尺寸设定为4mm，内部网格在计算时会自动生成.为保证计算精度，容弹的上半部分采用喷嘴 3级网格加密，下半部分采用圆柱 2级网格加密；同时在计算温度场、速度场和关键物质(CH2O、OH)分布时采用 4级加密，计算时生成的最小网格尺寸为 0.25mm.最短时间步长为10ns.该容弹模型如图1所示.

图1 Converge中建立的定容燃烧弹模型Fig.1 Constant volume combustion chamber built in Converge

采用欧拉法描述计算域内的气相流动和燃烧过程，对喷雾破碎采用拉格朗日法描述.通过求解 N-S方程以及标准 k-ε湍流模型计算气相物质的流场分布.研究中将柱状液体射流不稳定理论和 Rayleigh-Taylor不稳定波理论结合，采用 KH-RT模型描述液相喷雾的初次破碎和二次破碎过程；为提高计算效率采用 NTC模型，通过非时间计数器计算液滴的相互摩擦、碰撞和聚合，并将油滴变形导致的气动阻力计算在内.采用 Frossling模型来计算液滴蒸发时的直径变化率，以此反映油滴的蒸发过程.以上模型均已考虑燃油温度变化导致的物性变化.最后，采用基于输入的化学反应机理的 SAGE燃烧模型，直接计算反应过程，获取着火特性.关于各模型的详细介绍和参数设置，请参见文献[11—12].正庚烷反应机理采用华北水利水电大学开发的简化机理[13]，该机理包含 69种组分和 102步反应，在初始温度为 600～1000K内均有较高的准确度，尤其是在初始温度为600～900K内与美国 LLNL(Lawrence Livermore National Laboratory)实验室开发的详细正庚烷反应机理[14]高度吻合，同时对计算资源的要求处于可接受的范围.

1.2 仿真模型验证

为保证仿真计算的准确性，必须对所建模型进行验证.在研究中，需要保证喷雾特性和着火特性与试验结果足够接近.试验数据来自于ECN(engine combustion network)官方网站[15].ECN 试验工况如表1所示.对喷雾特性需要验证液相贯穿距(LPL)、气相贯穿距(VPL)、喷雾轴向和径向的混合气浓度分布；对着火特性需要验证滞燃期.其中，根据 ECN对仿真计算制定的标准[16]，LPL定义为 95%质量分数的液相燃油对应的最远轴线位置与喷嘴的距离；VPL定义为轴线上气相燃油质量分数为 0.1%位置与喷嘴的距离；滞燃期定义为从喷雾开始到OH在计算域内的质量分数达到其最大值的2%时的时间间隔.

表1 ECN正庚烷试验工况Tab.1 ECN n-heptane experiment conditions

依据表1建立计算域的初始和边界条件，并将计算结果与 ECN试验结果进行对比，验证喷雾特性时，为无氧环境.图2表示LPL和VPL与喷射后时间(ASOI)关系的仿真与试验结果对比.喷射开始后仿真与试验的 LPL均在 0.5ms内迅速增加至约9mm，并都在9mm处小范围波动.VPL在喷射开始后一直处于增长中，并且仿真值与试验值的增长速度几乎相同，在整个数据周期内，仿真 VPL与试验VPL几乎重合.因此，该模型可以较好地反映喷雾的宏观特性.

图2 LPL和VPL的仿真结果与ECN试验结果对比Fig.2 Comparison of simulation results of LPL and VPL with ECN test results

为进一步验证喷雾结果的准确性，还需要对喷雾内部混合气浓度分布进行对比，以验证喷雾微观特性仿真结果与试验真实结果的接近度.图3至图4为喷雾轴线上与距喷嘴为25mm和45mm位置上径向混合气质量分数的对比，对比时间选取喷射后 1.13 ms和6.00ms.其中，1.13ms代表喷雾前期发展至准稳态阶段，6.00ms代表喷雾末期.从图3a和图4a可以看出，在轴向方向上，仿真模型可以较好地计算轴向混合气分布的变化规律，具有较高的精度.从图3b和图4b可以看出，在径向方向上，仿真模型也可以较准确地计算混合气分布，并且能准确计算气相喷雾边界.综上所述，该仿真模型可以准确计算正庚烷喷雾气/液两相贯穿距以及内部浓度场，不论是宏观特性还是微观特性都与试验数据足够接近，可以用来进一步计算正庚烷的着火过程.

图3 ASOI为1.13ms时混合气质量分数对比Fig.3 Comparison of mixture fraction at ASOI=1.13ms

图4 ASOI为6.00ms时混合气质量分数对比Fig.4 Comparison of mixture fraction at ASOI=6.00ms

图5为不同氧体积分数下仿真模型计算出的滞燃期与试验结果的对比.仿真模型不仅可以表现出与试验结果相同的变化趋势，并且每个工况下滞燃期的仿真结果与试验结果的误差均在 0.1ms内，因而可以充分认为仿真值与试验值吻合程度较高，该反应机理和燃烧模型可以精确计算正庚烷喷雾的滞燃期，对着火特性的预测具有高可信度.

1.3 仿真计算工况

以一台压缩比为 14的柴油机为例，当外界环境条件为293K、0.1MPa时，在增压器不起作用的条件下，缸内压缩终了环境温度约为 850K、环境密度为14.35kg/m3.以此状态作为容弹内的环境条件，研究该条件下燃油温度对喷雾和着火特性的影响.同时试验表明，在与表2其他条件相同的情况下，环境温度为 775K是柴油的着火极限[17].因此，保持环境密度不变，将缸内环境温度降低至775K作为第二组环境温度.

在真实柴油机中一般认为燃油温度与冷却液温度一致[18].中国最低气温约为 233K，在此环境温度下冷起动柴油机，燃油温度、冷却液温度均与外界环境温度一致，即为233K.而在柴油机完全暖机后，机体冷却液温度保持在 353～363K，此时燃油温度也在该值附近，因而将燃油温度的上、下边界设置为353K和233K，步长为20K.仿真工况见表2.

表2 仿真工况Tab.2 Simulation conditions

2 结果与讨论

2.1 喷雾特性

按照表2设计的工况进行仿真计算，并统计计算结果.为便于理解，除滞燃期外，只展示最高燃油温度(353K)、最低燃油温度(233K)和中间值(293K)的数据.图6表示在775K和850K环境温度下不同油温的LPL和VPL随ASOI的变化关系.由图6a和图6c可知，在两种环境温度下，随着燃油温度的升高，LPL均会更快达到准稳态值，并且其对应的 LPL更小.这是由于高油温会使正庚烷的表面张力、密度和黏度减小，液滴破碎更加快速，更多燃油转向蒸发过程，从而减小 LPL.850K环境温度下，高、低油温LPL的准稳态值差距比775K环境温度下缩小，从约16%降低至约 12%.这是由于高环境温度加快了液滴从环境中吸热的速度，减弱了油温差异影响的程度.由图6b和图6d可知，不同油温下的 VPL几乎没有差别.主要是因为燃油初始温度与环境温度之间差异均较大，燃油蒸发之前已经基本完成传热过程，之后的扩散过程较接近，因而VPL之间差异较小.

图7为在两种环境温度下不同燃油温度的索特平均直径(SMD)随ASOI变化的关系.在ASOI约为0.1ms之前的 SMD快速下降阶段，高油温的 SMD下降速率更快，说明较高的燃油温度会加速大液滴破碎成小液滴的过程，这与 LPL数据表示出的差异原因相同，从微观上解释了 LPL在不同油温下的行为差异.高油温下的SMD比低油温更快结束该下降过程，在一定范围内保持稳定，并且 775K环境温度下该稳定值比低油温下高约 24%.该规律与宋晓超等[19]和 Park等[9]的研究结果一致，主要原因是高油温下液滴的蒸发速度快，小尺寸液滴的剩余数量少，而低油温下燃油的蒸发减慢，剩余小液滴较多，因而稳定 SMD偏小.850K环境温度下 SMD稳定值之间的差异较小，353K油温时的稳定SMD仅比233K油温时略大，这是由于环境温度的提升加速了蒸发过程，高、低油温下的蒸发过程相比较低环境温度下更为接近，因此，SMD稳定值之间的差异变小，这与图5和图6a和图6b表现的规律一致.

图6 两种环境温度下不同油温LPL和VPLFig.6 LPL/VPL of different fuel temperature at 775K and 850K

图7 两种环境温度下不同油温SMD与ASOI关系Fig.7 Changes of SMD with ASOI of different fuel temperature at 775K and 850K

为验证上述低油温下稳定 SMD降低的原因，图8表示775K和850K环境温度下不同油温下计算域内液相燃油油包数量和燃油蒸发率与 ASOI的关系.由图8a和图8c可知，353K油温下稳定油包数比 233K少，说明高油温下有更多的油包蒸发为气相，剩余液相油包数量更少.由图8b和图8d可知，高油温下的整体蒸发速度更快，有利于后续与空气混合形成混合气.低油温的蒸发率曲线增长趋势与高油温相同，但整体滞后一段时间，说明不同的燃油温度下的蒸发受传热影响很大，低油温时燃油需要多经历一段额外的吸热过程.同时在不同环境温度下，油温带来的差异也有不同.更高的环境温度使油包数量、蒸发率之间的差距收窄，这都是由更快的传热速度导致.

图8 两种环境温度下不同燃油温度油包数和蒸发率与ASOI关系Fig.8 Number of droplets and evaporation ratio with ASOI of different fuel temperature at 775K and 850K

图9表示两种环境温度下ASOI为0.35ms时不同油温混合气质量分数沿喷孔轴线的分布曲线.该混合气质量分数分布规律与讨论的油温对破碎和蒸发过程的影响规律相同.高油温有利于燃油蒸发，因而在沿喷孔轴线方向混合气质量分数更快开始增长，之后也更快下降；而在 233K燃油温度时，由于其破碎与蒸发过程都最慢，其分布曲线也是最后开始上升和下降的.同时峰值浓度也随燃油温度的升高而增大.775K环境温度下，353K燃油温度的混合气峰值浓度比233K高约14%；850K环境温度下，353K燃油温度的混合气峰值浓度比233K高约16%.

图9 两种环境温度下不同燃油温度混合气质量分数沿喷孔轴线分布Fig.9 Mixture fraction along the nozzle axis of different fuel temperature at 775K and 850K

2.2 着火特性

图10为850K和775K环境温度下滞燃期随燃油温度变化的关系.滞燃期随燃油温度的增加而近似线性降低，与采用 -35号柴油作为燃料的试验数据显示趋势一致[17].环境温度的不同会导致滞燃期不同幅度的降低：775K环境温度下最高和最低燃油温度滞燃期相差0.49ms，相对值为13.17%；而850K环境温度下相差 0.14ms，相对值为 11.86%.说明燃油温度在不同环境温度下对着火特性影响程度的大小不同.另外值得注意的是，775K环境温度下滞燃期均大于喷射持续期，而850K环境温度下滞燃期均小于喷射持续期.

图10 两种环境温度下滞燃期随燃油温度的变化Fig.10 Ignition delaytime with different fuel temperature at 775K and 850K

为表示不同燃油温度下化学反应过程的差异，图11表示775K和850K环境温度下计算域内OH和CH2O的总质量随ASOI的变化趋势.由图11a可知，在 775K环境温度下将发生正庚烷两阶段着火，依次发生低温反应和高温反应.在ASOI为2ms处，不同燃油温度下的OH质量几乎同时开始上升，代表正庚烷低温反应开始时间几乎相同.在该过程中，主要由式(1)～(3)表示的反应生成OH[13-14].

由于不同燃油温度下反应前混合气的温度差别，低温反应的速率有所不同.在OH质量的上升过程中353K燃油温度逐渐快于 233K.在达到各自的峰值后，由于当地环境温度的提高和OH的不稳定性，OH会与 CO等分子结合而消耗.353K燃油温度下 OH率先开始下降，并且进一步增大了与233K的时间差距，低温反应更快结束.CH2O作为低温反应的标志产物，主要来自于正庚烷裂解产物(如C2H5O)的再次裂解.CH2O在ASOI为2.3ms时质量开始上升，不同燃油温度下的CH2O质量的上升规律与OH一致，高油温的上升速度快于低油温.在CH2O质量达到峰值后由于当地温度的提高，CH2O开始转化为 HCO等其他物质，如式(4)～(5)所示.

此阶段高油温的CH2O下降速度仍快于低油温，也表示高油温下正庚烷的低温反应更快结束.在ASOI为4ms前后，高温反应OH开始生成.由于高温反应时温度高，式(6)产生 OH的反应活性更高，超过式(3)，因而高温反应阶段 OH的来源与低温反应不同，主要通过游离H和O2的结合产生.

由于前期低温反应的进程快慢不同，造成高温反应前的物质准备和温度分布有差异，加上混合气不断扩散导致的浓度降低给反应过程带来的累加效应，高、低油温之间开始高温反应的时间差被进一步拉大，这将直接导致高油温下滞燃期的下降.并且高油温的 OH更快达到峰值，峰值质量也更高，表明高油温下高温反应开始更早，并且反应更剧烈.在高温反应当中CH2O质量曲线有一段不稳定的过程，是由于CH3等物质会转化为 CH2O，但高温反应时温度较高，CH2O 不稳定，会迅速转化为 HCO.综上所述，775K环境温度下燃油温度对滞燃期的影响机制是：燃油温度不同影响低温反应速率，进而影响低温反应的结束时间，高温反应开始的时间因此受到影响，滞燃期进而变化.在此过程中，正庚烷经历了低温反应的开始、进行和结束的完整过程，之后才发生高温反应和着火.燃油温度差异使反应进程之间的差距越来越大，滞燃期主要受着火之前的低温反应进程影响.而这种从完整低温反应过渡到高温反应的机制，与朱珊珊等[20]研究中提及的正庚烷两阶段着火的“化学过渡机制”一致.

由图11b可知，850K环境温度下，OH质量曲线表现出与775K环境温度下不同的特点.在ASOI约为1.2ms时，不同燃油温度的OH质量迅速上升，开始发生高温反应，正庚烷温度越高开始上升的就越早.之后 OH增加的速度减慢，在 ASOI约为 1.8ms达到峰值，然后缓慢下降.在 OH质量缓慢上升和下降的过程中，233K燃油温度的 OH质量保持最大.在 OH的质量开始增加的同时，CH2O的质量也开始增加.但是 CH2O的质量不稳定，一直处于大范围的跳动当中，并且油温越高，总体 CH2O的质量越大.在 ASOI约为 1.6ms时，CH2O 开始减少，并在ASOI为2ms前消耗殆尽.由于850K环境温度下生成的OH和CH2O都远多于775K，具有数量级上的优势，为清晰表示 OH和 CH2O在快速上升前的质量，在图11b右上角表示850K环境温度下ASOI为0～1.5ms时不同油温 OH和 CH2O的质量与 ASOI的关系，并且纵坐标轴范围与图11a保持一致.在ASOI为 0.7ms时，OH和CH2O的质量开始缓慢增加，但在高温反应开始前，它们的生成质量不如在775K下多，在 850K环境温度时，低温反应发生的程度较小，正庚烷的高温氧化提前开始，并在整个反应过程中占主导地位.这是因为正庚烷本身的氧化路径对温度非常敏感，环境温度的提高直接导致低温反应的热损失减少，高温反应在与低温反应的竞争中占据优势，导致正庚烷从低温反应到高温反应的过渡机制发生从“化学过渡机制”到“热过渡机制”的变化[20]，缩短了高温反应开始所需的时间，使正庚烷更趋近于完全氧化.这种情况下滞燃期受高温反应开始前的物理准备过程影响大，包括当地气相燃油浓度和温度.这些差异主要是由于不同温度的正庚烷破碎、蒸发和混合过程的差异导致的.而在低油温下这些过程被额外的吸热推迟，相较于高油温，着火位置的混合气局部浓度和温度降低.由于着火时仍在喷射，混合气扩散较少，整体浓度高，大大提高了反应速率，反应更加完全，因而整体OH和 CH2O质量远多于775K.在850K下几乎没有低温反应放大不同油温之间化学反应进程的差异，由“热过渡机制”引发的高温反应主要受混合气热力状态的影响，这与775K环境温度下燃油温度影响滞燃期的途径不同.因此，850K环境温度下不同燃油温度之间滞燃期的差距相比 775K环境温度下大大缩小(0.49ms降至0.14ms).

图12表示775K和850K环境温度下的放热率(HRR)和累计放热(THR)随ASOI的变化趋势.由图12a可知，在775K环境温度下不论燃油温度多少都将发生两阶段放热，分别对应正庚烷的低温反应和高温反应.与图11a类似，不同燃油温度开始放热的时间没有明显差别，都在ASOI为2ms附近，但油温高时低温反应放热更快，峰值 HRR更高，表明低温反应更剧烈.不仅如此，高油温下 HRR曲线更早开始下降，表示低温反应更快结束.这些趋势与图11a一致.但从 THR来看，不同燃油温度下低温反应阶段释放的总热量几乎相同.这是由于低油温时正庚烷密度增大，在喷射压力和喷射持续期相同的情况下喷射质量增大，较多的反应物在一定程度上弥补了反应速率的不足，导致低温反应释放的总热量几乎不变.在低温反应结束后 HRR曲线经历了一段时间的稳定期，并且油温越高，该稳定值就越高，维持的时间也越短，高温反应更快开始发生.由于 775K环境温度本身较低，因而后续只发生部分高温反应，只有相当少的高温放热，发生部分失火.但燃油温度越高，高温反应放热就越多，失火程度更小.从THR曲线可以看出，353K燃油温度的THR一直最多，正庚烷氧化的程度更完全.在图12a的右侧给出了每个燃油温度对应的燃烧效率(CE)，由此可知燃油温度越高，CE越高.

图11 不同环境温度下不同燃油温度计算域内 OH和 CH2O质量Fig.11 Mass of OH and CH2O at different fuel temperature in domain at 775K and 850K

从图12b可知，850K 环境温度下，放热规律与775K环境温度时不同.在ASOI约为0.7ms开始一小段较少的放热后，不同燃油温度均开始大量快速放热，燃油温度越高开始的就越早.这表示在低温反应进行了一段时间后高温反应直接以较大的反应速率开始进行.在滞燃期之前，THR在 9J左右，而775K 下低温反应放热为 18J，证明此时低温反应没有完全进行，高温反应占据主导.在高温反应刚开始的一段时间内，由于高油温开始放热早，所以 THR一直最多，但在ASOI为1.7ms之后，233K燃油温度转而成为放热最多的工况并一直持续.这是由于低油温时喷油质量变大，在正庚烷整体氧化程度都较高的情况下THR增加.但据图12b显示850K时燃油温度升高依然会提高CE.

图12 两种环境温度下不同燃油温度的HRR和THRFig.12 Heat release rate and total heat release of different fuel temperatures at 775K and 850K

3 结 论

为研究燃油温度对柴油机冷起动性能的影响，在Converge平台上搭建定容燃烧弹模型，以正庚烷为表征燃料，在 775K和 850K两种环境温度下，研究燃油温度从 233K变化到 353K对柴油喷雾和着火特性的影响.结论如下：

(1) 随着燃油温度的降低，滞燃期会近似线性增加；当燃油温度从 353K降低至 233K时，850K环境温度下滞燃期增加0.14ms；775K环境温度下滞燃期增加 0.49ms；从中间产物和放热率来看，不同燃油温度下正庚烷低温反应几乎同时开始，但燃油温度升高能加快反应速率，使低温反应的持续时间变短，但不影响低温反应释放的总热量；高油温下的高温反应更早开始，中间产物 OH更早生成，滞燃期由此缩短，燃烧效率也更高.

(2) 在低环境温度下，燃油温度对喷雾和着火特性的影响更大；燃油温度会通过两种不同机制影响滞燃期，在 775K环境温度下，正庚烷经历完整的低温反应阶段之后才发生高温反应，燃油温度主要通过影响着火之前的低温反应进程来影响滞燃期；而在850K环境温度下，正庚烷在仅发生部分低温反应后就直接开始高温反应，燃油温度对化学反应进程的影响十分有限，主要通过影响着火之前的混合气热力学状态来影响滞燃期.

该研究为柴油机燃烧系统优化、冷起动控制策略提供了关于燃油温度方面的一定参考依据，对改善低温环境下柴油机的冷起动性能有一定指导意义.