为提高航空发动机的推重比，实现碳排放达峰后稳中有降，国内诸多学者针对RP-3航空煤油的雾化[1]、着火[2]及火焰传播[3]等过程进行了大量基础研究．航空煤油在发动机燃烧室内经历一系列湍流流动与化学反应，这一物理与化学相互耦合的过程会直接作用于混合气形成、着火及燃烧阶段，对发动机的燃烧效率、污染物排放产生直接影响[4]．因此，面对高推重比发动机与愈加严格的排放限值的要求，优化燃烧室结构、改善油气混合过程、调控湍流燃烧机制成为亟待解决的难题，而航空煤油的燃烧反应机理是其关键[5]．最初研究者们用正癸烷[6]对航空煤油进行单组份替代，为了更准确地表征航空煤油理化特性，多组份替代模型成为主流表征方案．随着航空煤油表征模型构建工作的开展，对航空煤油的着火特性，层流燃烧特性的预测也越来越精准，但多数学者仍局限于利用表征模型进行动力学研究[7-9]．只有部分学者将航空煤油反应机理与本生灯模型[10]、冲压发动机模型[11]耦合进行了数值模拟研究．我国的航空活塞发动机较国外起步较晚，核心技术竞争力仍较为薄弱，自主研发高推重比、低排放的航空活塞发动机成为了必须要突破的技术壁垒．由于压燃式活塞发动机具有零件少、热效率高、功率覆盖范围大等优点，因此在通用航空领域逐渐取代点燃式航空汽油发动机．应用耦合航空煤油反应动力学的计算流体力学揭示湍流与化学反应的交互作用过程，再现燃烧室内的燃烧细节对于提高燃烧效率及优化发动机结构具有重要指导意义．燃料单一化的概念[12]由来已久，在柴油机上探究汽油压燃[13]、航空煤油压燃[14]的研究越来越多，但是均局限于单次喷射策略．与单次喷油策略相比，多段喷射策略[15-16]将燃油按一定的质量与间隔喷入缸内，增加了油气混合时间，形成了更均质的混合气，利于混合气的压燃，并且分段喷射策略可以大幅降低碳烟、CO等污染物排放．针对国内外学者对于航空煤油在压燃发动机中喷油策略的优化不够全面，航空煤油反应机理与CFD耦合应用仍有欠缺的问题，本研究基于多段喷射策略对航空煤油压燃发动机混合气形成及燃烧过程进行数值模拟研究．1 柴油机试验与燃烧室建模1.1　试验机型与测试设备试验对象为常柴股份有限公司生产的四冲程增压水冷高压共轨柴油机．发动机采用多段喷射策略，缸径和行程分别为95 mm与100 mm，排量为2.83 L，喷孔数为7孔，喷孔直径为0.13 mm，压缩比为17.5，标定功率和标定转速分别为75 kW和3 200 r/min，最大扭矩和最大扭矩转速为250 N∙m和2 200 r/min．图1为台架试验测试系统简图．试验过程中使用湖南湘仪CAC250型发动机动态测试系统监控发动机工况，使用AVL-365C型角标仪确定上止点和角标信号，不确定度为±0.2 °CA，使用AVL-GH14P型缸压传感器测量缸内压力变化，不确定度为0.3%，使用AVL-735S型瞬态油耗仪记录燃油使用量，不确定度为1.5%．测量的电信号经Kistler-5011型电荷放大器后传输至AVL-622型燃烧分析仪内，不确定度为1.8%．所用燃料为标准0#柴油和采购自中石化金陵分公司的RP-3航空煤油．10.13245/j.hust.230153.F001图1台架试验测试系统原理图1.2　仿真模型柴油机活塞整体上呈轴对称结构，为减少计算量，采取燃烧室1/7的扇形结构作为计算域，并将避阀坑容积换算为活塞的余隙容积．由于柴油机进气门关闭时刻为142 °CA BTDC (上止点前)，排气门关闭时刻为130 °CA ATDC，将压缩上止点记作0 °CA，数值模拟周期为-142 °CA~130 °CA．柴油机燃烧室模型的网格划分如图2所示，缸内设置为自适应网格加密，加密等级为二级，自适应主要参数为速度自适应和温度自适应；固定网格加密部分：喷油方向圆锥形区域实行三级加密，缸盖与活塞顶表面实行二级加密．10.13245/j.hust.230153.F002图28 °CA ATDC时燃烧室模型的网格划分示意图针对柴油机的瞬态工作特性，模拟中选用的湍流模型为RNG k-ε，喷雾模型中的破碎模型为KH-RT(二次破碎模型)、蒸发模型为Frossling、液滴碰撞模型为NTC、碰壁模型为Wall Film、湍流扩散模型为O'Rourke，燃烧模型为SAGE(详细化学求解器)．由于本研究所用的RP-3航空煤油的反应动力学机理内不包含排放机理，因此在柴油与航空煤油的数值模拟过程中均不考虑排放过程．1.3　反应动力学机理从燃油喷入到着火的这一时期内，燃油历经破碎、加热、蒸发、扩散等物理过程，以及热解、氧化等化学过程[17]．表征燃料机理能否精准预测着火延迟期决定了其在CFD数值模拟中的应用价值．RP-3航空煤油详细表征机理是基于层级构建法，以Creck机理[18]为核心，使用解耦法耦合正十二烷、正丁基环己烷、正丁基苯的详细机理构建而成．通过对详细机理交叉使用DRG(直接关系图法)、DRGEP(基于误差传播的直接关系图法)及敏感性分析法等骨架简化方法，去除详细机理中冗余的组份和反应，得到一个包含92种组份、332步反应的简化机理．图3展示了在温度为600~1 400 K，当量比为0.2，1.0，2.0，压强p=1 MPa的工况下，多组份表征燃料详细机理与简化机理着火延迟期模拟值与实验值[8]的对比，图3中：T为温度；Φ为当量比；t1为着火延迟期．10.13245/j.hust.230153.F003图3着火延迟期模拟值与试验值的对比图4为在p=0.1 MPa的情况下，层流火焰速度模拟值与试验值[19]的对比，v1为层流火焰速度．在本研究的数值模拟所用柴油机理为Nordin[20]构建的42组份，168步反应的机理．10.13245/j.hust.230153.F004图4层流火焰速度模拟值与试验值的对比2 计算模型的验证当进行燃烧室模型网格划分时，须要对其基础网格尺寸进行网格无关性验证．以柴油机灭缸曲线为依据，对燃烧室模型在无喷油状态下的基础网格尺寸对缸压的影响进行模拟．模拟结果如图5所示，图中：p为缸内压力；θ为曲轴转角．10.13245/j.hust.230153.F005图5网格无关性验证随着网格的增大，模型对缸压的预测逐渐偏离．在保证计算精度的基础上，选择较大尺寸的基础网格对模型进行划分，以保证计算效率．故最终选择2 mm的基础网格尺寸．为了令计算更容易收敛，计算结果更为准确，对缸内区域网格进行速度与温度的自适应加密处理，并且从喷油时刻前对缸内油嘴区域进行加密处理．数值模拟过程中的最大多面体网格数为2.376 77×105个，最少多面体网格数为6 005个．相较于柴油，发动机燃用RP-3航空煤油在低转速高负荷下的燃烧性能变化较小，因此选择转速为1 800 r/min，平均有效压力为0.98 MPa工况进行后续数值模拟，以期基于多段喷射策略对该负荷下燃用航空煤油的压燃发动机的燃烧性能进行优化．在该工况下对燃烧室的计算模型、喷油过程及燃用不同燃料的缸内压力与瞬时放热率进行验证，对比结果如图6所示，图中j为放热率．10.13245/j.hust.230153.F006图6柴油和RP-3缸内压力和放热率的实验验证3 结果分析与讨论3.1　仿真方案由于试验原机的喷油策略为二次喷油，因此首先保证两次喷油时刻不变，主要探究两次喷油质量分数对发动机的燃烧性能影响．遴选出最佳喷油质量占比后，探究喷油正时对发动机燃烧性能的影响，最终优化得到最佳喷油策略[21]．仿真方案如表1所示，其中工况1模拟了原机使用柴油的工作过程，工况2模拟了原机在相同工况下使用RP-3的工作过程．10.13245/j.hust.230153.T001表1不同喷油质量分数的仿真方案工况燃油喷油质量分数/%预喷主喷1柴油2982RP-32983RP-35954RP-310905RP-320803.2　喷油质量分数对发动机燃烧性能的影响在保持喷油正时不变的情况下，对不同预-主喷油量对发动机燃烧性能的影响进行数值模拟．缸内压力随不同喷油质量分数的变化情况如图7所示．随着预喷油量的增加，缸内压力的第一峰的峰值不断变大，而第二峰的峰值则基本不随主喷油量的减少而降低．当预喷油量质量分数为5%时，RP-3的缸压曲线与柴油保持极高的一致性．预喷油量的增大，可以明显提高缸内压力．当预喷油量从2%增大到20%时，缸内压力峰值提高了1.25 MPa．10.13245/j.hust.230153.F007图7不同喷油质量分数下缸内压力曲线的对比缸内压力曲线的峰值及对应的曲轴转角变化如表2所示．尽管随着预喷油量的增加，第一阶段的缸内压力峰值逐渐变大，但其对应的曲轴转角的变化很小．而第二阶段的缸压峰值变化很小，但其对应的曲轴转角却呈现一定程度的波动，整体上随预喷油量的增加而降低．10.13245/j.hust.230153.T002表2缸内峰值压力(pmax)与所处相位的对比工况预喷阶段主喷阶段pmax/MPa相位/(°CA)pmax/MPa相位/(°CA)18.710.28.751428.480.18.771538.730.38.731549.130.58.6514510.030.68.8114瞬时放热率变化情况如图8所示．随着预喷油量的增多，预喷阶段的瞬时放热率陡增的相位提前．此阶段的累积放热量也随预喷油量的增多而增大．通常将累积放热量达到10%，50%，90%所对应的曲轴转角(CA10，CA50，CA90)定义为燃烧始点、燃烧重心、燃烧终点．将CA10~CA50对应的时间定义为初期火焰传播时间，CA50~CA90对应的时间定义为后期火焰传播时间．10.13245/j.hust.230153.F008图8不同喷油质量分数下瞬时放热率的对比CA10，CA50，CA90的变化趋势如表3所示．随着预喷油量的增多，CA10明显提前，当预喷油量达到20%时，CA10为-5.9 ℃A．但预喷油量的变化则对CA50及CA90所对应的曲轴转角影响较小，两者分别在14.7 ℃A与30.0 ℃A附近波动．因此，相较于后期火焰传播速度，前期火焰传播速度对预喷油量的变化更加敏感．10.13245/j.hust.230153.T003表3不同喷油质量分数下CA10，CA50和CA90的对比工况CA10CA50CA9016.714.73129.814.829.638.814.62946.614.8315-5.914.530°CA为了深入分析不同预喷、主喷燃油量对缸内燃烧特性的影响，图9对缸内的当量比分布情况进行了不同时刻的对比．随着预喷油量的增加，油气混合所需时间越长．在-5 °CA ATDC处，浓混合气区域随着预喷油量的增加而增加．到了15 °CA ATDC处，可以明显观测到随着预喷油量的增加，主喷形成的混合气的扩散速度先提升后降低．预喷油量为10%所对应的工况4的浓混合气区域最大，表明其混合气扩散速度最快．这是由于预喷形成了较好的缸内高温环境，因此适量的增加预喷油量可以加速主喷阶段的油气混合速度[22]．10.13245/j.hust.230153.F009图9不同曲轴转角下缸内当量比的分布真实火焰的前锋面温度梯度较大，数值模拟中常用1 600~2 000 K的温度等值面表征火焰前锋面，本研究的火焰面选取1 800 K温度等值面进行表征．图10比较了不同预-主喷油质量分数所形成的火焰面分布情况，图中红色为火焰前锋面．在-5，0，5 °CA ATDC处，火焰面的面积随预喷油量的增加而增大．随着缸内温度、压力的不断升高，缸内火焰迅速扩散并分成凹坑内火焰团与余隙火焰团两部分．在45 ℃A ATDC处，预喷质量分数为20%的火焰面明显小于其他工况．而其中预喷质量分数为5%，10%的火焰面面积相当．综合缸内压力曲线、当量比与火焰面分布情况，预喷10%，主喷90%的喷油质量策略能达到最佳的燃烧性能．10.13245/j.hust.230153.F010图10不同曲轴转角下缸内的火焰锋面3.3　喷油正时对发动机燃烧性能的影响在保证预-主油量为10%-90%情况下，对喷油正时进行了优化．缸内压力的变化曲线如图11所示、峰值压力及其对应的曲轴转角如表4所示．预喷时刻由-12 ℃A ATDC (工况4-3，工况4-4)提前到-16 ℃A ATDC (工况4)与-20 ℃A ATDC(工况4-2)后，缸内压力的第一峰峰值分别提高了0.14 MPa与0.24 MPa，而相同预喷时刻的缸内压力的第一峰峰值则没有差别．预喷时刻不变，将主喷时刻由8.5 ℃A ATDC (工况4-5)提前到0.5 ℃A ATDC (工况4-2)后缸内压力的第二峰峰值提升了3.34 MPa，峰值出现时刻提前了5 ℃A．将预喷和主喷时刻同时推迟4 ℃A后，缸内压力峰值降低了1.54 MPa，峰值到达时刻推迟了5 ℃A．较晚的主喷时刻会导致油气混合时间较短，燃烧质量变差，进而导致发动机动力性能的降低．10.13245/j.hust.230153.F011图11不同喷油时刻下缸内压力曲线的对比10.13245/j.hust.230153.T004表4不同喷油时刻下缸内峰值压力与所处相位的对比工况预喷阶段主喷阶段pmax/MPa相位/(°CA)pmax/MPa相位/(°CA)49.130.58.65144-29.230.610.50114-38.991.17.11164-48.991.110.47114-59.230.47.1616瞬时放热率变化曲线如图12所示．相同喷射正时会导致相近的放热率变化，这与缸压曲线变化较为类似．无论是预喷阶段还是主喷阶段，随着喷射正时的提前，油气混合时间变长，燃烧性能得以优化，瞬时放热率峰值变大，最终的累积放热量差距较小．10.13245/j.hust.230153.F012图12不同喷油时刻下瞬时放热率的对比CA10，CA50，CA90及火焰传播时间变化趋势如表5所示．整体上工况4-2与工况4-4相近，而工况4-3与工况4-5相近．尽管两组中预喷正时均相差8 ℃A，但CA10，CA50，CA90却较为相近．为了揭示这种现象，对不同时刻下的当量比及火焰面分布情况进行深入分析．10.13245/j.hust.230153.T005表5不同喷油时刻下CA10，CA50，CA90的对比工况CA10CA50CA9046.614.831.04-23.010.522.04-311.019.138.54-43.810.422.54-510.618.936.5°图13展示了缸内混合气当量比的分布情况．工况4-3与工况4-4预喷正时(-12 ℃A ATDC)相同，工况4-2与工况4-5的预喷正时(-20 ℃A ATDC)相同．整体而言，喷油时刻越早，混合气形成时间越长，缸内混合气形成得更加的均匀．相比较工况4-2与工况4-4，不同预喷正时对主喷后形成的混合气当量比分布影响可以忽略不计．但在15 ℃A ATDC可以观测到推迟主喷后明显会使浓混合气在缸内的铺展面积更小．在45 ℃A ATDC时刻，缸内燃烧已接近尾声，但工况4-3与工况4-5的缸内混合气当量比明显浓于其他对照组，可以预见上述两组的燃油消耗更高，排放也更加恶劣．10.13245/j.hust.230153.F013图13不同曲轴转角下缸内当量比的分布图14对缸内火焰面分布随喷油正时的改变情况进行了对比，图中红色为火焰前锋面．在着火前期，火焰面积较小，较早的预喷正时会明显加快火焰面的发展．对比15 ℃A ATDC时刻下的火焰面，可以看到不同预喷正时对相同主喷正时的火焰面的影响很小，但较早的主喷正时会令火焰面发展得更大．改变相同的主喷间隔，提前喷油对火焰面的影响程度要低于推迟喷油．在火焰传播末期，对主喷正时没有改变的工况4、对主喷正时推迟的工况4-3与工况4-5的火焰面面积均大于对主喷正时提前的工况4-2与工况4-4的火焰面积．相比较工况4-2与工况4-4，预喷更加提前的工况4-2的火焰面积更加的小，其燃烧更加集中，有利于在更短的燃烧时间内产生更多的能量．10.13245/j.hust.230153.F014图14不同曲轴转角下缸内的火焰锋面4 结论a．以动力性能变化最小的工况点为基础进行了两次喷油质量分数的优化．当预喷油量从2%提高到20%时，缸内压力峰值提高了1.25 MPa．随着预喷油量的增多，CA10明显提前，但预喷油量的变化则对CA50及CA90影响较小．通过对当量比与火焰面分布情况的分析得出，预喷质量分数/主喷质量分数为10%/90%，为最佳喷油质量分数比例．b．在最佳喷油质量分数的基础上，对两次喷油正时进行了优化．将主喷时刻由4.5 ℃A ATDC提前4 ℃A后，缸内压力峰值提升了1.85 MPa．将主喷时刻由4.5 ℃A ATDC推迟到8.5 ℃A ATDC后，缸内压力峰值降低了1.54 MPa，峰值到达时刻推迟了5 ℃A．较晚的主喷时刻会导致油气混合时间较短，进而导致燃烧质量变差．c．通过对比分析得出：预喷质量分数与主喷质量分数分别为10%和90%，预喷正时和主喷正时分别为-12 ℃A ATDC与0.5 ℃A ATDC的喷油策略能令RP-3在该型柴油机上发挥更好的燃烧性能．