【一、文章導讀】

重質燃料油(HFO)因其較高熱值和低廉的價格，成為船用柴油機的主要燃料，其成分極為復雜，主要由烷烴、芳香烴、瀝青質及少量的金屬和硫化物組成。為減少硫氧化物排放，HFO 中的含硫量被嚴格限制。低硫 HFO 在生產中受原料產地、生產技術影響，其理化性質存在較大差別，這些差別將對燃料噴霧、燃燒過程及污染物形成產生重要影響。

船用二沖程柴油機廣泛使用 HFO 作為燃料。四沖程柴油機常被用于中小型船舶的推進裝置或大型船舶的發電原動機。為了節約燃料成本，這類四沖程柴油機也常以 HFO 作為燃料。與大型二沖程柴油機不同，四沖程柴油機的噴油器噴孔直徑較小、噴射壓力較高，且四沖程柴油機通常是基于燃用柴油而設計。近年來，學者們認為改變噴射條件能提高熱效率、降低排放，噴射條件持續向高壓-微孔發展。高壓-微孔條件下 HFO 的噴霧與著火特性需引起關注，而當前大多數研究側重于分析 HFO 對發動機性能和排放的影響，對 HFO 的噴霧和燃燒特性則鮮見報道；現有研究主要集中在 HFO 的噴霧而忽略了著火和燃燒過程，并且 HFO 可能具有不同的物性。

基于此，筆者以多種黏度和含硫量的 HFO 為對象，在高噴射壓力、微孔噴射條件下對 HFO 的噴霧與著火特性開展研究。首先，基于光學試驗數據建立并驗證了多工況的 CVCC 模型；其次，以 3 種黏度極具代表性的 HFO 為研究對象分析了燃料物性對噴霧與著火特性的影響；同時，在不同環境條件下研究了氧化作用對噴霧發展的影響，以期為 HFO 在四沖程船舶柴油機上的高效清潔應用提供參考。

【二、試驗裝置模型驗證與研究條件】

試驗裝置

試驗在 ECN 最新一代的 CVCC 上開展。該裝置的環境條件覆蓋了絕大多數的柴油機工況，環境溫度為 450～1 300 K、環境密度為 3～60 kg/m3 且環境氧體積分數為 0%～21%。CVCC 的有效容積為 1.15 L，通過燃燒可燃混合氣營造高溫、高壓的環境條件。噴射系統適用于多種燃料，最大噴射壓力為 150 MPa，最大噴孔直徑為 0.5 mm。試驗的 4 種工況條件如表 1 所示，使用噴孔直徑為 0.09 mm 的單孔噴油器。噴射壓力為 150 MPa，噴射持續期為 1.54 ms，單次噴射 3.46 mg 的正十二烷。試驗中針對不同工況采用了多種光學觀測手段，獲得液相噴霧貫穿距離(LPL)、氣相噴霧貫穿距離(VPL)、火焰浮起長度(FLOL)、著火時刻(IT)和火焰形態等參數。

表1 環境工況和噴射條件

模型的建立與驗證

模型的建立：

筆者建立 CVCC 模型，并使用 Converge 在 4 種工況下進行模型驗證。基礎網格尺寸為 8 mm，表 2 為網格設定與加密策略，進行網格加密后最小網格尺寸為 0.062 5 mm。對噴孔附近進行 7 級固定加密，且根據速度和溫度梯度施行 7 級自適應加密。圖 1 為 CVCC 的幾何模型尺寸及加密效果。使用 163 種組分和 887 個反應的詳細化學反應機理結合 SAGE 化學動力學求解器描述燃料氧化、著火和燃燒過程中的化學反應。采用 KH-RT 描述燃料的破碎過程，其中模型常數 B0 和 B1 分別取值為 0.61 和 50。大渦模擬(LES)和雷諾平均(RANS)都可以對噴霧過程中的湍流運動進行較為精確地描述，但在高噴射壓力條件下，LES 具有更好的瞬態精確度，因而筆者使用 LES 求解噴霧和燃燒過程中涉及的湍流運動。分別采用液體燃料質量分數為 90% 和氣態燃料質量分數為 0.1% 作為計算 LPL 和 VPL 的閾值。研究中 LPL 使用 ECN 的推薦值，而 VPL 則根據密度梯度進行測算。對密度求導后得到密度梯度的切片，經圖像處理與識別得到密度梯度圖像邊緣與噴嘴的最大垂直距離。使用密度梯度統計 VPL 的優勢在于其與紋影技術原理更為接近。同時，可以避免因燃燒導致仿真計算中以質量分數閾值統計 VPL 產生的波動與錯誤。將燃燒化學發光強度最大值的一半所對應的時刻定義為 IT。以 OH* 的化學熒光表示火焰的位置，火焰與噴嘴間的最短距離定義為 FLOL。

表2 網格設定與加密

圖1 幾何模型與網格細化

模型驗證：

VPL 和 LPL 分別是對應閾值與噴孔的最大垂向距離，表征了燃料射流的穿透能力。試驗中使用高速紋影法、擴散背景成像法和 Mie 散射法獲得噴霧的 VPL 和 LPL，仿真中使用質量分數法和密度梯度法獲得 VPL 和 LPL。圖 2 為工況 1、2 和 3 下 CVCC 模型的驗證。該模型能較好地描述非反應條件下燃料的噴射和霧化過程。

圖 3 和圖 4 為反應條件下(含氧)噴霧貫穿距離、燃燒參數和火焰形態的驗證。圖 3 中工況 4 的 LPL 驗證結果較好。缸內壓力、累積放熱量和 FLOL 的吻合程度極佳。整個燃燒過程中定容燃燒彈彈體內的壓力波動極小(0.02 MPa)，放熱量約為 75J。缸內壓力、累積放熱量和穩態 FLOL(OH^*質量分數閾值為 0.03%)的變化趨勢和誤差都在可接受范圍內。

圖3 工況4的模型驗證

圖4 工況4的火焰形態驗證

圖 4 為 1 600 K 以上區域表征燃燒火焰形態與自發光火焰圖像的對比。可知，火焰的長度、寬度和面積以及火焰上游(靠近噴嘴)與噴嘴的距離都與試驗有較好的相似度。然而圖 3(a)中 VPL 的驗證結果表明，使用質量分數法和密度梯度法得到的 VPL 存在較大差異。高速紋影法和密度梯度法獲得的 VPL 隨時間增加，而使用質量分數法獲得的 VPL 在燃燒發生后保持動態穩定，主要原因是火焰區域的氣相燃料由于燃燒消耗導致質量分數低于閾值而未被統計。此外，氧化和裂解等作用使統計目標演化為其他組分而導致。

圖5為質量分數法和密度梯度法得到的氣相噴霧形態與試驗紋影圖像和自發光火焰圖像對比。實際上在著火后噴霧仍繼續向前貫穿，且貫穿速度與非燃燒噴霧接近。使用密度梯度法計算 VPL 比質量分數法更符合實際。綜上所述，模型的有效性得到了良好的驗證，可使用模型開展進一步的研究工作。

圖5 不同仿真方法處理的氣相噴霧與試驗對比

研究條件

按照是否發生燃燒將噴霧分成無氧條件下非反應噴霧及含氧條件下的反應噴霧。筆者使用的燃料性質、CVCC 內的初始條件及噴射條件見表 3。研究中使用 3 種硫質量分數、密度和黏度極具代表性的 HFO。燃料的黏度和密度隨硫質量分數波動，其中密度最大差異為 12.1%，黏度相差 144 倍。按照黏度(硫質量分數)升序對 HFO 從燃料A～C編號。

表3 燃料的性質、初始和噴射條件

根據試驗獲得的黏度-溫度特性曲線，設置 HFO 溫度以保證 HFO 與 nC₁₂H₂₆ 的黏度一致。噴孔直徑、噴射壓力和噴射持續期維持不變(分別為 0.09 mm、150 MPa 和 1.54 ms)，調整噴射質量以消除因密度差異引起的噴射特性改變。為探究化學反應對噴霧發展過程的影響，在不同環境條件進行噴霧的試驗和仿真研究。調整組分占比獲得相同初始條件(溫度、壓力和密度)下 0% 和 15% 的環境氧體積分數。以燃料和氧體積分數對算例進行命名，A0 代表燃料 A 和環境氧體積分數為 0% 的組合。

【三、分析與討論】

噴霧特性

燃料在離開噴嘴后經歷的一系列復雜的物理和化學過程共同決定著噴霧的發展。圖 6 為不同環境條件(氧體積分數為 0% 和 15%)下噴霧的發展。LPL 和 VPL 在離開噴嘴后迅速分離。LPL 短時間內達到穩定并停止貫穿直到噴射結束，VPL 在整個噴射過程中持續向前貫穿。低黏度燃料的 VPL 偏低，高黏度燃料的 LPL 偏高，VPL 的差異因燃燒而增大。在氧化作用存在的條件下，低黏度 HFO 的貫穿能力明顯減弱。噴射速率等于蒸發速率、燃燒速率等于混合速率是液體燃料射流和燃燒的兩個準穩態階段。這兩個準穩態階段受燃料性質和環境條件的共同影響導致了 LPL 和 VPL 的差異。反應與非反應條件的噴霧貫穿距離之比如圖 6(c)和圖 6(d)所示，燃燒對噴霧發展的影響顯著。反應條件與非反應條件的 LPL 之比越接近 1，表明氧化作用對噴霧發展影響越小。氧化作用對 LPL 和 VPL 都存在影響但程度有所區別。在點火前 LPL 不受氧化作用影響，在噴射結束前燃燒會弱化液滴的軸向貫穿能力。相比于 LPL，氧化對 VPL 的影響異常明顯，特別是在著火發生之后。隨著燃燒的不斷進行，VPL 受氧化反應的影響愈加強烈，且 HFO 的黏度越低所受的影響越大。高黏度 HFO 的氣相貫穿能力更強，在著火后輕微下降并迅速恢復。低黏度 HFO 在著火后貫穿能力顯著下降。說明高黏度 HFO 的蒸發、擴散和混合較差。

圖6 不同氧體積分數下的噴霧貫穿參數

      高黏度燃料的液滴穩定性增加、破碎難度增加，破碎后的液滴直徑增加、霧化質量變差。SMD 是評價霧化質量的重要指標，能體現燃料的破碎與蒸發特性。SMD 越小說明霧化程度越好。圖 7 為不同燃料的液相噴霧參數。圖 7(a)中，SMD 的變化與黏度呈正比，且最大差異超過 85%。噴霧初期，SMD 與是否發生氧化反應無關，著火前 SMD 有輕微的上升趨勢，噴射結束后 SMD 顯著上升。為了極大程度地降低計算時間、節約計算資源，Converge 在求解噴霧的過程中引入了粒子包(parcel)的概念。粒子包是由一系列半徑、速度和溫度等相同的燃料液滴組成，因而粒子包的數量與噴霧場中液滴直徑的種類相同，如噴霧場中有 x 個粒子包，就會有 x 種液滴直徑。圖 7(b)為燃料黏度對粒子包數量的影響。根據粒子包與粒子直徑的對應關系，可知，液滴直徑種類與 HFO 的黏度無關，但直徑種類都因燃燒而降低。同時，液滴表面積的下降速度大于液相體積的下降速度，使 SMD 上升，因而粒徑種類降低說明氧化與燃燒促進大直徑液滴的破碎與小直徑液滴的蒸發。液相體積與表面積變化趨勢說明在著火前低黏度對液滴破碎有利。燃料 B 和燃料 C 的液滴表面積和 SMD 接近，但液相體積相差較大，而二者的粒徑種類相差超過 70% ，因而可以推斷燃料 C 噴霧的大直徑液滴占比更多。同時，更大的液滴表面積強化了液滴與環境的相互作用，蒸發與卷吸效果增強。燃料黏度、霧化和蒸發等過程都會影響液滴直徑的分布規律。圖 8 為 0.1 ms 和 0.9 ms 時刻噴霧場內的液滴分布和液相形態。液相噴霧在徑向的擴散能力與黏度呈正比。黏度增加，液滴的分布形態變得中部寬而頭尾窄，液相噴霧的最大寬度增加。液滴分布也反映出黏度越低，大直徑液滴占比越低，液相噴霧前端的分散度越好。著火與燃燒加速了小直徑液滴蒸發，SMD 減小，噴霧體積降低，證明了燃料 C 的液相噴霧中大直徑液滴占比更多的推斷。

圖7 不同燃料的液相噴霧參數

圖8 液相噴霧形態

“燃燒特性”部分內容見參考文獻[1]。

【四、結論】

(1) 反應與非反應噴霧的噴霧貫穿距離(LPL 和 VPL)不同；著火與燃燒對 VPL 的影響顯著且影響效果與黏度呈反比，而對 LPL 的影響微乎其微，并幾乎與黏度無關；高黏度 HFO 的噴霧形態“窄而長”且噴孔附近的噴霧邊緣呈“鋸齒”狀。

(2) SMD 和液滴直徑分布受著火與燃燒作用的影響截然相反；液滴表面積的下降速率大于液相體積的下降速率，導致含氧條件 SMD 略有增加。

(3) HFO 的黏度增加使 IT 推遲、燃燒相位提前，但著火后放熱率變緩、峰值下降、火焰與噴嘴間的距離縮短；IDS 內等體積的液滴束表面積差異較大，低黏度 HFO 液滴表面積波動，液滴穩定性差。

(4) HFO 黏度增加則氣相噴霧與噴嘴的距離增加，火焰的拖尾現象嚴重；火焰頭部的寬度與 HFO 黏度呈反比，而與噴霧對環境空氣的卷吸能力呈正比；HFO 黏度不會對穩態燃燒的火焰擴散能力和燃料消耗速率產生影響。

點石儀器自主研制的定容燃燒彈系統可實現高壓-微孔噴射條件下的精細化燃燒分析，通過精確調控環境參數（溫度、氧濃度等）和噴射條件，結合高速紋影、化學發光等多模態光學診斷手段，可定量表征重質燃料油的噴霧貫穿、液滴破碎、著火延遲及火焰發展全過程。該系統尤其適用于高黏度燃料的霧化機理研究，通過改變燃料預熱溫度實現黏度參數解耦，為優化船用柴油機燃燒室設計提供關鍵實驗依據。