劉玉梅，袁文華，伏軍，馬儀

(邵陽(yáng)學(xué)院 機(jī)械與能源工程系，湖南 邵陽(yáng)，422004)

柴油機(jī)的燃燒過程一直是人們研究柴油機(jī)缸內(nèi)的一個(gè)重點(diǎn)環(huán)節(jié)?；旌蠚獾男纬珊腿紵c燃燒室的結(jié)構(gòu)和其中空氣的運(yùn)動(dòng)有緊密聯(lián)系[1-2]。實(shí)際應(yīng)用結(jié)果表明，近些年出現(xiàn)的直噴燃燒式小缸徑風(fēng)冷柴油機(jī)具有直噴燃燒技術(shù)復(fù)雜、設(shè)計(jì)與制造成本高和不具備低排放性能的特點(diǎn)[2]，從而導(dǎo)致直噴燃燒式小缸徑風(fēng)冷柴油機(jī)出現(xiàn)售價(jià)較高、故障較多和維修成本較高等普遍問題，很難在農(nóng)村真正廣泛推廣應(yīng)用。而渦流室式燃燒技術(shù)因具有性能好、排放低、噪聲小和成本低等特點(diǎn)[3-4]，廣泛應(yīng)用于農(nóng)用機(jī)械、小型工程機(jī)械、小型船舶等使用的小型風(fēng)冷柴油機(jī)上，在我國(guó)農(nóng)村具有廣闊的市場(chǎng)，渦流室式小缸徑風(fēng)冷柴油機(jī)對(duì)我國(guó)國(guó)民經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展起重要作用。在渦流室式柴油機(jī)中，混合氣的形成、渦流室的結(jié)構(gòu)和其中空氣的運(yùn)動(dòng)有緊密聯(lián)系[5]，適當(dāng)強(qiáng)度的渦流運(yùn)動(dòng)可有效提高燃料的蒸發(fā)，促進(jìn)燃料與空氣的混合進(jìn)程[6-9]，從而改善燃燒室內(nèi)的燃燒狀況。近10 多年來(lái)，科研工作者認(rèn)識(shí)到空氣的紊流運(yùn)動(dòng)在混合氣的形成和燃燒過程中同樣起重要作用[8-10]，并逐漸對(duì)渦流室式柴油機(jī)進(jìn)行研究，取得了一些代表性科研成果[11-15]。由于渦流室式柴油機(jī)具有強(qiáng)渦流的優(yōu)點(diǎn)，在渦流室式柴油機(jī)的壓縮行程中，油束隨著活塞上行進(jìn)入渦流室，由于擾流的存在及壁面的引導(dǎo)，又將產(chǎn)生各向空氣運(yùn)動(dòng)，使渦流室內(nèi)的空氣運(yùn)動(dòng)十分復(fù)雜，并將直接影響高溫區(qū)的混合氣濃度，因此，如何有效研究渦流室內(nèi)渦流比對(duì)渦流室式柴油機(jī)燃燒和排放性能的影響對(duì)于渦流室式柴油機(jī)的設(shè)計(jì)及其工程應(yīng)用顯得十分重要。

1 渦流室式柴油機(jī)紊流燃燒仿真模型

1.1 物理模型

以小型單缸風(fēng)冷四沖程柴油機(jī)作為研究對(duì)象，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)及運(yùn)行條件見表1。

表1 柴油機(jī)模擬參數(shù)Table 1 Simulation parameter of diesel engine

圖1 所示為活塞行程至上止點(diǎn)時(shí)渦流室式紊流燃燒室的剖面幾何圖形，其中，壓縮容積Vc可分為2 部分：(1) 渦流室，這部分在氣缸蓋上，上半部形狀呈半球形，下半部形狀呈圓柱形，容積為Vk；(2) 主燃室，這部分在氣缸蓋和活塞頂之間。渦流室和主燃室兩者通過多空通道3a 和3b 連接。工作時(shí)，燃油從渦流室中的噴油嘴順著渦流方向噴出。在壓縮過程中，活塞將空氣經(jīng)多空通道推入渦流室，形成強(qiáng)烈的渦流運(yùn)動(dòng)，促使噴入渦流室的燃油噴霧與空氣混合。當(dāng)壓力上升到一定程度時(shí)，渦流室中的混合氣初步燃燒，使得室內(nèi)壓力和溫度急劇上升，將未燃燒的混合氣、燃油和空氣以多股交叉流形式經(jīng)多孔通道推入主燃室中形成二次渦流，進(jìn)一步混合燃燒。

圖1 多通道渦流燃燒系統(tǒng)及其鑲塊Fig.1 Multichannel swirl combustion system and its block

1.2 數(shù)學(xué)模型

采用擬流體模型，將霧化后柴油和助燃空氣混合流體視為理想氣體的連續(xù)介質(zhì)，并基于質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒以及能量守恒等原理在Euler 坐標(biāo)系中導(dǎo)出如下控制方程。

(1) 連續(xù)方程：

式中：ρ 為流體密度(kg/m3)；u 為流速(m/s)。

(2) 動(dòng)量方程：

式中：p 為氣體壓力(Pa)；A 為量綱為1 的流型系數(shù)，在層流計(jì)算中為0，在湍流計(jì)算中為1；a 為無(wú)量綱數(shù)，隨時(shí)間變化；k 為湍流脈動(dòng)動(dòng)能(kJ)；g 為比體積力，常數(shù)；σ 為表面張力(N/m)。

(3) 能量方程：

式中：T 為氣體熱力學(xué)溫度(K)；hm為組分m 的焓(kJ)；cp為比定壓熱容(kJ/(kg·K))；J 為熱通量，為熱傳導(dǎo)和焓擴(kuò)散作用之和(W/m2)；K 為導(dǎo)熱系數(shù)(W/(m·K))；Prt為Prandtl 常數(shù)。

1.3 渦流室渦流比的計(jì)算

渦流室式柴油機(jī)熱效率以及排放性能在很大程度上取決于渦流室內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)的組織，因此，必需對(duì)衡量渦流室內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)的渦流比參數(shù)進(jìn)行有效計(jì)量。

在考慮充氣效率ηv、進(jìn)氣壓差Δpe及壓縮比ε 的影響下，渦流室式柴油機(jī)渦流室內(nèi)渦流比計(jì)算模型為

式中：s 為沖程(m)；ρ0為空氣密度(kg/m3)；Gs為渦流動(dòng)量矩((kg·m)/s)；θ1和θ2分別為進(jìn)氣門開啟和關(guān)閉時(shí)曲軸轉(zhuǎn)角((°))；Qs為體積流量(m3/s)。

1.4 渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真計(jì)算條件

圖2 所示為使用Gambit 軟件繪制的計(jì)算網(wǎng)格，主要有三角形網(wǎng)格、四邊形網(wǎng)格、楔形網(wǎng)格、四棱錐網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格共5 種類型，網(wǎng)格總數(shù)為214 777 個(gè)。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computing grid

由于考慮使用動(dòng)網(wǎng)格，并且在動(dòng)網(wǎng)格計(jì)算過程中使用“網(wǎng)格重構(gòu)”法，所以，本文使用鋪層的六面體網(wǎng)格。因?yàn)樵趯?shí)際缸內(nèi)網(wǎng)格中，若在上止點(diǎn)(top dead center, TDC)位置，則壓扁的容積變得非常小，若使用四棱錐網(wǎng)格，則過渡到四面體網(wǎng)格十分困難。鋪層的楔形網(wǎng)格可以取代六面體網(wǎng)格，從而可不需要四棱錐網(wǎng)格。

為減少渦流室式柴油機(jī)紊流燃燒仿真計(jì)算時(shí)間，沒有考慮渦流室式柴油機(jī)渦流室進(jìn)、排氣過程。渦流室式柴油機(jī)渦流室紊流燃燒仿真計(jì)算的邊界條件和初始條件如下：

(1) 缸內(nèi)為均勻分布的空氣理想氣體，且分布均勻，各處壓力溫度相等。

(2) 由于進(jìn)、排氣門均處于關(guān)閉狀態(tài)，所以，邊界均設(shè)為溫度型靜態(tài)壁面，氣缸壁與渦流室為絕熱無(wú)滑移邊界，活塞為滑移邊界。仿真時(shí)，使用Fluent 自帶“氣缸活塞運(yùn)動(dòng)”模塊，定義啟動(dòng)時(shí)下止點(diǎn)(bottom dead center, BDC)曲軸角度為180°，活塞達(dá)到上止點(diǎn)(TDC)曲軸角度為360°，再次回到下止點(diǎn)(BDC)時(shí)曲軸角為540°，再次達(dá)到上止點(diǎn)(TDC)完成1 個(gè)周期時(shí)曲軸轉(zhuǎn)角為720°。

(3) 氣缸壁、活塞頂以及氣缸蓋底部的溫度都為525 K，進(jìn)氣門座處溫度為427 K，而排氣門座處溫度為615 K。

(4) 計(jì)算初始條件根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果確定。缸內(nèi)氣體初始溫度為423 K，壓力為0.26 MPa，初始湍動(dòng)能和湍流長(zhǎng)度分別為30.5278 m2/s2和0.812 1 mm。

(5) 噴油參數(shù)、噴油規(guī)律以及原機(jī)渦流室型線不變時(shí)，渦流室渦流比Rs=2.8。

1.5 渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型調(diào)試與驗(yàn)證

為了使渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型合理可行，將渦流室式柴油機(jī)進(jìn)排氣道壓力模擬計(jì)算結(jié)果得到的示功圖與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的示功圖進(jìn)行比較，從而完成渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型參數(shù)標(biāo)定和渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型的驗(yàn)證。

實(shí)驗(yàn)測(cè)得渦流室式柴油機(jī)進(jìn)排氣道動(dòng)態(tài)壓力如圖3 所示，而由渦流室式柴油機(jī)進(jìn)、排氣道壓力pin和pout模擬計(jì)算結(jié)果得到的示功圖與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的示功圖如圖4 所示。

圖3 進(jìn)氣排氣道動(dòng)態(tài)壓力實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.3 Experimental results of dynamic pressure from air inlet and exhaust channel

渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型調(diào)試與驗(yàn)證主要涉及渦流室式柴油機(jī)燃燒著火模型、噴霧破碎模型以及燃燒模型。渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真計(jì)算采用的湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε-f 湍流模型，求解控制使用PISO 算法[15]，并對(duì)渦流室式室柴油機(jī)紊流燃燒仿真過程中涉及的著火模型的中間產(chǎn)物反應(yīng)速率系數(shù)R、噴霧破碎模型特征破碎時(shí)間的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)C2以及燃燒模型的模型參數(shù)A 和B 進(jìn)行校核。

通過優(yōu)選比較，當(dāng)渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型參數(shù)的選擇為A=4.2，C2=12.5，R=1.1×109時(shí)，渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真計(jì)算的壓力與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的壓力的相對(duì)誤差在5%之內(nèi)，如圖4 所示。

圖4 壓力模擬計(jì)算示功圖與實(shí)驗(yàn)示功圖比較Fig.4 Comparison of pressure with simulation indicator diagram and experimental indicator diagram

圖4 表明：渦流室式柴油機(jī)燃燒時(shí)進(jìn)排氣道壓力仿真計(jì)算的示功圖與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的示功圖基本吻合，說明渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型可靠性較高。

2 渦流室式柴油機(jī)燃燒與污染物生成仿真分析

渦流室渦流比反映繞渦流室軸線運(yùn)動(dòng)的氣流流動(dòng)強(qiáng)度。不同氣流流動(dòng)強(qiáng)度必然導(dǎo)致燃油蒸發(fā)以及燃燒排放性能發(fā)生變化。

以渦流室式柴油機(jī)的渦流比Rs=2.2 為基準(zhǔn)，分析計(jì)算渦流比Rs為1.9，2.2，2.5 和2.8 時(shí)的燃燒排放特性。在渦流比Rs的變化過程中，渦流室式柴油機(jī)燃燒與排放仿真計(jì)算工況為功率點(diǎn)，噴油規(guī)律及渦流室與燃燒室結(jié)構(gòu)均不變。

2.1 渦流室式柴油機(jī)渦流室渦流特性分析

當(dāng)渦流比Rs為2.5，2.8，3.1 和3.4 時(shí)，渦流室式柴油機(jī)的壓力分布和溫度分布分別如圖5～8 所示。

圖5 表明：當(dāng)渦流比Rs=2.5 時(shí)，由于渦流室內(nèi)大部分空氣處于低速狀態(tài)，受活塞壓縮影響，空氣通過連接通道和起動(dòng)孔涌入渦流室中，使得連接通道和起動(dòng)孔附近氣體流速較高，在這種情況下，活塞做功壓縮將造成渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)的壓強(qiáng)呈現(xiàn)階梯分布，且此時(shí)缸內(nèi)氣體溫度差異不大，活塞附近溫度略高。其原因可能是渦流室式柴油機(jī)缸內(nèi)空氣在受到擠壓的情況下溫度上升，其上升幅度隨擠壓程度的增加而呈增加趨勢(shì)。

圖5 渦流比Rs=2.5 時(shí)壓力和溫度分布Fig.5 Distribution of temperature and pressure when swirl ratio Rs=2.5

圖6 渦流比Rs=2.8 時(shí)壓力和溫度分布Fig.6 Distribution of temperature and pressure when swirl ratio Rs=2.8

圖7 渦流比Rs=3.1 時(shí)壓力和溫度分布Fig.7 Distribution of temperature and pressure when swirl ratio Rs=3.1

圖8 渦流比Rs=3.4 時(shí)壓力和溫度分布Fig.8 Distribution of temperature and pressure when swirl ratio Rs=3.4

圖6 表明：當(dāng)渦流比Rs=2.8 時(shí)，從連接通道和起動(dòng)孔涌入的空氣受到渦流室壁面和內(nèi)部高速氣流的影響，形成較大程度的紊流運(yùn)動(dòng)和較強(qiáng)的渦流，使得渦流室內(nèi)壓強(qiáng)較小，且壓力分布較均勻；同時(shí)，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)氣體溫度分布均勻，但其渦流室內(nèi)的氣體溫度有所差異。這主要是在渦流室中形成了一定程度的渦流或紊流，對(duì)氣體溫度分布產(chǎn)生了一定影響。

圖7 表明：當(dāng)渦流比Rs=3.1 時(shí)，從連接通道和起動(dòng)孔涌入的空氣受到渦流室壁面和內(nèi)部高速氣流的影響，形成更大程度的紊流運(yùn)動(dòng)和更強(qiáng)的渦流，使得渦流室內(nèi)壓強(qiáng)更小(但與渦流比Rs=3.1 時(shí)的流室內(nèi)壓強(qiáng)差別很小)，且壓力分布比較均勻；同時(shí)，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)氣體溫度分布更加均勻，并且渦流室內(nèi)的氣體溫度差異減小較多。這主要是在渦流室中形成了較強(qiáng)的渦流或紊流，對(duì)渦流室氣體溫度分布產(chǎn)生了較大的影響。

圖8 表明：當(dāng)渦流比Rs=3.4 時(shí)，渦流室中心存在很大的渦流區(qū)域，中心流速低，外圍流速大，同時(shí)使得渦流室中心處的壓強(qiáng)最低，燃油噴射孔附近壓強(qiáng)較大，此時(shí)，空氣從連接通道流入渦流室中，從起動(dòng)孔離開渦流室，此時(shí)，高溫區(qū)集中在渦流室內(nèi)，且高溫氣體運(yùn)動(dòng)發(fā)現(xiàn)與燃油噴射方向存在一些偏差，從而最終導(dǎo)致渦流室內(nèi)氣體溫度高于燃燒室內(nèi)氣體溫度。

綜上所述，當(dāng)渦流比Rs=3.1 時(shí)，渦流室式柴油機(jī)壓力和溫度分布更合理，更有利于燃料的充分燃燒與抑制污染物的生成。

2.2 渦流比對(duì)渦流室式柴油機(jī)燃燒排放的影響

2.2.1 渦流比不同時(shí)渦流室式柴油機(jī)對(duì)NOx生成的影響

不同渦流比時(shí)對(duì)渦流室式柴油機(jī)對(duì)NOx生成量的影響如圖9 和圖10 所示。

從圖9 和圖10 可見：在355°之前，由于渦流比對(duì)渦流室式柴油機(jī)燃燒促進(jìn)作用，從而使得渦流室式柴油機(jī)渦流室以及氣缸內(nèi)局部溫度升高，導(dǎo)致渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)NOx生成量也隨之增加。但此階段由于燃油燃燒比例較小，故不同渦流比對(duì)渦流室式柴油機(jī)燃燒過程的NOx生成量差別較小。在365°之后，由于隨著渦流比的增加，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)噴霧重疊越嚴(yán)重，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)溫度反而下降，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)NOx生成量減小。至370°之后，由于渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)燃燒接近結(jié)束且活塞下行而使缸內(nèi)溫度下降，使得NOx生成反應(yīng)也基本上凍結(jié)，故之后渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)NOx生成量幾乎保持不變。渦流比Rs越大，渦流室式柴油機(jī)缸內(nèi)溫度最低，NOx排放越低。

從圖10 可知：若以渦流比Rs=2.8 的渦流室式柴油機(jī)NOx生成量作為基準(zhǔn)NOx生成量，則Rs=3.1 時(shí)渦流室式柴油機(jī)NOx的相對(duì)生成量η1較基準(zhǔn)生成量降低5.6%，Rs=3.4 時(shí)渦流室式柴油機(jī)NOx的相對(duì)生成量η1較基準(zhǔn)生成量降低12.3%，而Rs=2.5 時(shí)渦流室式柴油機(jī)NOx的相對(duì)生成量η1較基準(zhǔn)生成量增加7.8%。

圖9 不同渦流比Rs 時(shí)NOx 的生成規(guī)律Fig.9 NOx formation laws under different swirl ratios

圖10 不同渦流比Rs 時(shí)相對(duì)NOx 生成量η2Fig.10 Relative NOx amount under different swirl ratios

2.2.2 渦流比對(duì)渦流室式柴油機(jī)對(duì)Soot 生成量的影響

不同渦流比對(duì)渦流室式柴油機(jī)對(duì)Soot 生成量的影響如圖11 和圖12 所示。

圖11 表明：渦流比Rs對(duì)Soot 生成量的影響規(guī)律較復(fù)雜，Soot 的總生成量取決于Soot 生成和Soot 氧化的共同作用；在370°之前，主要是Soot 生成起主要作用；而在370°之后，Soot 的氧化起主要作用。具體情況如下。

(1) 在355°之前，渦流室式柴油機(jī)處于燃燒剛開始階段，在渦流比Rs從2.5 增大為3.4 的過程中，渦流比Rs的增加會(huì)促進(jìn)燃油混合與燃燒，Soot 生成量下降。

(2) 在355°～370°時(shí)，由于噴霧重疊程度均隨著渦流比Rs的增加而加劇，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)的局部混合氣濃度也增加，這會(huì)促進(jìn)渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot 的生成。

(3) 隨著噴油的進(jìn)行，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot生成速率增加，且在370°左右達(dá)到生成速率峰值，在370°后由于噴油基本結(jié)束，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot 生成速率下降，而Soot 氧化速率上升，其綜合結(jié)果是Soot 生成速率曲線急劇下降，即Soot 的氧化起主要作用；后期由于渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)溫度下降，氣缸容積增大，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot 的氧化速率也隨之下降。

圖12 表明：隨著渦流比Rs增加，渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot 生成速率增大，而各個(gè)渦流比下的Soot氧化速率接近，故隨著渦流比Rs的增加，最終導(dǎo)致渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)的Soot 總生成量增大。若將Rs=2.8 的渦流水平對(duì)應(yīng)的渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot生成量作為基準(zhǔn)水平，則渦流比Rs=3.1 時(shí)的渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot 相對(duì)生成量η2是基準(zhǔn)水平的1.055倍，增長(zhǎng)幅度不大；渦流比Rs=3.1 時(shí)的渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)Soot 相對(duì)生成量η2是基準(zhǔn)水平的1.11 倍，增長(zhǎng)幅度較顯著；渦流比Rs=2.5 時(shí)渦流室式柴油機(jī)氣缸內(nèi)的Soot 相對(duì)生成量η2是基準(zhǔn)水平的0.94 倍。

以上分析結(jié)果表明：渦流比Rs對(duì)渦流室式柴油機(jī)氣缸燃燒及污染物生成的影響規(guī)律復(fù)雜，但基本上NOx生成量隨渦流比Rs的增加而下降，而Soot 生成量隨渦流比Rs的增加而增加。因此，可以通過優(yōu)化在Rs=2.8～3.1 范圍內(nèi)找到一個(gè)合適的渦流比Rs范圍，使渦流室式柴油機(jī)氣缸NOx生成量和Soot生成量均為較小值。

圖11 不同渦流比Rs 時(shí)Soot 的生成規(guī)律Fig.11 Soot formation laws under different swirl ratios

圖12 不同渦流比時(shí)相對(duì)Soot 生成量η2Fig.12 Relative Soot amount under different swirl ratios

3 結(jié)論

(1) 采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε-f 湍流模型和LUENT 動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)構(gòu)建了渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真計(jì)算模型，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證得到了合理的仿真計(jì)算模型參數(shù)。當(dāng)渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真模型參數(shù)的選擇A=4.2，C2=12.5，R=1.1×109時(shí)，渦流室式柴油機(jī)燃燒仿真計(jì)算的壓力與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的壓力的相對(duì)誤差在5%之內(nèi)。

(2) 當(dāng)渦流比Rs=3.1 時(shí)，渦流室式柴油機(jī)壓力和溫度分布更合理，更有利于燃料的充分燃燒與抑制污染物的生成。

(3) 渦流比Rs對(duì)渦流室式柴油機(jī)氣缸燃燒及污染物生成的影響規(guī)律復(fù)雜，但基本上呈NOx生成量隨渦流比Rs的增加而下降，而Soot 生成量隨渦流比Rs的增加而增加的趨勢(shì)?？梢酝ㄟ^優(yōu)化在Rs=2.8～3.1 范圍內(nèi)找到一個(gè)合適的渦流比Rs范圍，使渦流室式柴油機(jī)氣缸NOx生成量和Soot 生成量均為較小值。

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