陳 歡，魏勝利，湯 東，李昌遠(yuǎn)

(江蘇大學(xué)汽車(chē)與交通工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212013)

前言

油、氣、室三者的合理匹配是決定燃燒過(guò)程好壞的關(guān)鍵因素［1］。改善直噴柴油機(jī)的混合氣形成和燃燒過(guò)程，對(duì)提高其動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性，降低污染物排放具有重要的意義。燃燒室形狀對(duì)柴油機(jī)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)、混合氣的形成和燃燒具有重要影響，因此改進(jìn)燃燒室形狀成為改善混合氣形成、優(yōu)化燃燒過(guò)程的重要手段［2］。

對(duì)柴油機(jī)燃燒過(guò)程的研究除采用傳統(tǒng)的試驗(yàn)方法外，數(shù)值模擬技術(shù)在柴油機(jī)性能預(yù)測(cè)方面的應(yīng)用也越來(lái)越廣泛。采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)描述缸內(nèi)流場(chǎng)變化，能夠提供常規(guī)試驗(yàn)方法很難獲得的結(jié)果［3］。本文中利用CFD軟件FIRE，針對(duì)提出的雙ω型燃燒室的混合氣形成和燃燒過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析研究了油束不同落點(diǎn)位置對(duì)缸內(nèi)燃燒和排放性能的影響，對(duì)優(yōu)化柴油機(jī)燃燒和降低排放具有一定的指導(dǎo)意義。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 湍流模型

湍流是一種高度復(fù)雜的三維非穩(wěn)態(tài)、帶旋轉(zhuǎn)的不規(guī)則流動(dòng)。在湍流中流體的各種物理參數(shù)，如速度、壓力和溫度等都隨時(shí)間與空間發(fā)生隨機(jī)的變化。內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)的燃燒為湍流燃燒過(guò)程，是根據(jù)基本的守恒定律，即根據(jù)質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒定律對(duì)總的質(zhì)量、動(dòng)量和焓的平均輸運(yùn)方程進(jìn)行求解而實(shí)現(xiàn)的［4］。為使基礎(chǔ)方程式封閉，湍流模型必不可少，本文中采用了k-ε雙方程模型［5］(k是湍動(dòng)能、ε是湍動(dòng)能的耗散率)。

1.2 噴霧和燃燒模型

模擬計(jì)算的噴霧破碎采用WAVE模型［6］，噴霧蒸發(fā)選用Dukowicz模型。著火選用Shell自燃模型，燃燒選用Eddy Breakup模型，燃燒過(guò)程的反應(yīng)速率按Magnussen的湍流控制模型進(jìn)行計(jì)算［7］。NOx排放采用Zeldovich模型，soot排放采用Kennedy-Hiroyasu-Magnussen 模型［8－9］。

2 計(jì)算對(duì)象和初始條件

2.1 雙ω型燃燒室和雙排噴孔燃燒系統(tǒng)的提出

燃燒室結(jié)構(gòu)應(yīng)有利于燃油迅速擴(kuò)散到燃燒室頂部區(qū)域，與空氣快速混合、加速燃燒。為合理組織氣流運(yùn)動(dòng)，使油氣能在燃燒室空間內(nèi)迅速混合，在保持氣缸工作容積和壓縮比不變的條件下，提出了一種雙ω型燃燒室。根據(jù)所設(shè)計(jì)燃燒室雙ω型形狀特點(diǎn)，優(yōu)化設(shè)計(jì)一個(gè)具有夾角不同雙排噴孔的噴射系統(tǒng)，使上下兩排噴孔同時(shí)噴向所設(shè)計(jì)燃燒室的上下兩個(gè)凹坑中，系統(tǒng)簡(jiǎn)圖如圖1所示。為適應(yīng)燃燒室結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，上ω凹坑的油束貫穿距應(yīng)較長(zhǎng)，下ω凹坑的油束貫穿距應(yīng)較短。在上止點(diǎn)前，缸內(nèi)氣流主要是擠流和湍流，氣流由上ω凹坑逐漸向下ω凹坑運(yùn)動(dòng)，由于下ω凹坑半徑較小，在其中會(huì)形成較強(qiáng)的擠流運(yùn)動(dòng)，有助于下ω凹坑中油氣混合。上止點(diǎn)后，活塞下行，在逆擠流的作用下燃燒室中的氣流向外流到環(huán)形空間進(jìn)一步促進(jìn)了上ω凹坑中油氣混合。著火后，燃燒室內(nèi)的溫度和壓力迅速升高，使燃燒更加迅速充分同時(shí)加速了碳煙的氧化速度。

2.2 柴油機(jī)的主要參數(shù)和計(jì)算初始參數(shù)

選用單缸四氣門(mén)、噴油器中置的135非增壓水冷柴油機(jī)為模擬計(jì)算樣機(jī)。表1為柴油機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)。

表1 單缸135柴油機(jī)基本參數(shù)

為減少計(jì)算時(shí)間，仿真從進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻210°CA開(kāi)始計(jì)算。在460°CA時(shí)，NO的生成已基本趨于穩(wěn)定，碳煙的氧化速度也已非常緩慢，此時(shí)模擬計(jì)算結(jié)束。噴油持續(xù)期為10°CA，初始進(jìn)氣壓力為0.10MPa，進(jìn)氣溫度為297K，考慮傳熱和摩擦轉(zhuǎn)化為熱量對(duì)進(jìn)氣加熱，設(shè)定初始溫度為330K［10］。計(jì)算采用100%負(fù)荷供油量。表2為該初始計(jì)算參數(shù)。

表2 初始計(jì)算參數(shù)

2.3 計(jì)算方案

在保持噴孔總流通面積基本相等和噴油量一定的情況下，研究了油束不同落點(diǎn)位置對(duì)燃燒和排放性能的影響。各計(jì)算方案見(jiàn)表3所示，圖2顯示了各方案的油束落點(diǎn)位置。

表3 計(jì)算方案

2.4 計(jì)算網(wǎng)格的劃分

數(shù)值模擬時(shí)采用動(dòng)網(wǎng)格可真實(shí)地反映柴油機(jī)工作狀況。由于采用雙排噴孔噴射系統(tǒng)，為了便于分析，模擬計(jì)算時(shí)對(duì)整個(gè)模型進(jìn)行分析。所用的網(wǎng)格全部是六面體網(wǎng)格，下止點(diǎn)處的網(wǎng)格數(shù)為545 600個(gè)，上止點(diǎn)處的網(wǎng)格數(shù)為425 200個(gè)，計(jì)算網(wǎng)格如圖3所示。

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1 缸內(nèi)速度場(chǎng)、濃度場(chǎng)和溫度場(chǎng)分析

圖4為油束不同落點(diǎn)位置時(shí)缸內(nèi)噴霧和空氣相互作用矢量圖。為了更清晰地表達(dá)氣流運(yùn)動(dòng)，只取右半部分。

可以看出，10°CA BTDC時(shí)，氣缸內(nèi)已經(jīng)形成比較規(guī)則的氣流運(yùn)動(dòng)，氣流方向?yàn)槟鏁r(shí)針，各個(gè)方案氣缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)無(wú)明顯差異。在上止點(diǎn)時(shí)刻，各個(gè)方案的最大氣流速度均發(fā)生在噴出的油束附近。在噴出的油束影響下，油束兩側(cè)形成兩個(gè)渦流，這是卷吸現(xiàn)象，它有助于燃油和空氣的混合，此時(shí)各方案的最大氣流速度均達(dá)到了80m/s。方案三氣流速度相對(duì)較低，方案四的強(qiáng)氣流分布范圍最廣，緊貼壁面的氣流強(qiáng)度較大，可以防止壁面燃油堆積，降低 soot排放。

在5°CA ATDC時(shí)，方案二燃燒室頂部的氣流運(yùn)動(dòng)方向和5°CA BTDC時(shí)相反。受湍流影響，方案三和方案四燃燒室頂部的氣流運(yùn)動(dòng)不規(guī)則。方案一的渦流中心位于燃燒室右上部，方案二的渦流中心位于燃燒室底部，方案三的渦流中心位于燃燒室中間偏右區(qū)域，方案四的兩個(gè)凹坑處各有一處渦流，它可以促進(jìn)燃油與空氣混合，有效避免了燃燒室富油富氧區(qū)的存在，使排放得到控制。

在10°CA ATDC時(shí)，燃燒室兩個(gè)凹坑的底部都已經(jīng)形成了很規(guī)則的氣流運(yùn)動(dòng)。受燃燒渦流和逆擠流的作用，與10°CA BTDC相比，燃燒室兩個(gè)凹坑中氣流方向均相反。此時(shí)方案一的渦流中心向右偏移，方案二的渦流中心位于燃燒室中部，方案三和方案四的渦流中心位于燃燒室中央偏下部位。

20°CA ATDC時(shí)，燃燒室中的氣流運(yùn)動(dòng)較10°CA ATDC時(shí)更有規(guī)律，且各個(gè)方案燃燒室中的氣流運(yùn)動(dòng)方向基本一致。方案一、二、三的渦流中心并無(wú)明顯變化。方案四的渦流中心位于燃燒室中上部，促進(jìn)了燃燒室凹坑中未燃燃油和燃燒中間產(chǎn)物與上ω凹坑中新鮮空氣進(jìn)一步混合，使混合氣均勻。

總的來(lái)說(shuō)，方案四能有效改善噴霧空間分布，增加氣流擾動(dòng)，使油氣接觸更充分，從而改善混合氣分布形狀、范圍和均勻度，提高混合氣形成質(zhì)量，進(jìn)而改善燃燒過(guò)程。

圖5為油束不同落點(diǎn)位置時(shí)不同曲軸轉(zhuǎn)角下的濃度分布圖。

可以看出，在上止點(diǎn)時(shí)刻，各方案噴注前端當(dāng)量比值都較大。主要是因?yàn)橛偷问艿捷^大空氣阻力的部分集中在噴霧前端，油滴在與周?chē)諝獾淖饔孟?，不斷被撕裂、破碎和霧化，尺寸也不斷減小，小油滴相比大油滴又極容易蒸發(fā)。

在5°CA ATDC時(shí)，方案一的大部分混合氣已經(jīng)向燃燒室頂部運(yùn)動(dòng)，最大當(dāng)量比在燃燒室頂部的外圍區(qū)域。方案二的混合氣全部集中在燃燒室下方凹坑中，混合氣濃區(qū)面積很大，油氣混合不均勻。方案三的油束撞擊兩凹坑之間的凸臺(tái)，使油滴破裂成更小的液滴同時(shí)向上下運(yùn)動(dòng)，最大當(dāng)量比所在區(qū)域緊貼燃燒室內(nèi)壁。此時(shí)，方案四的油氣混合最為均勻，僅在燃燒室頂部有少量的濃區(qū)，說(shuō)明燃油霧化好。

在10°CA ATDC時(shí)，方案一與方案四的混合氣已經(jīng)較為均勻。方案二的燃燒室中央凸起附近仍有兩處濃區(qū)，最大當(dāng)量比為4.5。方案三的最大當(dāng)量比為4，集中在下ω凹坑的內(nèi)側(cè)。

在20°CA ATDC時(shí)，方案一和方案四中存在很多當(dāng)量比為1的均勻混合氣，而此時(shí)方案二的最大當(dāng)量比仍為3.5，過(guò)大的當(dāng)量比給燃燒過(guò)程帶來(lái)了不利的影響。

從上面的分析可以得出，雙排噴孔能較快地形成均勻的混合氣，有效地改善了發(fā)動(dòng)機(jī)可燃混合氣的質(zhì)量，使燃燒更加迅速和完善。對(duì)單排噴孔的情況來(lái)說(shuō)，隨著噴孔夾角的增大，混合氣形成質(zhì)量呈現(xiàn)逐漸變好的趨勢(shì)。

圖6為油束不同落點(diǎn)位置的溫度場(chǎng)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化分布情況。

可以看出，在上止點(diǎn)附近，從圖中右半部分來(lái)看，方案一、二、三都只出現(xiàn)了1處高溫區(qū)。而方案四同時(shí)出現(xiàn)3處高溫區(qū)，說(shuō)明方案四在整個(gè)氣缸中有較多均勻混合氣。

在10°CA ATDC時(shí)，方案一的高溫區(qū)大多集中在燃燒室上方，方案二的高溫區(qū)集中在燃燒室的下方凹坑中，方案三的高溫區(qū)均勻地分布在燃燒室的側(cè)壁。方案四的高溫區(qū)范圍最廣，最高溫度達(dá)2 700K，這為soot的氧化提供了良好條件。

在20°CA ATDC時(shí)，方案一的高溫區(qū)仍集中在上ω凹坑處。方案二的最高溫度在4個(gè)方案中最低，高溫區(qū)集中在整個(gè)燃燒室中部，最高溫度為2 400K，這不利于 soot的最終氧化，將導(dǎo)致soot過(guò)高。方案三的最高溫度已經(jīng)由15°CA ATDC時(shí)的2 700K下降到2 500K左右。方案四的最高溫度同時(shí)向燃燒室上部和外部擴(kuò)大，高溫區(qū)面積很大，分布在整個(gè)燃燒室下面的凹坑和燃燒室頂部外圍區(qū)域，最高溫度仍有2 700K。

在30°CA ATDC時(shí)，各個(gè)方案溫度場(chǎng)較20°CA ATDC時(shí)更加均勻且范圍擴(kuò)大。方案四具有缸內(nèi)最高平均溫度，達(dá)2 400K左右。

總的來(lái)說(shuō)，雙排噴孔的高溫區(qū)面積始終比單排噴孔的大且分布范圍廣，這使得燃燒更加迅速充分。

3.2 油束落點(diǎn)位置對(duì)燃燒、排放特性的影響

圖7為油束不同落點(diǎn)位置的燃燒與排放性能曲線(xiàn)。由圖7(a)可見(jiàn):365°CA之前，方案一、三、四的壓力曲線(xiàn)基本重合在一起;方案四具有最大缸內(nèi)平均壓力，最大值達(dá)到7MPa;方案二的最大平均壓力在4個(gè)方案中最小，僅有6MPa;缸內(nèi)壓力大，說(shuō)明燃燒劇烈，對(duì)應(yīng)的溫度也會(huì)升高，隨著噴孔夾角減小缸內(nèi)平均壓力也不斷降低。

由圖7(b)和圖7(e)可見(jiàn):方案四具有最高缸內(nèi)平均溫度1 651K，高溫對(duì)NO排放產(chǎn)生了不利的影響，其N(xiāo)O排放達(dá)到最大值760×10－6;方案二由于燃燒不完全，缸內(nèi)平均溫度最低，最高NO排放僅有329×10－6，比方案四下降了56.7%。

由圖7(c)可見(jiàn):方案四最先開(kāi)始放熱，說(shuō)明其滯燃期短，但它的缸內(nèi)平均壓力最高，主要是由于方案四采用雙排噴孔的噴油器，使燃油和空氣更好地在燃燒室中混合，在短時(shí)間內(nèi)便形成了大量混合氣，預(yù)混燃燒劇烈，缸內(nèi)爆發(fā)壓力大。

由圖7(d)可見(jiàn):采用雙排噴孔方案的累積放熱量始終高于其它，且燃燒較為迅速，累積放熱為3 246J;方案一和方案三的累積放熱量相差不大，方案二的累積放熱量最低，僅有2 583J，說(shuō)明方案二燃油霧化質(zhì)量最差。

由圖7(f)可見(jiàn):方案四最先開(kāi)始生成碳煙，由于采用雙排噴孔能夠使燃燒室中的混合氣較為均勻，故其最大值在4個(gè)方案中最小;在12°CA ATDC時(shí)，方案四的碳煙排放達(dá)到最大值1 812×10－6;在15°CA ATDC時(shí)，方案二的缸內(nèi)當(dāng)量比仍很大，造成氣缸內(nèi)局部缺氧，這將導(dǎo)致soot排放迅速增大;在30°CA ATDC時(shí)，方案二 soot排放達(dá)到最大值4 291×10－6;方案四碳煙排放的最大值比方案二下降了57.8%;由于活塞下行，燃燒室內(nèi)的溫度和壓力開(kāi)始下降，預(yù)混燃燒階段生成的soot在擴(kuò)散燃燒過(guò)程中開(kāi)始氧化，在460°CA時(shí)，方案四中soot排放趨近于0，而方案二中仍有2 250×10－6的碳煙，這些碳煙將在排氣門(mén)打開(kāi)時(shí)排出氣缸，對(duì)大氣造成污染。

4 結(jié)論

(1)在噴孔總流通面積基本相等的情況下，發(fā)現(xiàn)油束落點(diǎn)位置對(duì)雙ω型燃燒室的燃燒和排放性能影響較大。

(2)采用雙排噴孔噴射形式能較快地在缸內(nèi)形成均勻的混合氣，有效地改善了柴油機(jī)可燃混合氣的質(zhì)量，使燃燒更加迅速和完善;采用單排噴孔時(shí)，隨著噴孔夾角的增大，混合氣形成質(zhì)量呈現(xiàn)逐漸變好的趨勢(shì)。

(3)雙排噴孔噴射形式的高溫區(qū)面積始終比單排噴孔的大且分布范圍廣，缸內(nèi)最高平均壓力和平均溫度均較大，NO排放較高，但碳煙最大值和最終值都較低。

(4)油束落點(diǎn)位于燃燒室下方凹坑時(shí)，燃油霧化較差，易形成濃混合氣。碳煙的最大值和最終值都很高，最大值達(dá)到4 291×10－6。而采用雙排噴孔的噴射形式碳煙排放最大值下降了57.8%，最大值僅為1 812 ×10－6。

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