劉永豐， 王龍飛， 劉勝,2， 尹玉婷， 楊震寰

(1.中國北方發(fā)動機研究所, 天津 300400; 2.清華大學 汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室, 北京 100084)

0 引言

高原環(huán)境下，氣壓隨著海拔高度升高而降低，使柴油機在高原地區(qū)運行時性能下降、熱負荷增大。裝甲車輛柴油機由于強化程度較高，在高原環(huán)境下熱負荷問題更加突出，而缸內(nèi)熱流增加是柴油機熱負荷增大的重要因素之一，因此有必要對缸內(nèi)傳熱過程進行研究。

目前對柴油機高原環(huán)境下燃燒傳熱過程的研究主要采用柴油機工作過程一維或準維方法進行仿真。王憲成等[1]和郭猛超等[2]采用準維多區(qū)數(shù)值仿真和環(huán)境模擬試驗的方法，研究了不同海拔高度對某大功率柴油機缸內(nèi)噴霧、燃燒和傳熱影響。高榮剛等[3]應用計算流體動力學(CFD)軟件研究了不同海拔高度下的缸內(nèi)油氣混合過程，通過建立油氣混合過程的中間參數(shù)分析了高原環(huán)境對缸內(nèi)油氣混合過程影響，并著重通過對燃燒放熱規(guī)律的分析研究了高原環(huán)境對柴油機燃燒過程影響，但沒有考慮高原環(huán)境對傳熱影響。劉永豐等[4]采用CFD軟件對高原環(huán)境下燃燒過程及附壁油膜的生成規(guī)律進行了研究。

本文采用CFD方法對不同海拔高度條件下的柴油機燃燒過程進行三維仿真研究，基于缸內(nèi)傳熱模型的適應性研究，分析了燃氣側(cè)溫度及換熱系數(shù)變化規(guī)律，獲得了不同海拔高度條件下壁面熱流分布的變化規(guī)律，為高原條件下熱負荷的改善提供了理論支撐。

1 缸內(nèi)模型建立

本文研究所選機型為6V150四沖程直噴柴油機，取其中一缸來詳細分析缸內(nèi)流動、燃燒、傳熱過程，燃燒室模型如圖1所示。計算時間從進氣門開(300 °CA)開始，至下個循環(huán)進氣門開(1 020 °CA)結(jié)束，設燃燒上止點為720 °CA. 柴油機基本技術參數(shù)如表1所示。

表1 柴油機基本技術參數(shù)

1.1 控制方程

缸內(nèi)燃燒過程是包含化學反應的流動過程，可以通過質(zhì)量、動量、組分、能量和湍流方程來描述，基本控制方程[5]如下：

質(zhì)量方程

(1)

動量方程

(2)

組分方程

(3)

能量方程

(4)

湍流方程

(5)

(6)

1.2 傳熱模型

本文采用熱流體分析CONVERGE軟件進行缸內(nèi)工作過程三維仿真計算，其中包含3種傳熱模型，分別為Launder-Spalding模型[6]、Angelberger模型[7]和Han-Reitz模型[8]。

1.2.1 Launder-Spalding模型

Launder和Spalding在1974年提出了Launder-Spalding模型，該模型在普朗特1925年提出的經(jīng)典壁面函數(shù)基礎上進行了壁面粗糙度修正。當壁面附近第1層網(wǎng)格質(zhì)心位于黏性底層時，模型退化為傅里葉導熱定律；當?shù)?層網(wǎng)格質(zhì)心不在層流底層時，假定質(zhì)心位于對數(shù)溫度分布的對數(shù)區(qū)。

(7)

式中：qw為壁面熱流密度；cp為定壓比熱容；Tw為壁面溫度；Tf為流體溫度；Pr為普朗特數(shù)；Prt為湍流普朗特數(shù)；Pre為有效普朗特數(shù)，Pre=Pr+Prt；κ為馮·卡門常數(shù)；E為表征壁面粗糙度的一個函數(shù)，光滑壁面時E=9.79；uτ為切向方向的流體速度；y+為無量綱距離。

1.2.2 Angelberger模型

Angelberger模型是Launder-Spalding模型在非等溫情形下的修正，其將邊界層傳熱[7]描述為

(8)

式中：ν+、ρ+、T+分別為無量綱的流體黏度、密度和溫度，ν+=νt/ν，ρ+=ρw/ρ，T+=(Tw-T)ρwcpu/qw；νt、νw和ρw分別為流體湍流黏度、壁面流體湍流黏度和密度。

該方程應用了邊界層理論的一般假設：?/?x??/?y，u?v. 在等溫流動情形下，Angelberger模型退化為Spalding模型，同時假定非等溫流動情形下T+的分布與等溫情形下的分布相同，即黏性在底層呈線性分布，在對數(shù)區(qū)呈對數(shù)分布。最終得出模型推導結(jié)果為

(9)

1.2.3 Han-Reitz模型

Han-Reitz模型考慮了氣體壓縮性影響，其壁面熱流計算公式為

(10)

式中：ni代表熱流方向，為壁面法向方向；Prm為摩爾普朗特數(shù)。

Han-Reitz模型的公式推導從(11)式出發(fā)，

(11)

式中：Q為平均放熱率，由燃燒模型計算得到。該模型在推導過程中通過Reynolds提出的ν+隨著y+變化的關系式以及Kays提出的Prt隨著ν+變化的關系式來考慮相關湍流參數(shù)分布。積分時模型將ρT作為一個整體量對待，并通過推導計算得到T+的分布。

通過對流換熱理論，可得換熱系數(shù)公式為

h=qw/(Tf-Tw).

(12)

根據(jù)經(jīng)驗及相關文獻推薦，其他子模型選取如下：湍流模型采用RNGk-ε，噴霧模擬模型采用拉格朗日離散相方法，油滴破碎模型采用KH-RT模型，油滴蒸發(fā)模型采用Amsden模型，油滴碰壁模型采用Wall-film模型，燃燒過程模型采用基于化學反應動力學的SAGE模型。

2 模型驗證及結(jié)果分析

2.1 傳熱模型適應性

圖2所示為采用3種傳熱模型計算的壁面熱流密度對比。由圖2可以看出，在單純流動過程中，3種模型計算的壁面熱流幾乎一致，但在燃燒階段，3種模型呈現(xiàn)了較大差別。Launder-Spalding模型對熱流值的低估曾被文獻[6]報道，低估的主要原因在于這種模型在近壁區(qū)域采用了固定的物性參數(shù)、湍流黏度和湍流普朗特數(shù)Prt，根據(jù)文獻[8]中的關系式Prt=0.7/(ν+·Pr)+0.85可知，湍流普朗特數(shù)與湍流黏度呈反比，在噴霧燃燒時缸內(nèi)湍流強度增加、湍流黏度增大，而該模型沒有考慮燃燒過程湍流黏度增大帶來的Prt降低。由(7)式可知，較大Prt將導致熱流預測值偏低，而Han-Reitz模型將湍流黏度、Prt以y+函數(shù)的形式給出。Angelberger模型則采用了另一種湍流參數(shù)關系式，雖然ρ+、ν+以T+的函數(shù)形式給出，但是該模型仍然假定普朗特數(shù)固定不變，因此計算的熱流與Launder-Spalding模型和Han-Reitz模型差別較大。

對熱流密度在一個循環(huán)內(nèi)進行積分，可得到循環(huán)內(nèi)燃氣向各壁面的傳熱量，如(13)式所示。通過計算不同海拔高度下的傳熱量，可與6V150柴油機在不同海拔高度下的熱平衡試驗結(jié)果進行對比。

(13)

式中：Qt為燃氣向缸壁的傳熱量；A為與燃氣接觸的氣缸壁面積；φ表示曲軸轉(zhuǎn)角。

在高原模擬試驗室進行5個海拔高度條件下的熱平衡試驗，試驗工況及結(jié)果如表2所示。由表2可知，燃燒引起的缸壁傳遞熱量近似等于熱平衡中冷卻水帶走的熱量減去中冷器帶走的熱量和摩擦功的熱量，標定轉(zhuǎn)速下摩擦功產(chǎn)生的熱量約占燃料總熱量的5%左右[9]，本文采用的機型與文獻[9]一致。

表2 熱平衡試驗工況及結(jié)果

將不同海拔高度下計算的燃氣向壁面的傳熱量與熱平衡試驗中得到的缸壁傳熱量進行對比，結(jié)果如圖3所示。從圖3中可以看出，Han-Reitz模型可以得到滿意結(jié)果，散熱量隨海拔高度的變化與試驗結(jié)果吻合較好，在4 500 m時試驗的結(jié)果降低，這是由于試驗過程中在4 500 m時功率下降較多造成的。Launder-Spalding模型和Angelberger模型低估了熱流值，其主要原因在于這兩種模型在近壁區(qū)域采用了固定的物性參數(shù)、湍流黏度以及不同的湍流關系式，在本文機型的燃燒過程傳熱計算中并不適用。

2.2 計算結(jié)果驗證

在海拔高度為1 000 m條件及標定工況下，應用本文建立的缸內(nèi)燃燒模型進行仿真計算，并與試驗結(jié)果進行對比。圖4所示為缸內(nèi)壓力計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比。從圖4中可以看出，計算結(jié)果與試驗結(jié)果一致，最大誤差不超過2%. 圖5所示為放熱率計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比。從圖5中可以看出，計算結(jié)果與試驗結(jié)果的差別主要表現(xiàn)在預混燃燒階段，試驗中的預混燃燒峰值較高，可能是由于試驗中的通道效應造成的，燃燒始點對應較好，預混燃燒和擴散燃燒時刻誤差較小。由此可見本文模型可以用于缸內(nèi)燃燒過程的進一步分析研究。

2.3 計算結(jié)果分析

在計算工況與熱平衡試驗工況一致情況下進行3個海拔高度下缸內(nèi)工作過程仿真計算。計算過程中進氣邊界采用增壓中冷后的數(shù)據(jù)，計算邊界條件如表3所示。

表3 計算邊界

2.3.1 壓力溫度對比

圖6所示為不同海拔高度下缸內(nèi)壓力的對比。由圖6可以看出，隨著海拔高度升高，缸內(nèi)壓力顯著降低，當海拔高度從1 000 m升高至4 500 m時，缸內(nèi)壓力從12.4 MPa降至9.6 MPa，降幅達22%，直接影響了柴油機做功能力。圖7所示為不同海拔高度下的缸內(nèi)放熱率對比。從圖7中可以看出，隨著海拔高度升高，過量空氣系數(shù)降低，滯燃期延長，著火推遲，預混燃燒速率升高，擴散燃燒速率降低，燃燒重心后移。圖8所示為缸內(nèi)平均溫度的對比。由圖8可見，缸內(nèi)溫度升高的拐點隨著海拔高度升高略有推遲，這是由于海拔高度升高、滯燃期延長導致的，燃燒開始后溫度迅速升高，隨著海拔高度升高，燃燒惡化，后燃增強，缸內(nèi)溫度升高。

2.3.2 壁面燃氣溫度對比

壁面燃氣溫度是壁面附近第1層網(wǎng)格內(nèi)的氣體溫度，圖9所示為不同海拔高度下近壁面平均溫度的對比。由圖9可以看出：在著火之前，不同海拔高度下溫度基本一致，從近壁面溫度曲線也可以看出海拔高度升高、著火略有滯后；著火后溫度迅速升高，缸蓋與活塞上的平均溫度隨著海拔高度升高而升高，這是因為隨著海拔高度升高，后燃增強，導致燃燒溫度升高。

2.3.3 噴霧發(fā)展過程對比

表4所示為不同海拔高度下噴霧發(fā)展過程的對比。由表4可以看出：在715°CA時缸內(nèi)開始燃燒，各海拔高度下油束形狀基本一致，只是在海拔高度為4 500 m時噴霧貫穿距更大；在720°CA時，油束前端周圍小液滴蒸發(fā)并燃燒，海拔高度為1 000 m時油束未達到活塞壁面就已經(jīng)蒸發(fā)燃燒，當海拔高度為3 000 m時有部分油束達到壁面，當海拔高度為4 500 m時所有油束都達到壁面，這是由于海拔高度的升高使空氣密度降低，缸內(nèi)氣體阻力降低，油束貫穿增強；在730°CA時，缸內(nèi)燃燒劇烈，缸內(nèi)溫度升高，油束前端液滴蒸發(fā)燃燒，使貫穿距減小，但在海拔高度為4 500 m時仍有較多的燃油分布在壁面附近。

2.3.4 缸內(nèi)湍動能對比

表5所示為不同海拔高度下缸內(nèi)湍動能的對比。由表5可以看出，受噴霧影響，海拔高度升高導致噴霧貫穿增強、噴霧引起的氣體動能增大。

表4 噴霧發(fā)展過程

2.3.5 壁面換熱系數(shù)對比

圖10所示為不同海拔高度下壁面平均換熱系數(shù)的對比。由圖10可以看出：在著火前，缸蓋和活塞上的平均換熱系數(shù)隨著海拔高度升高而降低，這是因為海拔高度升高導致進氣流量減少、壁面附近流動速度降低所致；在接近上止點時，壁面換熱系數(shù)急劇上升，海拔高度越高，換熱系數(shù)增長速度越大，這是因為在接近上止點時噴霧油束貫穿接近壁面，帶動壁面流動急劇增加，海拔高度越高，噴霧貫穿動量越大，壁面氣體流動越強，換熱系數(shù)越高；在上止點后，氣體流動性對換熱系數(shù)的影響所占比重增大，而進氣流量對換熱系數(shù)的影響比重降低，換熱系數(shù)隨著海拔高度升高而增大。

2.3.6 壁面熱流對比

圖11所示為不同海拔高度下壁面對流換熱的熱流密度對比。由圖11可以看出：在上止點前，海拔高度越高，熱流密度越?。辉诮咏现裹c時，熱流密度迅速上升，海拔高度越高，熱流密度增長速度越大；在上止點后，海拔高度越高，熱流密度越大，海拔高度從1 000 m升高到4 500 m后，缸蓋和活塞壁面平均熱流瞬時最大值分別增加31%和26%，這是因為壁面熱流隨著壁面換熱系數(shù)和近壁面溫度的增大而增大。

2.3.7 壁面燃氣溫度分布對比

表6所示為不同海拔高度下壁面燃氣溫度的對比。由表6可以看出：由于本文計算采用了帶進排氣道的模型，受缸內(nèi)氣體流動的不規(guī)則性影響，壁面燃氣溫度呈現(xiàn)不對稱現(xiàn)象；在720°CA、1 000 m海拔高度下，高溫燃氣剛剛到達壁面，海拔高度越高，高溫燃氣到達壁面越早，覆蓋區(qū)域面積越大；隨著時間推移，近壁面高溫燃氣區(qū)域增大，海拔高度越高，高溫燃氣區(qū)域面積越大且燃氣溫度越高，這是由于海拔高度越高，油束貫穿度增強，高溫燃氣擴散越強，同時海拔高度越高，后燃增強，使燃氣溫度有所升高。

表6 壁面燃氣溫度分布

2.3.8 壁面熱流密度分布對比

表7所示為不同海拔高度下壁面熱流分布的對比。由表7可以看出：不同海拔高度條件下的熱流最大值均位于活塞頂面上燃油噴射彈著點周圍，并從彈著點向周圍擴散；隨著海拔高度升高，壁面熱流最大值增大，在725°CA、海拔高度從1 000 m升高到4 500 m時，局部熱流最大值可升高2倍，這是由于海拔高度升高導致燃氣側(cè)溫度升高，油束貫穿增強，局部壁面瞬時換熱系數(shù)增大，另外有部分燃油在壁面附近燃燒；隨著海拔高度升高，高熱流分布范圍擴大，這是由于油束貫穿帶動的周圍燃氣流動增強，使高熱流區(qū)域向周圍擴展。

3 結(jié)論

1)在燃燒過程計算時，壁面?zhèn)鳠岵捎肏an-Reitz模型可以得到滿意結(jié)果，散熱量隨著海拔高度變化的計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。

2)在著火之前，隨著海拔高度升高，缸內(nèi)進氣流量減少，壁面附近流動速度降低，壁面換熱系數(shù)降低；在接近上止點時，噴霧油束貫穿接近壁面，帶動壁面流動急劇增加，壁面換熱系數(shù)急劇上升，海拔高度越高，噴霧貫穿動量越大，換熱系數(shù)增長速度越大；在上止點后，氣體流動性對換熱系數(shù)影響所占比重增大，進氣流量對換熱系數(shù)影響比重降低，換熱系數(shù)隨海拔高度升高而增大。

3)隨著海拔高度升高，缸內(nèi)氣體阻力降低，油束貫穿增強，在1 000 m海拔高度時噴霧基本達不到壁面，不會形成壁面油膜，在4 500 m海拔高度時有較多燃油分布在壁面附近。

4)不同海拔高度條件下的熱流最大值均位于活塞頂面上燃油噴射彈著點周圍，并從彈著點向周圍擴散，海拔高度越高，擴散范圍越大，在換熱系數(shù)和近壁面溫度影響下，燃燒時局部壁面熱流增幅越大。

表7 壁面熱流分布

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