劉 研， 段希慶， 邵元征

(1. 吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國家重點實驗室，吉林 長春 130022； 2. 吉林大學(xué) 汽車工程學(xué)院，吉林 長春 1300022)

柴油發(fā)動機溫度在-5 ℃時即難以啟動，當(dāng)環(huán)境溫度下降到-20 ℃時，啟動可靠性大大降低[1]，特別是在我國西部高原地區(qū)以及北方地區(qū)，溫度過低對發(fā)動機冷啟動帶來了巨大的挑戰(zhàn)，甚至啟動不了[2].車用發(fā)動機冷啟動是一個常用工況，在車用發(fā)動機排放控制中占有重要地位，據(jù)資料顯示，在發(fā)動機冷啟動的過程中，其污染物排放可達(dá)整個階段的60%～80%[3-4]，由于燃油霧化不良，以及三元催化劑及SCR(選擇性催化還原)系統(tǒng)催化劑活性降低，低溫環(huán)境下污染物的排放將大大增加[5-7].對于大型重型汽車而言，針對上述問題，最常用的解決方式為車用預(yù)熱器預(yù)熱，在發(fā)動機啟動之前，通過智能控制將冷卻液加熱到預(yù)定溫度.燃油預(yù)熱器是以燃油為燃料，以空氣或者液體為換熱介質(zhì)，為車廂內(nèi)空氣升溫、風(fēng)擋玻璃除霜和發(fā)動機預(yù)熱提供熱源的裝置[8].

Short等[9]進(jìn)行了車用預(yù)熱器的熱模擬研究，通過發(fā)動機冷啟動試驗證明了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，并得到該預(yù)熱器具有降低排放的作用.潘世艷等[10]通過對車用燃油加熱器燃燒室進(jìn)氣孔直徑、孔的分布和孔的方向等幾何參數(shù)以及進(jìn)氣壓力對燃油加熱器燃燒性能的影響進(jìn)行了分析.毛華永等[11]通過試驗探究了燃燒器外筒至熱交換器壁面不同距離、燃?xì)饣亓髡种翆?dǎo)流體不同距離、燃?xì)饣亓髡挚s口直徑、軸向進(jìn)氣孔孔徑、喇叭筒前段進(jìn)氣面積以及單內(nèi)筒和雙筒等對燃燒器熱效率、熱功率和排放方面的影響，得出了相應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)設(shè)置.

但是在燃油預(yù)熱器的設(shè)計與開發(fā)上，依然存在著很大的缺陷，就CFD(computational fluid dynamics)仿真而言，以往的模擬并不完全，只考慮了燃燒特性，并沒有與換熱筒里冷卻液作為一個整體進(jìn)行分析.而且在模擬燃燒過程中，很多也不添加重力模塊，而在實際過程中，燃油加熱器一般是沿著軸向安裝，重力作用影響很大，會使燃油分布出現(xiàn)一定的偏差，造成模擬結(jié)果的改變.

針對以往車用燃油加熱器研究上存在的缺陷，在將預(yù)熱器與冷卻液看成整體并考慮重力作用的條件下，本文做了如下研究：搭建燃油預(yù)熱器試驗臺架，通過對新、原兩款燃油預(yù)熱器的尾氣成分以及預(yù)熱器進(jìn)、出口水溫進(jìn)行分析，計算其燃燒效率以及換熱效率，同時進(jìn)行一定的結(jié)構(gòu)對比分析，并提出結(jié)構(gòu)改進(jìn)方向；改進(jìn)燃油預(yù)熱器結(jié)構(gòu)，通過在燃油預(yù)熱器燃燒室添加擾流板，來提高燃油預(yù)熱器效率，并提出決定擾流板作用的2個參數(shù)，通過仿真確定最佳的參數(shù)值[12].

1 預(yù)熱器燃燒與傳熱特性分析

原重型車輛原燃油預(yù)熱器為國產(chǎn)預(yù)熱器，在工作過程中存在很多問題.為了解決這些問題，試驗重型車輛安裝了新燃油預(yù)熱器.通過試驗分析新、原燃油預(yù)熱器的燃燒特性、換熱特性，以及綜合特性，同時對兩款預(yù)熱器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比分析，指出影響預(yù)熱器綜合特性的原因，為結(jié)構(gòu)優(yōu)化指出方向.

1.1 預(yù)熱器臺架試驗

本文試驗過程通過KM9106煙氣分析儀來測量煙氣成分，通過煙氣成分以及燃燒學(xué)相關(guān)知識來計算燃燒效率.搭建的新、原燃油預(yù)熱器試驗臺架如圖1所示，試驗是在實驗室外進(jìn)行，平均環(huán)境溫度為-4.9 ℃.通過計算得出，原燃油預(yù)熱器相對新燃油預(yù)熱器燃燒效率以及換熱效率對比分析如表1所示.由表可知，原燃油預(yù)熱器相對于新燃油預(yù)熱器，未燃燒的燃料損失相對較大，而且其換熱效率相對新燃油預(yù)熱器效果較差.

1.2 原和新燃油預(yù)熱器結(jié)構(gòu)分析

為了分析新、原燃油預(yù)熱器效率不同的原因，對它們的結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比分析，分析不同結(jié)構(gòu)對燃油預(yù)熱器性能的影響，原燃油預(yù)熱器和新燃油預(yù)熱器的結(jié)構(gòu)分別如圖2和3所示.

通過對比原燃油預(yù)熱器和新燃油預(yù)熱器結(jié)構(gòu)可以發(fā)現(xiàn)，新燃油預(yù)熱器增加了入口風(fēng)扇裝置，進(jìn)氣孔數(shù)量相對于原燃油預(yù)熱器也較多，同時增加了換熱肋片結(jié)構(gòu)，冷卻水道采用了螺旋肋片的形式，排煙口布置在中間位置，新燃油預(yù)熱器的燃燒筒和換熱筒之間形成了一定的換熱空間，但新燃油預(yù)熱器燃燒室內(nèi)沒有擾流板.

a 原燃油預(yù)熱器b 新燃油預(yù)熱器

圖1原燃油預(yù)熱器和新燃油預(yù)熱器燃燒特性試驗臺架

Fig.1Experimentalbenchofcombustioncharacteristicsofnewandoriginalfuelpreheater

表1新、原燃油預(yù)熱器燃燒效率與換熱效率對比分析

Tab.1Comparisonanalysisofcombustionefficiencyandheattransferefficiencyofnewandoriginalfuelpreheater%

燃油預(yù)熱器干煙氣損失濕煙氣損失未燃燒料損失換熱效率原燃油預(yù)熱器25.005.712.01071.29新燃油預(yù)熱器24.655.71.16288.93

1—噴油嘴；2—進(jìn)氣道；3—1級進(jìn)氣孔；4—2級進(jìn)氣孔；5—冷卻液外壁面；6—進(jìn)水口；7—隔火板；8—換熱筒；9—出水口；10—冷卻液循環(huán)水道； 11—擾流板

圖2原燃油預(yù)熱器結(jié)構(gòu)簡圖

Fig.2Schematicdiagramoforiginalfuelpreheater

1—入口風(fēng)扇；2—電機；3—噴油嘴；4—一級進(jìn)氣孔；5—二級進(jìn)氣孔；6—三級進(jìn)氣孔；7—冷卻液進(jìn)水口；8—水道螺旋肋片；9—冷卻液外筒；10—換熱肋片；11—換熱筒；12—燃燒筒；13—排煙口；14—四級進(jìn)氣孔

圖3新燃油預(yù)熱器結(jié)構(gòu)簡圖

Fig.3Schematicdiagramofnewfuelpreheater

根據(jù)2種預(yù)熱器的不同結(jié)構(gòu)分析，原燃油預(yù)熱器混合氣經(jīng)過燃燒之后，直接經(jīng)過擾流板與冷卻液換熱之后就排出燃油預(yù)熱器，使得燃?xì)庠谌加皖A(yù)熱器內(nèi)部停留時間過短，易使燃油的燃燒效率降低，同時由于燃燒后高溫氣體在燃油預(yù)熱器停留時間較新燃油預(yù)熱器短，故換熱效率也將下降.新燃油預(yù)熱器風(fēng)扇在給預(yù)熱器提供進(jìn)氣增加了進(jìn)氣紊流的同時，通過3級進(jìn)氣孔和4級進(jìn)氣口增加進(jìn)氣量，使得燃燒更加充分；通過換熱肋片在增加燃燒煙氣湍流的同時增加換熱面積，使得換熱量增加，通過螺旋水道增加冷卻液流通的紊流作用，同時將混合煙氣經(jīng)過燃燒之后折返回排煙口的方式，使得燃燒熱量能夠充分的與冷卻液換熱，提高換熱效率.同時，新燃油預(yù)熱器在進(jìn)氣紊流以及冷卻水道紊流方面較好，使燃油與空氣混合更加充分，而且冷卻水道側(cè)的換熱系數(shù)也相對升高，使其換熱效率以及燃燒效率都有所提升.最后在進(jìn)氣孔的布置上，新燃油預(yù)熱器包含4級進(jìn)氣孔，在空氣量增加的同時加強與燃油的混合，使得燃油的燃燒更加充分，燃燒效率更高.

2 燃油預(yù)熱器結(jié)構(gòu)優(yōu)化與設(shè)計

通過上文分析可知，預(yù)熱器結(jié)構(gòu)對預(yù)熱器效率的影響非常大.新燃油預(yù)熱器燃燒性能以及換熱性能都相對較好，但是其在結(jié)構(gòu)上仍有優(yōu)化改造的空間，特別是在燃燒室.

基于CFD的數(shù)值模擬方法作為一種低成本、高效率的研究手段，近年來不斷應(yīng)用于各種優(yōu)化研究工作中.本節(jié)即通過對燃燒室進(jìn)行優(yōu)化，來研究燃燒室結(jié)構(gòu)對燃油預(yù)熱器效率的影響，通過CFD仿真分析來探究新燃油預(yù)熱器的最優(yōu)結(jié)構(gòu)形式.STAR-CCM+是采用最先進(jìn)的連續(xù)介質(zhì)力學(xué)數(shù)值技術(shù)的新一代CFD求解軟件，它倡導(dǎo)采用多面體網(wǎng)格，相比于四面體網(wǎng)格在保持相同計算精度的情況下，可以實現(xiàn)計算性能約3～10倍的提高，同時該軟件還具有操作簡便、集成度高、可視化程度好等優(yōu)點，因此本文采用STAR-CCM+進(jìn)行CFD計算.

2.1 CFD仿真條件

燃油預(yù)熱器的燃料為柴油，由于柴油的成分非常復(fù)雜，對柴油燃燒進(jìn)行CFD仿真時一般選擇正庚烷C7H16來代替，因為它是大分子烷烴燃料，而且其十六烷值和熱值與柴油接近.

為了對比正庚烷燃燒和柴油燃燒的差別，本文分別對新預(yù)熱器的排煙口煙氣組分以及排煙溫度進(jìn)行了試驗測試以及仿真分析，通過試驗和仿真之間的誤差分析來判定正庚烷一步反應(yīng)和兩步反應(yīng)哪個更接近真實情況.仿真分析結(jié)果以及與試驗的對比分析如表2所示.通過表2可知，對新燃油預(yù)熱器進(jìn)行模擬仿真分析中，兩步反應(yīng)在排煙口的溫度、CO2百分含量、CxHy百分含量、O2百分含量以及進(jìn)出水口溫升上誤差較小，因此可認(rèn)為正庚烷的燃燒與柴油的燃燒相近.

表2 新燃油預(yù)熱器試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對比

由于燃油預(yù)熱器內(nèi)柴油燃燒方式為邊與空氣混合邊燃燒，燃料和空氣混合速率直接影響化學(xué)反應(yīng)速率，因此燃燒模型選用非預(yù)混燃燒中的標(biāo)準(zhǔn)EBU(Eddy Break-up)模型.湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，燃燒時內(nèi)部和壁面存在輻射換熱，輻射模型采用P1輻射模型.

2.1.1初始條件

在燃油預(yù)熱器的仿真模擬分析中，主要包含4種物質(zhì)：正庚烷、鑄鋁、空氣、冷卻水.在CFD仿真分析中，需要輸入這4種物質(zhì)的物性參數(shù)，本節(jié)模擬為在環(huán)境溫度6 ℃時燃油預(yù)熱器的工作狀態(tài)，所以這4種物性參數(shù)均為在6 ℃狀態(tài)下的值，其參數(shù)如表3、4、5所示.其中，空氣組分的初始條件為組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)條件，本文選取O2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為23.3%，N2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為76.7%，壓力選取為相對大氣壓0 Pa，溫度為大氣環(huán)境溫度6 ℃.

表3 正庚烷6 ℃時物性參數(shù)

表4 空氣、冷卻水6 ℃時物性參數(shù)

表5 鑄鋁6 ℃時物性參數(shù)

2.1.2邊界條件

新燃油預(yù)熱器的邊界條件主要有以下幾個部位：進(jìn)水口、出水口、燃料入口以及進(jìn)風(fēng)口.燃料本文用正庚烷來代替，通過試驗測試出柴油的燃油消耗率為V=4.2 L·h-1，已知柴油的密度ρ=0.86×103kg·m-3，通過公式m=ρV可以計算出柴油的質(zhì)量消耗率為1.003 3 g·s-1.本文利用相同發(fā)熱量的正庚烷消耗來等同于1.003 3 g·s-1的柴油消耗所產(chǎn)生的發(fā)熱量，通過計算可知，正庚烷的質(zhì)量消耗率為0.880 63 g·s-1.通過正庚烷燃燒的當(dāng)量方程C7H16+11O2→7CO2+8H2O，可以計算出理論空氣消耗量，V0=2.99 m·s-1，通過經(jīng)驗選擇過量空氣系數(shù)φ=1.5，可以計算實際空氣流速為4.485 m·s-1.本文的進(jìn)水口流量通過臺架試驗實際測得，利用渦輪流量計進(jìn)行測量，其流量變化如圖4所示.根據(jù)曲線圖，本文取其在5～15 min之內(nèi)得穩(wěn)定流量2 592 L·h-1，則其質(zhì)量流量為0.72 kg·s-1.

圖4 水流量隨時間的變化

2.2 燃燒室結(jié)構(gòu)改進(jìn)

為了增加燃燒室燃油與空氣的混合均勻性，在燃燒室內(nèi)增加擾流板，同時通過在擾流板上鉆出一定數(shù)量的圓孔，使經(jīng)過擾流板的燃?xì)饽軌虬l(fā)生充分的擾動，提高燃油與空氣混合的均勻程度.圖5為燃油預(yù)熱器燃燒室改進(jìn)前、后燃油預(yù)熱器結(jié)構(gòu)圖，改進(jìn)后燃燒室中部增加的零部件即為擾流板.擾流板的俯視圖如圖6所示.擾流板的軸向高度取50 mm，同時在擾流板圓周上鉆20個圓孔，圓孔直徑為6 mm.

為了取得擾流板的最佳安裝位置以及最佳尺寸，本節(jié)通過改變擾流板距離換熱筒底端長度以及擾流板縮口直徑進(jìn)行探討和研究.

2.2.1擾流板縮口直徑對預(yù)熱器效率的影響

擾流板縮口直徑對擾流板的擾流作用以及燃燒室內(nèi)氣體的流動有很大影響.為了分析不同擾流板縮口直徑對預(yù)熱器效率的影響，本節(jié)通過分析在相同初始條件和邊界條件下，不同擾流板縮口直徑對預(yù)熱器燃燒特性和總效率的影響.

a 改進(jìn)前燃燒室結(jié)構(gòu)圖

b 改進(jìn)后燃燒室結(jié)構(gòu)圖

圖6 擾流板俯視圖

本文選取5個不同的擾流板的縮口直徑進(jìn)行探討和研究，如表6所示.其中，換熱筒直徑為116 mm，擾流板距離換熱筒底端的長度為60 mm，將新燃油預(yù)熱器的效率取為1.則不同縮口直徑下的擾流板效率為：改進(jìn)后燃油預(yù)熱器冷卻水溫升與改進(jìn)后燃油預(yù)熱器冷卻水溫升之差除以改進(jìn)前燃油預(yù)熱器冷卻水溫升.

表6 擾流板縮口直徑

(1)不同擾流板直徑對預(yù)熱器燃燒特性的影響.通過CFD仿真軟件，可得到不同結(jié)構(gòu)下，燃油預(yù)熱器燃燒室內(nèi)溫度分布，如圖7所示.從圖中可以看出，在不同擾流板直徑下，燃燒室內(nèi)最高溫度基本相當(dāng)，其中當(dāng)擾流板直徑為50 mm時，燃燒室內(nèi)溫度最高.其次，當(dāng)擾流板直徑為70 mm和50 mm時，燃燒室內(nèi)溫度分布較為均勻，溫度可達(dá)900 ℃左右，有利于混合氣在燃燒室內(nèi)形成多處點火，使燃油在有限時間內(nèi)燃燒更充分，所以從燃燒室溫度分布上可得，當(dāng)擾流板直徑為70 mm或50 mm時，對燃油預(yù)熱器燃燒更有利.

a 無擾流板b 擾流板直徑50 mmc 擾流板直徑60 mmd 擾流板直徑70 mme 擾流板直徑80 mmf 擾流板直徑90 mm

圖7不同擾流板直徑下燃燒室溫度分布圖

Fig.7Temperaturedistributionofcombustionchamberatdifferentspoilerdiameters

利用CFD后處理軟件，可得到不同結(jié)構(gòu)下，燃油預(yù)熱器燃燒室內(nèi)O2和CO分布，如圖8和圖9所示.從圖中可以看出，增加擾流板之后，使得換熱區(qū)域CO增多，O2量減小，這說明增加擾流板之后，柴油和空氣在燃燒內(nèi)混合更加均勻.當(dāng)擾流板直徑為50 mm和70 mm時，燃燒室內(nèi)O2分布更為均勻，說明柴油和空氣混合的更加均勻.分析可知，當(dāng)擾流板直徑為70 mm時，更有利于混合燃?xì)獾娜紵?

(2)不同擾流板直徑對預(yù)熱器效率的影響.通過CFD仿真分析，可以得出在不同的擾流板直徑下，燃油預(yù)熱器冷卻液出口的溫升變化，如圖10所示.進(jìn)而比較不同結(jié)構(gòu)下，燃油預(yù)熱器擾流板的效率，如圖11所示.由圖可知，當(dāng)擾流板直徑為70 mm時，燃油預(yù)熱器效率最高，相對于無擾流板燃油預(yù)熱器，其效率提高了17%.

2.2.2擾流板距換熱筒底部距離對預(yù)熱器效率影響

擾流板距換熱筒底部距離大小也會影響燃油預(yù)熱器的燃燒特性以及總效率.為了分析影響大小，本文取5個不同的距離(L1，L2,…,L5)進(jìn)行CFD仿真分析，如表7所示.擾流板直徑取計算得到的最優(yōu)直徑70 mm，其初始條件和邊界條件的設(shè)置和試驗測得的相同.將原、新燃油預(yù)熱器的效率取為1，則改進(jìn)后的燃油預(yù)熱器擾流板效率為：改進(jìn)后燃油預(yù)熱器冷卻水溫升與改進(jìn)前燃油預(yù)熱器冷卻水溫升之差除以改進(jìn)前燃油預(yù)熱器冷卻水溫升.

a 無擾流板b 擾流板直徑50 mmc 擾流板直徑60 mmd 擾流板直徑70 mme 擾流板直徑80 mmf 擾流板直徑90 mm

圖8 不同擾流板直徑燃燒室內(nèi)CO分布圖

圖9不同擾流板直徑下燃燒室O2分布圖

Fig.9O2distributionsincombustionchamberatdifferentspoilerdiameters

圖10 不同擾流板直徑下冷卻液進(jìn)出口溫度

圖11 不同擾流板直徑下擾流板效率值

改進(jìn)前L1L2L3L4L5604080100120140

(1)擾流板距換熱筒底部距離對預(yù)熱器燃燒特性的影響.通過CFD仿真軟件，可以得到不同結(jié)構(gòu)下，燃油預(yù)熱器燃燒室內(nèi)溫度分布云圖，如圖12所示.

從圖中可以看出，不同擾流板距換熱筒底部距離，其燃燒室最高溫度基本相當(dāng)，當(dāng)距離為60 mm和80 mm時，燃燒室內(nèi)溫度分布較為均勻，高溫區(qū)域分布較多，對于燃油預(yù)熱器擴散燃燒來說，更加有利于燃燒向周圍擴展.所以，從燃燒室溫度分布上可知，當(dāng)擾流板距換熱筒底部距離為60 mm或80 mm時，對燃油預(yù)熱器燃燒更為有利.

不同結(jié)構(gòu)下，燃油預(yù)熱器燃燒室內(nèi)O2和CO分布，如圖13、14所示.從圖中可以看出，當(dāng)距離為80 mm時，O2在燃燒室內(nèi)的分布更加均勻，這說明此距離下，燃燒室內(nèi)燃油與空氣混合的更加均勻，燃油燃燒的也更為充分.這更說明了當(dāng)距離為80 mm時，燃燒室的燃油與空氣混合均勻程度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他情況.

a 60 mmb 40 mmc 80 mmd 100 mme 120 mmf 140 mm

圖12不同擾流板距換熱筒底部距離燃燒室溫度分布云圖

Fig.12Temperaturedistributionofcombustionchamberatdifferentdistancesbetweenspoilerandthebottomoftheheatexchanger

a 60 mmb 40 mmc 80 mmd 100 mme 120 mmf 140 mm

圖13不同擾流板距換熱筒底部距離燃燒室CO分布云圖

Fig.13COdistributionincombustionchamberatdifferentdistancesbetweenspoilerandthebottomoftheheatexchanger

a 60 mmb 40 mmc 80 mmd 100 mme 120 mmf 140 mm

圖14 不同擾流板距換熱筒底部距離燃燒室O2 分布云圖

Fig.14O2distributionincombustionchamberatdifferentdistancesbetweenspoilerandthebottomoftheheatexchanger

(2)擾流板距換熱筒底部距離對預(yù)熱器總效率的影響.通過以上分析，當(dāng)擾流板距換熱筒底部距離為80 mm時，擾流板后部能夠形成一定強度的湍流，而且燃油也能夠在燃燒室前部形成一定的燃燒，從而使得進(jìn)入換熱區(qū)域的燃油得到充分的燃燒，使得燃燒熱量得到充分的利用.通過CFD仿真分析，可以得出在不同擾流板與換熱筒底部距離下，燃油預(yù)熱器冷卻液出口的溫升變化，如圖15所示.進(jìn)而比較不同結(jié)構(gòu)下，燃油預(yù)熱器擾流板的效率，如圖16所示.由圖可知，當(dāng)距離為80 mm時，其燃油預(yù)熱器效率最高，相對于原型擾流板距換熱筒底部距離為60 mm時，其效率提高了11.4%.

3 結(jié)語

通過新、原預(yù)熱器性能和結(jié)構(gòu)的對比分析可知，預(yù)熱器不同的結(jié)構(gòu)設(shè)計對于其燃燒特性、換熱特性以及其綜合性能有很大影響.在車用預(yù)熱器優(yōu)化方面，對其進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化是一條重要的途徑.

Fig.15Coolantoutlettemperatureatdifferentdistancesbetweenspoilerandthebottomoftheheatexchanger

圖16 不同擾流板距換熱筒底部距離下擾流板效率

Fig.16Spoilerefficiencyatdifferentdistancesbetweenspoilerandthebottomoftheheatexchanger

通過在預(yù)熱器燃燒室加裝擾流板的方式優(yōu)化設(shè)計車用預(yù)熱器結(jié)構(gòu)能有效地提高其性能.當(dāng)擾流板直徑為70 mm時，其燃油預(yù)熱器效率最高，相對于無擾流板燃油預(yù)熱器，其效率值提高了17%.當(dāng)擾流板到底部距離為80 mm時，其燃油預(yù)熱器效率最高，相對于原型擾流板距換熱筒底部距離為60 mm時，其效率提高了11.4%.

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