胡益，倪計民，石秀勇，管志云

(同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804)

傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)一般使用Otto循環(huán)和Diesel循環(huán)。1947年Ralph H Miller提出了新的循環(huán)方式——米勒循環(huán)，即通過改變進(jìn)氣門的關(guān)閉時刻來減小發(fā)動機(jī)的有效壓縮比，從而可以影響整個燃燒過程中氣缸內(nèi)的壓力和溫度，實(shí)現(xiàn)膨脹比高于壓縮比的效果。這可以減少發(fā)動機(jī)的熱負(fù)荷以及機(jī)械負(fù)荷，獲得較高的比功率輸出和較低的油耗，同時可以降低燃燒溫度和排氣溫度并控制排放[1]。米勒循環(huán)至今已提出70余年，前期并沒有太多的應(yīng)用。近年來石油消耗的劇增以及自然環(huán)境的污染使得人們對汽車的能耗和排放越來越重視，在節(jié)能減排的國際新形勢下，米勒循環(huán)越來越受到青睞，在車用發(fā)動機(jī)上開始了研發(fā)和應(yīng)用[2-4]。以往學(xué)者對米勒循環(huán)的研究主要在汽油機(jī)上展開[5-6]，在柴油機(jī)上的研究相對較少，因?yàn)椴捎妹桌昭h(huán)會減少進(jìn)氣量。在汽油機(jī)上可以通過加大節(jié)氣門開度來彌補(bǔ)進(jìn)氣損失，而這在柴油機(jī)上無法實(shí)現(xiàn)，需要改變增壓比來改善進(jìn)氣，這就使得性能匹配比較困難。另外，采用米勒循環(huán)后缸內(nèi)的燃燒與原機(jī)相比會有所不同，因此對氣缸內(nèi)燃燒的研究也非常必要[7-9]。完整的柴油機(jī)燃燒過程包括氣體的流動，噴霧的破碎、碰撞、聚合、蒸發(fā)、著壁、飛濺，預(yù)混燃燒和擴(kuò)散燃燒。根據(jù)上述研究背景，本研究基于米勒循環(huán)，針對一臺大型中速柴油機(jī)，通過改變增壓比使其最高燃燒壓力與原機(jī)保持一致，應(yīng)用Converge軟件建立燃燒模型，應(yīng)用Boost軟件進(jìn)行一維計算來設(shè)定邊界參數(shù)和初始條件，研究柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒，并與原機(jī)缸內(nèi)燃燒進(jìn)行比較，分析米勒循環(huán)對燃燒的影響。

1 仿真模型建立

根據(jù)氣缸與進(jìn)排氣道的具體參數(shù)采用ProE軟件進(jìn)行幾何建模，建立的三維模型如圖1所示，并將三維幾何模型以.stl的格式導(dǎo)入到Converge中[10-13]。

在Converge中對幾何模型進(jìn)行區(qū)域劃分，將模型劃分為13個區(qū)域，分別為活塞、缸體、缸頂、進(jìn)氣道、進(jìn)氣道表面、進(jìn)氣門頂部、進(jìn)氣門倒角、進(jìn)氣門底面、排氣道、排氣道表面、排氣門頂部、排氣門倒角、排氣門底面(見圖2)。

圖2 Converge區(qū)域劃分

1.1 計算參數(shù)設(shè)置

應(yīng)用Converge軟件對柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒進(jìn)行仿真計算。為了分析米勒循環(huán)對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣的影響，計算開始時刻為進(jìn)氣門打開前1°曲軸轉(zhuǎn)角，進(jìn)氣門打開時刻為311°曲軸轉(zhuǎn)角，因此計算周期為310°～1 030°曲軸轉(zhuǎn)角。

1.1.1發(fā)動機(jī)參數(shù)設(shè)置

發(fā)動機(jī)參數(shù)設(shè)置中需要設(shè)定缸體、活塞與氣缸頂3個區(qū)域，設(shè)置的參數(shù)有缸徑、沖程、連桿長度、活塞銷偏置、渦流比與渦流分布。前三項如表1所示，后三項則使用Converge的默認(rèn)值。

表1 發(fā)動機(jī)參數(shù)

1.1.2計算模型選取

主要的計算模型包括湍流模型、燃燒模型、排放模型(主要為NOx與Soot)和噴霧模型。湍流模型考慮到湍流漩渦，因此選用高精度RNGκ-ε模型[14]。燃燒模型選用SAGE詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)算法[15]，其特點(diǎn)是可以讀入CHEMKIN格式的化學(xué)反應(yīng)機(jī)制，通過求解反應(yīng)動力學(xué)的常微分方程來進(jìn)行燃燒模擬。NOx模型選用應(yīng)用最為廣泛的Extended Zeldovich模型，Soot模型包括生成與氧化模型，炭煙生成模型為Hiroyasu Soot模型[16]，炭煙的氧化模型為NSC模型[17]。

1.1.3初始條件設(shè)置

初始條件是從Boost軟件中讀取的曲軸轉(zhuǎn)角為310°時的各項參數(shù)，包括初始缸壓、溫度，進(jìn)排氣道的壓力與溫度以及循環(huán)噴油量。表2示出了柴油機(jī)在1 000 r/min下正常進(jìn)氣(米勒度為0，即M0)以及采用米勒循環(huán)進(jìn)氣(進(jìn)氣門提前50°曲軸轉(zhuǎn)角關(guān)閉，米勒度為-50，即M-50)的初始條件。

表2 初始條件

1.1.4網(wǎng)格設(shè)置

在網(wǎng)格設(shè)置中，由于Converge是自適應(yīng)網(wǎng)格，可以把基礎(chǔ)網(wǎng)格設(shè)置較大，以節(jié)省計算時間，設(shè)置尺寸為8 mm。對氣缸與進(jìn)氣道兩個計算域進(jìn)行自適應(yīng)加密，加密級數(shù)為1(網(wǎng)格尺寸為基礎(chǔ)網(wǎng)格的1/21倍，即尺寸為4 mm)，這是由于缸內(nèi)有混合噴霧和燃燒過程，過粗的網(wǎng)格對計算精度不利，且有不收斂的風(fēng)險，同時進(jìn)氣道在進(jìn)氣過程中會產(chǎn)生強(qiáng)烈的湍流，湍流對混合和燃燒影響十分劇烈，必須精確模擬。

在固定區(qū)域加密(Fixed embedding)中指定進(jìn)、排氣門倒角部位進(jìn)行固定加密，加密級數(shù)為2(網(wǎng)格尺寸為基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸的1/22倍，即尺寸為2 mm)。這是因?yàn)闅忾T倒角附近為氣門與氣門座的閉合處(見圖3)，結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜；另外這里也是缸內(nèi)與氣道區(qū)域的分界處，細(xì)微的結(jié)構(gòu)也會影響湍流運(yùn)動。

圖3 進(jìn)排氣倒角加密處

計算過程中的網(wǎng)格數(shù)在上止點(diǎn)最少，為54 398個，在下止點(diǎn)數(shù)目最多，為 301 638個，邊界層數(shù)目是1。

1.2 切面選取

為了分析缸內(nèi)氣體流動、混合和燃燒情況，選取了2個不同位置的切面(見圖4)，切面1位于氣缸中心處，切面2距離氣缸蓋頂部8 mm。

圖4 切面位置

2 三維仿真計算分析

在1 000 r/min工況下，對正常進(jìn)氣(M0)與米勒循環(huán)下的方案(M-50與定爆發(fā)壓力下噴油提前角為14°曲軸轉(zhuǎn)角)進(jìn)行三維數(shù)值計算，對比兩者在氣流運(yùn)動、燃燒和排放方面的差異。

2.1 模型驗(yàn)證

燃燒放熱率的對比驗(yàn)證可以通過比較燃油消耗率來驗(yàn)證。如圖5所示，不同轉(zhuǎn)速下燃油消耗率的原機(jī)試驗(yàn)值與仿真值較為吻合。在1 000 r/min轉(zhuǎn)速下，燃油消耗率的原機(jī)試驗(yàn)值和仿真值最為接近，誤差為0.98%。

圖5 燃油消耗率對比

圖6示出缸內(nèi)壓力Converge仿真結(jié)果與原機(jī)試驗(yàn)值的對比。由圖可知，仿真結(jié)果與試驗(yàn)值基本吻合，兩者最高燃燒壓力相同，都是15.3 MPa，小于限值壓力值15.5 MPa。在壓縮過程中，試驗(yàn)值略高于仿真結(jié)果，而且仿真結(jié)果略有滯后。一方面可能是測量誤差引起的，另一方面由于初始邊界條件的設(shè)定來自于Boost的仿真結(jié)果，導(dǎo)致最終結(jié)果也存在誤差。但從燃燒階段開始，仿真結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好，最高壓力點(diǎn)重合，因此，總體而言Converge仿真結(jié)果與試驗(yàn)值基本吻合。

圖6 缸壓曲線對比

2.2 米勒循環(huán)對氣流運(yùn)動的影響

圖7a示出M0與M-50缸內(nèi)渦流比比較。兩者的渦流都比較小，540°～720°曲軸轉(zhuǎn)角壓縮過程M-50渦流比絕對值小于M0，在壓縮沖程后期M-50渦流比為-0.3，M0渦流比為-0.45。由此可見，進(jìn)氣門早關(guān)使缸內(nèi)的渦流強(qiáng)度減小，不利于燃油與空氣混合。圖7b和圖7c示出缸內(nèi)滾流對比：X軸方向在560°～670°曲軸轉(zhuǎn)角之間M-50的滾流比大于M0，在670°～720°曲軸轉(zhuǎn)角之間M-50的滾流比小于M0，710°曲軸轉(zhuǎn)角處的劇烈波動是由于燃燒開始；在Y軸方向上M-50與M0的滾流方向相反，M-50為順時針，而M0為逆時針，造成這個現(xiàn)象的原因是M-50進(jìn)氣門提早關(guān)閉，限制了缸內(nèi)Y軸方向逆時針滾流的發(fā)展。因此可以得出：進(jìn)氣門早關(guān)會限制缸內(nèi)的氣流運(yùn)動。

圖7 M0與M-50缸內(nèi)氣流運(yùn)動

圖8對比了轉(zhuǎn)速1 000 r/min下M0與M-50壓縮過程氣體流場，M0進(jìn)氣門在580°曲軸轉(zhuǎn)角時關(guān)閉，M-50進(jìn)氣門關(guān)閉時刻是530°曲軸轉(zhuǎn)角。通過觀察580°～660°曲軸轉(zhuǎn)角速度場變化可以看出，在進(jìn)氣門關(guān)閉到上止點(diǎn)這段時間缸內(nèi)氣流的速度逐漸減小，其原因主要是活塞處于上行階段，阻礙了缸內(nèi)氣體運(yùn)動。M0缸內(nèi)滾流強(qiáng)于M-50，滾流的方向有順時針也有逆時針，M0缸內(nèi)逆時針滾流較強(qiáng)，M-50順時針滾流占據(jù)主導(dǎo)，隨著曲軸轉(zhuǎn)角增大，滾流強(qiáng)度逐漸減小。660°曲軸轉(zhuǎn)角時M-50進(jìn)氣門一側(cè)逐漸形成逆時針氣流運(yùn)動，在排氣門一側(cè)形成順時針氣流運(yùn)動，兩者在氣缸中部形成對流。M0在氣缸中形成逆時針方向流動，且進(jìn)氣門一側(cè)氣流運(yùn)動更強(qiáng)。M-50中速度較大的區(qū)域集中在排氣門一側(cè)，M0中速度較大的區(qū)域從排氣門一側(cè)慢慢向進(jìn)氣門一側(cè)轉(zhuǎn)變，這更有利于氣體在缸內(nèi)均勻分布，不會形成局部混合氣過濃。

圖8 壓縮過程流場對比

圖9示出了715°～730°曲軸轉(zhuǎn)角燃燒期間M0與M-50缸內(nèi)氣體流場與油束發(fā)展情況。油束未完全碰壁之前，由于燃油噴射速度遠(yuǎn)大于缸內(nèi)氣體流速，會使油束與氣體之間存在動量交換，燃油黏性作用使得氣體和噴霧邊界層產(chǎn)生一定的空氣卷吸，在油束周邊使氣體形成渦旋。715°曲軸轉(zhuǎn)角時M0的渦旋形成在油束下端，M-50在油束下端與前端形成了明顯的渦團(tuán)區(qū)，凹坑處的渦旋非常明顯，有利于前端燃油與空氣混合。隨著曲軸轉(zhuǎn)角增大，M0與M-50渦旋逐漸向活塞凹坑運(yùn)動，730°曲軸轉(zhuǎn)角時運(yùn)動到凹坑處的渦旋由于擠流作用基本消失，在噴油中心處有一部分渦旋，這是因?yàn)榇颂帤怏w流速高，燃油與氣體之間相互作用大。M0與M-50在燃燒期間流場差別主要體現(xiàn)在715°曲軸轉(zhuǎn)角，M-50中渦團(tuán)強(qiáng)度相較于M0更大，且噴霧區(qū)域的流場與空氣區(qū)域流場有明顯分界線，兩者形成對流，有利于前期燃油的混合。

圖10示出720°曲軸轉(zhuǎn)角時M0和M-50在切面2上的流場分布。流速高的區(qū)域基本在油束周邊，因?yàn)橛褪鴩娚渌俣雀撸c空氣之間存在動量交換，使氣體流速增加，油束周圍的空氣由于卷吸效應(yīng)會形成渦旋，這一部分渦旋有利于燃油與周邊氣體混合，噴霧流場與外圍的空氣流場流速差別較大，同時也發(fā)現(xiàn)M-50中流場更加規(guī)則，這有利于氣體與燃油的混合。

圖10 720°曲軸轉(zhuǎn)角時切面2流場

2.3 燃燒期間混合氣濃度與湍動能對比

圖11示出柴油機(jī)轉(zhuǎn)速1 000 r/min下M0和M-50燃燒過程中油束的變化情況。燃燒初期，燃油以油束為中心向外蒸發(fā)擴(kuò)散，油束邊緣的混合氣當(dāng)量比在1.5左右，油束中心混合氣當(dāng)量比在4左右，油束前端的油滴蒸發(fā)完全，沒有油滴粒子存在。由于氣缸直徑大，燃油運(yùn)動時間長，在碰壁前基本已經(jīng)蒸發(fā)。在720°曲軸轉(zhuǎn)角時M0中燃油開始碰壁，碰壁位置在擠流唇處，M-50中由于噴油晚還未碰壁。725°曲軸轉(zhuǎn)角時M-50中油束前端開始在擠流唇部碰壁，此時M0 中碰壁后的燃油通過反彈與氣體擠流運(yùn)動在擠流區(qū)向壁面擴(kuò)散。730°曲軸轉(zhuǎn)角時M0中燃油基本充滿擠流區(qū)，M-50中油束前端燃油碰壁后向擠流區(qū)運(yùn)動，同時由于活塞下行，油束碰壁位置上移，部分燃油直接向擠流區(qū)運(yùn)動，同時有部分燃油由于氣流下行擴(kuò)散到活塞表面，因而形成濃混合區(qū)。

圖11 M0和M-50燃油發(fā)展

圖12示出720°曲軸轉(zhuǎn)角時切面2上燃油分布情況。M0由于噴油早，燃油擴(kuò)散更廣，油束前端由于氣體渦旋運(yùn)動，不同油束間燃油分離擴(kuò)散，形成叉狀，油束中部混合氣濃度最高，當(dāng)量比值在4以上，易在此處生成Soot排放物。M-50中油束集中在燃燒室中部，且燃油分布均勻。

圖12 720°曲軸轉(zhuǎn)角時切面2燃油分布

圖13示出M0與M-50湍動能對比。在600°曲軸轉(zhuǎn)角之前M-50湍動能明顯比M0高，M-50中湍動能的兩處峰值分別是90 m2/s2和61 m2/s2，M0湍動能的兩處峰值分別是27 m2/s2和38 m2/s2。600°曲軸轉(zhuǎn)角以后M0與M-50湍動能基本相同。前期M-50湍動能高是因?yàn)槠湓鰤罕雀邔?dǎo)致進(jìn)氣流速高，600°曲軸轉(zhuǎn)角以后缸內(nèi)氣流運(yùn)動主要受活塞與燃燒影響，在710°曲軸轉(zhuǎn)角時湍動能有一個跳躍變化，這是燃燒開始的標(biāo)志。對比M0與M-50中湍動能變化趨勢，區(qū)別主要體現(xiàn)在進(jìn)氣過程中，在燃燒期間兩者基本一樣。

圖13 M0與M-50的湍動能對比

圖14示出720°曲軸轉(zhuǎn)角時湍動能云圖對比。湍動能較高的區(qū)域與噴霧區(qū)域相同，噴霧區(qū)域由于油束與空氣之間相互作用，氣體流速較大，從速度場可以發(fā)現(xiàn)這一區(qū)域流速基本在20 m/s以上，外圍空氣流場流速基本低于2 m/s，湍動能越高越有利于火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖14 720°曲軸轉(zhuǎn)角時湍動能云圖對比

3 結(jié)論

構(gòu)建了燃燒模型，對基于米勒循環(huán)的某柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒進(jìn)行了CFD仿真分析，在1 000 r/min工況，得到如下結(jié)論：

a) 壓縮過程中，M-50缸內(nèi)渦流比以及Y軸方向滾流比比M0低；M-50缸內(nèi)氣流速度較大區(qū)域位置相對固化，而M0則有所變化，因此在壓縮過程中M0更利于均勻混合氣的形成；

b) 在燃燒前期，M-50中渦團(tuán)強(qiáng)度相較于M0更大，且流場更加規(guī)則；M-50中油束集中在燃燒室中部，燃油分布均勻，而M0不同油束間分離擴(kuò)散，形成叉狀，燃油主要分布在油束中部，因此在燃燒前期M-50燃油和空氣混合得更均勻；

c) 進(jìn)氣過程中M-50的湍動能高于M0，在燃燒期間兩者基本一樣；湍動能較高的區(qū)域與噴霧區(qū)域相同，燃燒期間的湍動能主要受到油束擴(kuò)散影響。