燃燒室縮口尺寸對(duì)柴油機(jī)燃燒過程的影響

段浩，馬凡華，宋盼盼

(清華大學(xué)，北京 100086)

近年國內(nèi)來愈發(fā)嚴(yán)重的霧霾對(duì)內(nèi)燃機(jī)的排放提出了新的標(biāo)準(zhǔn)和挑戰(zhàn)。降低氮氧化物和炭煙排放能夠有效地促進(jìn)內(nèi)燃機(jī)的清潔燃燒，為此，人們采用了如優(yōu)化EGR系統(tǒng)、噴油系統(tǒng)和進(jìn)排氣系統(tǒng)等多種措施[1]。燃燒室是發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒做功必須依賴的環(huán)境載體，是影響發(fā)動(dòng)機(jī)效率和排放的最基本因素，因此，研究燃燒室形狀對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放的影響有利于設(shè)計(jì)出更加優(yōu)良的燃燒系統(tǒng)，具有重大的實(shí)際意義[2-5]。對(duì)于傳統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試指標(biāo)，無論是在發(fā)動(dòng)機(jī)幾何形狀和燃燒系統(tǒng)參數(shù)的關(guān)系上，還是在發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放特性方面，都只能提供有限的信息，而內(nèi)燃機(jī)多維數(shù)值模擬技術(shù)的發(fā)展以及AVL Fire、STAR-CD等一系列CFD仿真工具的應(yīng)用，對(duì)內(nèi)燃機(jī)仿真提供了更多強(qiáng)有力的技術(shù)支撐[6-10]。

縮口是發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的一個(gè)重要設(shè)計(jì)，縮口尺寸直接影響燃燒室口徑比的變化，對(duì)缸內(nèi)燃燒過程有不可忽視的影響。本研究基于某農(nóng)用柴油機(jī)，利用CFD仿真軟件對(duì)不同口徑比的燃燒室缸內(nèi)燃燒進(jìn)行三維仿真計(jì)算，研究縮口尺寸對(duì)燃燒和排放的影響，為優(yōu)化發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放提供了仿真依據(jù)。

1 燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案

研究對(duì)象為某大功率直噴4缸農(nóng)用柴油機(jī)，其基本參數(shù)見表1，燃燒室結(jié)構(gòu)見圖1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)

表2列出噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)，噴油器安裝方式為中置。

在原機(jī)的基礎(chǔ)上，保持壓縮比基本相同的前提下(ε=17.3)，改變?nèi)紵铱s口尺寸，設(shè)計(jì)了5種不同的燃燒室結(jié)構(gòu)，5種燃燒室的結(jié)構(gòu)和參數(shù)分別見圖2和表3?？梢钥闯?，隨著設(shè)計(jì)縮口尺寸的減小，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中心軸線深度逐漸增大，例如對(duì)于燃燒室型式1和型式5，縮口直徑分別為61 mm和53 mm，對(duì)應(yīng)燃燒室中心軸線深度分別為5.77 mm和7.18 mm，這是因?yàn)轫毚_保不同型式的燃燒室具有相同的壓縮比。

表2 噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 燃燒室結(jié)構(gòu)

型式縮口直徑/mm口徑比型式1610.61型式2590.59型式3570.57型式4550.55型式5530.53

2 仿真模型的建立和驗(yàn)證

2.1 數(shù)學(xué)模型

本研究采用的湍流模型、噴霧模型、燃燒模型等計(jì)算模型見表4。為了描述發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)氣體充量在整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中復(fù)雜的湍流運(yùn)動(dòng)，模擬計(jì)算中經(jīng)常會(huì)用到多種不同的湍流模型，包括亞網(wǎng)格尺度模型、單方程模型和雷諾應(yīng)力模型等，本研究采用的是一種針對(duì)高雷諾數(shù)的湍流模型，即κ-ε模型。本研究選用的燃燒模型為ECFM-3Z模型，這是一種統(tǒng)一考慮了自燃、預(yù)混燃燒和非預(yù)混燃燒的燃燒模型，廣泛適用于汽油機(jī)和柴油機(jī)。

表4 計(jì)算模型

2.2 仿真模型的建立

本研究中，仿真計(jì)算從進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻開始到排氣門開啟時(shí)刻結(jié)束，假設(shè)氣缸壁面為絕熱壁面和固定溫度壁面。利用Creo軟件對(duì)柴油機(jī)燃燒室進(jìn)行三維仿真建模，然后將模型導(dǎo)入CFD仿真軟件Converge，并對(duì)缸內(nèi)燃燒過程進(jìn)行仿真計(jì)算。相比于其他的CFD仿真軟件，本研究采用的Converge成功地解決了CFD領(lǐng)域中非常棘手的動(dòng)網(wǎng)格問題，其完全自動(dòng)化的網(wǎng)格生成功能不僅消除了網(wǎng)格劃分的時(shí)間，而且極大地提高軟件使用效率。計(jì)算網(wǎng)格劃分見圖3。

圖3 模型計(jì)算網(wǎng)格劃分(原機(jī))

2.3 仿真模型的驗(yàn)證

本研究選擇了2個(gè)工況作為標(biāo)定工況，2種標(biāo)定工況的具體參數(shù)見表5。

表5 標(biāo)定工況參數(shù)

圖4示出仿真計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量示功圖的比較，可見在2個(gè)工況下，仿真缸壓曲線與試驗(yàn)曲線基本重合，壓力峰值誤差分別為1.41%和0.84%，誤差在允許范圍內(nèi)，表明本研究所選用的計(jì)算模型和方法是合理的，以此為基礎(chǔ)進(jìn)行的仿真計(jì)算是可靠的。

圖4 試驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果及分析

對(duì)上述5種型式的燃燒室進(jìn)行了仿真研究，從燃燒和排放兩個(gè)方面分析了縮口尺寸對(duì)柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒過程的影響，仿真工況選定為工況1。

3.1 對(duì)燃燒的影響

圖5示出不同型式燃燒室在上止點(diǎn)后5°時(shí)，氣缸中心軸線所在平面燃空當(dāng)量比和湍動(dòng)能的計(jì)算結(jié)果。由圖5可見，燃燒室內(nèi)燃空當(dāng)量比較大的區(qū)域主要集中在油束周邊以及燃燒室兩側(cè)壁面處，縮口直徑的變化并未顯著改變缸內(nèi)燃油分布。隨著縮口直徑的減小，燃燒室壁面燃料富集區(qū)被拉長，同時(shí)油束下方部分區(qū)域燃空當(dāng)量比也有所增大。湍動(dòng)能較大的區(qū)域集中在燃燒室頂端中心到燃燒室兩側(cè)壁面的錐形區(qū)域內(nèi)，隨著縮口尺寸的減小，高湍動(dòng)能區(qū)域向上、下兩端延伸，缸內(nèi)湍動(dòng)能也有所增大。

圖6示出不同曲軸轉(zhuǎn)角下湍動(dòng)能的變化規(guī)律。由圖6可見，各方案下湍動(dòng)能曲線均先緩慢減小，在3°BTDC附近由于發(fā)火急劇增大，并在20°ATDC左右達(dá)到峰值，之后迅速減小。在上止點(diǎn)附近，燃燒室內(nèi)的湍流特性基本取決于燃燒室的幾何形狀，相比而言，此時(shí)型式5對(duì)應(yīng)缸內(nèi)湍動(dòng)能最大，說明減小縮口直徑有利于缸內(nèi)燃?xì)饣旌?，可促進(jìn)缸內(nèi)流動(dòng)。

圖5 燃空當(dāng)量比和湍動(dòng)能計(jì)算結(jié)果

圖6 湍動(dòng)能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖7示出不同型式燃燒室缸內(nèi)壓力峰值和溫度峰值對(duì)比。由圖7可見，型式1燃燒室缸內(nèi)壓力峰值最大，而型式5最小，缸壓大體上隨燃燒室縮口直徑的減小而減小，但缸內(nèi)最大壓力變化并不大，差異不超過1%，可以認(rèn)為縮口大小對(duì)缸內(nèi)最大壓力無顯著影響。缸內(nèi)溫度則隨縮口尺寸的不同而略有變化，型式3對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)最大溫度最高，達(dá)到了1 853 K，相比型式1對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)溫度(1 817 K)增加了1.98%，這說明縮口可以在一定程度上改善缸內(nèi)燃燒過程，但并不是越大越好，存在著一個(gè)尺寸最佳的縮口，使得缸內(nèi)燃燒效果達(dá)到最佳。事實(shí)上，口徑比的變化直接影響缸內(nèi)油氣混合情況，對(duì)燃油霧化質(zhì)量和噴射速率也會(huì)有影響，但在本研究選取的噴油壓力范圍內(nèi)，缸內(nèi)最大壓力和最大溫度變化并不顯著，說明此范圍內(nèi)燃油霧化已基本達(dá)到最佳，通過改變?nèi)紵铱趶奖葘?duì)油氣混合和燃燒的促進(jìn)效果并不明顯。

圖7 缸內(nèi)壓力和縮口直徑隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖8示出不同型式燃燒室缸內(nèi)速度場的對(duì)比。由圖8可以看出，發(fā)火時(shí)刻缸內(nèi)速度場基本相同，這是由于此時(shí)缸內(nèi)燃油分布情況大體相同。當(dāng)活塞運(yùn)行到上止點(diǎn)時(shí)，速度場隨著縮口直徑的減小略有增強(qiáng)，這是由于縮口可以對(duì)氣流造成較強(qiáng)的擾動(dòng)，提高縮口處流體的流動(dòng)速度。高速?zèng)_入燃燒室底部的氣流會(huì)形成強(qiáng)烈的擠流，而且縮口越小，擾動(dòng)越強(qiáng)烈，燃燒室底部回流越強(qiáng)。隨著燃燒的進(jìn)行，當(dāng)活塞運(yùn)行到45°ATDC時(shí)，燃燒進(jìn)入到緩燃期，此時(shí)對(duì)于縮口直徑較小的燃燒室，更多的燃油已被燒掉，燃燒速率迅速下降，不過仍然高于縮口直徑較大的燃燒室。

圖8 不同型式燃燒室缸內(nèi)速度場對(duì)比

3.2 對(duì)排放的影響

圖9示出不同型式燃燒室NOx生成量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。由圖9可見，隨著縮口直徑的減小，NOx生成量逐漸增大，但當(dāng)縮口直徑減小到53 mm時(shí)，NOx生成量反而有所下降。本研究中，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)溫度較高(峰值達(dá)到了1 800 K以上)，NOx生成途徑為溫度型NOx，即缸內(nèi)NOx主要是由空氣中的氮?dú)夂脱鯕庠诟邷叵律傻?，影響其生成量的主要因素是煙氣中的氧含量、燃燒溫度及煙氣在高溫區(qū)的停留時(shí)間。隨著燃燒室縮口直徑的減小，缸內(nèi)溫度先增大后減小，因而NOx生成量也呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律。

圖9 NOx生成量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖10示出不同型式燃燒室炭煙生成量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。由圖10可見，縮口尺寸對(duì)缸內(nèi)炭煙最大生成量的影響較大，并且缸內(nèi)炭煙最大生成量隨縮口直徑的變化趨勢(shì)與NOx正好相反，這是因?yàn)椴裼蜋C(jī)中炭煙生成也主要取決于運(yùn)轉(zhuǎn)工況，尤其是排氣溫度。當(dāng)排氣溫度大于500 ℃時(shí)，炭煙基本上是碳質(zhì)微球的聚集體，缸內(nèi)溫度的提高導(dǎo)致炭煙氧化速率增大，因而會(huì)延緩炭煙的生成。

圖10 炭煙生成量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖11示出排氣門打開時(shí)刻不同燃燒室缸內(nèi)NOx和炭煙的生成情況。由圖11可以看出，在排氣門打開時(shí)刻，NOx生成量隨著縮口直徑的減小先增大后減小，而炭煙則隨縮口直徑的減小呈現(xiàn)出鋸齒形上升的趨勢(shì)。

圖11 排氣門打開時(shí)刻N(yùn)Ox和炭煙生成量

3.3 對(duì)熱效率的影響

不同型式燃燒室對(duì)應(yīng)的有效熱效率見圖12。由圖12可以看出，熱效率隨縮口直徑的減小先增大后減小，當(dāng)縮口直徑為57 mm時(shí)，有效熱效率最高，為39.83%。

圖12 熱效率隨縮口直徑的變化

考慮排放時(shí)，型式2燃燒室在排氣門打開時(shí)刻炭煙排放最低，NOx排放相對(duì)而言也能控制在一個(gè)較低的水平，故為最佳燃燒室；僅考慮燃燒效率時(shí)，型式3燃燒室有效熱效率最高，為最優(yōu)燃燒室。綜合考慮燃燒、排放等因素，型式2燃燒室排放最佳，熱效率較高，可認(rèn)為是最優(yōu)燃燒室。

4 結(jié)論

a) 高湍動(dòng)能區(qū)域隨著縮口尺寸的減小向上、下兩端延伸，缸內(nèi)湍動(dòng)能也有所增大，減小縮口直徑有利于缸內(nèi)燃?xì)饣旌希纱龠M(jìn)缸內(nèi)流動(dòng)；

b) 縮口尺寸對(duì)缸內(nèi)最大壓力無顯著影響，缸內(nèi)溫度則隨縮口尺寸的不同而略有變化，縮口可以在一定程度上改善缸內(nèi)燃燒過程，但并不是越大越好；

c) 發(fā)火時(shí)刻缸內(nèi)速度場基本相同，在上止點(diǎn)處，速度場隨著縮口直徑的減小略有增強(qiáng)，當(dāng)燃燒進(jìn)入到緩燃期，對(duì)于縮口直徑較小的燃燒室，更多的燃油已被燒掉，燃燒速率迅速下降；

d) 隨著縮口直徑的減小，缸內(nèi)NOx最大生成量先增大后減小，而炭煙最大生成量的變化趨勢(shì)與NOx正好相反；在排氣門打開時(shí)刻，NOx排放隨著縮口直徑的減小先增大后減小，炭煙排放則隨呈現(xiàn)出鋸齒形上升的趨勢(shì)；

e) 熱效率隨縮口直徑的減小先增大后減小。

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