燃燒模擬在國六柴油機燃燒系統(tǒng)開發(fā)中的應用

李軍成，李明星，曾麗麗，張志雄

(廣西玉柴機器股份有限公司工程研究院，廣西 南寧 530007)

內(nèi)燃機是當前主要的動力裝置，其在一些領(lǐng)域內(nèi)的應用短時期內(nèi)仍無法被取代[1]，其中熱效率較高的柴油機將依然是主力軍。我國將全面實施車用柴油機第六階段排放標準，這對柴油機的燃燒系統(tǒng)和后處理系統(tǒng)開發(fā)提出了更高的要求。因此，如何高效率、低成本地開發(fā)性能優(yōu)良的燃燒系統(tǒng)，是柴油機設計必須考慮的問題。

基于計算流體力學的三維燃燒模擬技術(shù)已被廣泛應用于柴油機燃燒系統(tǒng)的開發(fā)研究[2-4]，該技術(shù)可對進氣流動、噴油器參數(shù)和燃燒室形狀參數(shù)進行分析，提高系統(tǒng)一次開發(fā)成功率，縮短開發(fā)周期，從而降低開發(fā)成本[5-8]。如果在虛擬樣機開發(fā)階段即開展燃燒模擬，那么物理樣機階段的試驗驗證效率將大大提高。然而，虛擬樣機階段往往輸入?yún)?shù)不全，且缺乏校核計算模型的試驗數(shù)據(jù)，有效地應用燃燒模擬具有一定難度。因此，本研究在某柴油機虛擬樣機開發(fā)階段開展三維燃燒模擬的應用研究，探討如何有效應用該技術(shù)提高燃燒系統(tǒng)開發(fā)效率。

1 柴油機燃燒模擬建模

研究采用1臺輕型4缸增壓中冷高壓共軌柴油機，其主要參數(shù)如表1所示。因為噴油器的噴孔中心對稱分布，故基于AVL FIRE軟件建立1/n氣缸(n為噴孔數(shù))的高壓循環(huán)計算模型。

表1 柴油機主要參數(shù)

1.1 燃燒系統(tǒng)選型方案

根據(jù)統(tǒng)計數(shù)據(jù)設計了3個燃燒室和4種噴油器的選型方案，全因子組合共12種方案。燃燒室如圖1所示，分別稱為SF1、SF2和SF3，3個燃燒室均為ω縮口型，主要差異在于喉口位置和燃燒室深度。提出4種噴孔包角相同的噴油器與燃燒室匹配，涉及2種孔數(shù)和3種流量：(1)8孔、流量900 mL/min和860 mL/min，分別稱為N8_900和N8_860；(2)7孔、流量860 mL/min和820 mL/min，分別稱為N7_860和N7_820。顯然，在物理樣機試驗前，需要對燃燒室和噴油器的匹配性能進行計算分析。

1.2 柴油機工況及計算情況

選擇該柴油機應用車型實際路況中常用的2個工況進行模擬計算，工況參數(shù)如表2所示，工況1為中速高負荷，工況2為低速低負荷。為了分析各方案的一氧化氮(NO)與指示燃油消耗率(ISFC)、炭煙(soot)的trade-off趨勢特性，設置表3所示的軌壓和噴油時刻(SOI)。為了在等噴油持續(xù)期條件下對噴油器進行比較，以N8_900工況1的120 MPa和工況2的69 MPa的噴油持續(xù)期為準，N8_860和N7_820兩個工況分別補充一個軌壓，N7_860僅需工況2補充一個軌壓。另外，為考慮油嘴凸出高度(凸高)的影響，依據(jù)經(jīng)驗設定3個凸高水平：1.44 mm，1.84 mm和2.24 mm。

表2 柴油機工況點

表3 軌壓和SOI設置情況

在兩個工況條件下，以燃燒室、噴油器、凸高、軌壓和SOI作為研究變量，總共計算499個情況。

1.3 模型標定

在虛擬樣機開發(fā)階段無相應的試驗數(shù)據(jù)校核計算模型，這是應用燃燒模擬的一個難題。為了確保模型的預測效果，首先，對另一款缸徑相同結(jié)構(gòu)相似的2.2 L四缸柴油機建立三維燃燒計算模型，然后用該柴油機的燃燒分析試驗數(shù)據(jù)標定噴霧和燃燒模型系數(shù)。該柴油機2 620 r/min全負荷工況的標定結(jié)果如圖2所示，雖然計算的著火時刻比試驗的推遲1.9°曲軸轉(zhuǎn)角，但計算的缸內(nèi)峰值壓力的相對誤差為0.96%，0°～80°曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)計算的缸內(nèi)壓力值最大相對誤差為-6.71%，故計算的缸內(nèi)壓力值與試驗測試值吻合良好，計算的放熱率曲線形狀與試驗的曲線形狀吻合良好。因此，經(jīng)過標定的相似柴油機的三維燃燒模擬模型可對缸內(nèi)燃燒過程進行預測。標定后的噴霧和燃燒模型系數(shù)可直接用于當前柴油機燃燒模型，為模型計算預測的可信性提供了一定保證。

圖2 相似柴油機三維燃燒計算模型標定結(jié)果

2 計算結(jié)果與分析

2.1 油嘴凸高的影響

首先選擇燃燒室SF1與噴油器匹配，對3個凸高進行分析。將ISFC、NO和soot以凸高2.24 mm，SOI為-6°ATDC的計算結(jié)果為基準進行當量化處理。圖3示出工況1，N8_860噴油器，120 MPa軌壓的結(jié)果。在相同SOI條件下，與凸高2.24 mm相比，凸高1.84 mm的ISFC差異不大，NO排放降低4.3%～6.2%，soot排放升高15.2%～61.9%；凸高1.44 mm的ISFC升高0.7%～1.0%，NO排放降低13.2%～18.8%，而soot排放卻升高1.46～2.47倍。因篇幅所限，未在此展示軌壓為110 MPa和130 MPa的凸高影響趨勢，以及燃燒室SF1與其他噴油器匹配的凸高影響趨勢，但趨勢均與圖3所示的趨勢相似。

圖3 凸高的影響(工況1：燃燒室SF1，N8_860，120 MPa)

燃燒室SF1配凸高1.44 mm的柴油機性能欠佳，應排除；凸高1.84 mm與2.24 mm的NO-ISFC差異不大，保留繼續(xù)分析。由圖1可知，燃燒室SF3的喉口高度和SF1的相同，而喉口直徑略小，與其匹配的最佳凸高可能與SF1的相似或略?。籗F2的喉口高度比SF1的低，其匹配的最佳凸高可能比SF1匹配的最佳凸高相似或略大。因此，對于燃燒室SF2和SF3與噴油器的匹配分析，凸高設置1.84 mm和2.24 mm。

2.2 燃燒室與噴油器匹配分析

以工況1條件下燃燒室SF1，噴油器N8_860，凸高2.24 mm，軌壓120 MPa，SOI為-6°ATDC的計算結(jié)果為基準，將各方案兩個工況的ISFC、NO和soot進行當量化。將當量化后的結(jié)果按燃燒室分為3組，分別繪制NO-ISFC和NO-soot散點圖進行比較。

在工況1條件下，燃燒室SF1的NO-ISFC和NO-soot如圖4所示，在圖上根據(jù)靠近左側(cè)和下側(cè)坐標軸的數(shù)據(jù)點畫出trade-off參考線，越靠近參考線的方案其trade-off性能越好。如圖5所示，將兩個凸高的結(jié)果分離，選出NO-ISFC和NO-soot性能較優(yōu)的方案。當凸高為1.84 mm時，N8_900和N7_860噴油器的NO-ISFC散點較靠近參考線。當凸高2.24 mm時，N7_860噴油器的NO-soot散點最靠近參考線，其次是N8_900噴油器。另外，根據(jù)圖4和圖5，凸高為2.24 mm的ISFC與凸高1.84 mm的差異很小，但凸高2.24 mm的soot排放有較大優(yōu)勢，因此燃燒室SF1應選擇凸高為2.24 mm。

圖4 工況1燃燒室SF1與噴油器匹配的結(jié)果

圖5 工況1燃燒室SF1的tarde-off較優(yōu)的結(jié)果

在工況1條件下，凸高取2.24 mm，以流量900 mL/min噴油器120 MPa下噴油持續(xù)期為基準，比較相同噴油持續(xù)期下各噴油器的性能。如圖6所示，小流量噴油器提高軌壓縮短噴油持續(xù)期后，ISFC降低，soot排放降低，NO排放增高。這是因為小流量噴油器的孔徑較小，噴霧破碎、混合較好。由于小流量噴油器NO排放的增高，其NO-ISFC性能并未比N8_900好；N7_860的NO-soot性能依然最好，N8_900的NO-soot性能比較好。

圖6 工況1相同噴油持續(xù)期條件下性能對比

使用相同分析方法對工況2的計算結(jié)果進行分析，工況2條件下燃燒室SF1當量化的NO-ISFC和NO-soot如圖7所示，不同噴油器的性能差異比工況1的差異明顯。噴油器N8_900的NO-ISFC和NO-soot的trade-off散點最靠近參考線，其次是噴油器N7_860，這主要是因為它們的NO排放相對較低。若將凸高1.84 mm和2.24 mm的結(jié)果分別繪制trade-off散點圖，這兩個噴油器的凸高為1.84 mm時性能最優(yōu)。

圖7 工況2燃燒室SF1與噴油器匹配的結(jié)果

燃燒室SF1在工況1和工況2的最佳凸高不同，考慮到工況2引入外部EGR控制NO排放，可優(yōu)先考慮工況1的性能，凸高定為2.24 mm。至此，選出與燃燒室SF1匹配較優(yōu)的噴油器是N8_900和 N7_860。隨后可分別對燃燒室SF2和SF3的計算結(jié)果進行類似分析，分別得出與其匹配較優(yōu)的噴油器方案(見表4)。

表4 燃燒室與噴油器匹配較優(yōu)的方案

2.3 方案選擇

對表4方案進行對比，確定方案排序。工況1的對比如圖8所示。由圖8a可知，在相同噴油持續(xù)期條件下，SF1_N8_900和SF3_N8_900的NO-ISFC性能居中，SF2_N8_900的NO-ISFC性能最好，SF1_N7_860的NO-ISFC性能最差；然而，圖8b所示各方案之間NO-soot性能的相對情況與NO-ISFC相反。由圖9可知，工況2條件下SF1_N8_900的NO-ISFC和NO-soot性能最好。在相同SOI條件下，圖9a顯示各方案的ISFC差異不大，圖9b顯示各方案的soot排放差異較明顯?？紤]到模型無法對炭煙定量預測，方案排序如下：第一方案SF1_N8_900,第二方案SF2_N8_900，第三方案SF1_N7_900，第四方案SF3_N8_900。最終，通過對12種燃燒室與噴油器的搭配方案的計算分析，確定推薦4種方案及優(yōu)先排序進行試驗驗證。

圖8 各燃燒室較優(yōu)方案工況1的性能對比(N7_860軌壓130 MPa，N8_900軌壓120 MPa)

圖9 各燃燒室較優(yōu)方案工況2的性能對比(N7_860軌壓75 MPa，N8_900軌壓69 MPa)

3 試驗驗證

按照2.3節(jié)的排序方案，首先對第一方案進行試驗；接著對第三方案未使用7孔噴油器，而用N8_860噴油器進行試驗；然后對第二方案進行試驗；未對第四方案進行試驗。

SF1燃燒室配N8_900和N8_860噴油器的計算與相近工況的試驗對比如圖10和圖11所示，補充其他凸高的計算。計算的凸高和流量對指示燃油消耗率的影響趨勢與試驗的有效燃油消耗率趨勢吻合，計算的凸高和流量對炭煙排放的影響趨勢與試驗基本吻合。另外，第二方案2 200 r/min外特性試驗顯示其有效燃油消耗率、NOx和炭煙排放都比第一方案高；在工況1，計算顯示第二方案比第一方案指示燃油消耗率略低，指示燃油消耗率趨勢與試驗有效燃油消耗率趨勢不吻合；NO和炭煙排放增高，計算與試驗吻合。經(jīng)過對3個方案的多工況試驗對比，確定第一方案綜合性能最好，可作為后續(xù)開發(fā)方案。

圖10 當量化燃油消耗率對比

圖11 當量化炭煙對比

4 結(jié)論

a) 燃燒室形狀、噴油器和油嘴凸高之間的匹配對柴油機燃燒排放性能有直接影響，三者之間的變化和匹配優(yōu)化是柴油機燃燒系統(tǒng)開發(fā)的關(guān)鍵考量；

b) 經(jīng)過合理標定的三維燃燒模擬計算模型具有可信的預測能力，可在虛擬樣機開發(fā)階段對燃燒室、噴油器和油嘴凸高之間的匹配進行分析尋優(yōu)，指導物理樣機的試驗驗證；

c) 隨著油嘴凸高的增大，炭煙排放顯著降低，ISFC也降低；流量900 mL/min的噴油器的性能優(yōu)于流量860 mL/min的噴油器。