“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”柴油機的高原排放特性

李 毅，蘇石川*，徐華平，劉 薇，吳中正，臧瑞斌

(1.江蘇科技大學能源與動力工程學院，鎮(zhèn)江 212003；2.常州玻璃鋼造船廠有限公司，常州 213127)

柴油機在高原地區(qū)運行的時候，由于大氣壓力與空氣含氧量的降低，導致了過量空氣系數(shù)減小[1]。當缸內(nèi)空燃比降低后，就出現(xiàn)了燃燒不充分的現(xiàn)象；同時缸內(nèi)壓力下降，導致燃料貫穿距延長，碰壁現(xiàn)象加劇[2]；燃料滯燃期延長，導致后燃現(xiàn)象嚴重；缸內(nèi)空氣總量減少又導致了缸內(nèi)平均溫度升高。因此高原柴油機的可靠性、動力性與排放性被嚴重削弱。為了改善高原柴油機的性能，當前的研究主要集中在三大方向：其一為增壓器的優(yōu)化，例如可變截面渦輪增壓、相繼增壓、復合增壓和多級渦輪增壓等[3-4]；其二為富氧技術的使用，包括了為柴油機額外供應氧氣與使用富氧燃料等[5-7]；其三為噴油策略的調整，如采用提前噴油[8]、使用預噴策略[9]、調整噴油夾角等[10]。在這三大方向上已經(jīng)有了眾多的研究成果，但是對于柴油機“油-氣-室”匹配的基礎——燃燒室的高原適應性設計優(yōu)化卻鮮有人問津。

當前對于柴油機燃燒室的優(yōu)化主要適用于在低海拔平原的環(huán)境之下。北京理工大學發(fā)動機實驗室[11-12]開發(fā)出的“雙卷流燃燒系統(tǒng)”與“分離式卷流燃燒系統(tǒng)”能夠顯著地改善燃燒室內(nèi)的油氣混合，優(yōu)化燃燒，減少碳煙(SOOT)與NOx等有害物排放。文獻[13-14]指出縮口型燃燒室可以有效地利用渦流和擠流的相互作用改善混合氣的形成過程。付垚等[15]的研究表明雙層分流燃燒室，能夠提高柴油機的動力性與減少有害物的排放。

1 模型建立與驗證

1.1 原型機參數(shù)

原型機的主要參數(shù)如表1所示，其燃燒室為深坑型燃燒室。

1.2 模型建立

根據(jù)原型機參數(shù)，并綜合考量網(wǎng)格狀態(tài)，在AVL-FIRE中建立原型燃燒室網(wǎng)格模型如圖1所示，經(jīng)過網(wǎng)格無關性驗證后，選取網(wǎng)格尺寸為 0.2 mm 進行計算。為了簡化計算，根據(jù)試算結果、實驗數(shù)據(jù)與經(jīng)驗公式，模擬從壓縮上止點前30 °CA到壓縮上止點后120 °CA。平原與高原的計算條件如表2所示。

表1 原型機主要參數(shù)Table 1 Main parameters of the original engine

表2 平原與高原的計算條件Table 2 Alculation conditions of plain and plateau

圖1 原型燃燒室網(wǎng)格模型Fig.1 Mesh of the original combustion chamber

缸內(nèi)平均湍動能為47.46 m2/s2，湍流耗散率為8 954.11 m2/s3。燃燒模型用適合燃料直噴的ECFM 3Z模型，NOx排放模型選用Extended Zeldovich模型，SOOT排放模型為Frolov Kinetic Model。對于噴油的相關模型，選擇適用于熱壁面的walljet1碰壁模型，用Dukowicz模型作為燃料蒸發(fā)模型，選WAVE模型作為噴油破碎模型。燃油平均噴射溫度為320 K，每孔循環(huán)噴油量為23.6 mg。

1.3 實驗

原型機的平原實驗海拔為4 m，平均大氣壓力為0.102 MPa，環(huán)境溫度為32 ℃。試驗所用到的主要儀器如表3所示。

表3 試驗主要實驗設備[17]Table 3 Main experimental equipment[17]

1.4 模型驗證

圖2為原型燃燒室的實驗與模擬示功圖。在實驗示功曲線中，缸壓最大值為13.89 MPa，對應的曲軸轉角為9°BTDC(壓縮上止點前9°CA);而在模擬示功曲線中，缸壓峰值點為14.03 MPa，對應曲軸轉角為8°BTDC。整體誤差限制在5%之內(nèi)，建立的模型能夠較準確地模擬出實際的工作趨勢。

圖2 原型燃燒室的實驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)的對比Fig.2 Comparison of experimental and simulated data of the original combustion chamber

1.5 高原試驗方案設計

由于本研究是為了進行高原環(huán)境下的“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”的“油-氣-室”匹配優(yōu)化。在建立起計算模型(圖3)后，高原計算條件如表2所示，試驗方案設計如下：

四是嚴肅對待評議結果的反饋。人大代表對旁聽案件的評議，是人大代表依法監(jiān)督的實實在在的體現(xiàn)，必須高度重視、認真對待。為此，市人大常委會內(nèi)務司法與法制工作委員會對收集、整理的代表意見和建議，區(qū)分不同情況，采取不同方式反饋給法院，要求法院在規(guī)定的時間內(nèi)及時向人大報告意見和建議的具體落實情況。同時，將人大代表的意見和建議納入法院的內(nèi)部考評，使代表的聲音真真切切地發(fā)揮作用。

(1)將原型機進行高原環(huán)境下的模擬。

(2)在保證壓縮比與燃燒室容積等不變的前提下僅改變?nèi)紵倚螤?，使用高低型雙渦流室雙縮口燃燒室進行替換計算。

(3)將高低型雙渦流室雙縮口燃燒室的最大徑深比(D/H)進行細分，分別為2.6、3.1、3.6、4.1。如圖4所示。

(4)將高低型雙渦流室雙縮口燃燒室進行高低渦流室半徑比(r/R)進行細分，分別為0.4、0.7、1.0、1.3。此時噴油夾角與原型機型相同，為150°。簡圖如圖4所示。

圖3 高低型雙渦流室雙縮口燃燒室Fig.3 Combustion chamber with a higher and a lower reentrant swirl chamber

圖4 不同高低渦流室半徑比r/R和不同徑深比D/HFig.4 CCHL with different ratio of higher and lower swirl chamber r/R and different ratio of diameter and depth D/H

(5)改變高低型雙渦流室雙縮口燃燒室的噴油夾角140°～165°，每5°進行一次計算。

2 計算結果與分析

2.1 平原與高原的特性對比

圖5 平原與高原的示功圖Fig.5 Indicator diagram in plain and plateau

圖5與圖6為原型機在平原與高原的缸壓圖與放熱率，從圖5、圖6可以看出，原型柴油機到了高原，缸壓急劇下降，從原來的14.03 MPa下降到8.91 MPa，降低了36.5%。出現(xiàn)這種狀況一方面是因為高海拔環(huán)境下，缸內(nèi)進氣量不足；另一方面是因為滯燃期延長，后燃現(xiàn)象嚴重。而放熱率曲線由平原的尖而陡變?yōu)楦咴南鄬ζ蕉?，也證明了柴油機在高海拔地區(qū)運行后燃現(xiàn)象嚴重。

圖6 平原與高原的放熱率Fig.6 Heat release rate in plain and plateau

“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”在高海拔區(qū)域也能產(chǎn)生和平原區(qū)域類似的“飛輪效應”，即上渦流室采用圓弧形縮口，能夠產(chǎn)生持久的斜軸渦流(水平旋轉的渦流與縱向翻滾的局部滾流相互作用)，持久的斜軸渦流能夠在壓縮沖程時儲存能量與空氣，在滯燃期加強油氣混合，在后燃期為SOOT的氧化提供氧氣，在整個燃燒期間加強湍流擾動。在高原環(huán)境下，由于缸內(nèi)氣體密度的降低，上渦流室“斜軸渦流”的動能耗散減弱。這使得“斜軸渦流”的持續(xù)時間得以延長。

圖7為高低型雙渦流室雙縮口燃燒室在平原與高原工作時縱剖速度場，在平原與高原環(huán)境下，均在上渦流室產(chǎn)生了縱向局部滾流。一方面，由于平原條件下燃燒室內(nèi)氣體密度高，動能耗散加快，因而在10°ATDC(壓縮上止點后10 °AC)時縱向局部滾流就開始消失，而在高原環(huán)境下到了20°ATDC時縱向局部滾流才開始消失；另一方面，高海拔時噴霧的擴散速度加快與貫穿距離變長，這意味著更多的燃料進入了上下渦流室的縮口中。

圖7 高低型雙渦流室雙縮口燃燒室的平原與高原縱剖速度場Fig.7 Vertical profile velocity field of CCHL in plain and plateau

2.2 不同徑深比對高原排放性的影響

圖8為不同徑深比對“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”高原排放性的影響。

在設計的計算范圍內(nèi)，NOx排放量先是上升，再微微下降，當D/H=3.1時，NOx排放量最高。SOOT排放量先下降后上升再趨于平緩。D/H=3.1時，排放量最低。相對于原型燃燒室，D/H從2.6增加到4.2時，“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”燃燒室所表現(xiàn)出的高原NOx排放均低于原型燃燒室。而SOOT排放量在D/H=3.1時超過了原型燃燒室。

圖8 D/H對高原排放性的影響Fig.8 The effect of D/H on emission in plain and plateau

“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”表現(xiàn)出較低的NOx的原因主要是實現(xiàn)了分流燃燒。當D/H=2.6時，燃料碰壁現(xiàn)象最為嚴重，燃燒不充分現(xiàn)象也最為嚴重，因此出現(xiàn)了最低的NOx排放量與最高的SOOT排放量。隨著D/H的增大，一方面分流脊與上渦流室的距離變遠；另一方面，分流脊與下渦流室的距離變近。這就意味著，進入上渦流室的燃料越來越少，而進入下渦流室的燃料越來越多。上渦流室中的斜軸渦流對混合氣的改善能力不斷減弱，在后燃期對SOOT的氧化能力不斷減弱。當D/H>3.1后，NOx開始下降是因為更多燃料進入下渦流室，發(fā)生了燃燒不充分。圖9為在20°ATDC時，不同D/H的“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”的缸內(nèi)溫度場。隨著D/H的增大，高區(qū)區(qū)域逐漸向燃燒室下方轉移，這正說明了進入上渦流室的燃料越來越少，進入下渦流室的燃料越來越多。為了充分發(fā)揮上渦流室的有益作用，D/H不應過小，也不應過大。在D/H=2.6～4.1的范圍內(nèi)，僅有D/H為3.1時才降低了SOOT，說明在高原缺氧環(huán)境下，雖然斜軸渦流持續(xù)時間延長，但是在后燃期的氧化能力已經(jīng)下降。

圖9 20°ATDC時不同徑深比對缸內(nèi)溫度場的影響Fig.9 Influence of different diameter and depth ratios on the temperature field at 20°ATDC

2.3 不同高低渦流室半徑比r/R對高原排放性的影響

r/R的增大，實際上是上渦流室空間體積相對于下渦流室空間體積的增大。如圖10所示，在計算范圍內(nèi)，隨著r/R的增大，NOx排放量先上升后下降，而SOOT排放量經(jīng)歷了升高、下降、再升高三個階段?？傮w而言，r/R=0.4～1.3的范圍內(nèi)，NOx排放量均低于原型燃燒室，而SOOT排放量在r/R=1.3時已經(jīng)超過了原型燃燒室。

圖10 r/R對排放的影響Fig.10 Influence of r/R on the emission

圖11 10°ATDC與30°ATDC時缸內(nèi)NOx質量分數(shù)分布Fig.11 Distribution of NOx mass fraction in cylinder at 10°ATDC and 30°ATDC

圖12 10°ATDC與30°ATDC時缸內(nèi)SOOT質量分數(shù)分布Fig.12 Distribution of SOOT mass fraction in cylinder at 10°ATDC and 30°ATDC

如圖11所示，“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”在高原環(huán)境中NOx的生成主要分為兩個階段：第一階段為急燃期與緩燃期，在火焰路徑上的高溫區(qū)域內(nèi)大量生成；第二階段為在后燃期的焰后部位與上渦流室中少量產(chǎn)生。而SOOT的生成也主要經(jīng)歷了兩個階段：第一階段為急燃期與緩燃期，SOOT在火焰路徑上大量生成；第二階段為后燃期時，部分SOOT在上渦流室與缸內(nèi)其他位置被氧化，圖12為10°ATDC與30°ATDC時缸內(nèi)SOOT質量分數(shù)分布。當r/R=0.4～0.7時，由于下渦流室變小，在下渦流室的空氣總量減小，增加了SOOT的生成量，而上渦流室的增大，使得上渦流室在后燃期產(chǎn)生的NOx量增大。當r/R=0.7～1.0時，上渦流室空間繼續(xù)增大，其中的空氣質量增大，上渦流室的斜軸渦流作用強化，在后燃期氧化了更多的SOOT，但是也生成了更多的NOx。當r/R=1.0～1.3時，上渦流室的容積已經(jīng)大過了下渦流室容積。此時，下渦流室發(fā)生了嚴重的燃燒不充分，產(chǎn)生的SOOT量遠大于上渦流室的氧化能力，而上渦流室由于容積大，空氣總量大，導致平均溫度較低，因此產(chǎn)生的NOx量最少。

“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”在高原環(huán)境下的排放特性較為復雜，總體來說，r/R不應過大也不應過小。當r/R過小時，上渦流室的益處作用削弱，并且容易發(fā)生熱應力集中；當r/R過大時，下渦流室發(fā)生嚴重燃燒惡化，這將產(chǎn)生大量的SOOT。

2.4 不同噴油夾角α對高原排放特性的影響

噴油夾角α對“高低型雙渦流雙縮口燃燒室”影響很大，該燃燒室整個燃燒空間可以分為三個部分，活塞頂部余隙容積空間、以分流脊為界的上渦流室空間和下渦流室空間(余隙容積空間為活塞頂部面上方；上渦流室空間為活塞頂部面下方與環(huán)形分流脊線所在平面上方；下渦流室空間為環(huán)形分流脊線所在平面以下)。在高原環(huán)境下，缸內(nèi)噴霧貫穿距離延長。使用較小的噴油夾角意味著更多的燃料進入下渦流室空間。隨著噴油夾角的增大，越來越多的燃料進入上渦流室空間，而下渦流室空間中的燃料漸漸減少。繼續(xù)增大噴油夾角，將會有較多的燃料進入余隙容積空間。

圖13 不同噴油夾角下的高原排放變化Fig.13 Influence of nozzle hole cone angle on the emission

圖13為不同噴油夾角下“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”的NOx與SOOT排放量，在α=140°時，排氣中的 NOx排放量較低，而SOOT含量較高。此時燃料噴霧靠近中心圓臺的錐面，因此在中心圓臺錐面上方產(chǎn)生了高溫區(qū)域，在圓臺錐面上還產(chǎn)生了積碳。到了α=145°時，SOOT排放量略微上升，NOx排放量降低。這是由于在低噴油夾角時燃料大量進入下渦流室，上渦流室的益處作用相對較小，對余隙容積中的空氣利用率也較小。因此燃燒不充分，而火焰長度延長與較大的下渦流室空間又使得缸內(nèi)局部超高溫局域減小，盡管圓臺錐面附近產(chǎn)生的SOOT有所減少，還是產(chǎn)生了更高的SOOT量與更低的NOx量。從α=150°～155°，更多的燃料進入上渦流室空間，上渦流室的“飛輪效應”有利于油氣混合與在后燃期為快速氧化SOOT。因此SOOT開始下降，但是上渦流室在后燃期產(chǎn)生了大量NOx，因而NOx排放量開始升高。而在噴油夾角為160°,SOOT還在下降，NOx排放量也轉而降低。這是因為在高原環(huán)境下，后燃嚴重，絕大部分燃燒發(fā)生在活塞下行時，加之較高的噴油夾角，燃料由于壓力差被吸進余隙容積空間進行燃燒，因此，SOOT排放量進一步地降低，NOx量也隨著下降。繼續(xù)將噴油夾角增大到165°，更多的燃料進入余隙容積空間，雖然降低了SOOT，但是余隙容積產(chǎn)生了高溫，增加了NOx的排放量。

在平原環(huán)境下，余隙容積中的空氣一般不太被重視，然而到了高原之上，余隙容積中的空氣也格外珍貴，將其利用好可以有效改善高原柴油機的燃燒。所以在高低型雙渦流室雙縮口燃燒室中，應該合理地綜合利用好下渦流室空間，上渦流室空間和余隙容積空間中的空氣。

3 結論

(1)在高原環(huán)境下，“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”的“飛輪效應”依然存在，并能夠有效降低高原環(huán)境下的NOx與SOOT排放量。

(2)在高原環(huán)境下使用“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”時，隨著燃燒室的徑深比D/H的增大，SOOT排放量呈先下降后上升趨勢，而NOx排放量則先上升后下降。

(3)在高原環(huán)境下使用“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”時，隨著上下渦流室半徑比r/R的增大，NOx排放量先升高，后降低；而SOOT排放量先升后降再升高。

(4)在高原環(huán)境下使用“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”時，隨著噴油夾角的增大，SOOT排放量先增加后持續(xù)減少；NOx排放量則呈W形，先后經(jīng)歷下降、上升、下降、再升高的過程。

(5)高原環(huán)境下使用“高低型雙渦流室雙縮口燃燒室”進行“油-氣-室”匹配時，徑深比選擇3.1左右為宜，高低渦流室半徑比選擇0.7～1.0為宜，噴油夾角選擇155°～160°為宜。