柴油機(jī)進(jìn)氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化對(duì)燃燒特性的影響

簡文鐸，張韋，解禮兵，孟麗蘋，李臻卓，張翔宇

(昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)試驗(yàn)室，云南 昆明 650500)

隨著國內(nèi)排放法規(guī)的日趨嚴(yán)格，發(fā)動(dòng)機(jī)高效清潔燃燒成為研究熱點(diǎn)。發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)、燃油噴射系統(tǒng)及燃燒室三者之間的相互匹配控制著發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)燃燒過程。缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)狀態(tài)取決于進(jìn)氣流動(dòng)特性，影響油氣混合質(zhì)量，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)功率輸出。進(jìn)氣過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)的氣門結(jié)構(gòu)、氣門升程和配氣相位均影響進(jìn)氣流動(dòng)特性，提升缸內(nèi)充量和有效組織缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)能促進(jìn)油氣充分混合、優(yōu)化缸內(nèi)燃燒和降低排放。進(jìn)氣門作為進(jìn)氣系統(tǒng)的重要零件，其幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)影響進(jìn)入缸內(nèi)氣體的流向和流速，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)充量和氣流運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，最終影響發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能。優(yōu)化進(jìn)氣門結(jié)構(gòu)，合理組織缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)，能改善油氣混合、缸內(nèi)燃燒和排放特性。

國內(nèi)外研究者從發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道、噴油參數(shù)及燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化等方面來改善缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)，提高油氣混合質(zhì)量，促進(jìn)缸內(nèi)燃料充分燃燒，降低污染物的排放。雷基林等通過數(shù)字化建模軟件構(gòu)建出螺旋氣道數(shù)字化三維模型，分析了柴油機(jī)螺旋氣道的關(guān)鍵幾何結(jié)構(gòu)對(duì)氣道流通性能的影響。Zhang等通過可視化氣道穩(wěn)流試驗(yàn)研究氣道-氣缸的近壁面流動(dòng)分布特性，并結(jié)合多目標(biāo)優(yōu)化方法對(duì)螺旋進(jìn)氣道的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。基于臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)，樓狄明等運(yùn)用響應(yīng)面法，構(gòu)建了某柴油機(jī)瞬態(tài)過程噴油參數(shù)與性能的數(shù)學(xué)模型，基于此模型，采用遺傳算法研究瞬態(tài)過程噴油參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒與排放的影響。Motlagh等以柴油-天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，優(yōu)化其噴油參數(shù)。研究發(fā)現(xiàn)：減小柴油機(jī)的第一次噴射量，使得缸內(nèi)油氣充分混合，能提高發(fā)動(dòng)機(jī)的效率和最大壓力升高率；噴霧錐角對(duì)混合氣的形成、缸內(nèi)燃燒過程和排放特性有很大影響。因此，優(yōu)化噴射參數(shù)能改善缸內(nèi)油氣形成質(zhì)量，提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能，降低污染物的排放。龔鑫瑞等利用CFD軟件，開展了燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)柴油機(jī)排放特性的影響研究，發(fā)現(xiàn)適當(dāng)減小口徑比、增大敞口角可以減少Soot與NO的排放。為了改善柴油機(jī)的燃燒特性，Yuan等提出了一種新型燃燒室結(jié)構(gòu)，在壓縮行程，缸內(nèi)氣流被上行的活塞壓縮進(jìn)入燃燒室，在燃燒室內(nèi)形成渦流，這有益于柴油的混合和燃燒。上述研究主要集中在缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)對(duì)混合氣形成、燃燒及排放的影響。進(jìn)氣門是進(jìn)氣系統(tǒng)的重要零件，對(duì)進(jìn)入缸內(nèi)的氣流有導(dǎo)流作用，其結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)混合氣形成質(zhì)量有很大影響，進(jìn)而影響燃燒與排放性能。對(duì)進(jìn)氣門關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，可改善缸內(nèi)油氣混合質(zhì)量。

本研究采用氣道穩(wěn)流試驗(yàn)、CFD數(shù)值模擬，結(jié)合正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，研究YN單螺旋進(jìn)氣道柴油機(jī)進(jìn)氣門的氣門錐角、氣門背錐角和氣門背面圓弧半徑3個(gè)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)進(jìn)氣性能的影響，并通過試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法優(yōu)化原機(jī)氣門結(jié)構(gòu)，分析結(jié)構(gòu)優(yōu)化對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)和缸內(nèi)燃燒的影響，可為內(nèi)燃機(jī)進(jìn)氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

1 氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺(tái)搭建及模型構(gòu)建

1.1 氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺(tái)搭建

發(fā)動(dòng)機(jī)氣道穩(wěn)流試驗(yàn)是研究和分析氣道性能的重要手段。通過測(cè)量不同氣門升程下的缸內(nèi)流量系數(shù)和渦流比，可驗(yàn)證CFD計(jì)算結(jié)果。氣道穩(wěn)流試驗(yàn)為定壓差(2.5 kPa)的試驗(yàn)，氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺(tái)見圖1。

圖1 氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺(tái)

試驗(yàn)中，通過流量系數(shù)和渦流比評(píng)價(jià)氣道的進(jìn)氣性能，分別評(píng)估氣道的進(jìn)氣流通性能和缸內(nèi)渦流強(qiáng)度。在定壓差2.5 kPa的穩(wěn)流試驗(yàn)中，通過測(cè)量缸內(nèi)的進(jìn)氣量與葉輪轉(zhuǎn)速，根據(jù)以下公式計(jì)算出流量系數(shù)和渦流比。

流量系數(shù)計(jì)算公式為

(1)

式中：為實(shí)際進(jìn)氣質(zhì)量流量；為理論進(jìn)氣質(zhì)量流量。

渦流比計(jì)算公式為

(2)

式中：為葉輪葉片轉(zhuǎn)速；為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。

1.2 CFD模型構(gòu)建及驗(yàn)證

本研究選取YN單螺旋進(jìn)氣道柴油機(jī)為研究對(duì)象，發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1。利用UG構(gòu)建穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)的三維實(shí)體模型，通過 CFD軟件構(gòu)建網(wǎng)格模型，網(wǎng)格劃分的平均網(wǎng)格尺寸為0.625～5 mm，對(duì)氣門、氣門座關(guān)鍵部位進(jìn)行固定網(wǎng)格加密，加密等級(jí)為2，網(wǎng)格總數(shù)為100萬(見圖2)。發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架見圖3。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

圖2 穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)CFD網(wǎng)格模型

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架

在CFD穩(wěn)流計(jì)算中，氣體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)方程選擇Redlich-Kwong，氣體湍流模型選取RNG k-epsilon，穩(wěn)流CFD計(jì)算的邊界條件見表2。

表2 CFD穩(wěn)流試驗(yàn)邊界條件設(shè)置

圖4示出原機(jī)流量系數(shù)和渦流比的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比。從圖4可見，模擬值與試驗(yàn)值的誤差均在5%以內(nèi)，表明穩(wěn)流仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的一致性較好，所構(gòu)建的CFD模型及邊界條件可滿足計(jì)算要求。

圖4 渦流比與流量系數(shù)隨氣門升程的變化

選取2 000 r/min、100%負(fù)荷作為CFD瞬態(tài)計(jì)算的工況。CFD模型的基礎(chǔ)網(wǎng)格大小為4 mm，對(duì)氣缸區(qū)域進(jìn)行自適應(yīng)網(wǎng)格加密，對(duì)氣門、氣門座等區(qū)域采用固定網(wǎng)格加密。進(jìn)排氣門升程曲線見圖5，計(jì)算初始條件根據(jù)表3進(jìn)行設(shè)置，相關(guān)子模型的選擇見表4。

圖5 進(jìn)排氣門升程曲線

表3 初始條件參數(shù)及數(shù)值

表4 CFD子模型

圖6示出發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)壓力和進(jìn)氣質(zhì)量流量的計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)量值對(duì)比。由圖可見，各組曲線一致性較好，表明所構(gòu)建的CFD瞬態(tài)模型、設(shè)置的初始條件及選擇的子模型均滿足計(jì)算要求。

圖6 CFD瞬態(tài)模型驗(yàn)證

2 氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化

2.1 氣門關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)進(jìn)氣性能的影響

進(jìn)氣門主要由2個(gè)部分構(gòu)成：氣門桿與氣門圓盤，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有氣門錐角、氣門背錐角、氣門背面圓弧半徑和氣門盤半徑等，結(jié)構(gòu)參數(shù)見圖7。

圖7 氣門結(jié)構(gòu)參數(shù)示意

本研究選取氣門錐角、氣門背錐角和氣門背面圓弧半徑3個(gè)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，研究氣門結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)進(jìn)氣性能的影響。分別選取氣門錐角40°，45°和50°，氣門背錐角22°，27° 和32°，氣門背面圓弧8 mm，12 mm和16 mm開展研究，并通過試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法優(yōu)化原機(jī)氣門結(jié)構(gòu)。

圖8示出了氣門錐角對(duì)流量系數(shù)和渦流比的影響。由圖8可見，氣門錐角減小，氣體流通面積變大，氣體流動(dòng)阻力減小，故流量系數(shù)和渦流比值隨著氣門錐角的減小而增加，當(dāng)氣門錐角為35°時(shí)，流量系數(shù)和渦流比提升最大。

圖8 渦流比與流量系數(shù)隨氣門錐角的變化

圖9示出了氣門背錐角對(duì)流量系數(shù)和渦流比的影響。由圖9可見，氣門背錐角對(duì)進(jìn)氣性能的影響較小，中高氣門升程下，當(dāng)氣門背錐角減小為22°時(shí)，渦流比有所提升，但相比氣門錐角的影響，增幅較小。

圖9 渦流比與流量系數(shù)隨氣門背錐角的變化

圖10示出了氣門背面圓弧半徑對(duì)流量系數(shù)和渦流比的影響。氣門背面圓弧是連接氣門桿與氣門背錐角的過渡圓弧，對(duì)進(jìn)氣具有一定的導(dǎo)流作用。中高氣門升程下，氣門背面圓弧半徑為8 mm和16 mm時(shí)，流量系數(shù)均有提升，隨著氣門升程增加，流量系數(shù)增幅變緩。高氣門升程下，氣門背面圓弧為8 mm時(shí)，渦流比有提升，其影響程度介于氣門錐角和氣門背錐角之間。

圖10 渦流比與流量系數(shù)隨氣門背面圓弧半徑的變化

2.2 氣門結(jié)構(gòu)參數(shù)正交試驗(yàn)

原機(jī)氣門錐角為40°，氣門背錐角為27°，氣門背面圓弧半徑為12 mm。根據(jù)上述研究，選取各因素的三個(gè)水平開展正交試驗(yàn)研究：為35°，40°，45°；為22°，27°，32°；為8 mm，12 mm，16 mm。試驗(yàn)方案見表5。將各因素依次命名為(氣門錐角)、(氣門背錐角)、(氣門背面圓弧半徑)，1為流量系數(shù)，2為渦流比。

表5 L9(33)正交試驗(yàn)方案及結(jié)果

續(xù)表

正交試驗(yàn)結(jié)果的數(shù)據(jù)分析見表6。表6中表示各因素水平值相同下對(duì)應(yīng)指標(biāo)的總和，表示對(duì)應(yīng)的平均值。

表6 L9(33)正交試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)分析

依據(jù)公式=max(-)，分析各因素對(duì)進(jìn)氣性能影響的程度。對(duì)于流量系數(shù)，=0.004，=0.005，=0.001。因此，各因素對(duì)流量系數(shù)的影響由大到小依次為氣門背錐角，氣門錐角，氣門背面圓弧半徑。111氣門結(jié)構(gòu)組合(為35°，為22°，為8 mm)可以得到較優(yōu)的進(jìn)氣流量系數(shù)，相比原機(jī)，該組合下流量系數(shù)最大增幅不超過1%，因?yàn)閷?duì)進(jìn)氣性能的影響很小，故不對(duì)該組合展開后續(xù)研究。

對(duì)于渦流比，=0.032，=0.009，=0.001。因此，各因素對(duì)渦流比的影響由大到小依次為氣門錐角，氣門背錐角，氣門背面圓弧半徑。222氣門結(jié)構(gòu)組合(為35°，為27°，為16 mm)可以得到較優(yōu)的渦流比，以此為優(yōu)化模型。優(yōu)化模型與原機(jī)的CFD穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果見圖11，氣門結(jié)構(gòu)草圖和實(shí)體模型見圖12。

圖11 原機(jī)與優(yōu)化模型的流量系數(shù)和渦流比對(duì)比

圖12 原機(jī)、優(yōu)化模型的氣門結(jié)構(gòu)草圖與實(shí)體模型

3 基于優(yōu)化模型的缸內(nèi)流場(chǎng)和燃燒研究

3.1 氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)的影響

構(gòu)建氣道-氣門-氣缸-燃燒室CFD模型，計(jì)算進(jìn)氣-壓縮過程。原機(jī)與優(yōu)化模型的缸內(nèi)進(jìn)氣量、渦流比和湍動(dòng)能計(jì)算結(jié)果見圖13與圖14。比較得出，優(yōu)化原機(jī)氣門結(jié)構(gòu)，在進(jìn)氣量小幅提升的情況下，可使渦流比明顯增大。渦流比增大有利于組織缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)，減少缸內(nèi)的湍流運(yùn)動(dòng)，這有益于缸內(nèi)渦流的形成。

圖13 原機(jī)與優(yōu)化模型的渦流比和進(jìn)氣量

圖14 原機(jī)與優(yōu)化模型的缸內(nèi)湍動(dòng)能

選取-180°曲軸轉(zhuǎn)角(進(jìn)氣下止點(diǎn))和0°曲軸轉(zhuǎn)角(壓縮上止點(diǎn))時(shí)刻進(jìn)行缸內(nèi)流場(chǎng)分析，切片位置見圖15。原機(jī)與優(yōu)化模型缸內(nèi)和燃燒室的速度矢量切片圖見圖16和圖17。與原機(jī)相比，在進(jìn)氣下止點(diǎn)，優(yōu)化模型的速度場(chǎng)分布均勻，氣門結(jié)構(gòu)的優(yōu)化有效組織了缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)，缸內(nèi)局部渦團(tuán)減小，湍動(dòng)能下降，進(jìn)而改善了缸內(nèi)的渦流運(yùn)動(dòng)；在壓縮上止點(diǎn)，優(yōu)化模型的平均流速高，說明氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化減小了進(jìn)氣阻力和進(jìn)氣能量損失。優(yōu)化模型的渦心更靠近氣缸中心，可促進(jìn)缸內(nèi)油氣均勻混合。

圖15 進(jìn)氣下止點(diǎn)和壓縮上止點(diǎn)的切片位置

圖16 進(jìn)氣下止點(diǎn)缸內(nèi)X、Y流場(chǎng)切片

圖17 壓縮上止點(diǎn)缸內(nèi)Z1、燃燒室Z2流場(chǎng)切片

3.2 氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化對(duì)缸內(nèi)燃燒的影響

在2 000 r/min、100%負(fù)荷工況，單缸循環(huán)噴油量54 mg/cyc下，計(jì)算原機(jī)與優(yōu)化模型從進(jìn)氣到排氣4個(gè)沖程的CFD瞬態(tài)過程，分析氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化對(duì)缸內(nèi)燃燒與排放的影響，計(jì)算結(jié)果見圖18和圖19。由圖18可見，相比原機(jī)，優(yōu)化模型的進(jìn)氣性能較好，進(jìn)氣渦流的增加可有效組織缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)，改善油氣混合質(zhì)量，促進(jìn)燃料充分燃燒。這使得優(yōu)化模型的缸內(nèi)瞬時(shí)放熱率略有提升，累計(jì)放熱量增多。由圖19可見，相比原機(jī)，氣門結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，缸內(nèi)油氣混合更加均勻，燃料完全燃燒，缸內(nèi)溫度升高，使得NO的排放有所增加，相反，Soot的排放減少，二者變化呈treat-off關(guān)系。

圖18 原機(jī)與優(yōu)化模型的放熱率和累計(jì)放熱量

圖19 原機(jī)與優(yōu)化模型的排放對(duì)比

4 結(jié)論

a) 氣門錐角對(duì)進(jìn)氣性能的影響最顯著，其次是氣門背錐角和氣門背面圓弧半徑；

b) 對(duì)3個(gè)關(guān)鍵氣門結(jié)構(gòu)進(jìn)行正交試驗(yàn)，得到優(yōu)化模型(為35°，為27°，為16 mm)；相比原機(jī)，優(yōu)化模型在缸內(nèi)進(jìn)氣量小幅提升的情況下，可實(shí)現(xiàn)渦流比明顯增加；

c) 優(yōu)化原機(jī)氣門結(jié)構(gòu)，能有效組織缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)，促進(jìn)油氣充分混合，有益于改善缸內(nèi)的燃燒和排放；相比原機(jī)，優(yōu)化模型燃燒后的缸內(nèi)放熱量增加，Soot排放減少，NO排放略有增加。