羅馬吉，李 輝，趙欽忠，鞠洪玲

(1.武漢理工大學汽車工程學院，湖北武漢430070;2.現(xiàn)代汽車零部件技術湖北省重點實驗室，湖北武漢430070)

壓縮比是柴油機的一個重要參數(shù)指標，對柴油機的整體性能有很大影響［1－2］。對一臺確定的柴油機，幾何壓縮比是根據(jù)柴油機燃燒室尺寸、行程和余隙高度計算出來的。在實際柴油機中，由于存在氣門凹坑和活塞環(huán)間隙，幾何壓縮比要大于實際壓縮比，因此在柴油機仿真計算中，通常都會在幾何尺寸確定的計算域上增加一定的補償容積使柴油機的計算壓縮比等于實際壓縮比。目前，補償容積的處理方法可歸結為以下2種方法:①增大余隙高度的余隙容積法;②在活塞和缸套間增加側隙容積的側隙容積法。采用余隙容積法時，計算網(wǎng)格的生成相對簡便，并且計算結果與試驗結果吻合良好，因此應用比較廣泛［3－6］。研究發(fā)現(xiàn)，采用側隙容積法能更好地預測CO和Soot排放［7－9］，隨著對排放預測精度要求的提高，側隙容積法的應用越來越廣泛［10－12］。筆者以KIVA3V程序為平臺，對一臺6缸柴油機進行了缸內(nèi)流動、噴霧、燃燒和排放數(shù)值模擬，研究了柴油機計算壓縮比補償容積處理方法對計算結果的影響。

1 三維計算模型

筆者以某6缸柴油機為研究對象，其相關幾何參數(shù)如表1所示。柴油機的實際壓縮比為16.5，而幾何壓縮比為18.4。柴油機的幾何壓縮比較實際壓縮比大，因此，對該發(fā)動機進行數(shù)值模擬時必須進行補償容積處理。筆者系統(tǒng)研究了余隙容積法、狹隙容積法(側隙容積法I)和帶填充容積的狹隙容積法(側隙容積法II)3種補償容積處理方法對計算結果的影響。由于8孔噴油器中間布置且燃燒室結構對稱，為節(jié)約計算時間，取1/8氣缸作為計算域。

表1 柴油機相關幾何參數(shù)

圖1 余隙容積法計算網(wǎng)格

圖2 側隙容積法計算網(wǎng)格

圖1 為采用余隙容積法的計算網(wǎng)格，柴油機的初始余隙高度h=0.9 mm，為保證計算壓縮比等于實際壓縮比，需將余隙高度增大△h1=1.002 mm。圖2為采用側隙容積法處理的計算網(wǎng)格。狹隙容積法(側隙容積法I)(如圖2(a)所示)的側隙截面尺寸由柴油機第一道活塞環(huán)上方的間隙尺寸確定，側隙截面高度L=10.5 mm。柴油機冷態(tài)時活塞環(huán)間隙寬度為1 mm，考慮柴油機實際工作過程活塞的受熱膨脹作用，側隙截面寬度△C=0.3 mm［13］。由于補償容積較大，活塞環(huán)側隙不能承擔全部的補償容積，因此還需將余隙高度增大△h2=0.889 mm。帶填充容積的狹隙容積法(側隙容積法II)(如圖2(b)所示)的補償容積由兩部分組成，第一部分為活塞環(huán)間隙補償容積，其尺寸與側隙容積法Ⅰ的側隙截面尺寸相同;另一部分為梯形截面補償容積(稱為填充容積)，承擔了主要的補償作用，其最佳截面尺寸為其面容比(Sres/Vres)最小時的尺寸。填充容積部分的體積和表面積計算公式分別如式(1)和式(2)所示。

側隙容積法Ⅱ填充容積部分的幾何尺寸如表2所示。

筆者利用 KIVA3V程序［14］對柴油機進行了數(shù)值模擬，計算中湍流模型采用RNG k－ε模型，霧化模型采用KH－RT模型，著火模型采用shell模型，湍流燃燒模型采用特征時間燃燒模型(CTC)，傳熱模型采用HAN和REITZ的溫度壁面函數(shù)，NOx和碳煙的預測分別采用擴展的Zeldovich 機理和 Hiroyasu＆Nagle 模型［15］。計算時以進氣門關閉時刻(－143°CA ATDC)為計算始點，計算初始壓力和溫度通過試驗測得，分別為0.128 8 MPa和356 K。

表2 側隙容積法Ⅱ填充容積部分的幾何尺寸

2 不同補償容積處理方案計算結果分析

2.1 對缸內(nèi)壓力溫度和排放計算結果的影響

圖3為采用不同補償容積處理方法計算得到的缸內(nèi)平均壓力和溫度(缸內(nèi)平均溫度的試驗值是通過缸內(nèi)平均壓力計算得到的)，可以看出它們有明顯的差別，側隙容積法Ⅰ計算的缸內(nèi)壓力和溫度曲線均與試驗值吻合良好，余隙容積法計算的缸內(nèi)平均壓力和溫度都比試驗值偏高，而側隙容積法Ⅱ的缸內(nèi)平均壓力和溫度都比試驗值偏低。

表3為不同補償容積處理方法的缸內(nèi)最大平均壓力和最高平均溫度(缸內(nèi)最高平均溫度為缸內(nèi)平均溫度曲線的峰值)，可以看出側隙容積法Ⅰ計算的缸內(nèi)最大壓力和最高溫度與試驗值差別最小，偏差值分別為0.01%和－1.14%。側隙容積法Ⅱ計算的缸內(nèi)最大壓力和最高溫度比試驗值低很多，分別比試驗值低5.04%和7.08%。

圖4為不同補償容積處理方法的NOx和Soot排放變化曲線，從圖4(a)可以看出，3種補償容積處理方法中，側隙容積法Ⅰ的NOx排放值與試驗值非常接近，僅相差0.94%;余隙容積法的NOx排放值比試驗值偏高，側隙容積法Ⅱ的NOx排放值比試驗值低很多。從圖4(b)可以看出，不同補償容積處理方法對Soot的氧化速率和最終生成量的計算結果都有影響。余隙容積法的Soot氧化速率最大，最終生成量最低，而側隙容積法Ⅱ的Soot氧化速率最低，最終生成量最高。

圖3 不同補償容積處理方法的缸內(nèi)平均壓力和溫度

表3 不同補償容積處理方法的缸內(nèi)最大平均壓力和最高平均溫度

表4給出了不同補償容積處理方法的補償容積表面積和最大壁面熱損失量，圖5為不同補償容積處理方法計算的壁面熱損失量變化曲線，可以發(fā)現(xiàn)，隨著補償容積表面積的增大，最大壁面熱損失量增加。壁面熱損失量增大必然導致缸內(nèi)壓力和溫度降低。因此不同補償容積表面積的不同是導致缸內(nèi)平均壓力、缸內(nèi)平均溫度存在差異的主要原因。側隙容積法Ⅰ的計算域形狀與柴油機實際形狀最接近，其補償容積的表面積大小相對合適，因此其缸內(nèi)壓力、溫度和排放的計算值都與試驗值吻合良好;余隙容積法的補償容積表面積偏小，因此其壁面熱損失量少，從而導致其缸內(nèi)平均壓力、缸內(nèi)平均溫度和NOx排放都比試驗值偏高;而側隙容積法Ⅱ的補償容積表面積偏大，使其壁面熱損失量偏大，導致其缸內(nèi)平均壓力、缸內(nèi)平均溫度和NOx排放都比試驗值偏低。為減小側隙容積法Ⅱ的偏差，可對其補償容積進行優(yōu)化，使壁面熱損失量不至于太大。

圖4 不同補償容積處理方法的NO x和Soot排放變化曲線

表4 不同處理方法的補償容積表面積及最大壁面熱損失量

圖5 不同補償容積處理方法的壁面熱損失量

2.2 對缸內(nèi)流動計算結果的影響

發(fā)動機在壓縮行程時，隨著缸內(nèi)壓力的逐漸升高，會有少量的氣體進入到活塞環(huán)間隙中去，當缸內(nèi)壓力達到最大值后，活塞環(huán)內(nèi)的氣體會沿著氣缸壁面流出，并在氣缸壁面附近形成微弱的渦旋運動［16］。然而筆者所研究的3種補償容積處理方法對該現(xiàn)象的預測能力存在明顯差別。圖6～圖8分別為余隙容積法、側隙容積法Ⅰ和側隙容積法Ⅱ的缸內(nèi)流場分布，可以看出，采用余隙容積法的計算域沒有考慮活塞環(huán)間隙，不能預測出活塞環(huán)間隙內(nèi)氣體流出的現(xiàn)象，而采用側隙容積法的兩種補償容積處理方法，雖然都能預測出缸內(nèi)壓力達到最大值(在上止點12°CA左右)后氣體從活塞環(huán)間隙流出的現(xiàn)象，但是其氣流運動的強弱差別很大。從圖7中可以看出，采用側隙容積法Ⅰ時，由于側隙容積較小，導致進入側隙內(nèi)的氣體很少，在壓力最高點之后，側隙內(nèi)氣體很快就全部流出了，隨后缸內(nèi)的氣體又開始擠入側隙，因此其計算的缸內(nèi)流場僅僅在上止點后14°CA形成了一個微弱的渦旋，并且渦旋很快就消失了。研究表明，通常在膨脹行程結束時，活塞環(huán)側隙內(nèi)的氣體才能完全流出。因此，側隙容積法Ⅰ不能很好地預測活塞環(huán)側隙附近的氣體流動。從圖8可以看出，采用側隙容積法Ⅱ時，從上止點后14°CA氣體開始從側隙內(nèi)流出，隨著活塞的下行，氣流速度逐漸增大，流出的氣體在壁面附近形成明顯的渦旋，并且持續(xù)時間較長，在上止點后60°CA仍然可以明顯看到側隙出口附近的渦旋。研究表明，發(fā)動機膨脹行程中活塞環(huán)側隙附近的氣體渦旋運動對發(fā)動機的排放有很大影響，特別是對HC、CO和Soot排放的氧化程度影響較大［17］。因此，若要詳細分析缸內(nèi)上述排放物的生成過程，采用側隙容積法II對補償容積進行處理更合理。

圖6 余隙容積法的缸內(nèi)流場分布

3 結論

圖7 側隙容積法Ⅰ的缸內(nèi)流場分布

圖8 側隙容積法Ⅱ的缸內(nèi)流場分布

(1)不同補償容積的表面積大小會影響缸內(nèi)壁面熱損失量的大小，從而影響缸內(nèi)平均壓力、缸內(nèi)平均溫度和排放的計算結果。隨著補償容積表面積的增大，壁面熱損失量增大，缸內(nèi)平均壓力和溫度降低，NOx排放值降低，Soot排放值升高。3種補償容積處理方法中，側隙容積法I的表面積與柴油機實際表面積最接近，因此其缸內(nèi)壓力、溫度和NOx排放的計算值都與試驗值吻合良好。

(2)補償容積不同處理方法會影響缸內(nèi)流動計算結果，從而影響HC、CO和Soot排放的預測。余隙容積法不能預測出活塞環(huán)間隙內(nèi)氣體流出的現(xiàn)象，側隙容積法Ⅱ能夠較好地預測出缸內(nèi)壓力達到最大值后活塞環(huán)間隙內(nèi)氣體沿氣缸壁面流出并形成渦旋的現(xiàn)象，從而能更好地反映出缸內(nèi)的氣流運動，并有助于更好地預測缸內(nèi)HC、CO和Soot排放物的生成過程。

［1］阮見明，董健，潘志翔.壓縮比對內(nèi)燃機性能的影響研究［J］.內(nèi)燃機，2011(3):13－15.

［2］李德鋼，黃震，喬信起，等.壓縮比對二甲醚燃料均質壓縮燃燒的影響［J］.農(nóng)業(yè)機械學報，2005，36(10):5－8.

［3］HAN ZY，ALIU，GREGORY JH，etal.Mechanism of soot and NOx emission reduction using multipleinjection in a diesel engine［R］.SAE 960633，1996.

［4］YUN H H，SUN Y，ROLFD R.An experimental and numerical investigation on the effect of post injection strategies on combustion and emissions in the lowtemperature diesel combustion regime［C］∥ASME Internal Combustion Engine Division 2005 Spring Technical Conference(ICES2005 － 1043).［S.l.］:［s.n.］，2005:1 －11.

［5］黃豪中，蘇萬華，裴毅強.柴油機多脈沖噴射預混燃燒過程多維數(shù)值模擬［J］.內(nèi)燃機工程，2010，31(4):73－82.

［6］趙偉，舒歌群，張韋，等.富氧燃燒對柴油機低溫燃燒反應機理影響的數(shù)值分析［J］.西安交通大學學報，2012，46(3):70 －74.

［7］TAN S M，HOON K N，GAN S Y.Computational study of crevice soot entrainment in a diesel engine［J］.Applied Energy，2013(102):898 －907.

［8］LEECW ，REITZRD.Predictions of the effects of piston－liner crevices on flowmotion and emissions in three－ dimensional diesel engine simulations［J］.International Journal of Engine Research，2010(11):47－49.

［9］RA Y，REITZ R D，JARRETTM W，et al.Effects of piston crevice flows and lubricant oil vaporization on diesel engine deposits［R］.SAE 2006 －01 －1149，2006.

［10］RA Y，REITZR D.A combustionmodel for IC engine combustion simulations with multi－component fuels［J］.Combustion and Flame，2011(158):69 －90.

［11］DEREK S，SAGE K，KEITH R，et al.An optical investigation of ignition processes in fuel reactivity controlled PCCI combustion［R］.SAE 2010 －01 －0345，2010.

［12］SAGE L K，REITZ R D.Investigation of the roles of flame propagation，turbulentmixing，and volumetric heat release in conventional and low temperature diesel combustion［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2011(133):1028 －1038.

［13］ALKIDASA C.Combustion－chamber crevices:the major source of engine－out hydrocarbon emissions under fully warmed conditions［J］.Progress in Energy and Combustion Science，1999(25):253 －273.

［14］ASDEN A A.KIVA3V release 2，improvements to KIVA3V［R］.［S.l.］:Alamos National Laboratory，1999.

［15］DANIELE T，RA Y，REITZ R D.Multidimensional simulation of PCCIcombustion using gasoline and dual－fuel direct injection with detailed chemical kinetics［R］.SAE 2007 －01 －0190，2007.

［16］TAMURA M，SAKURAI T，TA H.Visualization of crevice flow in an engine using laser－induced fluorescence［J］.Optical Review，2000，7(2):170 －176.

［17］KIM S，MIN K.Piston crevice hydrocarbon oxidation during expansion process in an SIengine［J］.KSME Iternational Journal，2003，17(6):888 －895.