王 滸 姚 鑫 李臨蓬 鄭尊清 堯命發(fā)

（天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室 天津 300072）

引言

隨著低碳汽車的快速發(fā)展，如何進一步提高熱效率，降低燃油消耗率已經(jīng)成為車用柴油機發(fā)展的主要目標(biāo)。同時，選擇性催化還原技術(shù)（SCR）的轉(zhuǎn)化效率已經(jīng)達到99%以上，高效溫度區(qū)間不斷地拓寬；相反，使用柴油機顆粒捕集器（DPF）降低soot排放時，其再生過程較為復(fù)雜，容易使過濾器阻塞或流通不暢，同時采用相應(yīng)的再生措施時往往又會導(dǎo)致燃油經(jīng)濟性變差[1]。因此機內(nèi)凈化技術(shù)應(yīng)更加偏重于提高熱效率和降低soot排放。

柴油機燃燒室的幾何形狀是控制燃燒過程一個很重要的參數(shù)。因為傳統(tǒng)柴油機燃燒模式的燃燒過程主要受控于燃料蒸發(fā)擴散和與空氣混合的過程，而傳統(tǒng)柴油機由于在靠近上止點時噴油，其混合過程主要受燃燒室形狀的影響[2]。燃燒室是柴油機噴霧分布的主要區(qū)域，對燃油的破碎和蒸發(fā)過程有重要的影響；同時燃燒室的壁面會引導(dǎo)氣流運動，加速氣流旋轉(zhuǎn)，產(chǎn)生擠流和逆擠流等以促進混合氣的形成[3]。Dimitriou等人[4]研究發(fā)現(xiàn)，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。Brijesh等人[5]使用數(shù)值模擬的方法研究了不同噴油傾角和燃燒室形狀對柴油機燃燒和排放的影響，研究結(jié)果表明，最佳噴油傾斜角可以顯著降低排放，活塞凹坑壁面附近會產(chǎn)生大量的soot。Styron等人[6]開發(fā)了3種燃燒室，對比分析發(fā)現(xiàn)倒棱縮口型燃燒室燃燒溫度較低，有利于減少傳熱損失，而減小縮口直徑可以降低燃油聚集從而減少soot的生成。當(dāng)今國際內(nèi)燃機研究的主要目標(biāo)是提高熱效率，美國超級卡車項目已經(jīng)明確提出油耗降低50%以上，歐洲最優(yōu)效能內(nèi)燃機R&D計劃也要求油耗和CO2排放降低20%，戴姆勒公司Super Truck項目的技術(shù)路線圖中，把改善燃燒室形狀作為重要的一環(huán)，有效熱效率可以提高約0.8%[7]。合理的燃燒室形狀可以優(yōu)化噴霧油束的撞壁位置，促進空氣運動，加速燃油空氣混合，提高熱效率并降低排放。因此，本文對燃燒室形狀進行優(yōu)化。

然而，由于進行不同燃燒室形狀的實驗需要更換燃燒室，成本較高，而多維數(shù)值模擬不僅可以較好地預(yù)測缸內(nèi)的燃燒和污染物的形成過程，還可以降低成本。因而本文采用CFD（計算流體力學(xué)）軟件CONVERGE對柴油機燃燒室形狀進行了相關(guān)研究，并為后續(xù)的燃燒系統(tǒng)開發(fā)提供技術(shù)支持。

1 試驗方法

本文的三維數(shù)值模擬基于CFD軟件CONVERGE 2.1平臺。CONVERGE是一個計算流體力學(xué)（CFD）的通用代碼，適用于流動/非流動邊界的三維流體計算，并包括了多種噴霧、湍流、液滴動力學(xué)和燃燒模型。應(yīng)用的物理模型主要有：

1）基于雷諾平均模擬的RNG k-ε湍流模型；

2）基于“blob”的拉格朗日噴霧模型[8]；

3）KH-RT 破碎模型[9]；

4）O′Rourke 液滴碰撞模型[10]；

5）詳細的化學(xué)求解器SAGE[11]；

6）碳煙使用Hiroyasu-NSC模型[12]；

7）NOx使用擴展的 Zeldovich 機理[13]；

8）傳熱模型采用公式（1）計算：

其中：Htot是對邊界的總傳熱損失，hi是每個網(wǎng)格的傳熱系數(shù)，Ti是網(wǎng)格溫度，Tb是邊界溫度，n為總的網(wǎng)格數(shù)。

為節(jié)省計算時間，根據(jù)采用噴油器的孔數(shù)（8孔），選取燃燒室的1/8，即45°的扇形體為計算域，采用笛卡爾坐標(biāo)中隨時間變化的動網(wǎng)格。發(fā)動機在上止點的計算網(wǎng)格示意如圖1所示?；揪W(wǎng)格的邊長為2 mm，經(jīng)過加密后的網(wǎng)格最小邊長為0.5 mm，最大網(wǎng)格數(shù)為150 000。

圖1 上止點時刻計算網(wǎng)格示意圖

試驗研究在一臺六缸重型柴油機試驗臺架上進行，采用博世第二代電控高壓共軌系統(tǒng)，并搭建了EGR系統(tǒng)和單級可變截面增壓系統(tǒng)。柴油機主要技術(shù)參數(shù)如表1所示，圖2為試驗臺架示意圖，表2為試驗的運行工況。通過對比試驗和模擬計算的缸壓和放熱率曲線來驗證模型的可用性。本文采用的計算域從-123°CA ATDC 到 118°CA ATDC。在整個計算過程中，最小時間步長設(shè)置為1e-7s，最大時間步長設(shè)置為1e-4s。對于模型各部分溫度邊界條件，根據(jù)經(jīng)驗設(shè)置為定值：活塞表面溫度為550 K，氣缸蓋溫度為500 K，燃燒室壁溫450 K；同時，初始湍動能為100 m2/s2。

圖3為1 200 r/min、80%負荷下的試驗和模擬的缸壓和放熱率曲線對比結(jié)果。在上止點前試驗和模擬的缸壓曲線擬合情況較好，說明該模型可以真實地反映燃燒室的幾何特征。除此之外，在整個計算域，計算所得缸壓、缸壓峰值、峰值對應(yīng)相位、放熱率曲線等均與試驗所得較為接近，從而證明了計算模型的可用性。

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

圖2 試驗臺架示意圖

表2 發(fā)動機運轉(zhuǎn)工況

圖3 模型驗證

2 研究方法

本文通過設(shè)計不同縮口位置的燃燒室研究其對燃燒、排放和熱效率的影響，同時考慮傳熱損失，以改善熱效率為核心目標(biāo)尋找最佳燃燒室優(yōu)化方案。燃燒室示意圖及各燃燒室的主要設(shè)計參數(shù)如圖4和表3、4所示。

圖4 燃燒室示意圖

表3 方案A

表4 方案B

原機為倒棱縮口型燃燒室，在此基礎(chǔ)上新設(shè)計了5種燃燒室，加上原機燃燒室，共6種燃燒室。設(shè)計時共采用2種方案：方案A保證縮口直徑一致，改變縮口到頂面的深度，A1、A2和A3的縮口深度依次加深。第二種方案在第一種方案的基礎(chǔ)上選取熱效率較高的2種燃燒室A2和A3，減小縮口的直徑，設(shè)計了B2和B3 2種燃燒室，同時通過加大凹坑深度的方法來保證壓縮比一致。本設(shè)計過程中考慮到：1）隨著材料的發(fā)展，發(fā)動機爆壓極限也隨之提高；2）國際上形成的降低碳排放和提高熱效率的趨勢。所以將壓縮比從原機的16.4提升到17.3。

3 模擬結(jié)果和分析

3.1 燃燒室縮口位置對缸內(nèi)流場的影響

圖5展示了不同燃燒室渦流比的對比圖。原機的渦流比在上止點前是最大的，但是活塞下行后，原機的渦流比迅速下降。由圖5可知，原機在35°CA ATDC時刻缸內(nèi)僅形成一個渦團，且渦團流速較慢，渦團的形成是由于噴霧油束與周圍環(huán)境氣體之間存在著較強的動量交換，油束的粘性作用影響著環(huán)境介質(zhì)和噴霧邊界層之間的湍流狀態(tài)，并卷吸周圍空氣形成渦團。原機噴霧撞壁后大部分燃油進入活塞凹坑，少量進入活塞上部，所以活塞上部的渦團很快破碎消失，導(dǎo)致后期僅有一個渦團，進而導(dǎo)致原機渦流比快速下降。A2燃燒室在壓縮行程的渦流比最大，這是由于縮口深度適中時，缸內(nèi)可以形成兩個渦團，進而提高平均渦流比。但是加大縮口深度可以延緩缸內(nèi)渦流比的下降，同時提高逆擠流的強度。減小縮口直徑后，缸內(nèi)渦流比上升，這是由于噴嘴到壁面的距離較小，撞壁后油束反沖的動量較大，流速較快。

圖5 不同燃燒室的缸內(nèi)渦流比

圖6 是缸內(nèi)不同時刻的流場切片圖。在-5°CA ATDC時刻，缸內(nèi)已經(jīng)產(chǎn)生擠流。在不考慮噴霧對缸內(nèi)流場影響的情況下，氣流運動速度最高的地方在碗唇上部，此部分正是形成上渦團的區(qū)域，所以有利于噴霧油束卷吸更多空氣，加快燃油的霧化和蒸發(fā)過程。在11°CA ATDC時刻逆擠流也已經(jīng)產(chǎn)生，逆擠流流場與噴霧油束卷吸產(chǎn)生的流場相疊加，在缸蓋和活塞壁面等區(qū)域形成高速區(qū)域；但是原機由于縮口位置過高，導(dǎo)致噴霧油束進入缸內(nèi)后，只能向下卷吸空氣，雖然會增加活塞凹坑里的油氣混合速率，但是擠流區(qū)和碗唇部位的速度太小，油氣混合速率減慢，可能導(dǎo)致不完全燃燒的現(xiàn)象產(chǎn)生，由溫度云圖圖9可知，這個部位又處在高溫區(qū)，因而容易導(dǎo)致soot產(chǎn)生。在35°CA ATDC時刻，燃燒室已經(jīng)明顯向下移動，缸內(nèi)的渦團也在進一步擴散，但是其結(jié)構(gòu)依然保持完整。特別是在A2和A3燃燒室的活塞余隙部位還由于逆擠流的慣性，缸蓋和活塞頂面的限制作用形成了一個渦團，說明這2種燃燒室在緩燃期和后燃期缸內(nèi)氣流運動速度依然較快，進而加快燃油和空氣混合速率，從而使燃燒持續(xù)期明顯縮短（如圖11所示），降低了燃燒的相位損失。隨著縮口深度的增加，進入活塞區(qū)域上部的燃油更多，導(dǎo)致擠流區(qū)域的流速更快，增大了擠流強度。

由B2和A2對比可以看出，減小縮口直徑，也可以加大擠流區(qū)的空氣流速，且擠流區(qū)域靠近壁面附近的流速也加快，促進擠流區(qū)的燃燒，避免淬熄的產(chǎn)生。對比B3和A3可見，在縮口深度更深的情況下，減小縮口直徑后，可以明顯使碗唇上部形成流速更快的渦團，卷吸更多空氣，促進空氣流動，促進燃燒。

3.2 燃燒室縮口位置對傳熱損失的影響

圖7是不同燃燒室縮口位置對缸蓋、缸壁和活塞處傳熱損失的影響。對氣缸壁面處來說，B2燃燒室傳熱損失最多，其次是B3燃燒室，方案一的3種燃燒室的缸壁傳熱損失都較小。這是由于，如圖9所示，隨著縮口直徑的減小，缸內(nèi)的高溫區(qū)域進一步向擠流區(qū)移動，在活塞下行的過程中，由于逆擠流的作用，高溫區(qū)域會一直在擠流區(qū)域，沿著缸壁運動，導(dǎo)致在此處的傳熱損失較大，而增大縮口直徑則可以有效地降低可燃混合氣向缸壁移動，進而減少對缸壁的傳熱。而在缸蓋處，則是A3燃燒室的傳熱損失最大，A2和B2次之，B3最小。這是由于B3的高溫區(qū)域大多分布在活塞凹坑內(nèi)，而A3的高溫區(qū)域則分布在缸蓋處。而對于活塞處的傳熱損失，則是B2最小，這可能是由于該燃燒室的高溫區(qū)域分布于凹坑及斜臺處較大，而且該燃燒室的缸內(nèi)平均溫度也較低。同時也可以發(fā)現(xiàn)，隨著縮口深度的增大，缸蓋處的傳熱損失增加，而其他位置基本不變，導(dǎo)致總的傳熱損失也隨之增加；減小縮口直徑會導(dǎo)致缸壁處的傳熱損失顯著增加，而缸蓋和活塞處的傳熱損失各有減小。

圖6 不同燃燒室缸內(nèi)流場云圖

圖8 是不同燃燒室對缸內(nèi)平均溫度的影響。由圖可知，隨著燃燒室縮口深度的增大，缸內(nèi)的平均溫度增加，且最高平均溫度對應(yīng)的角度也提前。這是由于缸內(nèi)的空氣流速更快，燃油更快地霧化蒸發(fā)并與空氣混合，進而加快了燃燒速度，縮短了燃燒持續(xù)期。減小縮口直徑會導(dǎo)致缸內(nèi)最高平均溫度降低。圖9是在15°CA ATDC（缸內(nèi)平均溫度最高）時刻缸內(nèi)溫度分布的云圖。方案一的3種燃燒室缸內(nèi)高溫區(qū)域更大，且隨著縮口深度的增大，高溫區(qū)域分布在擠流區(qū)和缸蓋附近的更多，分布在凹坑內(nèi)和碗唇部位的變少。而隨著縮口直徑的減小，凹坑內(nèi)的高溫區(qū)域進一步減少，并向著擠流區(qū)深處移動。

3.3 燃燒室縮口位置對燃燒過程的影響

圖7 不同燃燒室的傳熱損失

圖9 不同燃燒室缸內(nèi)溫度云圖

圖10 是不同燃燒室對缸壓和放熱率的影響。隨著縮口深度的加大，缸內(nèi)最高燃燒壓力增加，有利于提高輸出功率，同時，最高燃燒壓力對應(yīng)角度也提前，增加燃燒的定容度，有利于燃燒過程。而在減小了縮口的直徑以后，會導(dǎo)致缸內(nèi)的最高燃燒壓力降低，使得熱效率下降；但是，卻會使最高燃燒壓力所對應(yīng)角度提前，可以在一定程度降低燃燒相位所造成的相位損失。

圖10 燃燒室峰值壓力及對應(yīng)角度

由于噴油時刻保持一致，因而不同燃燒室的CA10差距很小，這是由于柴油機的著火階段屬于預(yù)混放熱階段，預(yù)混放熱一般按照Arrehenius類型的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)公式計算，主要與缸內(nèi)的溫度和壓力有關(guān)，由于各個算例設(shè)置的邊界條件一致，且在上止點之前不同的燃燒室形狀對缸內(nèi)氣體的熱力學(xué)狀態(tài)影響不大，因而滯燃期也變化不大。但是不同燃燒室對燃燒相位的影響卻很大，如圖11所示，新設(shè)計的燃燒室均會使CA50提前，燃燒持續(xù)期縮短，缸內(nèi)定容燃燒的比例更大，但是也會導(dǎo)致缸內(nèi)的壓升率過高，噪聲過大。隨著縮口深度的增大，CA50和燃燒持續(xù)期均減小，其中A3燃燒室的燃燒持續(xù)期比原機縮短了約12°CA，CA50提前了約2°CA。這是由于，壓縮比的增加，使得CA50提前，降低了燃燒的相位損失；同時縮口深度增大，可以更好地改善缸內(nèi)的空氣運動和燃油空氣混合過程，進而改善缸內(nèi)的燃燒過程，加快擴散燃燒的速度，使得燃燒持續(xù)期縮短。由此可見，增大縮口深度主要影響著燃燒中后期的進程。而在減小縮口直徑后，縮口深度較深（B3）時會導(dǎo)致燃燒持續(xù)期延長，有利于降低壓升率，卻不利于提高熱效率，同時會導(dǎo)致soot排放惡化；而在縮口深度較淺（B2）時，對燃燒持續(xù)期的影響不大。

圖12是不同燃燒室形狀對熱效率的影響，對于方案A，中等深度的燃燒室A2的熱效率最高，縮口深度過深或者過淺均會導(dǎo)致熱效率的惡化，合適的縮口深度可以將熱效率提高約2%。這是因為：

圖11 不同燃燒室CA50和燃燒持續(xù)期

1）A2燃燒室的累積放熱率最高；

2）雖然增大縮口深度可以更好地改善缸內(nèi)的燃燒過程，但是也會導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度過高，傳熱損失過大，不利于對熱效率的提高。

對于方案B，可以看出縮口直徑變小雖然會加快空氣流速，但是對活塞空間的利用率不高，缸內(nèi)燃燒狀況并不好，如圖11所示，其累積放熱率也降低，進而導(dǎo)致熱效率的降低，同時縮口直徑變小導(dǎo)致凹坑體積變小，凹坑內(nèi)的空氣量更少，復(fù)雜的結(jié)構(gòu)也容易導(dǎo)致節(jié)流損失，產(chǎn)生不完全燃燒現(xiàn)象。

圖12 不同燃燒室的指示熱效率（ITE）

圖13 是各部分能量平衡圖，隨著縮口深度的加深，排氣帶走的能量減小，傳熱損失增加，這是由于，縮口深度加大，燃燒持續(xù)期縮短，導(dǎo)致排氣溫度降低，同時缸內(nèi)溫度增加，導(dǎo)致傳熱損失增加。

3.4 燃燒室縮口位置對排放性能的影響

圖13 能量平衡圖

圖14 是缸內(nèi)soot和NOx排放生成的趨勢圖，原機的峰值soot最高，其他燃燒室均抑制了soot的產(chǎn)生，縮口深度增大會顯著地降低峰值soot的生成，原因之一是缸內(nèi)的混合較好，沒形成燃油過濃區(qū)域；原因之二是缸內(nèi)燃燒溫度較高，可以提高soot的氧化速率?？s口直徑的減小會導(dǎo)致soot生成量增加，這是由于減小縮口直徑后，缸內(nèi)靠近邊緣的位置燃油濃度過高，產(chǎn)生較多soot；同時缸內(nèi)平均溫度在燃燒后期下降，導(dǎo)致生產(chǎn)的soot不易氧化，排放增高。

圖14 不同燃燒室的soot和NOx排放

但是，NOx和soot呈現(xiàn)trade-off關(guān)系，原機的NOx排放水平最低，這是由于原機的缸內(nèi)溫度較低，A3由于縮口深度較深，其燃燒持續(xù)期較短，放熱集中，缸內(nèi)溫度較高，且缸內(nèi)高溫區(qū)域面積較大，容易導(dǎo)致NOx生產(chǎn)。

4 結(jié)論

使用三維CFD軟件研究了在相同壓縮比的情況，不同縮口位置對缸內(nèi)混合、燃燒和排放過程的影響，經(jīng)過討論后得出的結(jié)論如下：

1）隨著縮口深度的增大，渦流比增加，渦團中心位置更加合理，改善油氣混合過程，加快燃燒速度，縮短燃燒持續(xù)期。減小縮口直徑后也提高了渦流比。

2）對于傳熱損失，隨著縮口深度加大，缸內(nèi)平均溫度增加，傳熱損失加大；縮口深度適中可以得到最大的熱效率。

3）原機的soot排放最高，隨著縮口深度加大，缸內(nèi)soot生成量減小，減小縮口直徑，會導(dǎo)致soot排放增加；NOx則是原機比較低，改善燃燒室形狀后NOx和soot依然存在trade-off關(guān)系。

4）A2燃燒室可以優(yōu)化混合氣的混合和燃燒過程，熱效率最高，同時具有較低的soot排放。