吳學東， 徐華平， 蘇石川， 李毅

(江蘇科技大學能源與動力學院， 鎮(zhèn)江 212100)

縱觀地理環(huán)境，能夠發(fā)現(xiàn)中國高原具有海拔高、面積廣的特點。隨著海拔高度的增加，大氣環(huán)境具有晝夜溫差大、氣壓低、氧質量濃度下降等特點，導致了高原柴油機缸內進氣量小、噴油背壓低、缸內混合氣密度下降[1]。因此在高原環(huán)境下運行的柴油機出現(xiàn)了噴油貫穿距延長、燃油碰壁量增大、滯燃期延長、燃燒不充分、后燃現(xiàn)象嚴重、缸內平均溫度升高等問題，嚴重影響了高原柴油機的動力性、排放性、經(jīng)濟性與可靠性[2-3]。當前對高原柴油機性能恢復的研究主要集中在優(yōu)化增壓技術，如二級可變截面增壓、使用雙渦輪增壓器、電動渦輪增壓器和單渦輪增壓器與機械壓縮機相結合[4-5]；開發(fā)富氧技術，采用膜法富氧[6]；使用酯類、醇類含氧燃料[7-8]以及改善缸內“油-氣-室”匹配等方面。其中改善缸內“油-氣-室”匹配是高原柴油機性能恢復最為可靠的方法。一般而言，改善缸內油氣混合可以通過優(yōu)化以下部分得以實現(xiàn)：進氣方式、燃燒室類型、噴油正時、噴油夾角等。其中燃燒室為“油-氣-室”匹配的基本載體，是一切改善燃燒技術的基礎，所以優(yōu)化燃燒室的形狀至關重要[9]。付垚等[10]利用AVL-Fire軟件進行模擬計算，發(fā)現(xiàn)提前噴油正時和雙層分流燃燒室能夠改善燃油噴霧、提高柴油機的性能、降低污染物的排放。魏建輝等[11]通過臺架實驗和數(shù)值模擬研究了在低負荷工況下噴油正時對雙燃料發(fā)動機性能的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)適當?shù)膰娪吞崆罢龝r能夠改善缸內燃燒情況，提升輸出功率，減少能量消耗。鄭順等[12]設計了3種不同形狀的摻混孔，利用FLUENT軟件模擬分析了摻混孔幾何形狀對燃燒室出口特性的影響。Karthickeyan[13]認為柴油機改裝技術是當前柴油機研究領域的發(fā)展方向之一，旨在推動柴油機實現(xiàn)完全燃燒，其設計了兩種新型的燃燒室，即環(huán)形燃燒室和梯形燃燒室，研究發(fā)現(xiàn)環(huán)形燃燒室能夠更好地混合空氣和燃料，并使燃料進一步燃燒。Ramazan等[14]以壓燃式發(fā)動機為研究對象，在計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)的指導下，對壓燃式發(fā)動機的形狀進行了優(yōu)化，其目的是在保持發(fā)動機功率和扭矩的同時優(yōu)化柴油的燃燒效率。Zhang等[15]確定了波狀燃燒室的幾何形狀可以改善乙醇和生物柴油混合燃燒柴油發(fā)動機的性能。由中外最新研究可知在高原環(huán)境下燃燒室的選型以及優(yōu)化值得更深入的學習和研究。

為了研究高原環(huán)境下的燃燒室適應性，采用原型ω型燃燒室、高低型雙渦流室雙縮口燃燒室、雙層分流式燃燒室、底部大渦流室燃燒室進行海拔4 550 m的模擬研究。分別對上述燃燒室配用12°、14°、16°、18° BTDC的噴油提前角進行計算，并通過高原實驗[16]對其進行驗證。此研究能夠為高原柴油機的燃燒室選型以及噴油正時提供理論與實驗依據(jù)。

1 計算模型的建立與計算方案的設計

柴油機缸內燃燒的模型建立包括網(wǎng)格模型的建立與計算模型的建立。本文的數(shù)值模擬部分是基于CFD軟件AVL-Fire。

1.1 網(wǎng)格模型的建立

此研究的原型柴油機為某6缸直列式增壓中冷柴油機，其燃燒室為普通偏置型ω型燃燒室，偏置量為5 mm。其具體參數(shù)如表1所示。

依據(jù)多次試算和實驗數(shù)據(jù)，選擇模擬范圍為進氣門關閉后與排氣門開啟前。在進行網(wǎng)格無關性對比后，選擇網(wǎng)格平均尺寸為0.000 5 m，總網(wǎng)格數(shù)目為210 812。用AVL List GmbH公司的FIRE軟件建立網(wǎng)格模型，如圖1所示。

表1 原型機主要參數(shù)

圖1 原型燃燒室網(wǎng)格模型Fig.1 Prototype combustion chamber mesh model

1.2 計算參數(shù)的設置

根據(jù)經(jīng)驗公式和實驗數(shù)據(jù)，燃燒室頂部溫度設為550 K，燃燒室壁面平均溫度為520 K，連桿平均溫度為470 K。開始模擬時缸內壓力為2.35 MPa，初始溫度為690 K，空氣含氧量為0.18，燃料為溫度300 K的純柴油，只計算缸內高壓循環(huán)區(qū)間。

1.3 計算模型的選擇

(1)

(2)

經(jīng)過試算與驗證：燃料的破碎模型為WAVE模型；蒸發(fā)模型為Dukowicz模型；碰壁模型為Walljet1模型。NOx排放模型為擴充的澤爾多維奇(Zeldo-vich)模型。NOx主要有NO2與NO，但NO的量占據(jù)了主要部分，為了簡化計算，主要討論NO的生成。NO的生成速率公式[19]為

(3)

式(3)中:[·]e表示組分的平衡濃度;T為溫度；t為時間。可見，NO的生成隨著溫度的上升而快速增加。soot并不是某一種物質而是屬于混合物的范疇，成分也特別復雜，其凈生成是同時生成與氧化的動態(tài)結果，故選擇Kinetic模型。

1.4 計算方案設計

對柴油機進行高原環(huán)境下的數(shù)值計算，采用不同的燃燒室與不同的噴油提前角。首先在嚴格控制變量的前提下，僅僅改變原型柴油機的燃燒室形狀，并重點保證燃燒室容積相等。改用的燃燒室分別為高低型雙渦流室雙縮口燃燒室、雙層分流式燃燒室、底部大渦流室燃燒室。其結構圖如圖2所示。其次，在控制其余變量的前提下，分別更改原型ω燃燒室與其余3種燃燒室的噴油提前角，噴油提前角分別為12°、14°、16°、18° BTDC。

圖2 試驗燃燒室Fig.2 Test combustion chamber

2 計算結果與分析

2.1 原噴油提前角下4種燃燒室的高原特性

在海拔4 550 m條件下，4種燃燒室的缸內燃燒各有特點。圖3為4種燃燒室在噴油提前角為12 °CA時的高原特性曲線。如圖3(a)所示，從4種燃燒室的缸壓曲線圖中可以看出，雙層分流式燃燒室的平均缸壓最高，接著為原型ω燃燒室、高低型雙渦流室雙縮口燃燒室，底部大渦流燃燒室的平均缸壓最低。這表明在當前的計算條件下，雙層分流式燃燒室能夠在高海拔地區(qū)表現(xiàn)出較高的功率，而底部大渦流燃燒室的功率最低。

如圖3(b)所示，4種燃燒室的放熱率曲線中，原型ω燃燒室在燃燒前期擁有最高的放熱率，而高低型雙渦流室雙縮口燃燒室與雙層分流式燃燒室在燃燒后期的放熱率較高。這表明，原型ω燃燒室在急燃期與緩燃期燃燒最為劇烈，而高低型雙渦流室雙縮口燃燒室與雙層分流式燃燒室后燃期初期的燃燒較為劇烈。

如圖3(c)所示，很明顯可以看出高低型雙渦流室雙縮口燃燒室的NO生成量為最低，在排氣門開啟時刻的NO量僅為11.23 mg，而原型ω燃燒室的NO排放量為15.21 mg。至于雙層分流式燃燒室，也展現(xiàn)了較低的NO生成量為12.01 mg；底部大渦流燃燒室的生成量第二高為13.36 mg。高低型雙渦流室雙縮口燃燒室相比較于原型ω燃燒室的NOx減排量達到了26.17%。

如圖3(d)所示，在當前計算條件下，高低型雙渦流室雙縮口燃燒室的soot排放量最高，緊接著為底部大渦流燃燒室，雙層分流式燃燒室排在第三，原型ω燃燒室的soot排放量最低。另外可以看出，高低型雙渦流室雙縮口燃燒室與雙層分流式燃燒室在燃燒初期均生成了大量的soot。

4種燃燒室在高原地區(qū)表現(xiàn)出不同特性的主要原因在于各種燃燒室的燃燒室形狀不同導致了不同的缸內流場與燃燒狀況。高低型雙渦流室雙縮口燃燒室與雙層分流式燃燒室均能實現(xiàn)分流燃燒，即部分燃料經(jīng)由燃燒室中的分流脊分別向分流脊上方與下方分流。在高低型雙渦流室雙縮口燃燒室中，擁有一個縮口型的上渦流室。而雙層分流式燃燒室的分流脊上方為一段長長的導流斜面，有利于火焰向余隙容積空間擴散。原型ω燃燒室與底部大渦流燃燒室為典型的深坑型燃燒室。燃料在經(jīng)過碰撞壁面后向凹坑中擴散。在高原環(huán)境下，滯燃期延長，燃料噴柱的貫穿距離延長，碰壁量加大，缸內氧氣含量降低，同時由于缸內壓力下降，渦流的耗散率降低。

圖3 4種燃燒室在噴油提前角為12°BTDC時的高原特性Fig.3 The performance of four combustion chambers in high altitude when the advance of injection timing is 12° BTDC

綜上原因，雙層分流式燃燒室表現(xiàn)出了最高的缸內壓力與較低的NOx排放是因為實現(xiàn)了分流燃燒，缸內溫度較為平均，并提高了余隙容積空間空氣的利用率。雙層分流式燃燒室的soot排放量高于原型ω燃燒室的原因在于分流脊上方的導流斜面上燃料容易附著而無法充分燃燒。而同樣實現(xiàn)了分流燃燒的高低型雙渦流室雙縮口燃燒室因為上渦流室的縮口構造阻礙了對余隙容積空間的利用，另一方面由于上渦流室中能形成持久的斜軸渦流，將大量燃料卷入上渦流室，因此soot的排放量最高，NOx排放量最低。對于高原直噴式柴油機，燃燒室中軸線附近的空氣利用率較低，而底部大渦流燃燒室的較低的中心凸臺設計增大了凸臺上方的空間，進一步降低了空氣利用率，同時在余隙容積空間的空氣也未能充分利用。這些原因造成了底部大渦流燃燒室的動力性與排放性均不及其余燃燒室。

2.2 不同噴油提前角下4種燃燒室的高原特性

對柴油機噴油正時提前，噴油提前角分別為14、16、18 °CA。計算結果如圖4、圖5所示。其中圖4為4種燃燒室在不同噴油提前角時缸內最高壓力的變化圖，圖5為4種燃燒室在不同噴油提前角時的排放特性。總體來說，4種燃燒室的最高缸內平均壓力與NOx排放量隨著噴油正時的提前而不斷升高，soot量持續(xù)減小。

圖4 4種燃燒室在不同噴油提前角下的缸內最高壓力Fig.4 Maximum in-cylinder pressure of four combustion chambers at different injection advance angles

圖5 不同噴油提前角下4種燃燒室的NOx與soot排放Fig.5 The NOx and soot emissions of four combustion chambers at different advance angles of injection timing

雙層分流式燃燒室的最高燃燒壓力一直保持最高。雙渦流室雙縮口燃燒室在噴油提前角時為12 °CA時最高平均壓力排在第三，而到了噴油提前角為16 °CA時追上了原型ω燃燒室的最高缸內平均壓力，到了噴油提前角為18 °CA時僅次于雙層分流式燃燒室。而底部大渦流燃燒室的缸內平均最高壓力一直為最低，并且在較大噴油提前角時與其余3種燃燒室之間的壓力差有變大的趨勢。雙層分流式的油氣混合能力較好，燃燒室對余隙容積空間的空氣利用率也最高，因此在不斷提高噴油提前角后，該燃燒室也能保持最高的缸內平均壓力。但是隨著噴油提前的增大，更多的燃料在滯燃期就能進入余隙容積與底部渦流室、急燃期同時燃燒的燃料增多。并且燃燒重心提前、燃燒最劇烈時余隙容積的空間較小，因此在高噴油提前角時，缸內最高壓力上升量隨著噴油正時的增大而減小。同時帶來的結果是NO增量加大，而soot減小率降低。同樣作為分流式燃燒室的高低型雙渦流室雙縮口燃燒室，通過噴油正時提前來優(yōu)化缸內燃燒的潛力最大。一方面是因為該燃燒室對余隙容積空間的空氣利用率較低，但是由于噴油提前，在燃燒最劇烈的時候，余隙容積空間較小，相對來說燃燒室內部的空氣總量增大，所以該燃燒室對余隙容積空間的空氣利用率低下的缺點被縮小了；另一方面是該燃燒室特殊構造，缸內的湍流擾動最為復雜，提前噴油使得混合氣質量越來越好。兩點原因使得該燃燒室在噴油提前角為18 °CA時最高缸內平均壓力超過了原型ω燃燒室。不僅如此，該燃燒室的soot排放量由12 °CA時的最高退為倒數(shù)第二，并有低過原型燃燒室的趨向；其NOx排放量一直保持為最低。

原型ω燃燒室與底部大渦流燃燒室作為直噴式柴油機最古樸的深坑燃燒室，有著結構簡單，可靠性強等優(yōu)點。在高海拔、高噴油提前角時，原型ω燃燒室的最高缸內燃燒壓力升高量不如分流式燃燒室；soot降低量也不如分流式燃燒室；NOx排放量一直為最高。而底部大渦流燃燒室由于燃燒室中心的凸臺較低，凸臺上方空間較大，渦流旋轉速度較低；在高原環(huán)境下，燃料噴柱的貫穿距長，因此對燃燒室中軸線附近的空氣利用率低下。加之該燃燒室對余隙容積中空氣的利用也較低因此油氣混合較差，燃燒并不充分，即使噴油提前，燃料也主要在大渦流室中混合，難以改善中軸線附近的油氣混合，因此該燃燒室的性能以及性能恢復程度均不及其余燃燒室。

圖6為30° ATDC(after top dead center,上止點后)時不同燃燒室在不同噴油正時下的缸內氧氣分布。如圖6所示，隨著噴油正時提前，同一種燃燒室在30° ATDC時的缸內平均氧氣含量越來越低，這表明，噴油正時提前能夠有效地改善高原柴油機的后燃現(xiàn)象?？梢宰⒁獾氖牵诟咴h(huán)境下，缸內氧氣剩余較多的部位為燃燒室中軸線附近與余隙容積空間。則通過減小燃燒室中軸線附近空間的體積，減小余隙容積空間或者合理向余隙容積空間導流是高原柴油機性能恢復的重要原則。同時值得注意的是，各燃燒室凹坑內嚴重缺氧，這說明，高原環(huán)境下直噴式柴油機的凹坑中承載了劇烈的燃燒。這也是高原環(huán)境下燃料貫穿背壓減小，滯燃期延長，碰壁量加大造成的后果。因此在高原柴油機燃燒室設計的另一個原則是在保證所需壓縮比前提下在燃料噴霧的貫穿路徑方向上延伸燃燒室空間。

圖6 30° ATDC時不同燃燒室在不同噴油正時下的缸內氧氣分布Fig.6 In-cylinder oxygen distribution in different combustion chambers at 30° ATDC with different injection timings

3 實驗驗證

在青海海拔為4 550 m處對原型增壓柴油機進行噴油提前實驗，實驗結果如表2所示。

實驗分別測試了噴油提前角為12和與18 °CA時的柴油機特性。當噴油提前角從12 °CA到18 °CA時柴油機功率由229.7 kW升高到238 kW；扭矩從877 N·m上升到911 N·m；最高缸內燃燒壓力9.13 MPa上升到11.20 MPa；燃油消耗率233.4 g/(kW·h)降低到230.1 g/(kW·h)。NOx排放量從13.65 mg上升到20.42 mg，soot排放量從7.11 mg下降到4.4 mg。在噴油提前角為18° BTDC時，實驗數(shù)據(jù)的最高缸內壓力比計算數(shù)據(jù)要高，NOx排放量也比計算數(shù)據(jù)高，而soot排放量較低。這是因為在柴油機在實際運行中，由于噴油正時提前，柴油機的整機溫度會上升。影響計算結果的邊界條件如燃燒室壁面溫度、活塞頂部溫度等均會升高，從而提高了缸內平均溫度與平均壓力。相對的實驗的NOx排放量較高，而soot排放量相對較低。

總體而言，實驗與計算的誤差控制在允許范圍內，因此計算結果較為可靠。

表2 高原環(huán)境下不同噴油提前角對原型機特性的影響

4 結論

(1)分流式燃燒室在高原環(huán)境下能夠顯著降低NOx的排放量。雙層分流式燃燒室能夠提高對余隙容積的空氣利用率，表現(xiàn)出最高的缸內平均壓力。高低型雙渦流室雙縮口燃燒室擁有較強的油氣混合能力，表現(xiàn)出最低的NOx排放量，但對余隙容積中的空氣利用率較低。

(2)在高原環(huán)境下，隨著噴油正時的提前，缸內燃燒最劇烈時活塞頂部空間較小，燃燒室內部空氣總量相對較大。高低型雙渦流室雙縮口燃燒室對余隙容積空間空氣利用率較低的缺點被縮小，性能得以顯著提升。

(3)在高原環(huán)境下，底部大渦流燃燒室在渦流室以上空間的油氣混合較差，動力性、排放性均不如其他燃燒室。

(4)高原直噴式柴油機燃燒室的設計原則：適當增高增大燃燒室的中心凸臺；減小余隙容積或者合理導流以提高余隙容積空氣利用率；延長燃料噴霧貫穿方向上的縱深，減少燃料碰壁的影響；盡量保證結構簡單，減少熱應力集中。