帶雙ω燃燒室柴油機燃燒和排放特性的數值模擬*

陳 歡，魏勝利，湯 東，李昌遠

(江蘇大學汽車與交通工程學院，鎮江 212013)

前言

油、氣、室三者的合理匹配是決定燃燒過程好壞的關鍵因素［1］。改善直噴柴油機的混合氣形成和燃燒過程，對提高其動力性、經濟性，降低污染物排放具有重要的意義。燃燒室形狀對柴油機缸內氣流運動、混合氣的形成和燃燒具有重要影響，因此改進燃燒室形狀成為改善混合氣形成、優化燃燒過程的重要手段［2］。

對柴油機燃燒過程的研究除采用傳統的試驗方法外，數值模擬技術在柴油機性能預測方面的應用也越來越廣泛。采用計算流體動力學(CFD)描述缸內流場變化，能夠提供常規試驗方法很難獲得的結果［3］。本文中利用CFD軟件FIRE，針對提出的雙ω型燃燒室的混合氣形成和燃燒過程進行了數值模擬，分析研究了油束不同落點位置對缸內燃燒和排放性能的影響，對優化柴油機燃燒和降低排放具有一定的指導意義。

1 數學模型

1.1 湍流模型

湍流是一種高度復雜的三維非穩態、帶旋轉的不規則流動。在湍流中流體的各種物理參數，如速度、壓力和溫度等都隨時間與空間發生隨機的變化。內燃機缸內的燃燒為湍流燃燒過程，是根據基本的守恒定律，即根據質量、動量和能量守恒定律對總的質量、動量和焓的平均輸運方程進行求解而實現的［4］。為使基礎方程式封閉，湍流模型必不可少，本文中采用了k-ε雙方程模型［5］(k是湍動能、ε是湍動能的耗散率)。

1.2 噴霧和燃燒模型

模擬計算的噴霧破碎采用WAVE模型［6］，噴霧蒸發選用Dukowicz模型。著火選用Shell自燃模型，燃燒選用Eddy Breakup模型，燃燒過程的反應速率按Magnussen的湍流控制模型進行計算［7］。NOx排放采用Zeldovich模型，soot排放采用Kennedy-Hiroyasu-Magnussen 模型［8－9］。

2 計算對象和初始條件

2.1 雙ω型燃燒室和雙排噴孔燃燒系統的提出

燃燒室結構應有利于燃油迅速擴散到燃燒室頂部區域，與空氣快速混合、加速燃燒。為合理組織氣流運動，使油氣能在燃燒室空間內迅速混合，在保持氣缸工作容積和壓縮比不變的條件下，提出了一種雙ω型燃燒室。根據所設計燃燒室雙ω型形狀特點，優化設計一個具有夾角不同雙排噴孔的噴射系統，使上下兩排噴孔同時噴向所設計燃燒室的上下兩個凹坑中，系統簡圖如圖1所示。為適應燃燒室結構特點，上ω凹坑的油束貫穿距應較長，下ω凹坑的油束貫穿距應較短。在上止點前，缸內氣流主要是擠流和湍流，氣流由上ω凹坑逐漸向下ω凹坑運動，由于下ω凹坑半徑較小，在其中會形成較強的擠流運動，有助于下ω凹坑中油氣混合。上止點后，活塞下行，在逆擠流的作用下燃燒室中的氣流向外流到環形空間進一步促進了上ω凹坑中油氣混合。著火后，燃燒室內的溫度和壓力迅速升高，使燃燒更加迅速充分同時加速了碳煙的氧化速度。

2.2 柴油機的主要參數和計算初始參數

選用單缸四氣門、噴油器中置的135非增壓水冷柴油機為模擬計算樣機。表1為柴油機的主要技術參數。

表1 單缸135柴油機基本參數

為減少計算時間，仿真從進氣門關閉時刻210°CA開始計算。在460°CA時，NO的生成已基本趨于穩定，碳煙的氧化速度也已非常緩慢，此時模擬計算結束。噴油持續期為10°CA，初始進氣壓力為0.10MPa，進氣溫度為297K，考慮傳熱和摩擦轉化為熱量對進氣加熱，設定初始溫度為330K［10］。計算采用100%負荷供油量。表2為該初始計算參數。

表2 初始計算參數

2.3 計算方案

在保持噴孔總流通面積基本相等和噴油量一定的情況下，研究了油束不同落點位置對燃燒和排放性能的影響。各計算方案見表3所示，圖2顯示了各方案的油束落點位置。

表3 計算方案

2.4 計算網格的劃分

數值模擬時采用動網格可真實地反映柴油機工作狀況。由于采用雙排噴孔噴射系統，為了便于分析，模擬計算時對整個模型進行分析。所用的網格全部是六面體網格，下止點處的網格數為545 600個，上止點處的網格數為425 200個，計算網格如圖3所示。

3 數值模擬結果與分析

3.1 缸內速度場、濃度場和溫度場分析

圖4為油束不同落點位置時缸內噴霧和空氣相互作用矢量圖。為了更清晰地表達氣流運動，只取右半部分。

可以看出，10°CA BTDC時，氣缸內已經形成比較規則的氣流運動，氣流方向為逆時針，各個方案氣缸內氣流運動無明顯差異。在上止點時刻，各個方案的最大氣流速度均發生在噴出的油束附近。在噴出的油束影響下，油束兩側形成兩個渦流，這是卷吸現象，它有助于燃油和空氣的混合，此時各方案的最大氣流速度均達到了80m/s。方案三氣流速度相對較低，方案四的強氣流分布范圍最廣，緊貼壁面的氣流強度較大，可以防止壁面燃油堆積，降低 soot排放。

在5°CA ATDC時，方案二燃燒室頂部的氣流運動方向和5°CA BTDC時相反。受湍流影響，方案三和方案四燃燒室頂部的氣流運動不規則。方案一的渦流中心位于燃燒室右上部，方案二的渦流中心位于燃燒室底部，方案三的渦流中心位于燃燒室中間偏右區域，方案四的兩個凹坑處各有一處渦流，它可以促進燃油與空氣混合，有效避免了燃燒室富油富氧區的存在，使排放得到控制。

在10°CA ATDC時，燃燒室兩個凹坑的底部都已經形成了很規則的氣流運動。受燃燒渦流和逆擠流的作用，與10°CA BTDC相比，燃燒室兩個凹坑中氣流方向均相反。此時方案一的渦流中心向右偏移，方案二的渦流中心位于燃燒室中部，方案三和方案四的渦流中心位于燃燒室中央偏下部位。

20°CA ATDC時，燃燒室中的氣流運動較10°CA ATDC時更有規律，且各個方案燃燒室中的氣流運動方向基本一致。方案一、二、三的渦流中心并無明顯變化。方案四的渦流中心位于燃燒室中上部，促進了燃燒室凹坑中未燃燃油和燃燒中間產物與上ω凹坑中新鮮空氣進一步混合，使混合氣均勻。

總的來說，方案四能有效改善噴霧空間分布，增加氣流擾動，使油氣接觸更充分，從而改善混合氣分布形狀、范圍和均勻度，提高混合氣形成質量，進而改善燃燒過程。

圖5為油束不同落點位置時不同曲軸轉角下的濃度分布圖。

可以看出，在上止點時刻，各方案噴注前端當量比值都較大。主要是因為油滴受到較大空氣阻力的部分集中在噴霧前端，油滴在與周圍空氣的作用下，不斷被撕裂、破碎和霧化，尺寸也不斷減小，小油滴相比大油滴又極容易蒸發。

在5°CA ATDC時，方案一的大部分混合氣已經向燃燒室頂部運動，最大當量比在燃燒室頂部的外圍區域。方案二的混合氣全部集中在燃燒室下方凹坑中，混合氣濃區面積很大，油氣混合不均勻。方案三的油束撞擊兩凹坑之間的凸臺，使油滴破裂成更小的液滴同時向上下運動，最大當量比所在區域緊貼燃燒室內壁。此時，方案四的油氣混合最為均勻，僅在燃燒室頂部有少量的濃區，說明燃油霧化好。

在10°CA ATDC時，方案一與方案四的混合氣已經較為均勻。方案二的燃燒室中央凸起附近仍有兩處濃區，最大當量比為4.5。方案三的最大當量比為4，集中在下ω凹坑的內側。

在20°CA ATDC時，方案一和方案四中存在很多當量比為1的均勻混合氣，而此時方案二的最大當量比仍為3.5，過大的當量比給燃燒過程帶來了不利的影響。

從上面的分析可以得出，雙排噴孔能較快地形成均勻的混合氣，有效地改善了發動機可燃混合氣的質量，使燃燒更加迅速和完善。對單排噴孔的情況來說，隨著噴孔夾角的增大，混合氣形成質量呈現逐漸變好的趨勢。

圖6為油束不同落點位置的溫度場隨曲軸轉角變化分布情況。

可以看出，在上止點附近，從圖中右半部分來看，方案一、二、三都只出現了1處高溫區。而方案四同時出現3處高溫區，說明方案四在整個氣缸中有較多均勻混合氣。

在10°CA ATDC時，方案一的高溫區大多集中在燃燒室上方，方案二的高溫區集中在燃燒室的下方凹坑中，方案三的高溫區均勻地分布在燃燒室的側壁。方案四的高溫區范圍最廣，最高溫度達2 700K，這為soot的氧化提供了良好條件。

在20°CA ATDC時，方案一的高溫區仍集中在上ω凹坑處。方案二的最高溫度在4個方案中最低，高溫區集中在整個燃燒室中部，最高溫度為2 400K，這不利于 soot的最終氧化，將導致soot過高。方案三的最高溫度已經由15°CA ATDC時的2 700K下降到2 500K左右。方案四的最高溫度同時向燃燒室上部和外部擴大，高溫區面積很大，分布在整個燃燒室下面的凹坑和燃燒室頂部外圍區域，最高溫度仍有2 700K。

在30°CA ATDC時，各個方案溫度場較20°CA ATDC時更加均勻且范圍擴大。方案四具有缸內最高平均溫度，達2 400K左右。

總的來說，雙排噴孔的高溫區面積始終比單排噴孔的大且分布范圍廣，這使得燃燒更加迅速充分。

3.2 油束落點位置對燃燒、排放特性的影響

圖7為油束不同落點位置的燃燒與排放性能曲線。由圖7(a)可見:365°CA之前，方案一、三、四的壓力曲線基本重合在一起;方案四具有最大缸內平均壓力，最大值達到7MPa;方案二的最大平均壓力在4個方案中最小，僅有6MPa;缸內壓力大，說明燃燒劇烈，對應的溫度也會升高，隨著噴孔夾角減小缸內平均壓力也不斷降低。

由圖7(b)和圖7(e)可見:方案四具有最高缸內平均溫度1 651K，高溫對NO排放產生了不利的影響，其NO排放達到最大值760×10－6;方案二由于燃燒不完全，缸內平均溫度最低，最高NO排放僅有329×10－6，比方案四下降了56.7%。

由圖7(c)可見:方案四最先開始放熱，說明其滯燃期短，但它的缸內平均壓力最高，主要是由于方案四采用雙排噴孔的噴油器，使燃油和空氣更好地在燃燒室中混合，在短時間內便形成了大量混合氣，預混燃燒劇烈，缸內爆發壓力大。

由圖7(d)可見:采用雙排噴孔方案的累積放熱量始終高于其它，且燃燒較為迅速，累積放熱為3 246J;方案一和方案三的累積放熱量相差不大，方案二的累積放熱量最低，僅有2 583J，說明方案二燃油霧化質量最差。

由圖7(f)可見:方案四最先開始生成碳煙，由于采用雙排噴孔能夠使燃燒室中的混合氣較為均勻，故其最大值在4個方案中最小;在12°CA ATDC時，方案四的碳煙排放達到最大值1 812×10－6;在15°CA ATDC時，方案二的缸內當量比仍很大，造成氣缸內局部缺氧，這將導致soot排放迅速增大;在30°CA ATDC時，方案二 soot排放達到最大值4 291×10－6;方案四碳煙排放的最大值比方案二下降了57.8%;由于活塞下行，燃燒室內的溫度和壓力開始下降，預混燃燒階段生成的soot在擴散燃燒過程中開始氧化，在460°CA時，方案四中soot排放趨近于0，而方案二中仍有2 250×10－6的碳煙，這些碳煙將在排氣門打開時排出氣缸，對大氣造成污染。

4 結論

(1)在噴孔總流通面積基本相等的情況下，發現油束落點位置對雙ω型燃燒室的燃燒和排放性能影響較大。

(2)采用雙排噴孔噴射形式能較快地在缸內形成均勻的混合氣，有效地改善了柴油機可燃混合氣的質量，使燃燒更加迅速和完善;采用單排噴孔時，隨著噴孔夾角的增大，混合氣形成質量呈現逐漸變好的趨勢。

(3)雙排噴孔噴射形式的高溫區面積始終比單排噴孔的大且分布范圍廣，缸內最高平均壓力和平均溫度均較大，NO排放較高，但碳煙最大值和最終值都較低。

(4)油束落點位于燃燒室下方凹坑時，燃油霧化較差，易形成濃混合氣。碳煙的最大值和最終值都很高，最大值達到4 291×10－6。而采用雙排噴孔的噴射形式碳煙排放最大值下降了57.8%，最大值僅為1 812 ×10－6。

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