燃燒室結構對柴油機燃燒過程影響及邊界適應性的模擬研究*

沈穎剛　楊　杰　馬　濤陳貴升　彭勁松（-昆明理工大學云南省內燃機重點實驗室　云南　昆明　650500 -云內動力股份有限公司）

·研究·開發·

燃燒室結構對柴油機燃燒過程影響及邊界適應性的模擬研究*

沈穎剛1楊杰1馬濤1陳貴升1彭勁松2
（1-昆明理工大學云南省內燃機重點實驗室云南昆明650500 2-云內動力股份有限公司）

以共軌柴油機為研究機型，在保持壓縮比不變條件下，基于方案A（縮口率最大），設計了方案B（縮口率最小）、C（徑深比最小）、D（徑深比最大）三套燃燒室新方案，應用三維CFD方法模擬研究了燃燒室結構對柴油機工作過程的影響規律。計算結果表明，碳煙（Soot）對徑深比的變化最為敏感，在降低縮口直徑基礎上減小徑深比（方案C）有利于燃燒后期逆擠流的形成，促進擴散燃燒，降低Soot；不同EGR率時，方案C的Soot最低，方案D因氣流運動較弱而最高；隨著渦流比增大（0.7~ 1.5），方案A在擠流區以及底部凹坑內的速度場顯著增強，Soot呈降低趨勢，而方案C、D在底部凹坑內及縮口處的速度場則相反減弱，Soot生成則總體呈升高趨勢；在不同的EGR率、噴油持續期和渦流比條件下，方案C的NO和Soot都最低，其對燃燒邊界的適應性總體較好。

共軌柴油機燃燒室結構缸內流動特性碳煙燃燒邊界

引言

柴油機因動力性好、熱效率較高而得到廣泛應用。但柴油機碳煙（Soot）和NO排放較高且二者之間存在明顯的trade-off關系。面對能源危機與環境污染（包括CO2排放），世界各國已制定了日益嚴格的發動機油耗與排放法規（如歐6等）。因此，如何實現超低Soot和NO排放并同時實現高熱效率燃燒，是現代柴油機開發面臨的重要挑戰。

研究表明，柴油機燃燒室的結構參數（縮口直徑、凹坑深度等）會直接影響缸內氣流的運動特性，缸內氣流的運動又會密切影響燃油與空氣的混合特性，進而極大影響缸內濃度場和溫度場的空間分布。因此，燃燒室結構會對柴油機燃燒過程和污染物的生成歷程產生重要影響[1-6]。目前，廢氣再循環（EGR）技術是降低內燃機NO排放最有效的措施之一，其已成為柴油機滿足歐6或US2010法規不可或缺的重要措施。但EGR參與燃燒通常會降低缸內氧濃度，過濃區域增多導致碳煙排放增加。因此，采用EGR技術對進氣流量以及油氣混合的物理過程提出更高要求。另一方面，隨著進氣增壓技術與高壓共軌技術的快速發展，高增壓系統（影響渦流比）、超高燃油噴射壓力（200MPa以上）及多次噴射技術已成為現代先進發動機開發的重要手段[7-8]。但要實現柴油機循環熱效率、燃燒與排放良好的綜合性能，則要對燃燒室結構進行優化設計，且需與燃燒控制新技術（EGR技術、高增壓與噴油技術）相匹配協同。

本文以現代共軌柴油機為研究機型，擬通過設計不同結構參數的燃燒室優化油氣的混合特性，改善燃燒過程以降低Soot排放，并在更寬的燃燒邊界條件下（不同EGR率、不同噴油壓力和進氣渦流比等）考察燃燒室結構設計的合理性與適應性。本研究以期為現代高效、清潔柴油機燃燒室的開發優化設計提供一定理論依據與工程指導。

1　計算模型介紹

1.1計算模型的建立及驗證

以D19型高壓共軌柴油機為試驗機型，其主要結構參數如表1所示。根據D19柴油機結構參數與燃燒室幾何尺寸，利用CAD繪制燃燒室的輪廓線，并將其導入AVL FIRE的ESE Diesel前處理模塊，設置燃燒室參數，繪制二維網格，同時生成燃燒室的三維六面體動態網格。由于試驗柴油機使用6孔（噴孔直徑為0.219mm，噴油錐角為156°）對稱噴油器，為了節省計算時間，生成的計算網格為1/6的三維CFD模型（見圖1a）。平均網格大小為0.8mm，所建模型在上止點時的網格數為15 325個，在下止點時網格數為30 400個。

表1　柴油機主要參數

三維CFD模型中，選取修正的κ-ε雙方程湍流模型來模擬內燃機缸內流場；噴霧計算中用Walljetl模型模擬噴霧撞壁過程；采用Wave離散模型，假設噴射的油滴與噴嘴出口直徑尺寸相同，其他分散的小油滴都是由于空氣流動促使液氣互相作用而形成的；液滴蒸發則采用Dukowicz進行模擬；本計算選用的燃燒模型為Coherent Flame Model模型；著火模型選擇的是燃燒模型中自帶的ECFM-3Z模型；排放模型分別選擇Extended-Zeldovich partial+equilibrium氮氧模型和Kenned-Hiroyaso-Magnussen碳煙模型。

整機一維仿真模型見圖1b）。

圖1　發動機三維CFD和整機一維仿真模型

對于柴油機，碳煙顆粒主要來源于燃空當量比較高的大負荷工況。因此，本文燃燒室設計中，計算工況選擇2 200 r/min（最大扭矩轉速），100%負荷工況點。發動機臺架試驗是在海拔2 000m高原環境下進行，大氣壓力為81kPa。原機增壓器為單級廢氣渦輪增壓系統，該工況噴油壓力為140MPa，主噴定時為7°CA BTDC，此時對應實測扭矩為220N·m，功率為50.7kW，進氣流量為188kg/h，空然比為15.7，總增壓比為2.29，單缸油量為45.5mg/每循環，單孔油量為7.6mg/每循環（根據實測油耗和轉速計算）。

圖2是發動機整機一維仿真模型和三維CFD模型的驗證結果。

圖2　發動機整機一維仿真模型和三維CFD模型驗證

在三維CFD計算中，計算區域設置為進氣門關閉時刻（-127℃A ATDC）至排氣門開啟時刻（147℃A ATDC）之間的封閉區域。模型計算初始條件設置中，根據試驗測量得到的缸內壓力、增壓中冷后的進氣溫度等邊界參數，確定進氣門關閉時刻的初始進氣壓力、進氣溫度與進氣組分等。其中進氣溫度以及采用EGR時的進氣組分等關鍵邊界參數是根據發動機結構參數與試驗數據，通過AVL BOOST構建其一維仿真整機模型計算而得到（見圖1b）。

由圖2a）可知，基于AVL BOOST構建的一維整機模型，計算得到2 200 r/min不同負荷時發動機的進氣流量、扭矩、有效燃油消耗率（BSFC）以及排氣溫度（增壓器利用前）等與臺架試驗實測值總體吻合性較高，最大誤差在5%以內，由此表明所構建的一維仿真模型能為發動機三維CFD模型提供準確的進氣初始邊界條件。由圖2b）可知，基于三維CFD模型計算得到研究工況點（2 200 r/min，100%負荷）的缸壓與瞬時放熱率與臺架試驗值重合度較好，表明本文所構建的發動機三維CFD模型及其初始與邊界參數的設置均較合理。由此表明，該發動機三維CFD模型能夠滿足對實際發動機仿真計算的要求。

1.2燃燒室的結構設計

基于原機燃燒室（方案A），在保持壓縮比（18.5）不變情況下（目的為消除壓縮比的影響），設計了三套新燃燒室方案（方案B,C,D）。相對方案A（基礎方案，縮口率δ最大），方案B在凹坑最大深度（H）和徑深比（ω）不變情況下，通過減小最大直徑（dm）使其縮口率（δ）最小；方案C通過同時減小縮口直徑（dk）和增大H使其ω最小，同時中央凸臺曲線斜率最大；與方案C向反，方案D通過同時增大dk和減小H，使其ω最大。此外，方案C與方案D保持δ相同。具體燃燒室結構設計方案及結構參數詳見表2。

表2　燃燒室方案的具體結構參數mm

2　計算結果與分析

2.1燃燒室結構參數對發動機的影響

2.1.1燃燒室結構參數對燃燒過程的影響

圖3是不同燃燒室缸內壓力與瞬時放熱率對比。圖4和圖5分別是不同燃燒室缸內平均燃燒溫度與溫度場對比。

圖3　不同燃燒室缸內壓力與瞬時放熱率對比

如圖3所示，-6°CA ATDC噴油時，不同方案燃燒室缸內壓力峰值出現在14°CA ATDC附近。在壓縮比不變條件下，不同縮口率、徑深比燃燒室缸內壓力基本保持不變。不同燃燒室放熱峰值都在11°CA ATDC左右，其中方案C放熱峰值低于其余方案，但在燃燒后期其放熱略高。

圖4　不同燃燒室缸內平均溫度對比

圖5　不同燃燒室缸內溫度場對比

如圖4所示，在燃燒溫度峰值出現之前，不同縮口率、徑深比燃燒室對缸內溫度影響不大。但峰值溫度過后，不同燃燒室缸內溫度開始出現一定差異，其中方案C溫度最高而方案D溫度最低，這與圖3中放熱規律一致。如圖5所示，四種方案缸內溫度場空間分布規律基本相同。總體而言，在壓縮比不變時，燃燒室不同結構參數對發動機放熱過程與燃燒溫度影響較小。

2.1.2燃燒室結構參數對缸內速度場的影響

圖6是不同曲軸轉角下不同燃燒室缸內速度場對比。在上止點之前，擠流區的氣體被擠入燃燒室凹坑中形成擠流。在-10℃A ATDC時，方案C因縮口直徑最小（見表3），擠流面較大導致在壓縮行程中喉口處的氣流速度最高，方案D則反之。在20℃A ATDC時（噴油結束后），缸內形成明顯的逆擠流，逆擠流將燃燒室凹坑中濃混合氣輸運到燃燒室上方和擠流區與新鮮空氣混合。方案A縮口率最大，燃燒室凹坑內渦團保持性較好；方案B縮口率最小，易使凹坑內混合氣與燃燒室上方空氣混合，但逆擠流能量衰減較快；方案C燃燒室凹坑最深，渦團保持性較好，大量的濃混合氣停留在凹坑內；方案D燃燒室凹坑最淺，凹坑濃混合氣與燃燒室上方的新鮮空氣迅速混合，燃燒后期逆擠流最弱。隨著活塞繼續下行，方案C缸內速度逐漸增大，在45℃A ATDC時其速度場最大，這是因為在做功行程前期，方案C因徑深比最小，燃燒室凹坑最深，導致凹坑內混合氣流出減小。隨著活塞下行，燃燒室上方容積增加，方案C的凹坑內混合氣仍具有較強動量，其因凸臺曲線斜率最大更有利于逆擠流發展，凹坑內混合氣沿中央凸臺曲線流向擠流區與新鮮空氣混合，因此燃燒后期的逆擠流較強，缸內速度場較大。方案B、D逆擠流保持性較差，燃燒后期逆擠流強度減弱，缸內混合氣速度變緩。

圖6　不同燃燒室缸內速度場對比

2.1.3燃燒室結構參數對缸內當量比的影響

圖7是不同燃燒室對缸內當量比的影響。四種燃燒室的壓縮比和噴油控制參數相同，缸內當量比空間分布主要受燃燒室內氣流運動特性的影響。

圖7　不同燃燒室缸內燃空當量比對比

從圖7可知，在35°CA ATDC時，方案A在燃燒室凹坑底部和靠近燃燒室側壁處燃油較濃。隨著活塞下行，方案B、D逆擠流流動將燃燒室凹坑內濃混合氣輸送至燃燒室上方（當量比逐漸增大）。方案C徑深比最小，燃燒室凹坑最深，凹坑底部當量比較大。在45°CA ATDC時，方案A、C逆擠流保持性較好，利于燃燒后期油氣混合。其中方案C徑深比最小，中央凸臺曲線斜率較大更利于增強逆擠流，油氣混合更充分使當量比分布更為均勻。方案B、D逆擠流消耗較快，燃燒后期油氣混合變差導致燃燒室上方當量比明顯增大（尤其是方案D）。

2.1.4燃燒室結構參數對Soot和NO生成的影響

圖8是不同燃燒室Soot和NO最終排放量對比。圖9為不同燃燒室Soot生成歷程對比。

圖8　不同燃燒室Soot和NO最終排放量對比

由圖8可知，四種燃燒室方案的Soot最終排放量差別較大，而NO最終排放量差別相對較小。方案C的Soot和NO排放量最低，方案A、B居中（二者接近），方案D則最差。由圖9可知，四種燃燒室Soot生成時刻和峰值出現時刻基本一致，但方案A的 Soot峰值最小，方案B、D峰值居中。方案C峰值最大，但因其燃燒后期油氣混合改善，Soot生成減少和氧化增強導致其最終排放量最低。

圖9　不同燃燒室方案Soot生成歷程對比

圖10、11是不同燃燒室Soot和NO分布對比。

圖10　不同燃燒室Soot空間分布對比

圖11　不同燃燒室NO空間分布對比

由圖7、圖10和圖11可知，不同結構燃燒室Soot主要分布在凹坑底部與燃燒室上方靠近中央凸臺附近以及擠流區靠近缸壁處的高當量比區域。NO主要分布在中心凸臺上方和燃燒室喉口處。結合圖7和Soot、NO的生成條件，四種燃燒室缸內溫度差別不大，Soot和NO生成主要受缸內油氣混合濃度分布的影響。如圖10所示，方案A在凹坑底部和燃燒室側壁Soot較多。這是因為方案A的縮口率最大，燃油堆積在凹坑底部和側壁附近，且壁面附近氣流較弱，油氣混合較差導致Soot生成較多。方案B由于縮口率最小，燃燒室凹坑內的濃混合氣隨著逆擠流的運動在燃燒室上方堆積產生大量Soot。結合速度場（圖6）和當量比分布（圖7）可知，方案C因凹坑深度最大、徑深比最小，在燃燒前期凹坑內油氣混合較差導致Soot生成最多，峰值最高（見圖9）。但隨活塞下行，方案C由于凹坑內渦團保持較好、以及較高的中央凸臺曲線斜率利于更多逆擠流形成，將凹坑內濃混合氣與燃燒室上方的新鮮空氣進一步混合稀釋，當量比減小導致燃燒中心Soot大幅減少。方案D在中央凸臺附近及燃燒室凹坑上方Soot產生較多，這是因為其凹坑深度和縮口率最小，燃燒后期缸內的逆擠流明顯減弱。

2.2燃燒室結構參數對燃燒邊界適應性研究

2.2.1不同結構燃燒室耦合EGR對柴油機的影響

為研究不同燃燒室耦合EGR對排放物生成的影響，選擇了A（基礎方案）、C（初步最優方案）、D（初步最差方案）三套方案，分析研究不同燃燒室在EGR率為15%、20%和37%情況下的排放水平。EGR率定義采用下列公式：

圖12是不同EGR率下各燃燒室Soot和NO最終排放量對比。圖13是15%和37%EGR率時不同燃燒室Soot生成歷程的對比。

圖12　燃燒室耦合EGR對Soot和NO生成的影響

圖13　燃燒室耦合EGR對Soot生成歷程的影響

由圖12可知，隨著EGR率增加，不同方案燃燒室的Soot排放量增大，但C方案在不同EGR率下的Soot仍最低。NO排放量隨著EGR率升高逐漸減少，不同燃燒室NO排放量的變化趨于相同。

由圖13可知，不同EGR率下，C方案Soot最終生成量最少，在EGR率37%時仍存在一定后期氧化。D方案的Soot最終生成量最高，在EGR率37%時幾乎無后期氧化。導致上述Soot生成差異的主要原因與2.1節無EGR時類似。這主要是因為對于不同結構燃燒室，EGR參與燃燒對缸內流動特性影響較小，主要表現在降低缸內氧濃度與燃燒溫度兩方面。

2.2.2噴油持續期對不同結構燃燒室柴油機的影響

目前，提高燃油噴射壓力是現代先進柴油機開發的重要手段。由于噴油持續期隨噴射壓力的提高而縮短，本節以計算工況點試驗中實際噴油持續期20°CA（對應噴射壓力為140MPa）為基準，分別縮短（18°CA）和延長持續期（22°CA），從而間接研究噴油壓力與不同結構燃燒室耦合后的綜合作用。

圖14、圖15和圖16分別是18°CA、20°CA和22°CA三個噴油持續期對不同燃燒室瞬時放熱率、Soot排放生成歷程和排放物最終生成量的影響。圖17是不同噴油持續期時不同燃燒室缸內當量比分布的對比。

圖14　不同噴油持續期放熱率對比

圖15　不同噴油持續期Soot生成歷程對比

由圖14可知，在壓縮比保持不變時，不同噴油持續期對不同結構燃燒室（方案A、B、C）燃燒放熱的影響規律一致，且不同燃燒室放熱率差異較小。噴油量不變，將噴油持續期由22°CA縮短至18°CA后，噴油壓力的提高改善了油氣的混合速率，導致燃燒前期瞬時放熱率及峰值提高，燃燒持續期縮短。

圖16　不同噴油持續期Soot和NO生成量對比

圖17　不同噴油持續期缸內當量比對比

由圖15和圖16可知，對于不同結構燃燒室，隨著噴油持續期的縮短（噴油壓力提高），NO排放總體呈線性增加（因燃燒速率增加，缸內溫度提高），而Soot排放降低。同時，在不同噴油持續期工況下，方案C的Soot排放仍最低（具體原因與2.1節類似）。但隨著噴油持續期縮短，不同結構燃燒室的Soot排放差異變小（如圖16所示），表明提高噴油壓力可降低燃燒室結構參數對發動機Soot生成的影響作用。這主要是因為縮短噴油持續期（即噴油壓力提升）能夠提高噴霧油束的動能并增強對空氣的卷吸作用，同時貫穿距離的增加提高了油束與燃燒室縮口與壁面處的碰撞，進而促進燃油液滴破碎、蒸發及其與空氣混合，進而降低了缸內當量比并使其分布更為均勻。如圖17a)、b)所示，當噴油持續期從22°CA縮短至18°CA后，不同結構燃燒室缸內當量比的分布更為均勻且相互之間的差異性縮小，表明提高噴油壓力能夠降低燃燒室結構參數對缸內當量比分布特性的影響，從而解釋了提高噴油壓力可降低燃燒室結構參數對發動機Soot生成的影響作用。

2.2.3渦流比對不同結構燃燒室柴油機的影響

圖18是在噴油持續期為20°CA（原機）時，不同進氣渦流比下（0.7、1.5）不同燃燒室（方案A、C、D）放熱率和燃燒溫度對比。從圖可知，在壓縮比不變時，隨渦流比增大，不同結構燃燒室瞬時放熱率和燃燒溫度峰值呈小幅增加，但總體影響不大。

圖18　不同渦流比下缸內放熱率和燃燒平均溫度對比

圖19和圖20分別是不同進氣渦流比（0.7、1.1、1.5）下不同燃燒室Soot和NO最終排量以及Soot生成歷程的對比。

圖19　不同渦流比下Soot和NO排放量對比

圖20　不同渦流比下Soot生成歷程

由圖19可知，隨渦流比增大，不同燃燒室NO總體上呈線性增加。渦流比對Soot的影響則較為復雜：隨渦流比增大，方案A的Soot排放呈減少趨勢，而方案C的Soot排放則線性增大，方案D的Soot排放呈先稍有降低后快速升高的趨勢。同時，如圖20所示，不同燃燒室在不同渦流比下Soot生成歷程差別主要體現在峰值過后的燃燒后期生成與氧化速率差異上。

圖21、22為不同渦流比缸內速度場與當量比對比情況。

圖21　不同渦流比缸內速度場對比

圖23和圖24是不同渦流比下不同燃燒室Soot和NO的空間分布對比。

由圖23可知，隨著渦流比的增大，不同結構燃燒室的缸內NO分布區域及其濃區域總體增大，方案A、D在燃燒室凹坑底部及縮口處的NO生成量增大。在45°CA ATDC時，隨著渦流比增大，不同燃燒室在擠流區的NO分布減少，但在靠近燃燒室中心軸線附近區域的NO分布則增多，其最終導致不同結構燃燒室的NO排放隨渦流比的增加而升高（見圖19）。這主要因為渦流比增大后，缸內氣流運動增強可能導致局部富氧高溫區域反而增多[9-10]，從而使NO反而增加。由圖24可知，隨渦流比增加，方案A在燃燒室上方及底部凹坑的Soot生成明顯減少，而方案C則出現與方案A相反變化趨勢，方案D在不同渦流比因氣流運動較弱，其Soot生成及分布區域仍最大。由此可見，燃燒室結構與渦流比的匹配對改善柴油機缸內氣體流動特性和降低有害排放具有重要影響。

圖22　不同渦流比缸內當量比對比

3　結論

1）在壓縮比不變條件下，燃燒室的結構參數對發動機燃燒特性的影響較小。較大縮口率（方案A）或較小徑深比（方案C）燃燒室在底部凹坑內的渦團保持性較好；Soot對徑深比變化較為敏感，在降低縮口直徑基礎上減小徑深比（方案C）有利于燃燒后期逆擠流形成，促進擴散燃燒，降低Soot。

2）隨EGR率增大，不同燃燒室結構參數對Soot排放的影響規律與無EGR率時一致，其中方案C的Soot最低，D方案最高；縮短噴油持續期可削弱燃燒室結構參數對Soot生成的影響作用。

圖24　不同渦流比缸內Soot空間分布對比

3）隨渦流比增大，不同燃燒室的NO排放總體上呈線性增加；渦流比對不同結構燃燒室的Soot生成影響較為復雜。隨渦流比增大，方案A在擠流區以及底部凹坑內的速度場顯著增強，Soot呈降低趨勢，而方案C、D在底部凹坑內及縮口處的速度場則相反減弱，Soot生成則總體呈升高趨勢。

4）在不同EGR率、不同噴油持續期以及不同渦流比的邊界條件下，相比其余燃燒室方案，方案C總體能同時實現最低的NO和Soot排放，表明其對不同燃燒邊界的適應性較好，結構設計合理。

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Simulation Study on Effectsof Combustion Cham ber Structureon Diesel Engine Combustion and its Adaptability to Boundary

Shen Yinggang1,Yang Jie1,Ma Tao1,Chen Guisheng1,Peng Jingsong2
1-Yunnan Key Laboratory of InternalCombustion Engine,Kunming University of Science and Technology (Kunming,Yunnan,650500,China)2-Kunming YunneiPowerCO.,LTD.

Three combustion chamber schemes for a common-rail diesel engine including scheme B (minimumδ),scheme C(minimumω)and scheme D(maximumω),were designed based on scheme A (maximumδ)when compression ratio was kept constant.Applying three-dimensional CFD numerical simulation to study the effectof different combustion chamber structures on diesel engine working process, resultsshowed that,Sootis themostsensitive to the change inω.It isbeneficial to form reversed squish and reduce Soot in the late combustion stage by reducingωon the basis of the reduction of reentrant diameter (scheme C).With increased EGR rate,Soot is the lowest for scheme C,but Soot is the highest for scheme D due to itsweaker gas velocity.W ith the increase ofswirl ratio(0.7~1.5),Soot reduces for scheme A,because the velocity field in squish region and the bottom of the combustion chamber enhances significantly.On the contrary,Soot increases for scheme C and D due to theweaker velocity field at the bottom and the reentrant edge of the combustion chamber.Under the conditions of different EGR rates,injection duration and swirl ratio,scheme C can achieve the lowest NO and the Soot emissions simultaneously,which has a good adaptation to the combustion controlboundary.

Common-rail diesel engine,Combustion chamber structure,In-cylinder flow characteristics, Soot,Combustion boundary

TK421.2

A

2095-8234（2016）02-0001-09

2016-02-15）

國家自然科學基金（51366007），云南省科技廳面上項目(2013FB019)，云南省院省校科技合作專項（2013ID001）。

沈穎剛（1965-），男，教授，博士，主要研究方向為內燃機燃燒與排放控制。