燃燒室縮口尺寸對柴油機燃燒過程的影響

段浩，馬凡華，宋盼盼

(清華大學，北京 100086)

近年國內來愈發嚴重的霧霾對內燃機的排放提出了新的標準和挑戰。降低氮氧化物和炭煙排放能夠有效地促進內燃機的清潔燃燒，為此，人們采用了如優化EGR系統、噴油系統和進排氣系統等多種措施[1]。燃燒室是發動機燃燒做功必須依賴的環境載體，是影響發動機效率和排放的最基本因素，因此，研究燃燒室形狀對發動機燃燒和排放的影響有利于設計出更加優良的燃燒系統，具有重大的實際意義[2-5]。對于傳統的發動機測試指標，無論是在發動機幾何形狀和燃燒系統參數的關系上，還是在發動機性能和排放特性方面，都只能提供有限的信息，而內燃機多維數值模擬技術的發展以及AVL Fire、STAR-CD等一系列CFD仿真工具的應用，對內燃機仿真提供了更多強有力的技術支撐[6-10]。

縮口是發動機燃燒室的一個重要設計，縮口尺寸直接影響燃燒室口徑比的變化，對缸內燃燒過程有不可忽視的影響。本研究基于某農用柴油機，利用CFD仿真軟件對不同口徑比的燃燒室缸內燃燒進行三維仿真計算，研究縮口尺寸對燃燒和排放的影響，為優化發動機燃燒和排放提供了仿真依據。

1 燃燒室結構設計方案

研究對象為某大功率直噴4缸農用柴油機，其基本參數見表1，燃燒室結構見圖1。

表1 發動機基本參數

圖1 燃燒室結構

表2列出噴油器結構參數，噴油器安裝方式為中置。

在原機的基礎上，保持壓縮比基本相同的前提下(ε=17.3)，改變燃燒室縮口尺寸，設計了5種不同的燃燒室結構，5種燃燒室的結構和參數分別見圖2和表3。可以看出，隨著設計縮口尺寸的減小，發動機燃燒室中心軸線深度逐漸增大，例如對于燃燒室型式1和型式5，縮口直徑分別為61 mm和53 mm，對應燃燒室中心軸線深度分別為5.77 mm和7.18 mm，這是因為須確保不同型式的燃燒室具有相同的壓縮比。

表2 噴油器結構參數

圖2 燃燒室結構

型式縮口直徑/mm口徑比型式1610.61型式2590.59型式3570.57型式4550.55型式5530.53

2 仿真模型的建立和驗證

2.1 數學模型

本研究采用的湍流模型、噴霧模型、燃燒模型等計算模型見表4。為了描述發動機缸內氣體充量在整個發動機工作過程中復雜的湍流運動，模擬計算中經常會用到多種不同的湍流模型，包括亞網格尺度模型、單方程模型和雷諾應力模型等，本研究采用的是一種針對高雷諾數的湍流模型，即κ-ε模型。本研究選用的燃燒模型為ECFM-3Z模型，這是一種統一考慮了自燃、預混燃燒和非預混燃燒的燃燒模型，廣泛適用于汽油機和柴油機。

表4 計算模型

2.2 仿真模型的建立

本研究中，仿真計算從進氣門關閉時刻開始到排氣門開啟時刻結束，假設氣缸壁面為絕熱壁面和固定溫度壁面。利用Creo軟件對柴油機燃燒室進行三維仿真建模，然后將模型導入CFD仿真軟件Converge，并對缸內燃燒過程進行仿真計算。相比于其他的CFD仿真軟件，本研究采用的Converge成功地解決了CFD領域中非常棘手的動網格問題，其完全自動化的網格生成功能不僅消除了網格劃分的時間，而且極大地提高軟件使用效率。計算網格劃分見圖3。

圖3 模型計算網格劃分(原機)

2.3 仿真模型的驗證

本研究選擇了2個工況作為標定工況，2種標定工況的具體參數見表5。

表5 標定工況參數

圖4示出仿真計算與試驗測量示功圖的比較，可見在2個工況下，仿真缸壓曲線與試驗曲線基本重合，壓力峰值誤差分別為1.41%和0.84%，誤差在允許范圍內，表明本研究所選用的計算模型和方法是合理的，以此為基礎進行的仿真計算是可靠的。

圖4 試驗和模擬結果對比

3 計算結果及分析

對上述5種型式的燃燒室進行了仿真研究，從燃燒和排放兩個方面分析了縮口尺寸對柴油機缸內燃燒過程的影響，仿真工況選定為工況1。

3.1 對燃燒的影響

圖5示出不同型式燃燒室在上止點后5°時，氣缸中心軸線所在平面燃空當量比和湍動能的計算結果。由圖5可見，燃燒室內燃空當量比較大的區域主要集中在油束周邊以及燃燒室兩側壁面處，縮口直徑的變化并未顯著改變缸內燃油分布。隨著縮口直徑的減小，燃燒室壁面燃料富集區被拉長，同時油束下方部分區域燃空當量比也有所增大。湍動能較大的區域集中在燃燒室頂端中心到燃燒室兩側壁面的錐形區域內，隨著縮口尺寸的減小，高湍動能區域向上、下兩端延伸，缸內湍動能也有所增大。

圖6示出不同曲軸轉角下湍動能的變化規律。由圖6可見，各方案下湍動能曲線均先緩慢減小，在3°BTDC附近由于發火急劇增大，并在20°ATDC左右達到峰值，之后迅速減小。在上止點附近，燃燒室內的湍流特性基本取決于燃燒室的幾何形狀，相比而言，此時型式5對應缸內湍動能最大，說明減小縮口直徑有利于缸內燃氣混合，可促進缸內流動。

圖5 燃空當量比和湍動能計算結果

圖6 湍動能隨曲軸轉角的變化

圖7示出不同型式燃燒室缸內壓力峰值和溫度峰值對比。由圖7可見，型式1燃燒室缸內壓力峰值最大，而型式5最小，缸壓大體上隨燃燒室縮口直徑的減小而減小，但缸內最大壓力變化并不大，差異不超過1%，可以認為縮口大小對缸內最大壓力無顯著影響。缸內溫度則隨縮口尺寸的不同而略有變化，型式3對應的缸內最大溫度最高，達到了1 853 K，相比型式1對應的缸內溫度(1 817 K)增加了1.98%，這說明縮口可以在一定程度上改善缸內燃燒過程，但并不是越大越好，存在著一個尺寸最佳的縮口，使得缸內燃燒效果達到最佳。事實上，口徑比的變化直接影響缸內油氣混合情況，對燃油霧化質量和噴射速率也會有影響，但在本研究選取的噴油壓力范圍內，缸內最大壓力和最大溫度變化并不顯著，說明此范圍內燃油霧化已基本達到最佳，通過改變燃燒室口徑比對油氣混合和燃燒的促進效果并不明顯。

圖7 缸內壓力和縮口直徑隨曲軸轉角的變化

圖8示出不同型式燃燒室缸內速度場的對比。由圖8可以看出，發火時刻缸內速度場基本相同，這是由于此時缸內燃油分布情況大體相同。當活塞運行到上止點時，速度場隨著縮口直徑的減小略有增強，這是由于縮口可以對氣流造成較強的擾動，提高縮口處流體的流動速度。高速沖入燃燒室底部的氣流會形成強烈的擠流，而且縮口越小，擾動越強烈，燃燒室底部回流越強。隨著燃燒的進行，當活塞運行到45°ATDC時，燃燒進入到緩燃期，此時對于縮口直徑較小的燃燒室，更多的燃油已被燒掉，燃燒速率迅速下降，不過仍然高于縮口直徑較大的燃燒室。

圖8 不同型式燃燒室缸內速度場對比

3.2 對排放的影響

圖9示出不同型式燃燒室NOx生成量隨曲軸轉角的變化。由圖9可見，隨著縮口直徑的減小，NOx生成量逐漸增大，但當縮口直徑減小到53 mm時，NOx生成量反而有所下降。本研究中，發動機缸內溫度較高(峰值達到了1 800 K以上)，NOx生成途徑為溫度型NOx，即缸內NOx主要是由空氣中的氮氣和氧氣在高溫下生成的，影響其生成量的主要因素是煙氣中的氧含量、燃燒溫度及煙氣在高溫區的停留時間。隨著燃燒室縮口直徑的減小，缸內溫度先增大后減小，因而NOx生成量也呈現出先增大后減小的規律。

圖9 NOx生成量隨曲軸轉角的變化

圖10示出不同型式燃燒室炭煙生成量隨曲軸轉角的變化。由圖10可見，縮口尺寸對缸內炭煙最大生成量的影響較大，并且缸內炭煙最大生成量隨縮口直徑的變化趨勢與NOx正好相反，這是因為柴油機中炭煙生成也主要取決于運轉工況，尤其是排氣溫度。當排氣溫度大于500 ℃時，炭煙基本上是碳質微球的聚集體，缸內溫度的提高導致炭煙氧化速率增大，因而會延緩炭煙的生成。

圖10 炭煙生成量隨曲軸轉角的變化

圖11示出排氣門打開時刻不同燃燒室缸內NOx和炭煙的生成情況。由圖11可以看出，在排氣門打開時刻，NOx生成量隨著縮口直徑的減小先增大后減小，而炭煙則隨縮口直徑的減小呈現出鋸齒形上升的趨勢。

圖11 排氣門打開時刻NOx和炭煙生成量

3.3 對熱效率的影響

不同型式燃燒室對應的有效熱效率見圖12。由圖12可以看出，熱效率隨縮口直徑的減小先增大后減小，當縮口直徑為57 mm時，有效熱效率最高，為39.83%。

圖12 熱效率隨縮口直徑的變化

考慮排放時，型式2燃燒室在排氣門打開時刻炭煙排放最低，NOx排放相對而言也能控制在一個較低的水平，故為最佳燃燒室；僅考慮燃燒效率時，型式3燃燒室有效熱效率最高，為最優燃燒室。綜合考慮燃燒、排放等因素，型式2燃燒室排放最佳，熱效率較高，可認為是最優燃燒室。

4 結論

a) 高湍動能區域隨著縮口尺寸的減小向上、下兩端延伸，缸內湍動能也有所增大，減小縮口直徑有利于缸內燃氣混合，可促進缸內流動；

b) 縮口尺寸對缸內最大壓力無顯著影響，缸內溫度則隨縮口尺寸的不同而略有變化，縮口可以在一定程度上改善缸內燃燒過程，但并不是越大越好；

c) 發火時刻缸內速度場基本相同，在上止點處，速度場隨著縮口直徑的減小略有增強，當燃燒進入到緩燃期，對于縮口直徑較小的燃燒室，更多的燃油已被燒掉，燃燒速率迅速下降；

d) 隨著縮口直徑的減小，缸內NOx最大生成量先增大后減小，而炭煙最大生成量的變化趨勢與NOx正好相反；在排氣門打開時刻，NOx排放隨著縮口直徑的減小先增大后減小，炭煙排放則隨呈現出鋸齒形上升的趨勢；

e) 熱效率隨縮口直徑的減小先增大后減小。

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