燃燒室縮口位置對重型柴油機影響的數值模擬研究*

王 滸 姚 鑫 李臨蓬 鄭尊清 堯命發

（天津大學內燃機燃燒學國家重點實驗室 天津 300072）

引言

隨著低碳汽車的快速發展，如何進一步提高熱效率，降低燃油消耗率已經成為車用柴油機發展的主要目標。同時，選擇性催化還原技術（SCR）的轉化效率已經達到99%以上，高效溫度區間不斷地拓寬；相反，使用柴油機顆粒捕集器（DPF）降低soot排放時，其再生過程較為復雜，容易使過濾器阻塞或流通不暢，同時采用相應的再生措施時往往又會導致燃油經濟性變差[1]。因此機內凈化技術應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。因為傳統柴油機燃燒模式的燃燒過程主要受控于燃料蒸發擴散和與空氣混合的過程，而傳統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域，對燃油的破碎和蒸發過程有重要的影響；同時燃燒室的壁面會引導氣流運動，加速氣流旋轉，產生擠流和逆擠流等以促進混合氣的形成[3]。Dimitriou等人[4]研究發現，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生大量的soot。Styron等人[6]開發了3種燃燒室，對比分析發現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。當今國際內燃機研究的主要目標是提高熱效率，美國超級卡車項目已經明確提出油耗降低50%以上，歐洲最優效能內燃機R&D計劃也要求油耗和CO2排放降低20%，戴姆勒公司Super Truck項目的技術路線圖中，把改善燃燒室形狀作為重要的一環，有效熱效率可以提高約0.8%[7]。合理的燃燒室形狀可以優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，而多維數值模擬不僅可以較好地預測缸內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）軟件CONVERGE對柴油機燃燒室形狀進行了相關研究，并為后續的燃燒系統開發提供技術支持。

1 試驗方法

本文的三維數值模擬基于CFD軟件CONVERGE 2.1平臺。CONVERGE是一個計算流體力學（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、液滴動力學和燃燒模型。應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是每個網格的傳熱系數，Ti是網格溫度，Tb是邊界溫度，n為總的網格數。

為節省計算時間，根據采用噴油器的孔數（8孔），選取燃燒室的1/8，即45°的扇形體為計算域，采用笛卡爾坐標中隨時間變化的動網格。發動機在上止點的計算網格示意如圖1所示。基本網格的邊長為2 mm，經過加密后的網格最小邊長為0.5 mm，最大網格數為150 000。

圖1 上止點時刻計算網格示意圖

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，并搭建了EGR系統和單級可變截面增壓系統。柴油機主要技術參數如表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，最小時間步長設置為1e-7s，最大時間步長設置為1e-4s。對于模型各部分溫度邊界條件，根據經驗設置為定值：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 發動機技術參數

圖2 試驗臺架示意圖

表2 發動機運轉工況

圖3 模型驗證

2 研究方法

本文通過設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尋找最佳燃燒室優化方案。燃燒室示意圖及各燃燒室的主要設計參數如圖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，在此基礎上新設計了5種燃燒室，加上原機燃燒室，共6種燃燒室。設計時共采用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。本設計過程中考慮到：1）隨著材料的發展，發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 模擬結果和分析

3.1 燃燒室縮口位置對缸內流場的影響

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境介質和噴霧邊界層之間的湍流狀態，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，導致后期僅有一個渦團，進而導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 不同燃燒室的缸內渦流比

圖6 是缸內不同時刻的流場切片圖。在-5°CA ATDC時刻，缸內已經產生擠流。在不考慮噴霧對缸內流場影響的情況下，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過程。在11°CA ATDC時刻逆擠流也已經產生，逆擠流流場與噴霧油束卷吸產生的流場相疊加，在缸蓋和活塞壁面等區域形成高速區域；但是原機由于縮口位置過高，導致噴霧油束進入缸內后，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，但是擠流區和碗唇部位的速度太小，油氣混合速率減慢，可能導致不完全燃燒的現象產生，由溫度云圖圖9可知，這個部位又處在高溫區，因而容易導致soot產生。在35°CA ATDC時刻，燃燒室已經明顯向下移動，缸內的渦團也在進一步擴散，但是其結構依然保持完整。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，進入活塞區域上部的燃油更多，導致擠流區域的流速更快，增大了擠流強度。

由B2和A2對比可以看出，減小縮口直徑，也可以加大擠流區的空氣流速，且擠流區域靠近壁面附近的流速也加快，促進擠流區的燃燒，避免淬熄的產生。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，缸內的高溫區域進一步向擠流區移動，在活塞下行的過程中，由于逆擠流的作用，高溫區域會一直在擠流區域，沿著缸壁運動，導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的高溫區域大多分布在活塞凹坑內，而A3的高溫區域則分布在缸蓋處。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域分布于凹坑及斜臺處較大，而且該燃燒室的缸內平均溫度也較低。同時也可以發現，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，導致總的傳熱損失也隨之增加；減小縮口直徑會導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 不同燃燒室缸內流場云圖

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

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，會導致缸內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混放熱階段，預混放熱一般按照Arrehenius類型的化學反應動力學公式計算，主要與缸內的溫度和壓力有關，由于各個算例設置的邊界條件一致，且在上止點之前不同的燃燒室形狀對缸內氣體的熱力學狀態影響不大，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，新設計的燃燒室均會使CA50提前，燃燒持續期縮短，缸內定容燃燒的比例更大，但是也會導致缸內的壓升率過高，噪聲過大。隨著縮口深度的增大，CA50和燃燒持續期均減小，其中A3燃燒室的燃燒持續期比原機縮短了約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的空氣運動和燃油空氣混合過程，進而改善缸內的燃燒過程，加快擴散燃燒的速度，使得燃燒持續期縮短。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）時會導致燃燒持續期延長，有利于降低壓升率，卻不利于提高熱效率，同時會導致soot排放惡化；而在縮口深度較淺（B2）時，對燃燒持續期的影響不大。

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的燃燒過程，但是也會導致缸內燃燒溫度過高，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，缸內燃燒狀況并不好，如圖11所示，其累積放熱率也降低，進而導致熱效率的降低，同時縮口直徑變小導致凹坑體積變小，凹坑內的空氣量更少，復雜的結構也容易導致節流損失，產生不完全燃燒現象。

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，燃燒持續期縮短，導致排氣溫度降低，同時缸內溫度增加，導致傳熱損失增加。

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，原因之一是缸內的混合較好，沒形成燃油過濃區域；原因之二是缸內燃燒溫度較高，可以提高soot的氧化速率。縮口直徑的減小會導致soot生成量增加，這是由于減小縮口直徑后，缸內靠近邊緣的位置燃油濃度過高，產生較多soot；同時缸內平均溫度在燃燒后期下降，導致生產的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trade-off關系，原機的NOx排放水平最低，這是由于原機的缸內溫度較低，A3由于縮口深度較深，其燃燒持續期較短，放熱集中，缸內溫度較高，且缸內高溫區域面積較大，容易導致NOx生產。

4 結論

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混合、燃燒和排放過程的影響，經過討論后得出的結論如下：

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soot生成量減小，減小縮口直徑，會導致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關系。

4）A2燃燒室可以優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。