螺旋/切向氣道相異氣門的缸內(nèi)氣體分層燃燒分析

王應(yīng)肖，張韋，陳朝輝，蔣倩昱

（650500 云南省 昆明市 昆明理工大學(xué) 云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室）

0 引言

近年來，世界各國(guó)對(duì)汽車污染物排放的要求越來越嚴(yán)格[1]，而氮氧化合物（NOX）和顆粒物（PM）是柴油車排放的主要污染物[2]。將發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣從排氣管引入進(jìn)氣管的廢氣再循環(huán)技術(shù)，借助廢氣的吸熱和稀釋效應(yīng)，大幅降低燃燒溫度，實(shí)現(xiàn)低溫燃燒，是控制NOX-PM 的有效措施[3]。但直接將大量廢氣引入氣缸會(huì)造成燃燒惡化，熱效率大幅下降。為此，科研人員針對(duì)缸內(nèi)氣體分層進(jìn)行了一系列研究。余小草[4]在螺旋氣道分別設(shè)置了4 個(gè)噴射位置，不同噴氣位置使壓縮后期缸內(nèi)燃?xì)庠趶较蛏铣尸F(xiàn)不同的濃稀分布；沈照杰[5]等在切向氣道不同位置通入EGR，加上時(shí)序進(jìn)氣的策略實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)廢氣分層；劉增勇[6-7]等通過調(diào)節(jié)EGR 管與氣門的相對(duì)位置來改變EGR 廢氣分層形式。當(dāng)EGR 管位于進(jìn)氣門一側(cè)時(shí)，廢氣和可燃混合氣分別位于燃燒室兩側(cè)，EGR 管位于2個(gè)氣門中間時(shí)，燃燒室中間廢氣濃度最高。趙云龍[8]等發(fā)現(xiàn)，分別在切向、螺旋氣道上加裝隔板及導(dǎo)管，有利于廢氣的分層控制。綜上所述，通過對(duì)進(jìn)氣道-缸內(nèi)流場(chǎng)的模擬分析，可獲取二者的對(duì)應(yīng)關(guān)系，改變不同進(jìn)氣在缸內(nèi)的分布位置，可實(shí)現(xiàn)對(duì)缸內(nèi)氣體充量分層燃燒的控制。

以配備螺旋/切向雙氣道的D19 柴油機(jī)為研究對(duì)象，根據(jù)被測(cè)D19 柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)及主要技術(shù)參數(shù)，構(gòu)建柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的一維仿真模型，利用一維仿真結(jié)果作為三維數(shù)值模擬的初始邊界條件。同時(shí)，基于CFD 仿真，分析穿過螺旋/切向氣道相異氣門缸內(nèi)的流動(dòng)特性，以及分層燃燒特性。

1 柴油機(jī)仿真模型的構(gòu)建及驗(yàn)證

1.1 一維模型的構(gòu)建與驗(yàn)證

以D19 立式、水冷、四沖程柴油機(jī)為研究對(duì)象，柴油發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示。根據(jù)被測(cè)D19柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)及主要技術(shù)參數(shù)，利用一維Boost 軟件構(gòu)建柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真模型，利用一維仿真模型對(duì)目標(biāo)發(fā)動(dòng)機(jī)工作循環(huán)進(jìn)行準(zhǔn)確模擬。本文構(gòu)建的D19 柴油機(jī)模型如圖1 所示。

表1 D19 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main technical parameters of D19 diesel engine

圖1 D19 柴油機(jī)一維仿真模型Fig.1 One-dimensional simulation model of D19 diesel engine

D19 柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的工況選定為最大扭矩2 200 r/min、100%負(fù)荷。該工況單缸循環(huán)供油量為44.2 mg/cyc。缸內(nèi)壓力及放熱率試驗(yàn)測(cè)量值與模擬計(jì)算值對(duì)比，如圖2 所示。

圖2 缸內(nèi)壓力與放熱率Fig.2 In-cylinder pressure and heat release rate

圖3 為2 200 r/min 負(fù)荷特性的試驗(yàn)測(cè)量值與模擬計(jì)算值的對(duì)比。由圖2 和圖3 可知，缸內(nèi)壓力、放熱率、負(fù)荷特性的試驗(yàn)測(cè)量值與模擬計(jì)算值曲線的一致性較好，所以通過一維Boost 軟件構(gòu)建的柴油機(jī)仿真模型的結(jié)果較為準(zhǔn)確，能滿足目標(biāo)發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真需求。

圖3 負(fù)荷特性Fig.3 Load characteristics

1.2 三維CFD 模型的構(gòu)建及驗(yàn)證

瞬態(tài)流動(dòng)模型選取D19 最大扭矩工況為2 000 r/min、100% 負(fù)荷，單缸循環(huán)供油量為44.2 mg/cyc，374～128 °CA BTDC 為進(jìn)氣門開啟持續(xù)期，氣門升程可在0～12 mm 范圍內(nèi)變化。利用三維UG 仿真軟件構(gòu)建包含D19 螺旋/切向氣道、氣缸、燃燒室的三維實(shí)體模型，如圖4 所示。

將UG 構(gòu)建的幾何實(shí)體模型導(dǎo)入CFD 軟件Converge 中，并設(shè)置初始邊界條件和調(diào)整算例，設(shè)置基礎(chǔ)網(wǎng)格大小為6 mm。對(duì)進(jìn)氣道及氣缸部分的溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)進(jìn)行自適應(yīng)網(wǎng)格加密，溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)加密均為3 層。此外，針對(duì)氣門、氣門座的敏感部位進(jìn)行固定網(wǎng)格加密，這樣可在進(jìn)氣門開啟持續(xù)期內(nèi)保持較為密集的網(wǎng)格，有利于提高計(jì)算效率，而在氣門關(guān)閉后使網(wǎng)格相應(yīng)變大，以便提升計(jì)算精度。氣道-氣缸-燃燒室CFD模型如圖5 所示。

圖4 D19 三維實(shí)體模型Fig.4 3D solid model of D19

圖5 D19 三維網(wǎng)格模型Fig.5 3D mesh mode of D19

在CFD 計(jì)算中，利用一維仿真結(jié)果作為三維數(shù)值模擬的初始邊界條件，柴油發(fā)動(dòng)機(jī)燃油運(yùn)動(dòng)過程及燃燒過程所用的模型如表2 所示。

經(jīng)三維Converge 模擬計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量得到的缸內(nèi)壓力與進(jìn)氣質(zhì)量流量的變化曲線如圖6 所示。發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)進(jìn)氣階段與壓縮階段壓力的試驗(yàn)測(cè)量值與CFD 計(jì)算值相比較，在進(jìn)氣階段與壓縮階段兩者曲線的一致性較好；將發(fā)動(dòng)機(jī)1 個(gè)循環(huán)單缸的進(jìn)氣質(zhì)量0.000 71 kg/cyc 按小時(shí)換算后為187 kg/h，而試驗(yàn)測(cè)量值為190 kg/h（層流流量計(jì)測(cè)量得到），二者相比，誤差為1.6%。缸內(nèi)壓力、進(jìn)氣流量的CFD 計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)量值對(duì)比可知，本文所構(gòu)建的三維CFD 模型，其中選取的子模型，以及初始、邊界條件的設(shè)置都較為準(zhǔn)確，能夠滿足真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真需求。

表2 三維CFD 模型的選取Tab.2 Selection of 3D CFD models

圖6 缸內(nèi)壓力與進(jìn)氣質(zhì)量流量Fig.6 In-cylinder pressure and intake mass flow

2 相異氣門的模擬計(jì)算結(jié)果

2.1 相異氣門的流動(dòng)特性分析

圖7 為相異氣門升程曲線，可分別實(shí)現(xiàn)螺旋/切向氣道的最大氣門升程在10～12 mm 的調(diào)整。利用10 mm 和12 mm 氣門升程曲線，組合為“螺切10/10”“螺切10/12”“螺切12/10”“螺切12/12”的4 個(gè)相同及相異氣門升程的組合。

圖7 相異氣門升程曲線Fig.7 Different valve lift curve

圖8 為相異氣門條件下缸內(nèi)進(jìn)氣量與渦流比變化。為了描述方便，將螺旋氣道氣門升程12 mm、切向氣道氣門升程12 mm，簡(jiǎn)稱為“螺切12/12”。

圖8 進(jìn)氣量與渦流比Fig.8 Air intake and swirl ration

由圖8（a）可知，缸內(nèi)進(jìn)氣量峰值出現(xiàn)在178 °C ABTDC 時(shí)刻，在128 °C ABTDC 時(shí)刻，進(jìn)氣門關(guān)閉，進(jìn)氣量不再變化。進(jìn)氣量大小表現(xiàn)為，螺切10/12 ＞螺切12/10 ＞螺切12/12 ＞螺切10/10。由圖8（b）可知，缸內(nèi)渦流比的第1個(gè)峰值出現(xiàn)在247 °C ABTDC 時(shí)刻，該峰值是由進(jìn)氣運(yùn)動(dòng)所形成的，在0 °C ABTDC 達(dá)到第2 個(gè)峰值，該峰值是由活塞向上運(yùn)動(dòng)將氣體壓入燃燒室凹坑內(nèi)，導(dǎo)致缸內(nèi)氣體的旋轉(zhuǎn)半徑減小，渦流強(qiáng)度大幅增加所形成的。在相異氣門條件下，螺切10/12 的渦流比最大，與螺切12/10 的渦流比都比螺切12/12 大，而螺切10/10 的渦流比最小。這是因?yàn)樵谙喈悮忾T升程條件下，兩進(jìn)氣門的進(jìn)氣量和進(jìn)氣速度不相同，在兩氣門進(jìn)氣能夠相互協(xié)同的條件下，缸內(nèi)氣體的運(yùn)動(dòng)能量并不相互抵消，可使缸內(nèi)氣體流速上升，角動(dòng)量增加，達(dá)到使進(jìn)氣量和渦流比提升的目的。

2.2 相異氣門的缸內(nèi)氣體分層

圖9 為相異氣門的螺旋氣道引入方式下的切片。由圖可知，由于通過螺切10/12 的氣流在缸內(nèi)流經(jīng)不同的通道，圍繞氣缸中心形成較為均勻的環(huán)形分層，呈現(xiàn)外稀內(nèi)濃的氣體分布，CO2主要集中在燃燒室中心區(qū)域。螺切12/10 同樣形成圍繞氣缸中心形成近似環(huán)形分布，在燃燒室右側(cè)凹坑內(nèi)，CO2分布較少。通過螺切12/12 的氣流在缸內(nèi)相互擠壓，CO2主要分布在約占整個(gè)1/2 燃燒室容積的區(qū)域內(nèi)，形成側(cè)向分布。穿過螺切10/10的氣流在缸內(nèi)相互碰撞，CO2主要聚集在燃燒室的左側(cè)區(qū)域內(nèi)，形成約占整個(gè)1/2 燃燒室容積的濃度分布。缸內(nèi)整體分層形態(tài)呈現(xiàn)，CO2主要集中在凹坑和燃燒室相對(duì)中心區(qū)域。

圖10 為相異氣門的切向氣道引入方式下的切片。由圖可知，由于相異氣門兩側(cè)的進(jìn)氣量和進(jìn)氣速度不相同，同時(shí)CO2由切向氣道通入。因此，CO2在螺切10/12 的切向氣道側(cè)附近形成3/4 的高濃度分布，在靠近螺旋氣道側(cè)分布較少；CO2在螺切12/10 的缸內(nèi)分布與螺切10/12 基本相同。螺切12/12缸內(nèi)的CO2將聚集在燃燒室右側(cè)偏上位置，形成約占1/2 容積區(qū)域的偏置分布；螺切10/10 缸內(nèi)的CO2分布在燃燒室余隙及壁面位置，形成約占整個(gè)燃燒室1/2 容積的CO2濃度分布。缸內(nèi)整體分層形態(tài)呈現(xiàn)，靠近切向氣道一側(cè)的CO2分布較多，圍繞燃燒室中心區(qū)域的CO2分布較少。

2.3 相異氣門的缸內(nèi)氣體分層燃燒

圖9 螺旋氣道引入方式下的CO2切片F(xiàn)ig.9 CO2slice with spiral airway introduction

圖10 切向氣道引入方式下的CO2切片F(xiàn)ig.10 CO2slice with tangential airway introduction

圖11 為相異氣門的累積放熱量。累積放熱量大小為：螺切10/12 ＞螺切12/10 ＞螺切12/12 ＞螺切10/10。與相同氣門條件下螺切12/12 的放熱量相比，由于螺切10/12 的進(jìn)氣量更多，可使大部分燃油與空氣進(jìn)行更充分的混合，由于其渦流比更大，因此缸內(nèi)油氣混合也更加均勻，燃燒更充分，從而導(dǎo)致缸內(nèi)放熱量增加。而螺切10/10的進(jìn)氣量最少且渦流比最小，因此其燃燒不充分，放熱量也最低。圖12 為相異氣門的NOX質(zhì)量分?jǐn)?shù)。NOX生成量大小排序依次為：螺切10/12 ＞螺切12/10 ＞螺切12/12 ＞螺切10/10。氧含量的增加、燃燒溫度的升高以及高溫持續(xù)時(shí)間的增加決定NOx的生成。與最大氣門螺切12/12 的NOx生成量相比，由于螺切10/12 的進(jìn)氣量較多，氧含量也最多，燃燒更充分，缸內(nèi)放熱量增加，從而導(dǎo)致缸內(nèi)溫度升高，加之缸內(nèi)氣體分布在氣缸中心區(qū)域，形成較好的分層效果，因此缸內(nèi)NOx的生成速率有所降低，但缸內(nèi)總的NOx 生成量增加。螺切10/10 的進(jìn)氣量最少，其次是渦流比最弱，放熱量最低，因此缸內(nèi)溫度低與氧含量減少共同抑制了NOx生成，導(dǎo)致其NOx的生成量最少。

圖13 為相異氣門的Soot 質(zhì)量分?jǐn)?shù)。Soot 生成量大小排序依次為：螺切10/10 ＞螺切12/12＞螺切12/10 ＞螺切10/12。缺氧和高溫是Soot大量生成的主要原因，進(jìn)氣量越低，則氧濃度越低，廢氣含量越多，加之在缸內(nèi)氣體分層效果不明顯的情況下，也就意味著Soot 的排放會(huì)越高。與最大氣門螺切12/12 的Soot 生成量相比而言，由螺切10/10 的缸內(nèi)進(jìn)氣量最少，并且其渦流比最小，缸內(nèi)沒有形成較為理想的分層效果，缸內(nèi)氣體形成1/4 的偏置分布，導(dǎo)致油氣混合不充分，同時(shí)還伴隨缺氧的狀況，從而導(dǎo)致燃燒不充分，生成的Soot 量最多。而螺切10/12 的進(jìn)氣量及渦流比最大，可保證大部分燃油與空氣進(jìn)行更充分混合及燃燒，因此其Soot 的生成量最少。圖14為相異氣門的CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)。CO 生成量大小排序依次為：螺切10/10 ＞螺切12/12 ＞螺切12/10＞螺切10/12。CO 生成量的大小順序與Soot 的順序一致，二者主要是受缺氧的影響而生成的產(chǎn)物。

圖11 累積放熱量Fig.11 Cumulative heat release

圖12 NOX質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.12 NOXmass fraction

圖13 Soot 質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.13 Soot mass fraction

圖14 CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.14 CO mass fraction

3 結(jié)論

（1）在相異氣門條件下，由于螺旋、切向氣道氣門開度不同，穿過兩進(jìn)氣門的氣體流速和進(jìn)氣量不相同，在兩氣門進(jìn)氣能夠相互協(xié)同的條件下，缸內(nèi)氣體的運(yùn)動(dòng)能量并不相互抵消，可使缸內(nèi)氣體流速上升，角動(dòng)量增加，達(dá)到使進(jìn)氣量和渦流比提升的目的。

（2）在相異氣門條件下，螺旋氣道引入方式下的氣體，凹坑和燃燒室相對(duì)中心區(qū)域CO2分布較多。而切向氣道引入方式下的氣體，靠近切向氣道一側(cè)的CO2分布較多，圍繞燃燒室中心區(qū)域的CO2分布較少。

（3）在相異氣門條件下，螺切10/12 與相同氣門的最大氣門升程相比，缸內(nèi)進(jìn)氣量的增加和渦流比的提升使油氣混合更均勻，燃燒更充分，導(dǎo)致缸內(nèi)放熱量增加，發(fā)動(dòng)機(jī)排放的Soot 和CO大幅減少，NOx略有增加。