蘇石川，張 旭，李 強，王 慧，王浩東

(1.江蘇科技大學能源與動力工程學院，江蘇鎮(zhèn)江212003)(2.鎮(zhèn)江四洋柴油機制造有限公司，江蘇鎮(zhèn)江212003)(3.合肥熔安動力機械有限公司，安徽合肥230601)

一般直噴式內燃機采用空間霧化燃燒方式，其基本特征是混合氣形成不均勻的擴散燃燒，因此廢氣排放指標較差，最大爆發(fā)壓力高，工作較粗暴［1］.在進氣狀態(tài)相同、循環(huán)的最高壓力和最高溫度相同的條件下，定壓加熱理想循環(huán)的熱效率最高［2］.基于這種理論提出的預混等壓燃燒模式可有效地解決工作粗暴性與經濟性及排放之間的矛盾［3］，其優(yōu)點是以預混合燃燒代替擴散燃燒，消除黑煙與煙粒;以熱預混合燃燒代替冷態(tài)預混合，消除白煙;既使壓縮比提高，保持良好經濟性，又使著火點不在上止點，以獲得近似的等壓燃燒，平穩(wěn)柔和地工作［4］.隨著石油等化石燃料的不斷減少和排放法規(guī)的日益嚴格，人們不得不尋求新的柴油機燃料［5］.二甲醚(DME)因其良好的物理化學特性而受到青睞，國內外對DME燃料的燃燒過程進行了相關實驗研究［6-9］，但對二甲醚發(fā)動機實現(xiàn)近似等壓燃燒方面的研究甚少，文中提出了DME摻混LPG燃料燃燒以實現(xiàn)預混合近似等壓燃燒，采用數(shù)值計算的方法為以后DME發(fā)動機提高效率提供有力依據(jù).

1 理論方法與計算模型

內燃機在工作過程中，缸內流體進行著非常復雜的湍流運動，缸內流動的多維數(shù)值模擬即對可壓縮粘性流體的N-S(Navies-Stokes)方程進行數(shù)值求解，一般采用質量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程.針對缸內湍流動量方程中雷諾應力項和能量方程中湍流擴散項的特點，須引入湍流模型使控制方程組封閉，以便求解.通過專業(yè)軟件STARCD對三維模擬對象進行網格劃分，通過有限容積法對偏微分方程組進行離散，再應用SimplePiso算法對控制方程進行求解，最終實現(xiàn)整體收斂.經修正后的湍流模型為［10］:

通過STAR-CD對DME發(fā)動機摻混LPG燃料的燃燒過程進行數(shù)值計算和分析［11］，采用的湍流燃燒模型為 Magnussen的渦破碎模型(EBU)［12］.渦破碎模型的燃油燃燒速率為式中:RF為燃油燃燒速率;ρ為氣體密度;k和ε分別是湍流動能和湍流擴散系數(shù);mF為燃油質量;mO為氧氣質量;sF和sO是化學反應方程式中燃油與氧前的系數(shù);Aebu，Bebu為無量綱經驗系數(shù).湍流燃燒反應速率可以通過改變Aebu和Bebu來加以調整.

在STAR中采用液滴破碎模型，其中油滴的破碎可分為包破碎和剝離破碎兩種情況.STAR-CD中采用臨界韋伯數(shù)與表面張力系數(shù)來控制液滴的破碎過程.臨界韋伯數(shù)越小，液滴越易破碎，表面張力系數(shù)越小破碎特征時間越短，破碎過程越快［13-14］.

文中控制湍流燃燒速率的經驗系數(shù)Aebu和Bebu分別取為12和0.8，Reitz破碎模型中包破碎的臨界韋伯數(shù)和表面張力系數(shù)分別取為4和3.142，Reitz破碎模型中剝離破碎的臨界韋伯數(shù)和表面張力系數(shù)分別取為 0.5 和 10［15］.

文中計算所用發(fā)動機為某四缸艇用柴油機改造而成.使用平底氣缸蓋和偏心燃燒室，其主要結構參數(shù)如表1.

表1 二甲醚發(fā)動機主要結構參數(shù)Table 1 Fundamental structural parameters of the DME engine

由于實際燃燒室的凹坑中心線與氣缸軸線不重合，為準確模擬其噴霧及燃燒工作過程，采用ES-ICE這一內燃機運動網格專用生成工具來建立噴霧燃燒系統(tǒng)的整個缸體三維模型.

2 模型計算結果

為了驗證模型的可靠性，圖1是標定轉速下?lián)交觳煌壤齃PG燃料燃燒時缸內壓力(P)和放熱率(R)的試驗結果與模擬結果的比較(兩者摻混比例有所不同).其中試驗數(shù)據(jù)是參考文獻［16］在一臺六缸四沖程柴油機上進行試驗所得的數(shù)據(jù).文中所模擬機型與該試驗所用機型主要參數(shù)相似，包括壓縮比、沖程數(shù)、燃燒方式等相同.由圖可知，計算模擬中摻混LPG燃料后對DME發(fā)動機燃燒特性的影響與試驗結果基本吻合.雖因部分參數(shù)設置略有差異使得缸內最大爆發(fā)壓力與放熱率峰值的具體數(shù)值和對應的時刻有所不同外，其燃燒特性的影響趨勢基本一致.總體來說，模擬所選的計算模型與試驗基本符合，結果合理.

圖1 試驗與模擬條件下不同含量的LPG對缸內壓力和燃燒放熱率影響的比較Fig.1 Comparison of effect of different content of LPG on cylinder pressure and heat release rate between experimental and simulation conditions

由圖1b)的缸內壓力曲線可看出，在標定工況下，隨著LPG燃料含量的增加，對應的缸內最大爆發(fā)壓力略有增加，同時也推遲了著火時刻.同時由于隨著LPG燃料的加入導致在著火前缸內的可燃預混氣增加，更多的預混合氣開始著火燃燒，使得缸內壓力上升率也略有增加.由圖1b)的放熱率曲線可知:與純DME燃料燃燒相比，隨著LPG燃料含量的增加，燃燒放熱率峰值都有顯著的增大，同時使初始放熱和放熱率峰值所對應的曲軸轉角向后延遲.對于純DME燃料燃燒，由圖可知其放熱率的變化趨勢由預混可燃氣燃燒所代表的預混燃燒和后來的擴散燃燒兩部分組成.同時純DME燃料在上止點前就已開始燃燒，這就導致主機壓縮時要克服更大的阻力而使負功增加，影響了發(fā)動機的動力性能.摻混LPG燃料后對放熱率有兩大重要影響:①隨著LPG含量的增加，擴散燃燒部分減少，預混燃燒部分顯著增加;②隨著LPG含量的增加，著火時刻逐漸由純DME時的上止點前推遲至上止點附近，這使得負功減少，整個放熱規(guī)律近似趨近于等腰三角形.

3 預混合等壓燃燒的模擬

圖2為不同含量的LPG對發(fā)動機燃燒持續(xù)期及著火時刻影響的數(shù)值模擬情況.

圖2 不同含量的LPG對燃燒持續(xù)期及著火時刻的影響Fig.2 Effect of different content of LPG on combustion duration and ignition time

圖2上部曲線表示燃燒持續(xù)期(當累計放熱率位于5%～95%之間時的曲軸轉角).由圖可看出:燃燒持續(xù)期隨著LPG摻混量的增加而逐漸縮短.LPG摻混量為零時即純DME發(fā)動機的燃燒持續(xù)期為 34.7°CA，摻混 10%，20%，30%LPG 時分別為31.7°CA，29°CA 和27.9°CA，與純 DME 相比燃燒持續(xù)期分別縮短了 3.0°CA，5.7°CA 和 6.8°CA.這是由于LPG的熱值比DME高，隨著LPG摻混量的增加，混合燃料的低熱值增加，使得達到缸內相同的平均有效壓力時燃料消耗量減少，等同于提高了燃料噴射速率;同時可燃預混氣和著火延遲也會增加，使得燃燒速率增大.

由圖2的下部曲線不難看出:在等熱值條件下，隨著LPG含量的增加，著火時刻會向后延遲.純DME燃燒時著火時刻為356.1°CA，而摻混10%，20%，30%LPG燃料時著火時刻分別為357.6°CA、359.3°CA 和360.5°CA，分別推遲了1.5°CA、3.2°CA和4.4°CA.這是因為隨著混合燃料中LPG含量的增加，燃料的十六烷值降低，著火性能變差;同時LPG燃料具有較大的蒸發(fā)潛熱，使得缸內溫度相對降低和滯燃期延長.

參照文獻［16］，模擬選取30%LPG這一比例來作為擴大預混燃燒范圍的措施，同時通過進一步增大噴油孔直徑、提高噴油速度的方式來縮短噴油持續(xù)期，使燃料在滯燃期內噴入氣缸并形成預混合氣.表2為采取上述綜合措施后的預混合燃燒與純DME常規(guī)燃燒的比較.

表2 純DME常規(guī)燃燒與預混合燃燒的措施對比Table 2 Comparison between classical combustion of pure DME and premixed combustion

圖3 純DME常規(guī)燃燒和預混合燃燒的缸內壓力及放熱率對比Fig.3 Comparison of cylinder pressure and heat release rate between classical combustion of pure DME and premixed combustion

圖3為采取多種措施后，DME發(fā)動機在不同工況下純DME常規(guī)燃燒與預混燃燒各自壓力及放熱率之間的對比.

由圖可知，采取綜合措施后，隨著負荷的增加，預混合燃燒的最高燃燒壓力比純DME常規(guī)燃燒的壓力有少許提高.

由常規(guī)燃燒特性曲線可知:在負荷較小時，噴入氣缸的燃油少，導致燃油噴射期較短，在燃燒前大部分的二甲醚就已噴入氣缸，此時的燃燒放熱規(guī)律近似于預混合燃燒.然而隨著負荷的進一步增加，噴入缸內的燃料會迅速增加，這會產生兩種不利后果:①噴油量的增加導致燃燒開始時形成的可燃預混合氣大幅減少，此時燃燒規(guī)律分為比例不斷下降的預混合燃燒和比例不斷增大的擴散燃燒2個部分;②隨著噴油量的增加，純DME常規(guī)燃燒的著火始點會逐漸前移，這就導致其滯燃期逐漸縮短，同時上止點前的負功增加，嚴重影響了發(fā)動機的工作效率.

由燃燒特性曲線可看出，對于采取綜合措施后的預混合燃燒，燃燒基本發(fā)生在上止點附近，最高燃燒壓力與常規(guī)燃燒相比并無多大變化.同時由于初始條件相同，且根據(jù)等熱值原理換算了每循環(huán)的噴油量，換算后的循環(huán)放熱量相等，這些符合內燃機實現(xiàn)等壓燃燒熱效率達到最高時所需的前提條件.在放熱率圖上也可看出，采取綜合措施后，開始時燃燒放熱部分比較平緩，隨之放熱速率愈加劇烈，對應的放熱峰值也大幅度增加，在全負荷工況下純DME常規(guī)燃燒放熱率峰值為2.288×106J/s，而預混合燃燒在相應工況時其放熱率峰值上升到3.257 ×106J/s，提高了 42.35%;同時放熱比較集中(10°CA左右)，放熱率規(guī)律曲線呈現(xiàn)近似“等腰三角形”的單峰曲線，而根據(jù)預混合近似等壓燃燒理論亦即預混近似等腰三角形燃燒理論［17］的特點:當采取措施延長滯燃期、推遲著火時刻至上止點附近、縮短燃燒持續(xù)期時，能使在滯燃期內更多更容易地形成可燃預混合氣體，于上止點開始燃燒時熱效率更高，同時燃燒放熱集中迅速、改善了經濟性，有效地解決了發(fā)動機工作粗暴、經濟性及排放之間的矛盾.因此，通過結果分析可知，摻混適量(30%)LPG燃料后實現(xiàn)了二甲醚發(fā)動機以預混合等壓燃燒為主的近似等壓燃燒模式.

4 結論

1)基于STAR-CD分析軟件，根據(jù)發(fā)動機主要結構參數(shù)建立了燃燒室的幾何模型，并劃分動態(tài)網格，建立了缸內工作過程的物理和數(shù)學模型.

2)模擬計算結果顯示，隨著混合燃料中LPG含量的增加燃燒持續(xù)期逐漸縮短，著火時刻向后推遲，燃燒放熱率峰值明顯增大，滯燃期延長.

3)將純DME常規(guī)燃燒和預混合燃燒進行比較可得出:隨著噴油量的增加，常規(guī)燃燒規(guī)律分為比例不斷下降的預混合燃燒和比例不斷增大的擴散燃燒2個部分，且著火始點會逐漸前移，滯燃期縮短;而采取綜合措施后的預混合燃燒其燃燒特性呈現(xiàn)以預混合等壓燃燒為主的特性，放熱率規(guī)律曲線呈現(xiàn)近似“等腰三角形”的單峰曲線，基本實現(xiàn)了發(fā)動機預混合等壓燃燒模式.

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