陳 歡，魏勝利，湯 東，李昌遠

(江蘇大學汽車與交通工程學院，鎮(zhèn)江 212013)

前言

油、氣、室三者的合理匹配是決定燃燒過程好壞的關鍵因素［1］。改善直噴柴油機的混合氣形成和燃燒過程，對提高其動力性、經(jīng)濟性，降低污染物排放具有重要的意義。燃燒室形狀對柴油機缸內氣流運動、混合氣的形成和燃燒具有重要影響，因此改進燃燒室形狀成為改善混合氣形成、優(yōu)化燃燒過程的重要手段［2］。

對柴油機燃燒過程的研究除采用傳統(tǒng)的試驗方法外，數(shù)值模擬技術在柴油機性能預測方面的應用也越來越廣泛。采用計算流體動力學(CFD)描述缸內流場變化，能夠提供常規(guī)試驗方法很難獲得的結果［3］。本文中利用CFD軟件FIRE，針對提出的雙ω型燃燒室的混合氣形成和燃燒過程進行了數(shù)值模擬，分析研究了油束不同落點位置對缸內燃燒和排放性能的影響，對優(yōu)化柴油機燃燒和降低排放具有一定的指導意義。

1 數(shù)學模型

1.1 湍流模型

湍流是一種高度復雜的三維非穩(wěn)態(tài)、帶旋轉的不規(guī)則流動。在湍流中流體的各種物理參數(shù)，如速度、壓力和溫度等都隨時間與空間發(fā)生隨機的變化。內燃機缸內的燃燒為湍流燃燒過程，是根據(jù)基本的守恒定律，即根據(jù)質量、動量和能量守恒定律對總的質量、動量和焓的平均輸運方程進行求解而實現(xiàn)的［4］。為使基礎方程式封閉，湍流模型必不可少，本文中采用了k-ε雙方程模型［5］(k是湍動能、ε是湍動能的耗散率)。

1.2 噴霧和燃燒模型

模擬計算的噴霧破碎采用WAVE模型［6］，噴霧蒸發(fā)選用Dukowicz模型。著火選用Shell自燃模型，燃燒選用Eddy Breakup模型，燃燒過程的反應速率按Magnussen的湍流控制模型進行計算［7］。NOx排放采用Zeldovich模型，soot排放采用Kennedy-Hiroyasu-Magnussen 模型［8－9］。

2 計算對象和初始條件

2.1 雙ω型燃燒室和雙排噴孔燃燒系統(tǒng)的提出

燃燒室結構應有利于燃油迅速擴散到燃燒室頂部區(qū)域，與空氣快速混合、加速燃燒。為合理組織氣流運動，使油氣能在燃燒室空間內迅速混合，在保持氣缸工作容積和壓縮比不變的條件下，提出了一種雙ω型燃燒室。根據(jù)所設計燃燒室雙ω型形狀特點，優(yōu)化設計一個具有夾角不同雙排噴孔的噴射系統(tǒng)，使上下兩排噴孔同時噴向所設計燃燒室的上下兩個凹坑中，系統(tǒng)簡圖如圖1所示。為適應燃燒室結構特點，上ω凹坑的油束貫穿距應較長，下ω凹坑的油束貫穿距應較短。在上止點前，缸內氣流主要是擠流和湍流，氣流由上ω凹坑逐漸向下ω凹坑運動，由于下ω凹坑半徑較小，在其中會形成較強的擠流運動，有助于下ω凹坑中油氣混合。上止點后，活塞下行，在逆擠流的作用下燃燒室中的氣流向外流到環(huán)形空間進一步促進了上ω凹坑中油氣混合。著火后，燃燒室內的溫度和壓力迅速升高，使燃燒更加迅速充分同時加速了碳煙的氧化速度。

2.2 柴油機的主要參數(shù)和計算初始參數(shù)

選用單缸四氣門、噴油器中置的135非增壓水冷柴油機為模擬計算樣機。表1為柴油機的主要技術參數(shù)。

表1 單缸135柴油機基本參數(shù)

為減少計算時間，仿真從進氣門關閉時刻210°CA開始計算。在460°CA時，NO的生成已基本趨于穩(wěn)定，碳煙的氧化速度也已非常緩慢，此時模擬計算結束。噴油持續(xù)期為10°CA，初始進氣壓力為0.10MPa，進氣溫度為297K，考慮傳熱和摩擦轉化為熱量對進氣加熱，設定初始溫度為330K［10］。計算采用100%負荷供油量。表2為該初始計算參數(shù)。

表2 初始計算參數(shù)

2.3 計算方案

在保持噴孔總流通面積基本相等和噴油量一定的情況下，研究了油束不同落點位置對燃燒和排放性能的影響。各計算方案見表3所示，圖2顯示了各方案的油束落點位置。

表3 計算方案

2.4 計算網(wǎng)格的劃分

數(shù)值模擬時采用動網(wǎng)格可真實地反映柴油機工作狀況。由于采用雙排噴孔噴射系統(tǒng)，為了便于分析，模擬計算時對整個模型進行分析。所用的網(wǎng)格全部是六面體網(wǎng)格，下止點處的網(wǎng)格數(shù)為545 600個，上止點處的網(wǎng)格數(shù)為425 200個，計算網(wǎng)格如圖3所示。

3 數(shù)值模擬結果與分析

3.1 缸內速度場、濃度場和溫度場分析

圖4為油束不同落點位置時缸內噴霧和空氣相互作用矢量圖。為了更清晰地表達氣流運動，只取右半部分。

可以看出，10°CA BTDC時，氣缸內已經(jīng)形成比較規(guī)則的氣流運動，氣流方向為逆時針，各個方案氣缸內氣流運動無明顯差異。在上止點時刻，各個方案的最大氣流速度均發(fā)生在噴出的油束附近。在噴出的油束影響下，油束兩側形成兩個渦流，這是卷吸現(xiàn)象，它有助于燃油和空氣的混合，此時各方案的最大氣流速度均達到了80m/s。方案三氣流速度相對較低，方案四的強氣流分布范圍最廣，緊貼壁面的氣流強度較大，可以防止壁面燃油堆積，降低 soot排放。

在5°CA ATDC時，方案二燃燒室頂部的氣流運動方向和5°CA BTDC時相反。受湍流影響，方案三和方案四燃燒室頂部的氣流運動不規(guī)則。方案一的渦流中心位于燃燒室右上部，方案二的渦流中心位于燃燒室底部，方案三的渦流中心位于燃燒室中間偏右區(qū)域，方案四的兩個凹坑處各有一處渦流，它可以促進燃油與空氣混合，有效避免了燃燒室富油富氧區(qū)的存在，使排放得到控制。

在10°CA ATDC時，燃燒室兩個凹坑的底部都已經(jīng)形成了很規(guī)則的氣流運動。受燃燒渦流和逆擠流的作用，與10°CA BTDC相比，燃燒室兩個凹坑中氣流方向均相反。此時方案一的渦流中心向右偏移，方案二的渦流中心位于燃燒室中部，方案三和方案四的渦流中心位于燃燒室中央偏下部位。

20°CA ATDC時，燃燒室中的氣流運動較10°CA ATDC時更有規(guī)律，且各個方案燃燒室中的氣流運動方向基本一致。方案一、二、三的渦流中心并無明顯變化。方案四的渦流中心位于燃燒室中上部，促進了燃燒室凹坑中未燃燃油和燃燒中間產物與上ω凹坑中新鮮空氣進一步混合，使混合氣均勻。

總的來說，方案四能有效改善噴霧空間分布，增加氣流擾動，使油氣接觸更充分，從而改善混合氣分布形狀、范圍和均勻度，提高混合氣形成質量，進而改善燃燒過程。

圖5為油束不同落點位置時不同曲軸轉角下的濃度分布圖。

可以看出，在上止點時刻，各方案噴注前端當量比值都較大。主要是因為油滴受到較大空氣阻力的部分集中在噴霧前端，油滴在與周圍空氣的作用下，不斷被撕裂、破碎和霧化，尺寸也不斷減小，小油滴相比大油滴又極容易蒸發(fā)。

在5°CA ATDC時，方案一的大部分混合氣已經(jīng)向燃燒室頂部運動，最大當量比在燃燒室頂部的外圍區(qū)域。方案二的混合氣全部集中在燃燒室下方凹坑中，混合氣濃區(qū)面積很大，油氣混合不均勻。方案三的油束撞擊兩凹坑之間的凸臺，使油滴破裂成更小的液滴同時向上下運動，最大當量比所在區(qū)域緊貼燃燒室內壁。此時，方案四的油氣混合最為均勻，僅在燃燒室頂部有少量的濃區(qū)，說明燃油霧化好。

在10°CA ATDC時，方案一與方案四的混合氣已經(jīng)較為均勻。方案二的燃燒室中央凸起附近仍有兩處濃區(qū)，最大當量比為4.5。方案三的最大當量比為4，集中在下ω凹坑的內側。

在20°CA ATDC時，方案一和方案四中存在很多當量比為1的均勻混合氣，而此時方案二的最大當量比仍為3.5，過大的當量比給燃燒過程帶來了不利的影響。

從上面的分析可以得出，雙排噴孔能較快地形成均勻的混合氣，有效地改善了發(fā)動機可燃混合氣的質量，使燃燒更加迅速和完善。對單排噴孔的情況來說，隨著噴孔夾角的增大，混合氣形成質量呈現(xiàn)逐漸變好的趨勢。

圖6為油束不同落點位置的溫度場隨曲軸轉角變化分布情況。

可以看出，在上止點附近，從圖中右半部分來看，方案一、二、三都只出現(xiàn)了1處高溫區(qū)。而方案四同時出現(xiàn)3處高溫區(qū)，說明方案四在整個氣缸中有較多均勻混合氣。

在10°CA ATDC時，方案一的高溫區(qū)大多集中在燃燒室上方，方案二的高溫區(qū)集中在燃燒室的下方凹坑中，方案三的高溫區(qū)均勻地分布在燃燒室的側壁。方案四的高溫區(qū)范圍最廣，最高溫度達2 700K，這為soot的氧化提供了良好條件。

在20°CA ATDC時，方案一的高溫區(qū)仍集中在上ω凹坑處。方案二的最高溫度在4個方案中最低，高溫區(qū)集中在整個燃燒室中部，最高溫度為2 400K，這不利于 soot的最終氧化，將導致soot過高。方案三的最高溫度已經(jīng)由15°CA ATDC時的2 700K下降到2 500K左右。方案四的最高溫度同時向燃燒室上部和外部擴大，高溫區(qū)面積很大，分布在整個燃燒室下面的凹坑和燃燒室頂部外圍區(qū)域，最高溫度仍有2 700K。

在30°CA ATDC時，各個方案溫度場較20°CA ATDC時更加均勻且范圍擴大。方案四具有缸內最高平均溫度，達2 400K左右。

總的來說，雙排噴孔的高溫區(qū)面積始終比單排噴孔的大且分布范圍廣，這使得燃燒更加迅速充分。

3.2 油束落點位置對燃燒、排放特性的影響

圖7為油束不同落點位置的燃燒與排放性能曲線。由圖7(a)可見:365°CA之前，方案一、三、四的壓力曲線基本重合在一起;方案四具有最大缸內平均壓力，最大值達到7MPa;方案二的最大平均壓力在4個方案中最小，僅有6MPa;缸內壓力大，說明燃燒劇烈，對應的溫度也會升高，隨著噴孔夾角減小缸內平均壓力也不斷降低。

由圖7(b)和圖7(e)可見:方案四具有最高缸內平均溫度1 651K，高溫對NO排放產生了不利的影響，其NO排放達到最大值760×10－6;方案二由于燃燒不完全，缸內平均溫度最低，最高NO排放僅有329×10－6，比方案四下降了56.7%。

由圖7(c)可見:方案四最先開始放熱，說明其滯燃期短，但它的缸內平均壓力最高，主要是由于方案四采用雙排噴孔的噴油器，使燃油和空氣更好地在燃燒室中混合，在短時間內便形成了大量混合氣，預混燃燒劇烈，缸內爆發(fā)壓力大。

由圖7(d)可見:采用雙排噴孔方案的累積放熱量始終高于其它，且燃燒較為迅速，累積放熱為3 246J;方案一和方案三的累積放熱量相差不大，方案二的累積放熱量最低，僅有2 583J，說明方案二燃油霧化質量最差。

由圖7(f)可見:方案四最先開始生成碳煙，由于采用雙排噴孔能夠使燃燒室中的混合氣較為均勻，故其最大值在4個方案中最小;在12°CA ATDC時，方案四的碳煙排放達到最大值1 812×10－6;在15°CA ATDC時，方案二的缸內當量比仍很大，造成氣缸內局部缺氧，這將導致soot排放迅速增大;在30°CA ATDC時，方案二 soot排放達到最大值4 291×10－6;方案四碳煙排放的最大值比方案二下降了57.8%;由于活塞下行，燃燒室內的溫度和壓力開始下降，預混燃燒階段生成的soot在擴散燃燒過程中開始氧化，在460°CA時，方案四中soot排放趨近于0，而方案二中仍有2 250×10－6的碳煙，這些碳煙將在排氣門打開時排出氣缸，對大氣造成污染。

4 結論

(1)在噴孔總流通面積基本相等的情況下，發(fā)現(xiàn)油束落點位置對雙ω型燃燒室的燃燒和排放性能影響較大。

(2)采用雙排噴孔噴射形式能較快地在缸內形成均勻的混合氣，有效地改善了柴油機可燃混合氣的質量，使燃燒更加迅速和完善;采用單排噴孔時，隨著噴孔夾角的增大，混合氣形成質量呈現(xiàn)逐漸變好的趨勢。

(3)雙排噴孔噴射形式的高溫區(qū)面積始終比單排噴孔的大且分布范圍廣，缸內最高平均壓力和平均溫度均較大，NO排放較高，但碳煙最大值和最終值都較低。

(4)油束落點位于燃燒室下方凹坑時，燃油霧化較差，易形成濃混合氣。碳煙的最大值和最終值都很高，最大值達到4 291×10－6。而采用雙排噴孔的噴射形式碳煙排放最大值下降了57.8%，最大值僅為1 812 ×10－6。

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