李向榮，陳彥林，趙陸明，劉福水

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提高柴油機(jī)燃燒過程仿真計(jì)算精度的標(biāo)定方法

李向榮，陳彥林，趙陸明，劉福水

（北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京100081）

為提高柴油機(jī)燃燒過程仿真計(jì)算精度，該文提出了新的仿真模型標(biāo)定方法：首先對仿真計(jì)算的噴霧液相貫穿距、總的噴霧貫穿距（含氣相）和噴霧形態(tài)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證；然后基于噴霧過程標(biāo)定結(jié)果，選擇合適的燃燒模型，對仿真計(jì)算的缸壓和放熱率曲線進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。按照上述方法應(yīng)用Fire軟件研究了WAVE破碎模型、Dukowicz蒸發(fā)模型和ECFM-3Z燃燒模型相關(guān)參數(shù)對計(jì)算結(jié)果的影響，分別利用噴霧自由射流和單缸柴油機(jī)試驗(yàn)結(jié)果標(biāo)定了噴霧和燃燒模型，并與僅利用缸壓和放熱率曲線標(biāo)定仿真模型的傳統(tǒng)方法進(jìn)行了比較。結(jié)果表明：僅利用缸壓和放熱率曲線標(biāo)定仿真模型的方法不能保證噴霧過程模擬的準(zhǔn)確性，后續(xù)燃燒、排放模擬的準(zhǔn)確性亦不能保證；采用新提出的仿真模型標(biāo)定方法，能準(zhǔn)確模擬單次和分段噴射條件下柴油機(jī)的缸內(nèi)噴霧和燃燒過程，拓寬了應(yīng)用范圍，提高了仿真計(jì)算精度。

柴油機(jī)；模型；燃燒；噴霧；仿真；校核驗(yàn)證

0 引 言

柴油機(jī)的燃燒過程本質(zhì)上受燃油噴霧動力學(xué)控制，噴霧破碎、蒸發(fā)以及缸內(nèi)混合氣的分布和發(fā)展直接影響燃燒放熱過程[1]?，F(xiàn)今的柴油機(jī)工作過程研究中，CFD仿真計(jì)算已經(jīng)成為設(shè)計(jì)開發(fā)、性能預(yù)測最簡潔高效的方法之一。在仿真計(jì)算中，模型的準(zhǔn)確性是一切后續(xù)研究的基礎(chǔ)，為了減小誤差和不確定性，將校核與驗(yàn)證（V&V）準(zhǔn)則滲透到CFD仿真計(jì)算中是十分必要的。

柴油機(jī)噴霧、燃燒過程是一個(gè)多尺度、多學(xué)科的過程，其中湍流、多相流動、噴霧物理學(xué)和化學(xué)動力學(xué)相耦合的特點(diǎn)導(dǎo)致了CFD仿真的復(fù)雜性，而運(yùn)動網(wǎng)格對活塞等移動表面的模擬進(jìn)一步深化了仿真的復(fù)雜度。因此，柴油機(jī)噴霧、燃燒模型的發(fā)展和校核需要不斷完善。國外學(xué)者對柴油機(jī)噴霧和燃燒模型展開了大量研究，在噴霧模型方面，提出了KH-ACT模型[2]、WAVE-MTAB模型[3]、瞬態(tài)噴霧破碎模型[4]、組合噴霧模型[5]、分階段噴霧混合模型[6]等新的噴霧模型，在一定程度上提高了仿真計(jì)算與試驗(yàn)的一致性；在燃燒模型方面，除傳統(tǒng)的EBU模型外，CTC模型[7]、ECFM模型[8]、ECFM-3Z[9]等燃燒模型也逐漸被應(yīng)用到柴油機(jī)燃燒過程仿真中。

在柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒過程模擬中，噴霧、燃燒模型的恰當(dāng)選取和相應(yīng)參數(shù)的準(zhǔn)確設(shè)置是保證仿真計(jì)算精度的前提。研究表明，AVL Fire中Wave模型適用于柴油機(jī)噴霧計(jì)算，其中可調(diào)參數(shù)2對仿真結(jié)果影響最大；EBU燃燒模型中，可調(diào)參數(shù)影響湍流燃燒的強(qiáng)度。國內(nèi)學(xué)者針對模型參數(shù)2和進(jìn)行了大量研究：北京理工大學(xué)的學(xué)者們依據(jù)噴霧特性試驗(yàn)結(jié)果，通過2分段設(shè)置[10]和2函數(shù)計(jì)算[11]等方法進(jìn)行WAVE模型標(biāo)定，提高了噴霧過程的仿真計(jì)算精度；高榮剛等[12]針對WAVE模型參數(shù)2和EBU模型參數(shù)對柴油機(jī)仿真模型進(jìn)行了缸壓曲線的標(biāo)定；尤國棟等[13]進(jìn)一步研究了模型參數(shù)2、對缸壓和放熱率曲線計(jì)算結(jié)果的影響，并利用單缸機(jī)試驗(yàn)結(jié)果標(biāo)定了仿真模型，準(zhǔn)確模擬了該柴油機(jī)3 600 r/min全負(fù)荷工況下的燃燒過程。

然而，在模擬柴油機(jī)燃燒過程中，對仿真計(jì)算模型的標(biāo)定缺乏較為有力的驗(yàn)證方法，關(guān)于提高柴油機(jī)燃燒過程仿真計(jì)算精度方面的研究也鮮有報(bào)道，未受到足夠重視。一方面，缸內(nèi)混合氣分布和燃燒過程是決定燃燒與排放性能的關(guān)鍵，但大多數(shù)仿真研究的標(biāo)定僅從燃燒角度比較了仿真與試驗(yàn)的缸壓和放熱率曲線結(jié)果[14-18]，而缸內(nèi)噴霧的發(fā)展和油氣分布無法得到有效驗(yàn)證。另一方面，國內(nèi)大多數(shù)柴油機(jī)燃燒過程仿真一直沿用EBU燃燒模型[19-20]，對其它燃燒模型鮮有研究，但EBU模型從理論假設(shè)上決定了其僅適用于燃油單次噴射的局限性，而對于分段噴射并不適用。為了提高柴油機(jī)燃燒過程仿真的計(jì)算精度，以及不同噴射條件下仿真模型的普適性，本文圍繞以上2點(diǎn)提出了新的仿真模型標(biāo)定方法。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)與工況設(shè)置

1.1 噴霧試驗(yàn)

試驗(yàn)系統(tǒng)包括定容燃燒彈、容彈溫度-壓力控制單元、紋影光路系統(tǒng)、高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)、高速攝影系統(tǒng)等，如圖1所示。其中，定容燃燒彈由噴油器、容彈本體、石英視窗、冷卻管路、進(jìn)排氣管道和各傳感器構(gòu)成，四周均勻布置4個(gè)100 mm直徑的石英視窗，內(nèi)部空間為圓柱形，直徑310 mm、高度470 mm，上面120 mm高度為噴油空間，下面空間布置電熱絲，用于構(gòu)建高溫背景環(huán)境。定容燃燒彈最高加壓6 MPa，最高加溫1 000 K。使用Phantom v7.3高速攝像機(jī)進(jìn)行拍攝，拍攝速度10 000 fps，單幀像素512×512，曝光時(shí)間0.1 ms。試驗(yàn)拍攝結(jié)合高速攝影和紋影法進(jìn)行，高速攝影獲取液相燃油分布，紋影法獲取總的燃油分布（含氣相），并應(yīng)用Matlab程序?qū)D片信息進(jìn)行處理和提取。

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，調(diào)整容彈內(nèi)的壓力，使容彈內(nèi)背景密度始終保持為25.3 kg/m3，背景溫度設(shè)定為800 K，與實(shí)際柴油機(jī)噴油時(shí)刻的背景條件接近。為了防止高溫下燃油著火影響拍攝，背景氣體選用N2。噴霧試驗(yàn)控制參數(shù)如表1所示。

表1 噴霧試驗(yàn)參數(shù)

1.2 單缸機(jī)試驗(yàn)

柴油機(jī)單次和分段噴射試驗(yàn)在圖2所示的1 132Z單缸柴油機(jī)臺架上完成。試驗(yàn)系統(tǒng)包括單缸柴油機(jī)、電力測功機(jī)、數(shù)據(jù)采集及燃燒分析系統(tǒng)、高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)、模擬增壓系統(tǒng)、恒溫冷卻系統(tǒng)以及相關(guān)輔助設(shè)備和管路。單缸機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2，試驗(yàn)工況見表3，其中軌壓、單孔循環(huán)噴油量均與噴霧試驗(yàn)一致；壓縮終了進(jìn)氣溫度、壓力分別為828 K、6.08 MPa，與噴霧試驗(yàn)背景參數(shù)接近。

表2 單缸機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

表3 單缸機(jī)試驗(yàn)工況

2 仿真計(jì)算網(wǎng)格

2.1 噴霧過程

在Fire中建立了燃油噴射的計(jì)算模型，如圖3所示，模型為40 mm×40 mm×120 mm的長方體，既保證將噴霧完全包含在計(jì)算域內(nèi)，又節(jié)省計(jì)算資源，相關(guān)參數(shù)設(shè)置依據(jù)表1設(shè)定。噴孔位置在上表面中心下10 mm處，噴油器為單孔，噴射方向垂直向下。研究發(fā)現(xiàn)，計(jì)算網(wǎng)格存在一個(gè)合理的尺寸范圍，并非越密越好，相反進(jìn)一步細(xì)化網(wǎng)格既增加了計(jì)算時(shí)間，還會降低仿真計(jì)算精度，甚至導(dǎo)致結(jié)果錯(cuò)誤[21]。本文經(jīng)過試算，選取了精度較好、用時(shí)較短的折中方案，設(shè)置噴孔周向網(wǎng)格尺寸為6倍噴孔直徑1.32 mm，縱橫比為1，軸向網(wǎng)格尺寸為4 mm，模型網(wǎng)格數(shù)為25 230個(gè)。圖4為計(jì)算中輸入的噴油速率曲線，由EFS8246單次噴射儀測量得到。

圖3 噴霧模型

圖4 噴油速率曲線

2.2 燃燒過程

1132Z單缸柴油機(jī)所用噴油器為7孔噴油器，噴孔周向均勻分布，且所用雙卷流燃燒室關(guān)于氣缸軸向?qū)ΨQ，故Fire中只建立了單孔對應(yīng)的1/7燃燒室模型，如圖5所示，仿真工況依據(jù)表3設(shè)定。為節(jié)省計(jì)算資源，不考慮換氣過程，計(jì)算區(qū)間為進(jìn)氣門關(guān)閉到排氣門開啟（239～436 ℃A）。缸內(nèi)初始壓力為0.228 MPa，初始溫度為420 K，渦流比為0；缸蓋底部、缸套和活塞頂部溫度分別為450、470、553 K。該網(wǎng)格模型為動網(wǎng)格：燃燒室的內(nèi)部網(wǎng)格保持不變，跟隨活塞運(yùn)動；燃燒室頂部與氣缸之間的網(wǎng)格隨活塞的上行和下行成比例進(jìn)行壓縮和拉伸，網(wǎng)格數(shù)相應(yīng)變化。下止點(diǎn)時(shí)刻模型網(wǎng)格數(shù)為22 770個(gè)，上止點(diǎn)時(shí)刻模型網(wǎng)格數(shù)為11 370個(gè)，網(wǎng)格尺寸約為1 mm。

3 計(jì)算模型的選取

湍流模型選用了標(biāo)準(zhǔn)-雙方程湍流模型。該模型屬于渦粘性—耗散模型，是目前研究較成熟的一種湍流封閉模型，能較為完善地模擬缸內(nèi)三維流動現(xiàn)象，且具有計(jì)算穩(wěn)定性高和對計(jì)算資源要求低的特點(diǎn)。

破碎模型選用標(biāo)準(zhǔn)WAVE破碎模型。模型假設(shè)初始噴射油滴與噴孔直徑的尺寸相同，認(rèn)為液體射流破碎由氣液相間的相對速度造成，射流表面的KH不穩(wěn)定波增長導(dǎo)致液滴從射流表面剝落，適用于較高相對速度和較高環(huán)境密度下的液滴破碎過程[22]。孫柏剛[23]在噴霧破碎模型選擇及應(yīng)用方面做了大量研究，研究結(jié)果表明利用Fire進(jìn)行噴霧模擬，尤其是高壓噴射，使用WAVE模型的仿真計(jì)算效果相對其他幾種模型較好，且該模型可調(diào)參數(shù)不多，結(jié)果可靠。

蒸發(fā)模型選用Dukowicz模型。模型認(rèn)為傳熱過程與傳質(zhì)過程完全相似，并假定Lewis數(shù)（熱擴(kuò)散系數(shù)與質(zhì)擴(kuò)散系數(shù)的比值）為1，采用1/2法計(jì)算油蒸汽物性參數(shù)的對應(yīng)溫度，即當(dāng)?shù)亓黧w溫度和液滴表面溫度和的1/2。

湍流擴(kuò)散模型使用缺省設(shè)置；粒子相互作用模型選用計(jì)算效率較高的Schmidt模型；碰壁模型選用以Naber和Reitz的噴霧/壁面撞擊模型[24]為基礎(chǔ)的適用于熱壁面且使用較普遍的Walljet 1模型。

燃燒模型選用ECFM-3Z模型，并以常用EBU模型的計(jì)算結(jié)果作為參照。ECFM-3Z模型是在ECFM模型基礎(chǔ)上提出的適用于柴油機(jī)的相關(guān)火焰模型[25]，模型主要基于火焰面密度輸運(yùn)方程和混合模型，使用一個(gè)湍流混合模型來描述油蒸汽與空氣混合，適合描述非均質(zhì)的湍流預(yù)混和擴(kuò)散燃燒[26]。

4 噴霧模型標(biāo)定

4.1 破碎模型參數(shù)對液相噴霧的影響

在模擬噴霧過程時(shí)，WAVE破碎模型中修正特征分裂時(shí)間的參數(shù)2對計(jì)算結(jié)果影響最大，取值范圍為5～60。圖6所示為不同2取值對應(yīng)的噴霧液相貫穿距的發(fā)展，從圖中可以看出，由于2與液滴破碎時(shí)間成正比，2小則破碎時(shí)間短，所以當(dāng)2=5和2=10時(shí)，液相貫穿距較?。划?dāng)2從10增大到20，液相貫穿距明顯增大；當(dāng)2繼續(xù)增大，液相貫穿距幾乎不再增加，可知2大于20時(shí)其取值的變化對液相貫穿距影響較小。

4.2 蒸發(fā)模型參數(shù)對噴霧的影響

Dukowicz蒸發(fā)模型中的可調(diào)參數(shù)為傳熱系數(shù)因子1和傳質(zhì)系數(shù)因子2，1、2的缺省值為1。圖7為1、2對噴霧液相貫穿距的影響。由圖7可知，噴霧初期（<0.4 ms），1、2的變化對液相貫穿距影響很小，因?yàn)榇藭r(shí)液相貫穿距主要受噴油壓力的影響；當(dāng)>0.4 ms后，1、2的增加均會使噴霧液相貫穿距有所減小，這是由于蒸發(fā)作用增強(qiáng)使噴霧前端燃油氣化加快。

表4為1、2對總的噴霧貫穿距（含氣相部分）的影響，其中燃油分布用燃空當(dāng)量比（equivalence ratio）表征。從表中可以看出，隨著1增加，總的噴霧貫穿距減小，這是由于傳熱作用的增強(qiáng)使噴霧前端的液滴蒸發(fā)加快，液相貫穿距減?。浑S著2增加，總的噴霧貫穿距增大，因?yàn)閭髻|(zhì)能力的增強(qiáng)加快了燃油擴(kuò)散速度。

表4 Dukowicz模型參數(shù)E1、E2對總的噴霧貫穿距的影響

4.3 噴霧過程標(biāo)定結(jié)果

根據(jù)4.1和4.2中的規(guī)律，調(diào)整WAVE模型參數(shù)2和Dukowicz蒸發(fā)模型參數(shù)1、2的取值，對噴霧過程進(jìn)行標(biāo)定，選取了合理的取值組合：2=5、1=1、2=0.5。圖8為噴霧液相貫穿距和總的噴霧貫穿距（含氣相）標(biāo)定結(jié)果，圖9為不同噴霧發(fā)展時(shí)間下總的噴霧形態(tài)（含氣相）的試驗(yàn)與仿真計(jì)算結(jié)果對比。從圖中可以看出，仿真和試驗(yàn)的總的噴霧貫穿距（含氣相）相對偏差小于5%，同時(shí)仿真計(jì)算的液相貫穿距和總的噴霧貫穿距曲線形態(tài)，以及不同時(shí)刻下總的噴霧形態(tài)均與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。因此，利用噴霧液相貫穿距、總的噴霧貫穿距和總的噴霧形態(tài)進(jìn)行噴霧過程標(biāo)定可為后續(xù)燃燒模型的標(biāo)定奠定基礎(chǔ)，提高燃燒過程的仿真計(jì)算精度。

a. 液相貫穿距

a. Liquid penetration

5 燃燒模型標(biāo)定

由于單缸機(jī)試驗(yàn)的軌壓、單孔循環(huán)噴油量均與噴霧試驗(yàn)一致；壓縮終了進(jìn)氣溫度、壓力也與噴霧試驗(yàn)背景參數(shù)接近，可將以上噴霧模型標(biāo)定結(jié)果應(yīng)用于雙卷流燃燒室網(wǎng)格模型中，并在此基礎(chǔ)上利用1132Z單缸柴油機(jī)在相應(yīng)工況下的缸壓和瞬時(shí)放熱率實(shí)測結(jié)果對燃燒模型進(jìn)行標(biāo)定。

5.1 EBU模型標(biāo)定結(jié)果

首先選取常用的EBU模型，分別在單次和分段噴射下進(jìn)行了標(biāo)定。通過調(diào)整可調(diào)參數(shù)，確定最佳取值=3，標(biāo)定結(jié)果如圖10所示。從圖中可以看出，單次噴射下的仿真與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，缸壓最大偏差為2.1%，但分段噴射下仿真計(jì)算結(jié)果未能準(zhǔn)確模擬預(yù)噴燃燒階段的放熱過程，導(dǎo)致預(yù)噴和主噴燃油燃燒階段的放熱率曲線形態(tài)和峰值均與試驗(yàn)結(jié)果相差較大，同時(shí)缸壓最大偏差超過5%，缸壓曲線形態(tài)也有明顯偏差，表明EBU模型不能準(zhǔn)確模擬燃油分段噴射下的燃燒過程。

理論上，廣義EBU模型假設(shè)化學(xué)反應(yīng)的時(shí)間尺度遠(yuǎn)小于湍流時(shí)間尺度，可忽略化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)的影響。但對分段噴射而言，尤其是預(yù)噴較早的條件下，缸內(nèi)預(yù)噴射燃油與空氣的混合時(shí)間較長，該階段燃燒主要受控于化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)，所以EBU模型不能準(zhǔn)確模擬此階段的燃燒放熱過程，而預(yù)噴燃燒的模擬不準(zhǔn)確會使主噴階段的燃燒預(yù)測偏離實(shí)際情況。因此，EBU模型對于分段噴射條件下的計(jì)算并不適用。

5.2 ECFM-3Z模型仿真研究

基于5.1的研究結(jié)果，選取新的ECFM-3Z燃燒模型進(jìn)行研究。探索了著火模型的選取，研究了相關(guān)可調(diào)參數(shù)對燃油單次噴射計(jì)算結(jié)果的影響規(guī)律，在此基礎(chǔ)上完成了不同噴射條件下的燃燒過程標(biāo)定。

ECFM-3Z模型在式（1）所示的火焰表面密度傳輸方程[27]基礎(chǔ)上，增加了湍流混合模型，將網(wǎng)格計(jì)算區(qū)域劃分為3個(gè)區(qū)進(jìn)行混合描述，可用于非均質(zhì)湍流預(yù)混和擴(kuò)散燃燒。

a. 單次噴射

a. Single injection

b. 預(yù)噴比例10%，主預(yù)噴間隔角20°CA

b. Pilot injection ratio 10%, 20 °CA dwell between pilot and main injection pulses

c. 預(yù)噴比例10%，主預(yù)噴間隔角40 °CA

c. Pilot injection ratio 10%, 40 °CA dwell between pilot and main injection pulses

圖11為ECFM-3Z模型示意圖，每個(gè)網(wǎng)格劃分為空氣區(qū)A（含空氣、EGR氣體）、燃料區(qū)F和油氣混合區(qū)M（含燃料、空氣和EGR氣體），燃燒在M區(qū)進(jìn)行，各區(qū)分別又細(xì)分為已燃區(qū)（下標(biāo)b）和未燃區(qū)（下標(biāo)ub），已燃區(qū)中為擴(kuò)散火焰，向未燃區(qū)傳播的火焰為預(yù)混火焰[28]。未噴燃油時(shí)，缸內(nèi)為未燃空氣區(qū)（Aub），無F和M區(qū)；隨著燃油噴入，形成未燃燃油區(qū)（Fub），隨后燃油霧化蒸發(fā)，并與空氣進(jìn)行湍流混合，未燃混合氣區(qū)（Mub）形成；Mub區(qū)一出現(xiàn)，混合氣燃燒的濃度條件已具備，該區(qū)隨即進(jìn)行著火延遲計(jì)算；混合氣發(fā)生自燃后，已燃混合氣區(qū)Mb形成，已燃空氣區(qū)Ab區(qū)中的氧氣以湍流混合方式進(jìn)入燃燒區(qū)，然后在Mb區(qū)進(jìn)行焰后化學(xué)動力學(xué)計(jì)算（剩余燃油的繼續(xù)氧化）。

ECFM-3Z模型中提供了3種著火模型：Formula模型—用Arrhenius經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算著火延遲期；Table模型—在求解器中以表格形式設(shè)置正庚烷的著火反應(yīng)機(jī)理，計(jì)算時(shí)程序自動根據(jù)當(dāng)?shù)貭顟B(tài)條件進(jìn)行插值；Two-stage模型—類似Table模型，且能考慮冷、熱焰階段著火過程。此外，ECFM-3Z模型中有4個(gè)可調(diào)參數(shù):Auto-ignition model parameter (Amp)，影響從著火模型表格中讀取滯燃期所對應(yīng)的溫度，數(shù)值增大會減小滯燃期；Mixing model parameter (Mmp)，影響空氣和燃油向M區(qū)擴(kuò)散的速度；Extinction temperature (Et)，火焰的熄滅溫度；Chemical reaction time (Crt)，影響燃油的化學(xué)反應(yīng)速率。Amp，Mmp，Et和Crt的缺省值分別為1，1，200 K和10 000。在擴(kuò)散燃燒中，假設(shè)化學(xué)反應(yīng)很快而擴(kuò)散卻很慢，燃燒受擴(kuò)散過程控制，燃燒速度主要受油氣混合速度影響，而幾乎不受燃油的化學(xué)反應(yīng)速率的影響，因此，在以擴(kuò)散燃燒為主的柴油機(jī)燃燒過程中，Crt對計(jì)算結(jié)果影響極小，無需進(jìn)行調(diào)整，可直接取缺省值。

圖12a、12b分別為預(yù)噴比例10%，主預(yù)噴間隔30 ℃A和60 ℃A時(shí)激活各著火模型并調(diào)整其它模型參數(shù)為最佳值后的仿真計(jì)算結(jié)果。從圖中可以看出，著火模型不但影響燃燒放熱始點(diǎn)和預(yù)噴燃油燃燒的放熱率，還影響主噴階段的燃燒放熱過程。選用Formula模型時(shí)，對預(yù)噴階段燃燒過程的預(yù)測偏差較大，缸壓和放熱率明顯高于試驗(yàn)結(jié)果；選用Table模型的計(jì)算結(jié)果在主預(yù)噴間隔30 ℃A工況下比較接近試驗(yàn)結(jié)果，但在較大主預(yù)噴間隔60 ℃A時(shí)，對主噴階段燃燒放熱率的模擬偏差較大；選用Two-stage模型時(shí)，2種主預(yù)噴間隔下的缸壓曲線、著火時(shí)刻和整個(gè)燃燒放熱過程均與試驗(yàn)結(jié)果吻合。因此，確定著火模型為Two-stage模型。

a. 主預(yù)噴間隔角30 ℃A

a. 30 ℃A dwell between pilot and main injection pulses

圖13a為Amp對缸壓和瞬時(shí)放熱率曲線的影響。從圖中可以看出，當(dāng)Amp較小時(shí)，缸壓曲線脫離壓縮線較晚，說明燃油滯燃期較長，Amp為0.5時(shí)尤為明顯；當(dāng)Amp大于2時(shí)，缸壓曲線隨Amp的變化很小。從放熱率曲線可以看出，Amp取值對擴(kuò)散燃燒段的影響很小，主要影響燃燒過程的著火時(shí)刻，Amp越大，滯燃期越小，著火時(shí)刻越早；當(dāng)Amp增大到2以后，Amp取值對放熱率曲線的影響很小，表明Amp的有效取值應(yīng)為Amp≤2。

圖13b為Mmp對缸壓和瞬時(shí)放熱率曲線的影響。Mmp主要影響燃油向混合區(qū)的傳輸速度，因此會影響整個(gè)燃燒過程。從圖中可以看出，隨著Mmp增加，滯燃期增加，速燃期預(yù)混燃燒放熱率相對增加、峰值增大，擴(kuò)散燃燒起始點(diǎn)推遲，擴(kuò)散燃燒段放熱速率增加，所以最高燃燒壓力增大。從圖中可知，當(dāng)Mmp=0.5時(shí)，由于燃油傳輸速度過慢，瞬時(shí)放熱率曲線發(fā)生畸變，缸壓整體偏低；Mmp從0.5增大到2時(shí)，曲線整體變化較大；當(dāng)Mmp大于2以后，曲線整體變化并不明顯，表明Mmp的有效取值應(yīng)為0.5≤Mmp≤2。

圖13c為Et對缸壓和瞬時(shí)放熱率曲線的影響。從圖中可以看出，Et對整個(gè)缸壓曲線的影響并不明顯，但最高燃燒壓力隨Et的降低有所增大。根據(jù)放熱率曲線可以看出，Et的改變不影響著火時(shí)刻，因此也不影響速燃期內(nèi)的燃燒放熱率；在擴(kuò)散燃燒段，隨著Et降低，后期放熱速率變化不大，但前期放熱率加快，這是由于Et降低更有利于燃油完全釋放熱量。

a. Amp

b. Mmp

5.3 燃燒過程標(biāo)定結(jié)果

首先基于傳統(tǒng)的調(diào)節(jié)2和燃燒模型參數(shù)對缸壓和放熱率曲線進(jìn)行標(biāo)定的方法，對單次噴射條件下的仿真模型進(jìn)行了標(biāo)定，各模型參數(shù)取值為：2=20，1=1，2=1，Amp=1.6，Mmp=0.7，Et=1 500 K，Crt=10 000，標(biāo)定結(jié)果如圖14所示。由圖14a可知，仿真計(jì)算的缸壓和放熱率曲線均與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，缸壓最大偏差小于2%。圖14 b、14 c為仿真與試驗(yàn)的噴霧貫穿距對比結(jié)果，結(jié)果顯示，仿真計(jì)算的液相貫穿距和總的噴霧貫穿距與試驗(yàn)結(jié)果相差較大，最大相對偏差分別達(dá)到了56%和17.3%，表明使用傳統(tǒng)方法僅標(biāo)定缸壓和放熱率的仿真模型未能模擬真實(shí)的噴霧發(fā)展過程，而燃油分布模擬不準(zhǔn)確，缸內(nèi)溫度分布、燃燒產(chǎn)物等模擬亦不準(zhǔn)確。

a. 缸壓和瞬時(shí)放熱率

a. In-cylinder pressure and heat release rate

b. 液相貫穿距

b. Liquid penetration

然后，基于4.3節(jié)中的噴霧過程標(biāo)定結(jié)果，并根據(jù)5.2節(jié)中的研究，選用Two-stage著火模型，取Crt=10 000，調(diào)整Amp、Mmp和Et取值組合，最終確定ECFM-3Z燃燒模型標(biāo)定結(jié)果為：Amp=1，Mmp=1，Et=1 500 K，Crt=10 000。圖15為不同燃油噴射條件下基于噴霧過程標(biāo)定的缸壓和瞬時(shí)放熱率曲線標(biāo)定結(jié)果，從圖中可以看出，無論是燃油單次噴射還是分段噴射，各仿真工況對應(yīng)的缸壓和瞬時(shí)放熱率曲線均與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，缸壓最大偏差小于2%。所以相比于EBU燃燒模型，選用ECFM-3Z燃燒模型能準(zhǔn)確模擬柴油機(jī)單次噴射和分段噴射下的燃燒過程，而且仿真計(jì)算精度也明顯提高。結(jié)合4.3中的結(jié)果可知，基于噴霧過程標(biāo)定結(jié)果對燃燒過程進(jìn)行標(biāo)定的仿真模型標(biāo)定方法，可以同時(shí)準(zhǔn)確模擬柴油機(jī)噴霧和燃燒過程，提高了柴油機(jī)燃燒過程仿真計(jì)算結(jié)果的精度。

a. 單次噴射

a. Single injection

b. 預(yù)噴比例10%，主預(yù)噴間隔角20 ℃A

b. Pilot injection ratio 10%, 20 ℃A dwell between pilot and main injection pulses

c. 預(yù)噴比例10%，主預(yù)噴間隔角40 ℃A

c. Pilot injection ratio 10%, 40 ℃A dwell between pilot and main injection pulses

6 結(jié) 論

本文研究了噴霧和燃燒模型參數(shù)對仿真結(jié)果的影響，分析了常用EBU燃燒模型在柴油機(jī)工作過程仿真中的局限性，并對WAVE破碎模型、Dukowicz蒸發(fā)模型和ECFM-3Z燃燒模型進(jìn)行了標(biāo)定，提出了新的仿真模型標(biāo)定方法以提高柴油機(jī)燃燒過程仿真計(jì)算精度，并與僅驗(yàn)證缸壓和放熱率曲線的傳統(tǒng)標(biāo)定方法進(jìn)行了比較，主要結(jié)論如下：

1）EBU燃燒模型適用于燃油單次噴射的仿真計(jì)算，但因其不能準(zhǔn)確模擬分段噴射下預(yù)噴燃燒過程，所以對分段噴射整個(gè)燃燒過程的計(jì)算偏差較大，而ECFM-3Z燃燒模型普遍適用于燃油單次和分段噴射的仿真計(jì)算，且仿真計(jì)算精度更高。

2）在柴油機(jī)仿真模型標(biāo)定過程中，傳統(tǒng)的調(diào)節(jié)2和燃燒模型參數(shù)對缸壓和放熱率曲線進(jìn)行標(biāo)定的方法，不能保證噴霧過程模擬的準(zhǔn)確性，后續(xù)燃燒、排放模擬的準(zhǔn)確性亦不能保證；對仿真計(jì)算的噴霧液相貫穿距、總的噴霧貫穿距（含氣相）和噴霧形態(tài)進(jìn)行噴霧試驗(yàn)驗(yàn)證，然后基于噴霧過程標(biāo)定結(jié)果選擇合適的燃燒模型對缸壓和放熱率曲線的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行實(shí)機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證，可以準(zhǔn)確模擬柴油機(jī)噴霧和燃燒過程，提高仿真計(jì)算精度。

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Calibration method on improving simulating accuracy of combustion process in diesel engine

Li Xiangrong, Chen Yanlin, Zhao Luming, Liu Fushui

(100081)

To improve the computation accuracy of combustion process simulation in diesel engine, a new calibration method of numerical model was proposed in this paper, and the calibration of spray process and combustion process were combined together. For the calibration of spray process, the key parameters of WAVE spray breakup model and Dukowicz evaporation model should be calibrated with experimental results, including spray liquid penetration, spray penetration and spray profile, which were measured in constant volume combustion bomb. Based on the calibration results of spray process, the simulation of combustion process required appropriate combustion model, the key parameters of which were calibrated by the experimental data in a single cylinder diesel engine, including the in-cylinder pressure and heat release rate. To validate the proposed method, a spray mesh and a moving mesh were established in AVL Fire software to calibrate the spray models and combustion model respectively. As with the meshes for the spray process, spray models parameters (including WAVE model parameter2, Dukowicz parameters1and2) were calibrated. To obtain proper value of2,1and2, the effects of spray model parameters on simulating results were studied and the eventual results were validated by experimental spray liquid penetration, spray penetration and spray profile, which were measured in experiment of free jet spray. Based on the calibration results of spray process, the optimal2,1and2were applied in the simulation of combustion process. Firstly, eddy break-up (EBU) model was selected and calibration of relevant parameterwas completed in different injection conditions. The results showed that the EBU model was precisely appropriate for single injection but not for split injections, for the chemicalreaction kinetics was not considered in combustion process simulation as couldn’t predict combustion of fuel in pilot injection accurately. Then ECFM-3Z model was adopted and the model parameters include auto-ignition model parameter(Amp), mixing model parameter(Mmp), chemical reaction time (Crt) and extinction temperature (Et). The effect of those parameters on numerical results was also studied. Then based on the results, the value of all parameters was verified and the accuracy of combustion model was validated by experimental results of a single cylinder diesel engine with single injection and split injections respectively. The calibration results showed that the numerical model could predict combustion process precisely both in single injection and in split injection conditions. It could be concluded that the ECFM-3Z model was appropriate for single injection and split injections. As an important reference, the common calibration method was also adopted to calibrate the numerical model. The results showed that the common calibration method couldn’t simulate the spray process accurately. The common calibration method only considered the in-cylinder pressure and heat release rate, as may lead much uncertainty in spray development, evaporation and the fuel-air mixture formation, which influence combustion process a lot. Obviously, the application of the new calibration method could accurately simulate the whole working processes including spray, evaporation and combustion both in single injection and split injections, which improved the simulation accuracy and extends the application range compared with the common calibration method.

diesel engine; model; combustion; spray; simulation; verification and validation

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.04.015

A

1002-6819(2017)-04-0102-09

2016-05-15

2016-06-14

裝備預(yù)研項(xiàng)目（104010204）

李向榮，男，內(nèi)蒙古自治區(qū)鄂爾多斯市，博導(dǎo)，教授，研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)工作過程的試驗(yàn)仿真。北京 北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，100081。Email：prof.lixr@yahoo.com

李向榮，陳彥林，趙陸明，劉福水. 提高柴油機(jī)燃燒過程仿真計(jì)算精度的標(biāo)定方法[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2017，33(4)：102－110. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.04.015 http://www.tcsae.org

Li Xiangrong, Chen Yanlin, Zhao Luming, Liu Fushui. Calibration method on improving simulating accuracy of combustion process in diesel engine[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2017, 33(4): 102－110. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.04.015 http://www.tcsae.org