王生, 姚清河, Trevor Hocksun Kwan

(中山大學(xué)航空航天學(xué)院，廣東 廣州 510006)

注水的方式分為進(jìn)氣歧管注水，氣缸注水和排氣歧管注水[1]。為了降低發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒溫度、廢氣排放，注水技術(shù)得到了廣泛的研究[2-5]。X Ma等[6]研究了進(jìn)氣歧管注水，發(fā)現(xiàn)注水能夠降低缸內(nèi)平均壓力和溫度，且點(diǎn)火延遲時(shí)間變長(zhǎng)、氮氧化物和碳煙排放量顯著下降。部分學(xué)者采用數(shù)值模擬的方法研究了發(fā)動(dòng)機(jī)注水的效果，F(xiàn) Berni 等[7]使用CFD分析了高性能渦輪增壓GDI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中注入水和燃料混合物的效果，結(jié)論表明：注水可以提高發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火提前角；在滿足輸出功率的同時(shí)降低燃料消耗。M Nour 等[8]研究了注水入柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣歧管對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放的影響，發(fā)現(xiàn)：注水能夠提高氣缸內(nèi)部的壓力；與常規(guī)柴油發(fā)動(dòng)機(jī)相比較，NOx的排放量降低了85%。

進(jìn)氣增壓技術(shù)現(xiàn)已廣泛的應(yīng)用于相關(guān)領(lǐng)域[9-12]。柴油發(fā)動(dòng)機(jī)碳?xì)浠衔锏呐欧帕恳绕桶l(fā)動(dòng)機(jī)低得多，但是NOx的排放會(huì)更高[13]。同時(shí)降低這兩種污染物的排放十分困難，但增大進(jìn)氣壓強(qiáng)或者加入添加劑可以有效的降低這兩種污染物的排放[14-15]。不過，過高的缸內(nèi)壓強(qiáng)會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)爆震的發(fā)生，從而影響發(fā)動(dòng)機(jī)的安全性能[16]。為此，本文以廣西玉柴有限公司生產(chǎn)的YC6G系列柴油發(fā)動(dòng)機(jī)為對(duì)象，通過AVL-FIRE軟件，分析了同時(shí)使用進(jìn)氣增壓與注水兩種技術(shù)的情況下，不同注水量時(shí)燃燒室內(nèi)溫度、壓力和發(fā)動(dòng)機(jī)排放的變化規(guī)律，及其對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。

1 物理模型

1.1 三維幾何模型

本文使用廣西玉柴有限公司生產(chǎn)的YC6G系列柴油發(fā)動(dòng)機(jī)作為研究對(duì)象，在AVL-FIRE軟件中建立三維模型。該發(fā)動(dòng)機(jī)大量使用于國(guó)內(nèi)客車中，具有油耗低、運(yùn)行穩(wěn)定的優(yōu)點(diǎn)。發(fā)動(dòng)機(jī)的主要參數(shù)如表1所示。

表1 YC6G系列柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的具體參數(shù)Table 1 Parameters of YC6G engine

模擬過程為進(jìn)氣門關(guān)閉到排氣門開啟，沒有進(jìn)氣和排氣的過程，因此建立模型時(shí)僅需建立燃燒室的3D模型。由于此燃燒室噴油孔數(shù)為8，為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間，本次模擬選取了燃燒室的八分之一作為計(jì)算區(qū)域，如圖1所示。

圖1 YC6G柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的網(wǎng)格模型Fig.1 3D mesh model of YC6G diesel engine

本文模擬選取的曲軸轉(zhuǎn)角在574°～852°度之間。隨著曲軸轉(zhuǎn)角的不斷變化，燃燒室的形狀和大小也在不斷變化，所以網(wǎng)格的大小和數(shù)量也隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化而變化。因此，在曲軸轉(zhuǎn)角為720°時(shí)，網(wǎng)格數(shù)目是92 100；而當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角變化為830°時(shí)，網(wǎng)格數(shù)目為278 950。

1.2 計(jì)算模型

本文考慮的數(shù)學(xué)模型包括湍流模型、燃燒模型、點(diǎn)火模型和排放模型。在湍流模型中，本文采用計(jì)算成本更低、穩(wěn)定性和計(jì)算精度更高的k-zeta-f模型。燃燒模型選擇的是渦團(tuán)破碎模型(eddy breakup model)。點(diǎn)火模型選擇適用于柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的Diesel ignited gas engine模型。NOx的排放模型為Zeldovich模型。Soot排放模型采用Kennedy/Hiroyasu/Magnussen模型。

1.3 邊界條件

本次模擬的邊界條件主要是溫度和速度。燃燒室的溫度設(shè)為恒溫，其中活塞溫度設(shè)為550 K；燃燒室頂部溫度設(shè)為550 K；氣缸壁溫度設(shè)定為475 K。由于燃燒室頂部和燃燒室壁是靜止不動(dòng)的，所以其速度為0?；钊敳康乃俣扰c其往復(fù)運(yùn)動(dòng)有關(guān)系，設(shè)定為等于活塞運(yùn)動(dòng)的速度。其他邊界條件根據(jù)實(shí)測(cè)資料設(shè)定。

表2 邊界條件的設(shè)置Table 2 Boundary condition setting

1.4 計(jì)算工況

本文模擬的是發(fā)動(dòng)機(jī)的壓縮做功沖程，選取的曲軸轉(zhuǎn)角在574°～852°之間，發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速設(shè)定為標(biāo)定轉(zhuǎn)速1600 r/min。設(shè)定注水占進(jìn)氣總混合氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)的0%、5%和10%，初始?jí)簭?qiáng)、溫度和湍動(dòng)能分別設(shè)定為0.4 MPa、330 K和18.58 m2/s2。計(jì)算對(duì)象的原進(jìn)氣壓強(qiáng)為0.15 MPa，將進(jìn)氣壓強(qiáng)增加到0.4 MPa。具體的初始條件設(shè)置，如表3所示。

表3 計(jì)算工況參數(shù)設(shè)置Table 3 Calculation operating parameter settings

1.5 模型有效性驗(yàn)證

為了校準(zhǔn)和驗(yàn)證數(shù)值結(jié)果的準(zhǔn)確性，將在0.4 MPa時(shí)不注水情況下的數(shù)值模擬結(jié)果與參考文獻(xiàn)[17]中的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。參考圖2可以發(fā)現(xiàn)，壓力遵循相同的趨勢(shì)并且在±5%的誤差范圍內(nèi)。

2 計(jì)算結(jié)果

2.1 注水量對(duì)燃燒室溫度的影響

燃燒室內(nèi)的溫度影響燃料燃燒的效率和質(zhì)量，同時(shí)過高的缸內(nèi)溫度會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)的安全性[18]。

氣缸內(nèi)平均溫度和V平均壓力在曲軸轉(zhuǎn)角為726°時(shí)達(dá)到最高，這是因?yàn)榛钊谇S轉(zhuǎn)角為726°時(shí)運(yùn)動(dòng)到氣缸頂部，此時(shí)氣缸內(nèi)部容積最小，內(nèi)部流動(dòng)最為劇烈。而溫度和壓力分布的不均勻，將有可能影響燃料的燃燒質(zhì)量和發(fā)動(dòng)機(jī)安全性。同時(shí)在曲軸轉(zhuǎn)角為746°時(shí)，活塞在向下運(yùn)動(dòng)過程中，氣缸的容積逐漸增大，內(nèi)部溫度的分布已經(jīng)趨于均勻，各工況的燃料在此刻都消耗完全，研究此時(shí)的溫度和壓強(qiáng)的分布，可以了解注水對(duì)燃料燃燒效率的影響。曲軸轉(zhuǎn)角為726°和746°時(shí)的溫度和壓力分布，如圖3所示。

圖2 數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)值對(duì)比Fig.2 Numerical simulation results compared with reference values

圖3 726°和746°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)不同注水量下的溫度分布圖Fig.3 Temperature distribution at 726°CA and 746°CA with different water injection rates

如圖3所示，在噴油剛開始時(shí)，由于油束并未與空氣完全混合，只有外面一層油滴接觸空氣，所以外部油滴先于空氣反應(yīng)燃燒，在油束外圍產(chǎn)生高溫區(qū)域。而隨著油滴不斷深入燃燒室，速度不斷下降，油滴之間分散開來分別與空氣反應(yīng)，這時(shí)油滴內(nèi)部溫度開始上升。同時(shí)，觀察不同注水量下氣缸內(nèi)部的溫度分布，可以發(fā)現(xiàn)注水量的增加對(duì)溫度分布影響很小。

如圖4所示，缸內(nèi)溫度在726°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)達(dá)到峰值；隨著注水量的增加，峰值有所下降。同時(shí)，觀察溫度的變化趨勢(shì)可以發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣注水并沒有改變溫度的變化趨勢(shì)。因此，進(jìn)氣注水可以有效降低燃燒室的溫度，但是不會(huì)影響溫度的變化趨勢(shì)。

圖4 缸內(nèi)平均溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角變化Fig.4 Mean temperature varies with the crank angle in the cylinder

2.2 注水量對(duì)燃燒室壓強(qiáng)的影響

燃燒室內(nèi)的流體壓力主要由空氣燃燒產(chǎn)生。當(dāng)噴嘴噴油時(shí)，由于燃料燃燒氣缸內(nèi)壓強(qiáng)急劇上升，但是隨著活塞向下運(yùn)動(dòng)，氣缸容積不斷上升，缸內(nèi)平均氣壓會(huì)隨活塞運(yùn)動(dòng)而不斷減小。

如圖5所示，當(dāng)油滴運(yùn)動(dòng)到缸壁時(shí)，油滴會(huì)擴(kuò)散到上面的凹槽里，從而使凹槽內(nèi)部的氣壓上升。燃燒室內(nèi)的壓力分布則和燃燒的分布情況有關(guān)。對(duì)比726°曲軸轉(zhuǎn)角和746°曲軸轉(zhuǎn)角的壓力分布可以發(fā)現(xiàn)726°時(shí)高壓集中在噴嘴附近，而在746°時(shí)集中在右側(cè)缸壁。這表明：隨著燃燒的進(jìn)行，高壓部分逐漸向缸壁轉(zhuǎn)移；對(duì)比兩個(gè)曲軸轉(zhuǎn)角的壓力值可以發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)壓力也在隨時(shí)間降低。從圖5可以發(fā)現(xiàn)，注水對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部的壓強(qiáng)影響極小；隨著注水量的增加，壓強(qiáng)有所下降，主要是由于溫度下降所造成；不同的注水量下，缸內(nèi)壓力的分布幾乎完全一致。

2.3 注水量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放的影響

Soot排放是衡量碳煙生成的指標(biāo)，同時(shí)碳煙也是衡量燃燒是否完全的標(biāo)準(zhǔn)之一。碳煙的形成原因有氧氣不足，燃燒不充分或者燃料的燃燒先于進(jìn)入燃料燃燒室。當(dāng)活塞運(yùn)動(dòng)到上止點(diǎn)時(shí)(曲軸轉(zhuǎn)角720°)，碳煙開始形成；隨著燃燒的進(jìn)行，碳煙含量在740°左右達(dá)到峰值，之后因部分物質(zhì)被氧化，碳煙含量逐漸下降。

圖5 726°和746°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)不同注水量下的壓強(qiáng)分布圖Fig.5 Pressure distribution at 726°CA and 746°CA with different water injection rates

在圖6中，三條曲線幾乎重合。因此，進(jìn)氣注水幾乎不會(huì)對(duì)燃燒室內(nèi)的平均壓強(qiáng)造成影響。同時(shí)，通過觀察峰值可以發(fā)現(xiàn)：隨著注水量的增加，燃燒室內(nèi)平均溫度的峰值有極小的下降。

圖6 缸內(nèi)平均壓強(qiáng)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化Fig.6 Mean pressure varies with the crank angle in the cylinder

圖7為不同注水量時(shí)Soot排放量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線。由于碳煙形成開始于活塞運(yùn)動(dòng)到上止點(diǎn)時(shí)，所以曲軸轉(zhuǎn)角選取為720°～ 850°。在圖7中，隨著注水量增大，Soot的排放有所降低，這意味著進(jìn)氣注水使得燃料的燃燒更加充分。但是，后期Soot排放曲線幾乎一致，這說明進(jìn)氣注水和最終的Soot排放量無關(guān)，這是因?yàn)槿紵覂?nèi)的氧氣比較充足，所有碳煙在最后都會(huì)被燃燒。

圖7 Soot質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化Fig.7 Soot mass fraction varies with crank angle

NOx排放是衡量發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣排放的另一個(gè)重要參數(shù)。在柴油發(fā)動(dòng)機(jī)中，NOx的主要來源是高溫下氧氣和氮?dú)庵g的化學(xué)反應(yīng)。NOx是日常汽車尾氣中重要的污染組成，會(huì)造成酸雨等污染現(xiàn)象。因此減少尾氣中NOx的排放能有效的降低大氣污染。

由圖8所示，NOx是在曲軸轉(zhuǎn)角過了720°之后生成的，也就是在燃料燃燒開始之后。在燃燒發(fā)生后，注水量為0%的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)急劇增加，并在很短的時(shí)間內(nèi)達(dá)到峰值，而達(dá)到峰值之后，NOx的排放量基本穩(wěn)定，這是因?yàn)槿紵覂?nèi)的空氣含量不足造成的。同時(shí)，觀察到注水質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%、10%的兩條曲線上升較為平緩。最后NOx的生成量如下：注水量為0%時(shí)，NOx最終質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5.44×10-7；注水量為5%時(shí)，NOx最終質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.18×10-9；而注水量為10%時(shí)，NOx最終質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.20×10-10，發(fā)動(dòng)機(jī)單循環(huán)的排放量幾乎為零。因此，注水顯著地減少了NOx的排放。

圖8 NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化Fig.8 NOx mass fraction varies with crank angle

3 結(jié) 論

(1)通過觀察溫度分布圖，可以發(fā)現(xiàn)注水對(duì)溫度分布造成的影響并不明顯。這也表明進(jìn)氣注水對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的安全性影響很小。隨著注水量的提高，燃燒室內(nèi)部的平均溫度峰值有所下降，因此注水可以有效降低發(fā)動(dòng)機(jī)的溫度峰值。

(2)通過對(duì)比壓力分布圖，可以發(fā)現(xiàn)注水會(huì)略微降低發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部的壓強(qiáng)。在活塞達(dá)到氣缸頂部的時(shí)刻(曲軸轉(zhuǎn)角為726°時(shí))，由于燃料的噴入，最大壓強(qiáng)集中在氣缸中心，在燃料燃燒完全的時(shí)刻(曲軸轉(zhuǎn)角為746°時(shí))，最大壓強(qiáng)集中氣缸邊緣位置。結(jié)果表明，進(jìn)氣增壓注水對(duì)氣缸內(nèi)部壓強(qiáng)的影響不大。

(3)觀察Soot排放的質(zhì)量分?jǐn)?shù)圖可以發(fā)現(xiàn)，注水會(huì)降低Soot排放的生成速率，同時(shí)也會(huì)降低Soot排放的生成量。隨著注水的質(zhì)量分?jǐn)?shù)每增加5%，Soot排放的生成量約下降10%。由于噴入燃料的質(zhì)量相同，隨著燃燒進(jìn)行，不同注水量下的Soot排放最終會(huì)達(dá)到一個(gè)相同的值。

(4)進(jìn)氣注水有效地降低了NOx排放，排放量?jī)H為不注水情況下的0.21%。同時(shí)，隨著注水量的增加，下降的趨勢(shì)有所減緩。進(jìn)氣沖程增壓注水可以有效降低發(fā)動(dòng)機(jī)的NOx排放，從而降低尾氣污染。