龔鑫瑞，劉振明，劉楠，黃新源，周磊

(海軍工程大學(xué)動力工程學(xué)院，湖北 武漢 430033)

基于共軌技術(shù)的高強(qiáng)化柴油機(jī)是大功率柴油機(jī)的發(fā)展方向，隨著柴油機(jī)排放法規(guī)的日益嚴(yán)格，在柴油機(jī)高強(qiáng)化的同時，其排放性能越來越受到重視[1-3]。共軌高強(qiáng)化柴油機(jī)爆發(fā)壓力高，噴射油量大，噴油持續(xù)期短，油氣混合困難，燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)對柴油機(jī)排放性能有著十分重要的影響。當(dāng)前國內(nèi)外學(xué)者對柴油機(jī)燃燒室的研究較多。Gafoor與Gupta[4]研究了渦流比與燃燒室形狀對柴油機(jī)性能和排放的影響，發(fā)現(xiàn)較小的燃燒室半徑與外半徑之比會產(chǎn)生較多的NOx。Jafarmadar等[5]研究發(fā)現(xiàn)燃燒室凹坑半徑適當(dāng)增大能產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流和更少的炭煙。趙昌普等[6]對柴油機(jī)燃燒室的分析中表明，凹坑深度較大的縮口燃燒室能產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流，從而改善了燃燒。段浩等[7]研究發(fā)現(xiàn)減小縮口尺寸可以增大缸內(nèi)動能，有利于油氣混合。李石彪等[8]設(shè)計了不同縮口率和徑深比的燃燒室，研究發(fā)現(xiàn)較小的徑深比、較大的縮口率有利于減少NOx排放，但不利于Soot的氧化。焦運(yùn)景[9]等關(guān)于不同燃燒室結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)流動和排放的影響的研究表明，徑深比過大時，燃油霧化良好，局部溫升較快，導(dǎo)致NOx生成量較多。

已有的研究中，大都分析的是燃燒室形狀，沒有系統(tǒng)地研究燃燒室組成的各結(jié)構(gòu)參數(shù)對排放性能的影響規(guī)律，并且關(guān)于共軌高強(qiáng)化柴油機(jī)的研究也較少。本研究以某型大功率高速柴油機(jī)為研究對象，建立三維仿真模型并驗(yàn)證，在此基礎(chǔ)上分析了燃燒室口徑比、敞口角、上止點(diǎn)間隙、上止點(diǎn)間隙與碗底圓弧半徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)對排放性能的影響，并進(jìn)行了靈敏度分析，為共軌高強(qiáng)化柴油機(jī)的合理優(yōu)化設(shè)計提供一定依據(jù)。

1 模型建立及驗(yàn)證

1.1 燃燒室建模

表1示出柴油機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)。柴油機(jī)燃燒室的結(jié)構(gòu)如圖1所示，圖中r1表示氣缸半徑；r2表示活塞碗口半徑，燃燒室口徑比α=r2/r1；H表示TDC(上止點(diǎn))間隙，即凸臺頂點(diǎn)到缸蓋平面的距離；R為燃燒室碗底圓弧半徑；φ為燃燒室敞口角。

表1 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)示意

通過三維建模軟件生成燃燒室模型的STL文件并導(dǎo)入Converge，軟件會自動生成高質(zhì)量的正交網(wǎng)格，模型的基本網(wǎng)格邊長為2 mm，與此同時可以根據(jù)指定流場變量的梯度自動加密網(wǎng)格，最大網(wǎng)格數(shù)在270 000左右。由于噴孔孔數(shù)為8，選取了整個燃燒室的1/8(45°扇形域)進(jìn)行仿真，以節(jié)約計算時間。模型外側(cè)設(shè)置了補(bǔ)償容積來確保壓縮比不變。圖2示出實(shí)際計算中18°曲軸轉(zhuǎn)角時的網(wǎng)格分布。

圖2 18°曲軸轉(zhuǎn)角時實(shí)際計算網(wǎng)格

1.2 物化模型與邊界條件

柴油機(jī)燃燒室內(nèi)初始的壓力、溫度等對于燃燒室中的油氣混合與燃燒有著十分重要的影響。在計算過程中，選取的相關(guān)初始邊界條件如表2所示，壓縮沖程的上止點(diǎn)為0°曲軸轉(zhuǎn)角，仿真計算區(qū)間為IVC(進(jìn)氣門關(guān))-160°曲軸轉(zhuǎn)角至EVO(排氣門開)113°曲軸轉(zhuǎn)角。本研究柴油機(jī)采用的是直進(jìn)氣道，且氣道穩(wěn)流試驗(yàn)測得的進(jìn)氣渦流較低，所以未對進(jìn)氣渦流進(jìn)行分析。

表2 仿真邊界條件

在滿足相關(guān)守恒方程的同時，Converge針對內(nèi)燃機(jī)工作過程自帶有湍流模型、碰撞模型、燃燒模型、排放模型等。計算所采用的是RNG κ-ε湍流模型和KH-RT破碎模型；在Converge中碰撞聚合模型有NTC模型和O’Rourke碰撞聚合模型兩種，NTC模型有著較快的計算速度和準(zhǔn)確性，因此，本次計算采用NTC模型；采用了SAGE詳細(xì)化學(xué)動力學(xué)模型，由于實(shí)際柴油成分復(fù)雜，目前數(shù)值模擬計算多采用多組分或單組分簡化的化學(xué)動力學(xué)模型替代柴油的化學(xué)動力學(xué)模型，本次計算用正庚烷單組分替代柴油的燃燒過程，機(jī)理反應(yīng)為47組分、167個基元反應(yīng)；排放模型選擇應(yīng)用較為廣泛的Zeldovich機(jī)理預(yù)測NOx排放，采用Hiroyasu提出的Soot生成模型預(yù)測Soot排放。

1.3 模型的驗(yàn)證

圖3示出了噴霧標(biāo)定后，100%負(fù)荷下原機(jī)試驗(yàn)缸壓與仿真值的對比結(jié)果。試驗(yàn)與仿真的缸壓峰值分別為219.68 MPa，219.97 MPa，二者的誤差為0.13%。試驗(yàn)缸壓與仿真的結(jié)果有較好的吻合效果，證明了用該模型進(jìn)行仿真計算的合理可靠性。

圖3 缸壓曲線的仿真值與試驗(yàn)值對比

2 計算結(jié)果及分析

2.1 研究方法

燃燒室各結(jié)構(gòu)參數(shù)的取值如表3所示，其中原機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)分別為口徑比0.78、敞口角60°、上止點(diǎn)間隙8 mm、碗底圓弧半徑13 mm。采用控制變量法依次研究了100%負(fù)荷下燃燒室口徑比、敞口角、上止點(diǎn)間隙和碗底圓弧半徑對柴油機(jī)排放性能的影響規(guī)律。

表3 燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)的取值

2.2 結(jié)果與分析

2.2.1口徑比的影響

不同口徑比下的排放如圖4所示，圖中縱坐標(biāo)為消耗1 kg燃油所產(chǎn)生的Soot與NOx的排放量。由圖可見，Soot與NOx的排放隨著口徑比增大呈上升趨勢。

圖4 不同口徑比下的Soot與NOx排放

圖5示出18°ATDC時不同口徑比燃燒室噴霧與壁面相互作用產(chǎn)生的速度場、溫度場以及2°ATDC時的當(dāng)量比分布?？趶奖容^小時燃燒室產(chǎn)生了較強(qiáng)的氣流運(yùn)動和速度場，擠流動能較高，隨著口徑比增大，噴霧到壁面的距離相對變遠(yuǎn)，噴霧撞壁的動能相對減小，燃燒室中擠流逐漸減弱，使得燃油與空氣混合變差，不利于燃燒，所以溫度場高溫區(qū)域減少，這一因素會使NOx減少。但是高溫只是NOx形成的一個必要條件，NOx生成還受到氧氣含量以及高溫環(huán)境下反應(yīng)持續(xù)時間的影響。從另一個角度看，由于氣流運(yùn)動減弱，油氣混合變差，空氣未被充分利用，導(dǎo)致局部空氣(氧氣)含量增加，燃燒持續(xù)期變長，這卻會使得生成的NOx增多。綜合所有因素，隨著口徑比變大，生成的NOx增多，這也就說明該燃燒室由于口徑比不同造成的缸內(nèi)局部氧氣含量以及N，O高溫環(huán)境下的反應(yīng)持續(xù)時間的變化比高溫區(qū)域變化對NOx生成影響更大。同時，隨著口徑比增大，油霧撞壁動能減小，在凹坑壁面附近形成的油霧會相對變厚，局部燃空當(dāng)量比升高，導(dǎo)致了Soot排放隨著口徑比增大而升高。但是口徑比從0.80變?yōu)?.82時，Soot排放略有下降，是因?yàn)殡S著口徑比增大，燃燒室平均溫度升高(表4示出了相關(guān)燃燒室的平均溫度)，導(dǎo)致燃料蒸發(fā)速度加快，縮短了滯燃期，Soot的后氧化速率也有一定提高，此時缸溫變化使得Soot排放有所減少。

表4 不同口徑比燃燒室的平均溫度 K

2.2.2敞口角的影響

圖6示出敞口角對排放的影響。由圖可見，隨著敞口角的增大，Soot排放量減小，NOx的排放量也呈減小趨勢。

圖6 不同敞口角下的Soot與NOx排放

圖7示出18°ATDC時不同敞口角燃燒室的速度場、溫度場以及2°ATDC時的當(dāng)量比分布。結(jié)合速度場與當(dāng)量比分布可見，噴霧撞壁后的擠流作用隨著敞口角的增大而增強(qiáng)，使得燃油與空氣的混合更充分，并且更大的敞口角會使得燃燒室側(cè)壁更傾向于豎直，不利于噴霧與壁面接觸后產(chǎn)生的油膜附著在側(cè)壁，使得凹坑側(cè)壁的局部燃空當(dāng)量比相對減小，所以導(dǎo)致了Soot的排放減少。敞口角越大，擠流作用越強(qiáng)，缸內(nèi)油氣混合更充分，有利于改善燃燒，這是NOx排放減少的重要原因；但另一方面，從溫度場的變化來看，燃燒室上邊緣區(qū)域以及凹坑附近的高溫區(qū)域隨敞口角增加而變大，高溫環(huán)境的增加有利于NOx的生成，幾方面因素共同作用最終導(dǎo)致了NOx排放呈減小趨勢，說明敞口角的變化導(dǎo)致的缸內(nèi)油氣混合質(zhì)量的差別是影響NOx排放的主要原因。

圖7 不同敞口角燃燒室的速度場、溫度場和當(dāng)量比分布

2.2.3上止點(diǎn)間隙的影響

圖8示出了上止點(diǎn)間隙對 Soot和NOx排放的影響。由圖可見，隨著上止點(diǎn)間隙的增大，Soot排放值略有下降，NOx排放呈上升趨勢。

圖8 不同上止點(diǎn)間隙下的Soot與NOx排放

圖9示出18°ATDC時燃燒室不同上止點(diǎn)間隙對應(yīng)的速度場、溫度場以及2°ATDC時的當(dāng)量比分布。其中，速度場變化很小，說明上止點(diǎn)間隙對燃油與空氣混合的影響不大，同時溫度場的變化也很小，從側(cè)面反映出上止點(diǎn)間隙對燃燒的影響相對較小。但從當(dāng)量比的比較中可知，上止點(diǎn)間隙越大，凸臺中心附近的空間越大，在其余結(jié)構(gòu)參數(shù)不變情況下，燃燒室空間相對增大，可以容納更多空氣，略微減小了燃空當(dāng)量比，所以Soot排放隨著上止點(diǎn)間隙的增大略有下降。從溫度場不難看出高溫區(qū)域有所增大，同時由于燃燒室空間的相對增大，空(氧)氣含量增多，導(dǎo)致了NOx排放增加。

圖9 不同上止點(diǎn)間隙燃燒室的速度場、溫度場和當(dāng)量比分布

2.2.4碗底圓弧半徑的影響

對于不同碗底圓弧半徑的燃燒室，Soot排放變化很小，隨著碗底圓弧半徑的增大先略微減小后又增大，NOx排放則是先減小后增大再減小(見圖10)。

圖10 不同碗底圓弧半徑下的Soot與NOx排放

圖11示出18°ATDC時不同敞口角燃燒室的速度場、溫度場以及2°ATDC時的當(dāng)量比分布。隨著碗底圓弧半徑的增大，一方面使得凹坑的面積增大，擠流增強(qiáng)，與壁面的換熱增多，導(dǎo)致了NOx排放減少，另一方面由于氣流運(yùn)動的增強(qiáng)，在燃燒室邊緣的高溫區(qū)域變大，有利于NOx生成，所以NOx排放隨著碗底圓弧半徑變化沒有明顯的規(guī)律。

圖11 不同碗底圓弧半徑燃燒室的速度場、溫度場和當(dāng)量比分布

3 靈敏度分析

對樣本數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，作各結(jié)構(gòu)參數(shù)關(guān)于柴油機(jī)性能的Pareto圖。Pareto圖反映的是樣本擬合后模型中的參數(shù)對每個輸出的貢獻(xiàn)程度百分比，可直觀看出影響輸出結(jié)果的主要因素。

圖12示出柴油機(jī)的Soot，NOx排放性能與結(jié)構(gòu)參數(shù)的靈敏度分析的Pareto圖。敞口角對Soot排放的貢獻(xiàn)程度百分比為74.46%，是影響其排放的關(guān)鍵參數(shù)；口徑比、敞口角的變化對NOx排放有很大影響,影響程度分別為40.62%和25.52%，其中口徑比影響最大。燃燒室的上止點(diǎn)間隙對Soot，NOx排放的影響均相對較小，在燃燒室優(yōu)化設(shè)計中可以作為次要因素，保證噴油器與燃燒室有安全距離即可。

圖12 燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)對柴油機(jī)排放性能影響的Pareto圖

4 結(jié)論

a) 柴油機(jī)燃燒室的結(jié)構(gòu)參數(shù)改變了缸內(nèi)流場運(yùn)動，影響了空氣和燃油的混合，進(jìn)而決定了柴油機(jī)的相關(guān)排放性能；Soot，NOx的排放與燃燒室口徑比有明顯的正相關(guān)趨勢；Soot，NOx的排放隨著敞口角增大主要呈下降趨勢；

b) 基于靈敏度分析可知，口徑比是影響柴油機(jī)NOx排放的最主要因素，影響Soot排放的關(guān)鍵參數(shù)是燃燒室的敞口角，上止點(diǎn)間隙對Soot，NOx排放的影響很小。