付垚，馮立巖，田華，隆武強(qiáng)，冷先銀

(1.大連理工大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，遼寧 大連 116024； 2.江蘇大學(xué) 能源研究院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

設(shè)計(jì)合理的直噴式柴油機(jī)燃燒室形狀并實(shí)現(xiàn)良好的油氣室匹配是提高柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性、降低污染物排放量的重要手段[1]。研究人員對(duì)直噴式柴油機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的改進(jìn)從未停止，近年來(lái)比較典型的新燃燒室結(jié)構(gòu)有天津大學(xué)的BUMP燃燒系統(tǒng)[2]、北京理工大學(xué)LSCS側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)[3]、MSCS復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)[4]、AVL公司的凹角縮口型燃燒室[5]，這些燃燒室能夠改善缸內(nèi)油氣混合，提高柴油機(jī)綜合性能。為了充分發(fā)揮直噴式柴油機(jī)過(guò)量空氣系數(shù)大的優(yōu)勢(shì)，擴(kuò)大燃油噴霧分布范圍，提高缸內(nèi)空氣利用率，改善柴油機(jī)性能。

在一臺(tái)缸徑為135 mm的單缸四沖程自然吸氣水冷柴油機(jī)(以下簡(jiǎn)稱(chēng)單缸135柴油機(jī))上采用雙層分流燃燒室進(jìn)行了初步試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)E2循環(huán)加權(quán)平均燃油消耗率降低10.58 g/(kW·h)，NOx排放增加2.54 g/(kW·h)[6]?；谠摬裼蜋C(jī)的雙層分流燃燒室燃油噴霧可視化研究結(jié)果顯示，噴油參數(shù)，特別是噴油壓力和噴油正時(shí)對(duì)燃燒室內(nèi)燃油擴(kuò)散及油氣混合過(guò)程有明顯影響[7]。文獻(xiàn)[8-10]研究表明提高噴油壓力可以明顯改善燃油霧化，促進(jìn)油氣混合，提升柴油機(jī)性能?？梢?jiàn)，在高噴油壓力條件下進(jìn)一步優(yōu)化雙層分流燃燒室結(jié)構(gòu)十分重要，因此本文采用數(shù)值模擬的方法對(duì)高噴油壓力條件下雙層分流燃燒室內(nèi)的油氣混合及柴油機(jī)性能進(jìn)行研究。

1 雙層分流燃燒室的結(jié)構(gòu)設(shè)置

圖1是直噴式柴油機(jī)雙層分流燃燒室(double-layer diverging combustion chamber，DLDC chamber)[11-12]結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖，該燃燒室活塞凹坑側(cè)壁中部有一道由碰撞面和剝離面組成的碰撞臺(tái)，碰撞臺(tái)將燃燒室凹坑分為上、下2層燃燒空間。從雙層分流燃燒室與ω形燃燒室和縮口型燃燒室的型線(xiàn)對(duì)比圖(圖2)可見(jiàn)：雙層分流燃燒室活塞凹坑徑深比最大，靠近氣缸壁區(qū)域的頂隙空間最小，燃燒室內(nèi)空氣率[13]最高；上止點(diǎn)時(shí)，雙層分流燃燒室碰撞臺(tái)恰在燃油噴霧中心線(xiàn)處，可以實(shí)現(xiàn)燃油分層流動(dòng)與燃燒[14]；碰撞臺(tái)使雙層分流燃燒室的喉口直徑最小，燃油撞壁最早發(fā)生，加速油氣混合[14]。

圖2 雙層分流燃燒室與ω形燃燒室和縮口型燃燒室型線(xiàn)對(duì)比Fig.2 Comparison of the profiles of DLDC chamber, ω chamber and re-entrant chamber

圖1 雙層分流燃燒室結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1 Basic schematic diagram of DLDC chamber

本研究是基于單缸135柴油機(jī)開(kāi)展的，應(yīng)用三維CFD軟件AVL Fire分別對(duì)該柴油機(jī)采用2種雙層分流燃燒室時(shí)的額定工況進(jìn)行計(jì)算。單缸135柴油機(jī)基本參數(shù)如下：進(jìn)氣方式為自然吸氣；壓縮比為16；排氣量為2.15 L；缸徑為135 mm；行程為150 mm；氣門(mén)數(shù)為4;額定轉(zhuǎn)速為1 500 r/min；額定功率為14.7kW；噴油嘴參數(shù)：孔數(shù)為8、孔徑為0.16 mm、噴孔油束夾角150°；油嘴伸出高度1.4 mm； 燃油噴射系統(tǒng)為高壓共軌。圖3為2種雙層分流燃燒室型線(xiàn)，兩者凹坑容積均為105 mL，保證柴油機(jī)的壓縮比不變。A型雙層分流燃燒室喉口直徑柴油機(jī)φ70 mm，活塞凹坑深度21 mm，碰撞臺(tái)距活塞頂面4 mm；B型雙層分流燃燒室喉口直徑φ77 mm，活塞凹坑深度23.4 mm，碰撞臺(tái)距活塞頂面6.9 mm；2種燃燒室上層燃燒空間容積(圖中陰影部分)占活塞凹坑容積的比例P分別為A型燃燒室35%，B型燃燒室50%。

圖3 2個(gè)雙層分流燃燒室型線(xiàn)Fig.3 Profiles of the two DLDC chambers

2 計(jì)算模型與條件

柴油機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)、噴霧、燃燒過(guò)程的計(jì)算模型選擇如下：湍流模型采用k-ζ-f四方程模型；噴霧破碎過(guò)程利用基于Kelvin-Helmholtz破碎模型和Rayleigh-Taylor破碎模型聯(lián)合機(jī)理的KH-RT模型進(jìn)行計(jì)算；噴霧撞壁模型采用Naber-Reitz模型；油滴蒸發(fā)模型采用Dukowicz模型；油滴與壁面相互作用模型采用Walljet1模型；油滴與湍流渦團(tuán)相互作用模型采用Gosman-Ioannides隨機(jī)湍流擴(kuò)散模型；燃燒過(guò)程采用ECFM-3Z模型；NOx生成模型采用Zeldovich模型；soot的生成及氧化過(guò)程采用Kennedy/Hiroyasu/Magnussen模型進(jìn)行計(jì)算。

單缸135柴油機(jī)噴油嘴在氣缸蓋中心正置，8個(gè)噴孔在噴油嘴上均勻分布。為節(jié)省計(jì)算資源，利用對(duì)稱(chēng)性建立1/8燃燒室模型。2個(gè)雙層分流燃燒室的外圍均設(shè)置了補(bǔ)償容積，用以替代包括避閥坑與火力岸等在內(nèi)的縫隙容積，保證計(jì)算模型壓縮比與原機(jī)一致。為滿(mǎn)足計(jì)算精度，進(jìn)行了網(wǎng)格敏感性分析，分析結(jié)果顯示，2種燃燒室上止點(diǎn)時(shí)網(wǎng)格數(shù)在49 000～57 000，相應(yīng)下止點(diǎn)時(shí)網(wǎng)格數(shù)范圍在87 000～95 000時(shí)，計(jì)算結(jié)果穩(wěn)定。圖4為2種燃燒室上止點(diǎn)(top dead center，TDC)時(shí)的網(wǎng)格模型。數(shù)值模擬涉及的邊界條件與初始條件如下：進(jìn)氣渦流比為1.2；初始?jí)毫?.1 MPa；初始溫度為303 K；活塞溫度為525 K；氣缸蓋溫度為425 K；氣缸壁溫度為375 K?？紤]到高壓共軌噴油系統(tǒng)特性和AVL Fire噴油速率設(shè)置特點(diǎn)，采用方波替代真實(shí)的噴油速率曲線(xiàn)，不同噴油壓力對(duì)應(yīng)的方波周期不同。

圖4 上止點(diǎn)時(shí)1/8雙層分流燃燒室計(jì)算模型Fig.4 1/8 sector meshes for the two DLDC chambers at TDC

圖5為單缸135柴油機(jī)額定工況缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比，兩者吻合較好。圖6給出了3個(gè)噴油正時(shí)條件下NOx排放量和soot排放量的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比：NOx的計(jì)算值高于試驗(yàn)值，噴油正時(shí)為上止點(diǎn)前(before top dead center，BTDC)13°CA相對(duì)誤差最大，約為10%；soot的計(jì)算值與試驗(yàn)值單位不同，噴油正時(shí)改變引起的soot變化率計(jì)算值與試驗(yàn)值最大相差2.8%，這是由于污染物的生成量會(huì)受到化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)條件與物理因素的影響。盡管污染物排放量存在一定誤差，但計(jì)算結(jié)果仍能較好地預(yù)測(cè)污染物排放的相對(duì)變化，可以定性地反映該柴油機(jī)在不同噴油條件下污染物排放的變化情況。

圖5 試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Fig.5 Comparison between experimental and numerical simulation results

圖6 NOx與soot試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Fig.6 Comparison between experimental and numerical results of NOx and soot emissions

計(jì)算過(guò)程從進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻132°CA BTDC開(kāi)始到排氣門(mén)打開(kāi)時(shí)刻上止點(diǎn)后(after top dead center，ATDC)120°CA結(jié)束，噴油壓力依次為110、160、200和250 MPa，噴油正時(shí)依次為13°CA BTDC，11°CA BTDC、9°CA BTDC，循環(huán)供油量78.4 mg。

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 2種雙層分流燃燒室燃油擴(kuò)散與燃燒的比較

圖7和圖8分別是噴油壓力250 MPa，噴油正時(shí)13°CA BTDC和9°CA BTDC條件下，噴油開(kāi)始后(after start of injection，ASOI)16°CA時(shí)，A型燃燒室內(nèi)當(dāng)量比和速度分布圖。可見(jiàn)不同燃燒空間內(nèi)的燃油分布隨著噴油正時(shí)的變化有所變化。噴油正時(shí)13°CA BTDC時(shí)，活塞距上止點(diǎn)較遠(yuǎn)，因此上層燃燒空間燃油進(jìn)入量多，近氣缸壁的頂隙空間內(nèi)燃油存在更明顯，下層燃燒空間內(nèi)的燃油分布濃度與上層差異不大，燃油分布均勻度高，燃燒室內(nèi)各處速度的數(shù)值差異小；噴油正時(shí)9°CA BTDC時(shí)，活塞距上止點(diǎn)較近，因此下層燃燒空間燃油進(jìn)入量多，燃油分布濃度高，上層燃燒空間底部燃油濃度也較高，近氣缸壁的頂隙空間內(nèi)沒(méi)有明顯的燃油存在，不同燃燒空間內(nèi)混合氣分布差異較大，各空間底部的燃油流動(dòng)速度較高。

圖7 噴油壓力250 MPa、不同噴油正時(shí)，A型燃燒室內(nèi)當(dāng)量比分布對(duì)比(t=16°CA ASOI)Fig.7 Comparison of equivalence ratio in the A-type DLDC chamber with 250 MPa injection pressure and different injection timings (t=16°CA ASOI)

圖8 噴油壓力250 MPa、不同噴油正時(shí)，A型燃燒室內(nèi)速度分布對(duì)比(t=16°CA ASOI)Fig.8 Comparison of velocity in the A-type DLDC chamber with 250 MPa injection pressure and different injection timings (t=16°CA ASOI)

圖9是噴油壓力250 MPa，噴油正時(shí)13°CA BTDC和9°CA BTDC條件下，26°CA ASOI時(shí)，A型燃燒室內(nèi)溫度分布圖。受燃油分布和流動(dòng)的影響，噴油正時(shí)13°CA BTDC時(shí)的缸內(nèi)溫度更高，高溫區(qū)域更大，近氣缸壁的頂隙空間內(nèi)的燃燒更明顯；噴油正時(shí)9°CA BTDC時(shí)的燃油分布均勻度低且易近壁面流動(dòng)，燃燒室內(nèi)的溫度整體較低，但各燃燒空間底部的溫度相對(duì)高。

圖9 噴油壓力250 MPa、不同噴油正時(shí)，A型燃燒室內(nèi)溫度分布對(duì)比(t=26°CA ASOI)Fig.9 Comparison of temperature in the A-type DLDC chamber with 250 MPa injection pressure and different injection timings (t=26°CA ASOI)

圖10和圖11顯示了噴油正時(shí)13°CA BTDC，噴油壓力110 MPa和250 MPa條件下，16°CA ASOI時(shí)，B型燃燒室內(nèi)當(dāng)量比和速度分布情況?？梢?jiàn)提高噴油壓力加快了燃油的流動(dòng)，擴(kuò)大了燃油分布范圍，頂層空間特別是近氣缸壁的頂隙空間得到了更好的利用，燃燒室內(nèi)混合氣均勻度高，降低了近壁面區(qū)域的燃油濃度和流動(dòng)速度。

圖10 噴油正時(shí)13°CA BTDC、不同噴油壓力，B型燃燒室內(nèi)當(dāng)量比分布對(duì)比(t=16°CA ASOI)Fig.10 Comparison of equivalence ratio in the B-type DLDC chamber with 13°CA BTDC injection timing and different injection pressures (t=16°CA ASOI)

圖11 噴油正時(shí)13°CA BTDC、不同噴油壓力，B型燃燒室內(nèi)速度分布對(duì)比(t=16°CA ASOI)Fig.11 Comparison of velocity in the B-type DLDC chamber with 13°CA BTDC injection timing and different injection pressures (t=16°CA ASOI)

圖12顯示了噴油正時(shí)13°CA BTDC，噴油壓力110 MPa和250 MPa條件下，26°CA ASOI時(shí)，B型燃燒室內(nèi)溫度分布情況?？梢?jiàn)，噴油壓力提高導(dǎo)致強(qiáng)化了燃油擴(kuò)散和油氣混合，明顯提高了燃燒溫度，有利于燃燒的快速進(jìn)行。

圖12 噴油正時(shí)13°CA BTDC、不同噴油壓力，B型燃燒室內(nèi)溫度分布對(duì)比(t=26°CA ASOI)Fig.12 Comparison of temperature in the B-type DLDC chamber with 13°CA BTDC injection timing and different injection pressures (t=26°CA ASOI)

上述現(xiàn)象說(shuō)明不同噴油壓力與噴油正時(shí)條件下，雙層分流燃燒室均能實(shí)現(xiàn)燃油噴霧的分層流動(dòng)與燃燒。噴油正時(shí)的變化會(huì)使燃油與碰撞臺(tái)的接觸時(shí)刻和接觸位置發(fā)生變化，產(chǎn)生不同的上、下層燃油分配比例，影響油氣混合過(guò)程，提前噴油正時(shí)使更多的燃油噴霧進(jìn)入上層燃燒空間，提高近氣缸壁的頂隙空間利用率，使缸內(nèi)溫度更高、分布更均勻；提高燃油噴射壓力促進(jìn)了燃油的擴(kuò)散，提高混合氣均勻度以及近氣缸壁的頂隙空間利用率，有利于燃油的快速燃燒。

圖13和圖14是2種雙層分流燃燒室在噴油壓力160 MPa，噴油正時(shí)9°CA BTDC條件下，16°CA ASOI時(shí)，2種燃燒室內(nèi)當(dāng)量比和速度分布圖。B型燃燒室燃油流動(dòng)速度較高，近氣缸壁的頂隙空間內(nèi)有明顯的燃油存在，說(shuō)明B型燃燒室較大的喉口直徑和較低的碰撞臺(tái)位置使更多的燃油進(jìn)入較大的上層燃燒空間，促進(jìn)了燃油的擴(kuò)散，近氣缸壁的頂隙空間利用得更好；2種燃燒室活塞凹坑底部燃油濃度較高、流動(dòng)速度較快，說(shuō)明此處有較明顯的燃油沿壁射流，但B型燃燒室的這種區(qū)域小，燃油近壁面分布更均勻，說(shuō)明B型燃燒室內(nèi)油氣混合好于A型燃燒室。

圖13 噴油壓力160 MPa、噴油正時(shí)9°CA BTDC，2種燃燒室內(nèi)當(dāng)量比分布對(duì)比(t=16°CA ASOI)Fig.13 Comparison of equivalence ratio in the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=16°CA ASOI)

圖14 噴油壓力160 MPa、噴油正時(shí)9°CA BTDC，2種燃燒室內(nèi)速度分布對(duì)比(t=16°CA ASOI)Fig.14 Comparison of velocity in the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=16°CA ASOI)

圖15是2種雙層分流燃燒室在噴油壓力160 MPa，噴油正時(shí)9°CA BTDC條件下，26°CA ASOI時(shí)，2種燃燒室內(nèi)溫度分布圖?？梢?jiàn)A型雙層分流燃燒室內(nèi)油氣混合效果低導(dǎo)致燃燒溫度分布均勻度低，B型雙層分流燃燒室內(nèi)燃油燃燒得更好。

圖15 噴油壓力160 MPa、噴油正時(shí)9°CA BTDC，2種燃燒室內(nèi)溫度分布對(duì)比(t=26°CA ASOI)Fig.15 Comparison of temperature in the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=26°CA ASOI)

3.2 2種雙層分流燃燒室污染物的比較

以噴油壓力160 MPa，噴油正時(shí)9°CA BTDC為例，對(duì)2種燃燒室的NOx與soot進(jìn)行對(duì)比。圖16對(duì)比了該條件下2種雙層分流燃燒室NOx生成曲線(xiàn)。A型雙層分流燃燒室的NOx排放高于B型雙層分流燃燒室。圖17對(duì)比了40°CA ATDC時(shí)，2種燃燒室內(nèi)NOx分布。受燃油分層流動(dòng)和燃燒的影響，2種燃燒室內(nèi)均存在2個(gè)NOx生成區(qū)域，一個(gè)區(qū)域靠近氣缸壁的，另一個(gè)區(qū)域靠近氣缸軸線(xiàn)。A型燃燒室在近氣缸軸線(xiàn)區(qū)域的溫度較高，燃油濃度較低，故NOx生成明顯，較大的范圍和較高的濃度導(dǎo)致排放量高；B型燃燒室在近氣缸壁區(qū)域的溫度高，氧氣含量多，有NOx生成，但受燃燒室結(jié)構(gòu)影響，分布范圍小、排放量低?？梢?jiàn)A型燃燒室的NOx主要來(lái)自近氣缸軸線(xiàn)區(qū)域內(nèi)燃油的燃燒，排放量高；B型燃燒室的NOx主要來(lái)自近氣缸壁區(qū)域內(nèi)燃油的燃燒。

圖16 噴油壓力160 MPa、噴油正時(shí)9°CA BTDC，2種燃燒室NOx生成曲線(xiàn)Fig.16 NOx production curves of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing

圖17 噴油壓力160 MPa、噴油正時(shí)9°CA BTDC，2種燃燒室內(nèi)NOx分布對(duì)比(t=40°CA ATDC)Fig.17 NOx comparison of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=40°CA ATDC)

圖18對(duì)比了該條件下2種雙層分流燃燒室soot生成曲線(xiàn)。圖19對(duì)比了40°CA ATDC時(shí)，2種燃燒室內(nèi)soot分布。A型雙層分流燃燒室的soot排放高于B型燃燒室，且主要分布在靠近氣缸軸線(xiàn)的區(qū)域。B型燃燒室內(nèi)soot主要分布在2個(gè)區(qū)域，分別位于近氣缸壁處和距氣缸軸線(xiàn)1/4缸徑處。氣缸壁附近的soot濃度較高，分布范圍??；距氣缸軸線(xiàn)1/4缸徑處的soot濃度較低，分布范圍大。結(jié)合前文，距氣缸軸線(xiàn)1/4缸徑處的燃燒溫度較低導(dǎo)致了soot的產(chǎn)生，近氣缸壁區(qū)域的燃油濃度過(guò)高是導(dǎo)致此處soot產(chǎn)生的主要原因。此外，A型燃燒室soot主要來(lái)自近氣缸軸線(xiàn)區(qū)域內(nèi)燃油的燃燒，高濃度范圍大，排放量高；B型燃燒室soot排放主要來(lái)自近氣缸壁區(qū)域內(nèi)燃油的燃燒。

圖19 噴油壓力160 MPa、噴油正時(shí)9°CA BTDC，2種燃燒室內(nèi)soot分布對(duì)比(t=40°CA ATDC)Fig.19 Soot comparison of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=40°CA ATDC)

圖18 噴油壓力160 MPa、噴油正時(shí)9°CA BTDC，2種燃燒室內(nèi)soot生成曲線(xiàn)Fig.18 Soot production curves of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing

綜上，A型燃燒室NOx和soot主要由擴(kuò)散至近氣缸軸線(xiàn)區(qū)域的燃油燃燒產(chǎn)生，B型燃燒室的NOx和soot主要是由擴(kuò)散至近氣缸壁區(qū)域的燃油燃燒產(chǎn)生。采用較低的碰撞臺(tái)位置，較大的喉口直徑以及較大的上層燃燒空間，有利于降低污染物排放量。

3.3 2種雙層分流燃燒室性能的比較

圖20顯示了不同噴油正時(shí)和噴油壓力條件下2種燃燒室的平均指示壓力(indicated mean effective pressure，IMEP)、NOx和soot排放的對(duì)比。本文的模擬計(jì)算從進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻開(kāi)始至排氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻結(jié)束，故文中IMEP僅由高壓循環(huán)部分構(gòu)成，忽略了壓力差異較小的低壓循環(huán)部分，以相對(duì)變化值做定性判斷。

圖20(a)顯示隨著噴油壓力的提高、噴油正時(shí)的提前，2種雙層分流燃燒室的IMEP增大。圖20(b)、(c)顯示隨著噴油正時(shí)的提前、噴油壓力的提高，2種雙層分流燃燒室的NOx排放增加、soot排放降低。這是因?yàn)樘岣邍娪蛪毫Υ龠M(jìn)了燃油霧化，改善了油氣混合過(guò)程，噴油正時(shí)提前有利于燃油與空氣充分混合，因此2種燃燒室的IMEP增大，NOx排放增多而soot排放減少。相同噴油參數(shù)時(shí)，B型燃燒室的燃油擴(kuò)散得更快，燃油分布和燃燒溫度分布得更均勻，故其IMEP高于A型燃燒室，NOx和soot排放低于A型燃燒室，綜合性能更優(yōu)。

4 結(jié)論

1)不同噴油參數(shù)條件下，2種雙層分流燃燒室內(nèi)的燃油均能分層流動(dòng)與燃燒，說(shuō)明碰撞臺(tái)對(duì)燃油噴射參數(shù)具有較好的適應(yīng)性；噴油參數(shù)的改變會(huì)使燃油與碰撞臺(tái)接觸時(shí)刻和位置不同，影響缸內(nèi)的油氣混合過(guò)程。

2)較高的噴油壓力能夠擴(kuò)大燃油噴霧分布范圍，使雙層分流燃燒室近氣缸壁的頂隙空間得以更好的利用。

3)較早的噴油正時(shí)可使更多的燃油進(jìn)入上層燃燒空間，有利于充分利用雙層分流燃燒室近氣缸壁的頂隙空間，提高燃燒室內(nèi)的空間利用率。

4)較大的吼口直徑和較低的碰撞臺(tái)使更多的燃油進(jìn)入上層燃燒空間，較大的上層燃燒空間有利于近氣缸壁頂隙空間的利用，改善缸內(nèi)混合氣。因此相較于A型雙層分流燃燒室，B型雙層分流燃燒室的動(dòng)力性高，燃油經(jīng)濟(jì)性好，污染物排放少。