轎車柴油機燃燒系統參數的數值模擬研究*

李軍成，韓志玉，陳 征，劉 云

(1.湖南大學先進動力總成技術研究中心，長沙 410082;2.湖南大學，汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙 410082)

前言

柴油機比汽油機具有動力強、燃油經濟性好、CO2排放低的優勢，因此轎車柴油化將是近、中期轎車節能減排的現實技術選擇[1]。然而傳統柴油機面臨著降低NOx和碳煙排放量的挑戰。為此，業內人士提出了均質充量壓燃燃燒(HCCI)和部分預混充量壓燃燃燒(PCCI)等新型燃燒方式。因為HCCI和PCCI燃燒方式著火前有較長的油氣混合時間，并采用高EGR率對進氣進行稀釋實現低溫燃燒，所以能同時降低NOx和碳煙的生成量[2－3]。但HCCI和PCCI存在著燃燒相位難以控制，高負荷時壓升率高，低負荷時未燃碳氫化合物(HC)與CO排放量大，冷起動困難等問題[4]。因此，在HCCI和PCCI燃燒方式普及應用之前，有必要繼續對現行燃燒方式深入研究，以設計高效低排放轎車柴油機燃燒系統。研究人員在這方面開展了許多工作，如對一臺1.9L柴油機的燃燒室形狀進行數值模擬優化使之與選定的噴油系統相匹配[5];對某中速船用柴油機進行臺架試驗，研究噴油器結構參數和活塞形狀的影響[6];在一臺高速直噴柴油機上研究噴孔錐角和噴油壓力對燃燒排放的影響[7];用KIVA程序結合非支配排序遺傳算法(NSGA)對某重型柴油機的燃燒室、噴霧碰壁位置和渦流比進行數值模擬優化[4];用Star-CD研究噴油定時和燃燒室形狀對某六缸5.78L柴油機燃燒排放性能的影響[8]。可見對油、氣和燃燒室3方面的相互匹配研究是設計燃燒系統的關鍵。

本文中用多維化學反應流計算程序KIVA作為數值模擬平臺，對某轎車柴油機燃燒系統搭配不同噴孔錐角(噴孔軸線與噴嘴軸線夾角的2倍)、噴孔伸出高度(噴孔口到缸蓋底平面的垂直距離)和燃燒室形狀的燃燒排放特性進行研究。模擬計算低速部分負荷工況的缸內工作過程，揭示不同燃燒系統參數對油氣混合過程及其對燃燒排放特性的影響，從而為設計高效低排放的燃燒系統提供依據。

1 數學模型介紹

本文中采用KIVA軟件建立數學模型。KIVA軟件包含了模擬內燃機燃燒過程的各個子模型[9]。在程序中應用修正后的RNG k-ε湍流模型對缸內湍流進行模擬[10];用 KH 模型(Kelvin-Helmholtz Instability Model)對射流破碎進行模擬;采用油滴破碎RT(Raleigh Taylor Breakup Model)模型分析油滴破碎過程[11];著火模型采用 shell模型[12];柴油機燃燒模型采用適用于柴油燃燒的層流-湍流特征時間燃燒模型[12];用擴展的Zel'dovich反應機理預測 NOx生成;采用改進的Hiroyasu碳煙模型預測碳煙的生成[10]。許多學者的研究已經證實，這些子模型能夠對柴油機的燃燒過程進行準確的模擬，可以獲得缸內詳細信息以對排放特性進行預測。

2 模型的建立

研究的柴油機為四缸增壓中冷高壓共軌轎車柴油機，其主要設計參數如表1所示。3種ω型燃燒室如圖1所示，分別稱之為燃燒室A、B和C，其中A是基礎柴油機試驗時裝配的燃燒室。圖1中H為燃燒室凹坑深度，d為凹坑的口部直徑。3種燃燒室壓縮比相同，形狀相似，口徑比和徑深比各不相同，以此研究凹坑口徑與深度對燃燒和排放性能的影響。燃燒室的參數，即口徑比和徑深比如表2所示，表中D為氣缸直徑。因噴孔數為6，故取氣缸的1/6(60°)作為計算域。

表1 柴油機主要參數

表2 燃燒室參數

噴孔伸出高度h的4種取值分別為:h1=1.1mm，h2=1.6mm，h3=2.1mm，h4=2.6mm。噴油器的噴孔錐角分別為149°和153°。其中臺架測試柴油機的噴孔錐角為 149°，噴孔伸出高度為1.6mm。文中用于模型驗證的數據均是基于這一組參數的測量數據。選取車用發動機典型的低速部分負荷工況，即轉速2 000r/min與平均有效壓力0.2MPa為模擬工況點。3種燃燒室、2種噴孔錐角和4種噴孔伸出高度組合搭配，總共24種計算情況。

3 模型驗證

進行數值模擬之前，在不帶后處理裝置的全自動試驗臺PUMA v1.4上對柴油機進行臺架測試，獲得進排氣流量、壓力、溫度、缸內壓力和污染物排放量等數據[13]，依據這些數據確定計算邊界條件并驗證計算模型。臺架試驗時對第1缸進行測試，ECU的MAP數據為基礎標定數據，改變噴油提前角獲得5組不同噴油時刻的柴油機試驗數據。模擬計算從進氣門關閉時刻起至排氣門開啟時刻止，缸內壓力計算值與測量值的對比如圖2所示。

由圖可見:隨著噴油時刻的推遲，計算著火時刻比試驗著火時刻稍提前，計算的缸內壓力最大值比試驗測量值稍大;除噴油時刻為－1.9°CA ATDC的著火時刻和缸壓誤差較大外，其它噴油時刻下計算值與試驗值吻合良好。測試的噴油量、噴油時刻和過量空氣系數如表3所示。

表3 試驗噴油參數

NOx和碳煙排放對比見圖3。由圖可見:NOx的變化趨勢與試驗測量值的變化趨勢一致;除噴油時刻為－13.9°CA ATDC外，NOx計算值與試驗值相差較小，認為NOx計算可信。圖3中碳煙測量值采用吸光煙度單位，而計算值采用比排放單位，所以無法直接比較碳煙排放量的數值，但可比較計算值與測試值的變化趨勢。除噴油時刻為－1.9°CA ATDC外，噴油時刻從－13.9°變化到－5.9°CA ATDC的碳煙計算值變化趨勢與試驗的一致。由上可知，計算模型能夠較準確地模擬缸內燃燒過程，預測NOx及碳煙的生成和變化趨勢，可用于后續的模擬計算。

模型驗證完畢后，以噴油時刻為－5.9°CA ATDC的試驗數據為依據，確定計算邊界條件，對燃燒系統進行參數敏感性數值模擬研究。

4 模擬結果與分析

4.1 模擬結果

各種情況的NOx排放率如圖4所示，其中燃燒室A、噴孔錐角149°和噴孔伸出高度1.6mm的參數搭配是試驗基礎柴油機的參數，稱之為基準參數。

由圖可見:燃燒室A、錐角153°的NOx排放率隨噴孔伸出高度的增加先減小后增大，伸出高度1.6mm時其值最小;燃燒室B、錐角153°的NOx排放率隨噴孔伸出高度增加的變化趨勢則相反，先增大，伸出高度1.6mm時達最大值;接著減小到伸出高度2.1mm后又增大，呈鋸齒狀;其它參數搭配的情況大體與之類似。

碳煙排放率如圖5所示，由圖可見:燃燒室A、錐角153°的碳煙排放率隨噴孔伸出高度的增加先增大，在2.1mm處達到最大，然后又減小;燃燒室A、錐角149°和燃燒室C、錐角149°，除伸出高度為2.1mm外，碳煙排放率隨噴孔伸出高度增加呈減小趨勢;其它搭配情況的碳煙排放率都隨噴孔伸出高度的增加而減小。對比3種燃燒室的碳煙排放率可知:各個燃燒室的碳煙排放率對噴孔伸出高度值的變化都比較敏感，對噴孔錐角的小幅變化的敏感度相對較低;燃燒室形狀對碳煙排放率的影響較大，徑深比最大的燃燒室B的碳煙排放總體水平最低，徑深比最小的燃燒室C總體水平最高，燃燒室A總體水平居中。

綜合NOx和碳煙排放率的模擬結果可知:低速部分負荷工況下，同一燃燒室的噴孔伸出高度值對NOx的影響比對碳煙的影響要小;不同燃燒室形狀對碳煙排放率的影響比NOx排放率的影響要大。

4.2 缸內分析

選取3種搭配作為代表，對其缸內過程進行分析，以揭示不同參數搭配對排放特性的影響，其它參數搭配的分析與此相似。這3種參數搭配是:①燃燒室 A，錐角 149°，1.6mm;②燃燒室 B，錐角 149°，1.6mm;③燃燒室 C，錐角153°，2.1mm。選取的原因是:搭配①是臺架試驗基礎柴油機的參數，可作為一個比較的基準;搭配②與①相比NOx排放率低2.90%，碳煙排放率降低50.98%，可比較研究燃燒系統參數對碳煙的影響;搭配③與①相比碳煙排放率增大17.76%，但NOx排放率卻降低29.50%，可比較研究燃燒系統參數對NOx的影響。為便于論述，下文以燃燒室編號A、B和C代表這3種情況。4.2.1 NOx排放分析

由Zel'dovich反應機理可知，溫度對NOx的生成反應速率影響很大，溫度大于2 000K后NOx的生成反應才變得顯著。溫度T≥2 200K的計算單元質量分數曲線和NOx歷時曲線見圖6。由圖可見:從著火時刻到20°CA ATDC是NOx的主要生成時間段;對比3種情況，從著火時刻到13°CA ATDC時段A的T≥2 200K的單元質量分數最大，B次之，C最小;13°CA ATDC之后B的T≥2 200K的單元質量分數比A和C都大，然而這對B的NOx生成率影響很小。由此可見，NOx對溫度很敏感，前期燃燒過程對NOx的影響很大，后期燃燒過程對NOx的影響很小。

接著進行燃燒分析。3種情況的放熱率曲線如圖7所示，混合氣在3°CA ATDC時刻開始著火，在隨后的1°CA內，A放熱速率最大，B與C相對較小;在5°CA ATDC時刻A放熱率達到峰值，B放熱率也急劇增大到與A相同的水平，雖然C的放熱率此時也達到最大值，但是其幅值比A和B約小20%。這說明A和B的火焰傳播速度比C大，燃燒較劇烈，這與圖6中的曲線相對應。

在4°CA ATDC時刻距離缸蓋6mm的位置做垂直于氣缸中心線的切片，切片上的燃空當量比φ和溫度T分布如圖8所示。由于氣流運動，使燃油蒸氣在偏離噴孔軸線區域與空氣形成可燃混合氣;而因各燃燒室形狀、噴孔伸出高度和噴孔錐角的差異，使各自的偏離程度又不相同。A和C的混合氣偏離噴孔軸線的程度較大，C的凹坑直徑最小，其混合氣分布區域比A小;由于B燃燒室口徑最大，其燃油貫穿的路徑最長，混合氣偏離噴孔軸線的程度最小。不同的混合氣分布，決定了不同的火焰核心和火焰傳播速度。若以圖8下圖中沿氣缸周向逆時針轉60°為計算區域，B的火焰核心位于氣缸周向22°，A的火焰核心位于氣缸周向20°，C的火焰核心位于氣缸周向18°且離凹坑壁面很近。

過火焰核心和氣缸中心線做切片，考察著火后溫度和燃空當量比的變化情況，如圖9和圖10所示。5°CA ATDC時刻A和B的火焰向凹坑內、壓縮頂隙和壁面方向傳播;由于C的著火點離壁面最近而凹坑直徑最小，火焰傳播范圍相對較小。C的高溫單元質量分數比A和B小，所以C的NOx生成速率最小。在13°CA ATDC之前A的高溫單元質量分數大于B;而隨著燃燒的進行，B的高溫單元質量分數比A大，但是B的NOx生成量沒有顯著增加。其原因是B凹坑內的燃油蒸氣在氣流運動的作用下比A易向凸臺側壁和上方運動，這有利于利用凹坑上部的氧氣，使后期燃燒較好。B的NOx生成量沒有顯著增加，是因為前期燃燒發生在上止點附近，此時壓力高，燃燒溫度高，且活塞速度很低，氮和氧在高溫高壓區域駐留時間相對較長;而燃燒后期處于膨脹行程，活塞下行速度增大，缸內壓力、溫度相對較低，氮和氧駐留高溫區域時間較短，且高溫區域的氧濃度已經降低，故NOx生成量無明顯增加。這與文獻[10]中的結果一致。4.2.2 碳煙排放分析

燃空當量比和溫度共同影響碳煙的生成。文獻[14]中研究了燃空當量比和溫度對柴油機碳煙和NOx生成的影響，并將碳煙和NOx的生成區域繪制在φ－T圖上，其中φ＞2，1 400K＜T＜2 600K為傳統柴油機碳煙生成區域。因此，對本文中計算的缸內φ＞2的單元體積分數曲線和碳煙歷時曲線進行分析，見圖11。5°～20°CA ATDC的溫度和燃空當量比可參考圖9和圖10。由圖11可知，從著火到17°CA ATDC的時間內碳煙生成速率大，是碳煙生成的主要生成時間段。在此時段內3種燃燒室缸內φ＞2的單元體積分數相當，碳煙生成速率幾乎一樣。B的碳煙生成量在16°CA ATDC時達到峰值，A和C的碳煙生成量在20°CA ATDC時達到峰值，3個峰值相差很小。在隨后的膨脹過程中，φ＞2的體積分數和碳煙氧化速率差別明顯，B的碳煙氧化速率最大，最終碳煙生成量最小，C的碳煙氧化速率最小，最終碳煙生成量最大，A介于兩者之間。

A和B的噴孔伸出高度和噴孔錐角相同，所以燃油噴射方向一致;雖然C的伸出高度較大，但噴孔錐角也較大，在這兩參數的綜合作用下，燃油噴射方向與A和B幾乎相同。所不同的是燃燒室B的凹坑口徑最大，深度最淺，燃油碰壁點距離凹坑底部最近，所以碰壁后進入凹坑的燃油形成的濃混合氣距離底部最近，且更易于向凸臺側壁移動。隨著活塞的移動，濃混合氣分布區域由凹坑側壁附近區域向凹坑底部區域移動，這些濃混合氣區域的溫度都在2 000K以上，故碳煙在這些區域生成和移動。結合圖1的輪廓線和圖10的燃空當量比分布可以更好地說明這一點。正因此造成了B的碳煙在前期燃燒過程中生成速率比A和C略大，最大生成量略高，燃燒后期B碳煙氧化速率最大。

針對碳煙氧化速率的差異，選取碳煙氧化速率最大的時段20°～40°CA ATDC碳煙、溫度和燃空當量比的分布及其變化情況進行分析，如圖12～圖14所示。由圖可見:20°CA ATDC時碳煙分布在燃燒室凹坑內，隨著活塞下行凹坑內的氣體向壓縮頂隙區域膨脹流動，受氣流運動的影響，碳煙沿凸臺側壁向上運動并逐漸被氧化;B的整個燃燒室(包括凹坑和中央的凸臺)最淺，碳煙最易沿凹坑側壁向上運動與高溫氧接觸，因此碳煙氧化速率最大，最終碳煙生

成量最少;C的整個燃燒室最深，碳煙向凹坑上部運動最困難，如40°CA ATDC時C的凹坑底部仍有較多碳煙，故碳煙氧化速率最小，生成碳煙量最大;A的碳煙氧化速率介于B和C之間。

5 結論

(1)低速部分負荷工況下:噴孔伸出高度對NOx和碳煙排放率的影響較明顯，對NOx的影響比對碳煙的影響要小;NOx和碳煙排放率對噴孔錐角小幅變化的敏感度相對較小;不同燃燒室形狀對碳煙排放率的影響要比對NOx排放率的影響要大。

(2)雖然小口徑比燃燒室由于和不同的噴孔錐角與噴孔伸出高度搭配，其著火位置、火焰傳播速度和缸內溫度會有所不同;但總體來說燃油貫穿距離較小，燃燒后期凹坑內的燃油和碳煙向凹坑外運動較困難，NOx排放率相對較低，而碳煙排放率卻相對較高。

(3)燃燒室B，149°，1.6mm參數搭配比試驗測試的燃燒室 A，149°，1.6mm參數搭配的 NOx降低2.90%，碳煙降低50.98%。這表明燃燒室形狀對燃燒后期缸內氣體運動有著重要影響，而氣流運動對碳煙的氧化有至關重要的作用。大口徑比燃燒室匹配適當的噴孔錐角和噴孔伸出高度，可使燃油噴射碰壁點靠近凹坑底部，以利于后期混合氣和早期生成的碳煙隨氣流向凹坑外運動，既能促進油氣混合和碳煙的氧化，又不會引起NOx排放的惡化。

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