燃烧室缩口位置对重型柴油机影响的数值模拟研究*

王 浒 姚 鑫 李临蓬 郑尊清 尧命发

（天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室 天津 300072）

引言

随着低碳汽车的快速发展，如何进一步提高热效率，降低燃油消耗率已经成为车用柴油机发展的主要目标。同时，选择性催化还原技术（SCR）的转化效率已经达到99%以上，高效温度区间不断地拓宽；相反，使用柴油机颗粒捕集器（DPF）降低soot排放时，其再生过程较为复杂，容易使过滤器阻塞或流通不畅，同时采用相应的再生措施时往往又会导致燃油经济性变差[1]。因此机内净化技术应更加偏重于提高热效率和降低soot排放。

柴油机燃烧室的几何形状是控制燃烧过程一个很重要的参数。因为传统柴油机燃烧模式的燃烧过程主要受控于燃料蒸发扩散和与空气混合的过程，而传统柴油机由于在靠近上止点时喷油，其混合过程主要受燃烧室形状的影响[2]。燃烧室是柴油机喷雾分布的主要区域，对燃油的破碎和蒸发过程有重要的影响；同时燃烧室的壁面会引导气流运动，加速气流旋转，产生挤流和逆挤流等以促进混合气的形成[3]。Dimitriou等人[4]研究发现，缩口型燃烧室可以有效地利用涡流和挤流的相互作用改善混合气的形成过程。Brijesh等人[5]使用数值模拟的方法研究了不同喷油倾角和燃烧室形状对柴油机燃烧和排放的影响，研究结果表明，最佳喷油倾斜角可以显著降低排放，活塞凹坑壁面附近会产生大量的soot。Styron等人[6]开发了3种燃烧室，对比分析发现倒棱缩口型燃烧室燃烧温度较低，有利于减少传热损失，而减小缩口直径可以降低燃油聚集从而减少soot的生成。当今国际内燃机研究的主要目标是提高热效率，美国超级卡车项目已经明确提出油耗降低50%以上，欧洲最优效能内燃机R&D计划也要求油耗和CO2排放降低20%，戴姆勒公司Super Truck项目的技术路线图中，把改善燃烧室形状作为重要的一环，有效热效率可以提高约0.8%[7]。合理的燃烧室形状可以优化喷雾油束的撞壁位置，促进空气运动，加速燃油空气混合，提高热效率并降低排放。因此，本文对燃烧室形状进行优化。

然而，由于进行不同燃烧室形状的实验需要更换燃烧室，成本较高，而多维数值模拟不仅可以较好地预测缸内的燃烧和污染物的形成过程，还可以降低成本。因而本文采用CFD（计算流体力学）软件CONVERGE对柴油机燃烧室形状进行了相关研究，并为后续的燃烧系统开发提供技术支持。

1 试验方法

本文的三维数值模拟基于CFD软件CONVERGE 2.1平台。CONVERGE是一个计算流体力学（CFD）的通用代码，适用于流动/非流动边界的三维流体计算，并包括了多种喷雾、湍流、液滴动力学和燃烧模型。应用的物理模型主要有：

1）基于雷诺平均模拟的RNG k-ε湍流模型；

2）基于“blob”的拉格朗日喷雾模型[8]；

3）KH-RT 破碎模型[9]；

4）O′Rourke 液滴碰撞模型[10]；

5）详细的化学求解器SAGE[11]；

6）碳烟使用Hiroyasu-NSC模型[12]；

7）NOx使用扩展的 Zeldovich 机理[13]；

8）传热模型采用公式（1）计算：

其中：Htot是对边界的总传热损失，hi是每个网格的传热系数，Ti是网格温度，Tb是边界温度，n为总的网格数。

为节省计算时间，根据采用喷油器的孔数（8孔），选取燃烧室的1/8，即45°的扇形体为计算域，采用笛卡尔坐标中随时间变化的动网格。发动机在上止点的计算网格示意如图1所示。基本网格的边长为2 mm，经过加密后的网格最小边长为0.5 mm，最大网格数为150 000。

图1 上止点时刻计算网格示意图

试验研究在一台六缸重型柴油机试验台架上进行，采用博世第二代电控高压共轨系统，并搭建了EGR系统和单级可变截面增压系统。柴油机主要技术参数如表1所示，图2为试验台架示意图，表2为试验的运行工况。通过对比试验和模拟计算的缸压和放热率曲线来验证模型的可用性。本文采用的计算域从-123°CA ATDC 到 118°CA ATDC。在整个计算过程中，最小时间步长设置为1e-7s，最大时间步长设置为1e-4s。对于模型各部分温度边界条件，根据经验设置为定值：活塞表面温度为550 K，气缸盖温度为500 K，燃烧室壁温450 K；同时，初始湍动能为100 m2/s2。

图3为1 200 r/min、80%负荷下的试验和模拟的缸压和放热率曲线对比结果。在上止点前试验和模拟的缸压曲线拟合情况较好，说明该模型可以真实地反映燃烧室的几何特征。除此之外，在整个计算域，计算所得缸压、缸压峰值、峰值对应相位、放热率曲线等均与试验所得较为接近，从而证明了计算模型的可用性。

表1 发动机技术参数

图2 试验台架示意图

表2 发动机运转工况

图3 模型验证

2 研究方法

本文通过设计不同缩口位置的燃烧室研究其对燃烧、排放和热效率的影响，同时考虑传热损失，以改善热效率为核心目标寻找最佳燃烧室优化方案。燃烧室示意图及各燃烧室的主要设计参数如图4和表3、4所示。

图4 燃烧室示意图

表3 方案A

表4 方案B

原机为倒棱缩口型燃烧室，在此基础上新设计了5种燃烧室，加上原机燃烧室，共6种燃烧室。设计时共采用2种方案：方案A保证缩口直径一致，改变缩口到顶面的深度，A1、A2和A3的缩口深度依次加深。第二种方案在第一种方案的基础上选取热效率较高的2种燃烧室A2和A3，减小缩口的直径，设计了B2和B3 2种燃烧室，同时通过加大凹坑深度的方法来保证压缩比一致。本设计过程中考虑到：1）随着材料的发展，发动机爆压极限也随之提高；2）国际上形成的降低碳排放和提高热效率的趋势。所以将压缩比从原机的16.4提升到17.3。

3 模拟结果和分析

3.1 燃烧室缩口位置对缸内流场的影响

图5展示了不同燃烧室涡流比的对比图。原机的涡流比在上止点前是最大的，但是活塞下行后，原机的涡流比迅速下降。由图5可知，原机在35°CA ATDC时刻缸内仅形成一个涡团，且涡团流速较慢，涡团的形成是由于喷雾油束与周围环境气体之间存在着较强的动量交换，油束的粘性作用影响着环境介质和喷雾边界层之间的湍流状态，并卷吸周围空气形成涡团。原机喷雾撞壁后大部分燃油进入活塞凹坑，少量进入活塞上部，所以活塞上部的涡团很快破碎消失，导致后期仅有一个涡团，进而导致原机涡流比快速下降。A2燃烧室在压缩行程的涡流比最大，这是由于缩口深度适中时，缸内可以形成两个涡团，进而提高平均涡流比。但是加大缩口深度可以延缓缸内涡流比的下降，同时提高逆挤流的强度。减小缩口直径后，缸内涡流比上升，这是由于喷嘴到壁面的距离较小，撞壁后油束反冲的动量较大，流速较快。

图5 不同燃烧室的缸内涡流比

图6 是缸内不同时刻的流场切片图。在-5°CA ATDC时刻，缸内已经产生挤流。在不考虑喷雾对缸内流场影响的情况下，气流运动速度最高的地方在碗唇上部，此部分正是形成上涡团的区域，所以有利于喷雾油束卷吸更多空气，加快燃油的雾化和蒸发过程。在11°CA ATDC时刻逆挤流也已经产生，逆挤流流场与喷雾油束卷吸产生的流场相叠加，在缸盖和活塞壁面等区域形成高速区域；但是原机由于缩口位置过高，导致喷雾油束进入缸内后，只能向下卷吸空气，虽然会增加活塞凹坑里的油气混合速率，但是挤流区和碗唇部位的速度太小，油气混合速率减慢，可能导致不完全燃烧的现象产生，由温度云图图9可知，这个部位又处在高温区，因而容易导致soot产生。在35°CA ATDC时刻，燃烧室已经明显向下移动，缸内的涡团也在进一步扩散，但是其结构依然保持完整。特别是在A2和A3燃烧室的活塞余隙部位还由于逆挤流的惯性，缸盖和活塞顶面的限制作用形成了一个涡团，说明这2种燃烧室在缓燃期和后燃期缸内气流运动速度依然较快，进而加快燃油和空气混合速率，从而使燃烧持续期明显缩短（如图11所示），降低了燃烧的相位损失。随着缩口深度的增加，进入活塞区域上部的燃油更多，导致挤流区域的流速更快，增大了挤流强度。

由B2和A2对比可以看出，减小缩口直径，也可以加大挤流区的空气流速，且挤流区域靠近壁面附近的流速也加快，促进挤流区的燃烧，避免淬熄的产生。对比B3和A3可见，在缩口深度更深的情况下，减小缩口直径后，可以明显使碗唇上部形成流速更快的涡团，卷吸更多空气，促进空气流动，促进燃烧。

3.2 燃烧室缩口位置对传热损失的影响

图7是不同燃烧室缩口位置对缸盖、缸壁和活塞处传热损失的影响。对气缸壁面处来说，B2燃烧室传热损失最多，其次是B3燃烧室，方案一的3种燃烧室的缸壁传热损失都较小。这是由于，如图9所示，随着缩口直径的减小，缸内的高温区域进一步向挤流区移动，在活塞下行的过程中，由于逆挤流的作用，高温区域会一直在挤流区域，沿着缸壁运动，导致在此处的传热损失较大，而增大缩口直径则可以有效地降低可燃混合气向缸壁移动，进而减少对缸壁的传热。而在缸盖处，则是A3燃烧室的传热损失最大，A2和B2次之，B3最小。这是由于B3的高温区域大多分布在活塞凹坑内，而A3的高温区域则分布在缸盖处。而对于活塞处的传热损失，则是B2最小，这可能是由于该燃烧室的高温区域分布于凹坑及斜台处较大，而且该燃烧室的缸内平均温度也较低。同时也可以发现，随着缩口深度的增大，缸盖处的传热损失增加，而其他位置基本不变，导致总的传热损失也随之增加；减小缩口直径会导致缸壁处的传热损失显著增加，而缸盖和活塞处的传热损失各有减小。

图6 不同燃烧室缸内流场云图

图8 是不同燃烧室对缸内平均温度的影响。由图可知，随着燃烧室缩口深度的增大，缸内的平均温度增加，且最高平均温度对应的角度也提前。这是由于缸内的空气流速更快，燃油更快地雾化蒸发并与空气混合，进而加快了燃烧速度，缩短了燃烧持续期。减小缩口直径会导致缸内最高平均温度降低。图9是在15°CA ATDC（缸内平均温度最高）时刻缸内温度分布的云图。方案一的3种燃烧室缸内高温区域更大，且随着缩口深度的增大，高温区域分布在挤流区和缸盖附近的更多，分布在凹坑内和碗唇部位的变少。而随着缩口直径的减小，凹坑内的高温区域进一步减少，并向着挤流区深处移动。

3.3 燃烧室缩口位置对燃烧过程的影响

图7 不同燃烧室的传热损失

图9 不同燃烧室缸内温度云图

图10 是不同燃烧室对缸压和放热率的影响。随着缩口深度的加大，缸内最高燃烧压力增加，有利于提高输出功率，同时，最高燃烧压力对应角度也提前，增加燃烧的定容度，有利于燃烧过程。而在减小了缩口的直径以后，会导致缸内的最高燃烧压力降低，使得热效率下降；但是，却会使最高燃烧压力所对应角度提前，可以在一定程度降低燃烧相位所造成的相位损失。

图10 燃烧室峰值压力及对应角度

由于喷油时刻保持一致，因而不同燃烧室的CA10差距很小，这是由于柴油机的着火阶段属于预混放热阶段，预混放热一般按照Arrehenius类型的化学反应动力学公式计算，主要与缸内的温度和压力有关，由于各个算例设置的边界条件一致，且在上止点之前不同的燃烧室形状对缸内气体的热力学状态影响不大，因而滞燃期也变化不大。但是不同燃烧室对燃烧相位的影响却很大，如图11所示，新设计的燃烧室均会使CA50提前，燃烧持续期缩短，缸内定容燃烧的比例更大，但是也会导致缸内的压升率过高，噪声过大。随着缩口深度的增大，CA50和燃烧持续期均减小，其中A3燃烧室的燃烧持续期比原机缩短了约12°CA，CA50提前了约2°CA。这是由于，压缩比的增加，使得CA50提前，降低了燃烧的相位损失；同时缩口深度增大，可以更好地改善缸内的空气运动和燃油空气混合过程，进而改善缸内的燃烧过程，加快扩散燃烧的速度，使得燃烧持续期缩短。由此可见，增大缩口深度主要影响着燃烧中后期的进程。而在减小缩口直径后，缩口深度较深（B3）时会导致燃烧持续期延长，有利于降低压升率，却不利于提高热效率，同时会导致soot排放恶化；而在缩口深度较浅（B2）时，对燃烧持续期的影响不大。

图12是不同燃烧室形状对热效率的影响，对于方案A，中等深度的燃烧室A2的热效率最高，缩口深度过深或者过浅均会导致热效率的恶化，合适的缩口深度可以将热效率提高约2%。这是因为：

图11 不同燃烧室CA50和燃烧持续期

1）A2燃烧室的累积放热率最高；

2）虽然增大缩口深度可以更好地改善缸内的燃烧过程，但是也会导致缸内燃烧温度过高，传热损失过大，不利于对热效率的提高。

对于方案B，可以看出缩口直径变小虽然会加快空气流速，但是对活塞空间的利用率不高，缸内燃烧状况并不好，如图11所示，其累积放热率也降低，进而导致热效率的降低，同时缩口直径变小导致凹坑体积变小，凹坑内的空气量更少，复杂的结构也容易导致节流损失，产生不完全燃烧现象。

图12 不同燃烧室的指示热效率（ITE）

图13 是各部分能量平衡图，随着缩口深度的加深，排气带走的能量减小，传热损失增加，这是由于，缩口深度加大，燃烧持续期缩短，导致排气温度降低，同时缸内温度增加，导致传热损失增加。

3.4 燃烧室缩口位置对排放性能的影响

图13 能量平衡图

图14 是缸内soot和NOx排放生成的趋势图，原机的峰值soot最高，其他燃烧室均抑制了soot的产生，缩口深度增大会显著地降低峰值soot的生成，原因之一是缸内的混合较好，没形成燃油过浓区域；原因之二是缸内燃烧温度较高，可以提高soot的氧化速率。缩口直径的减小会导致soot生成量增加，这是由于减小缩口直径后，缸内靠近边缘的位置燃油浓度过高，产生较多soot；同时缸内平均温度在燃烧后期下降，导致生产的soot不易氧化，排放增高。

图14 不同燃烧室的soot和NOx排放

但是，NOx和soot呈现trade-off关系，原机的NOx排放水平最低，这是由于原机的缸内温度较低，A3由于缩口深度较深，其燃烧持续期较短，放热集中，缸内温度较高，且缸内高温区域面积较大，容易导致NOx生产。

4 结论

使用三维CFD软件研究了在相同压缩比的情况，不同缩口位置对缸内混合、燃烧和排放过程的影响，经过讨论后得出的结论如下：

1）随着缩口深度的增大，涡流比增加，涡团中心位置更加合理，改善油气混合过程，加快燃烧速度，缩短燃烧持续期。减小缩口直径后也提高了涡流比。

2）对于传热损失，随着缩口深度加大，缸内平均温度增加，传热损失加大；缩口深度适中可以得到最大的热效率。

3）原机的soot排放最高，随着缩口深度加大，缸内soot生成量减小，减小缩口直径，会导致soot排放增加；NOx则是原机比较低，改善燃烧室形状后NOx和soot依然存在trade-off关系。

4）A2燃烧室可以优化混合气的混合和燃烧过程，热效率最高，同时具有较低的soot排放。