涡流室涡流比对涡流室式柴油机污染物生成影响的数值模拟

刘玉梅，袁文华，伏军，马仪

(邵阳学院 机械与能源工程系，湖南 邵阳，422004)

摘要：为了揭示涡流室涡流比对涡流室式柴油机污染物生成影响规律，采用标准k-ε-f湍流模型和LUENT动网格技术构建涡流室式柴油机燃烧仿真计算模型，并通过实验验证得到合理的仿真计算模型参数。对不同涡流室涡流比时涡流室式柴油机压力和温度分布以及污染物生成影响规律进行数值模拟。研究结果表明：涡流比R_s对涡流室式柴油机气缸燃烧及污染物生成的影响规律是NO_x生成量随涡流比R_s的增大而下降，而Soot生成量随涡流比R_s的增大而增大；可以通过优化在R_s为2.5~3.1范围内找到1个合适的涡流比R_s，使涡流室式柴油机气缸NO_x生成量和Soot生成量均为较小值。

关键词：柴油机；涡流室；涡流比；污染物；数值模拟

中图分类号：TK422           文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2014)07-2473-08

Numerical simulation on pollutants generation influence from swirl ratio of swirl chamber in diesel engine with swirl chamber

LIU Yumei, YUAN Wenhua, FU Jun, MA Yi

(Department of Mechanical and Energy Engineering, Shaoyang University, Shaoyang 422004, China)

Abstract: To reveal the influence of swirl ratio on pollutant formation in swirl chamber diesel engine, the combustion simulation model of a swirl chamber diesel engine was constructed using the standard k-ε-f turbulence model and technique of FLUENT dynamic meshes, and reasonable parameters for simulation model were obtained through experimental verification. The numerical simulation results of pressure and temperature distribution at different swirl ratios and the influence on pollutant formation in swirl chamber diesel engine were obtained. The results show that the influence of swirl ratio R_s on combustion and pollutant formation in the cylinder of swirl chamber diesel engine is that the formation amount of NO_x decreases with the increase of swirl ratio R_s, while that of Soot increases. A suitable R_s range is 2.5-3.1 through the optimization, which makes the formation values of both NO_x and Soot relatively small in the cylinder of swirl chamber diesel engine.

Key words: diesel engine; swirl chamber; swirl ratio; pollutants; numerical simulation

柴油机的燃烧过程一直是人们研究柴油机缸内的一个重点环节。混合气的形成和燃烧与燃烧室的结构和其中空气的运动有紧密联系^[1-2]。实际应用结果表明，近些年出现的直喷燃烧式小缸径风冷柴油机具有直喷燃烧技术复杂、设计与制造成本高和不具备低排放性能的特点^[2]，从而导致直喷燃烧式小缸径风冷柴油机出现售价较高、故障较多和维修成本较高等普遍问题，很难在农村真正广泛推广应用。而涡流室式燃烧技术因具有性能好、排放低、噪声小和成本低等特点^[3-4]，广泛应用于农用机械、小型工程机械、小型船舶等使用的小型风冷柴油机上，在我国农村具有广阔的市场，涡流室式小缸径风冷柴油机对我国国民经济的快速发展起重要作用。在涡流室式柴油机中，混合气的形成、涡流室的结构和其中空气的运动有紧密联系^[5]，适当强度的涡流运动可有效提高燃料的蒸发，促进燃料与空气的混合进程^[6-9]，从而改善燃烧室内的燃烧状况。近10多年来，科研工作者认识到空气的紊流运动在混合气的形成和燃烧过程中同样起重要作 用^[8-10]，并逐渐对涡流室式柴油机进行研究，取得了一些代表性科研成果^[11-15]。由于涡流室式柴油机具有强涡流的优点，在涡流室式柴油机的压缩行程中，油束随着活塞上行进入涡流室，由于扰流的存在及壁面的引导，又将产生各向空气运动，使涡流室内的空气运动十分复杂，并将直接影响高温区的混合气浓度，因此，如何有效研究涡流室内涡流比对涡流室式柴油机燃烧和排放性能的影响对于涡流室式柴油机的设计及其工程应用显得十分重要。

1  涡流室式柴油机紊流燃烧仿真模型

1.1  物理模型

以小型单缸风冷四冲程柴油机作为研究对象，具体结构参数及运行条件见表1。

表1  柴油机模拟参数

Table 1  Simulation parameter of diesel engine

图1所示为活塞行程至上止点时涡流室式紊流燃烧室的剖面几何图形，其中，压缩容积V_c可分为2部分：(1) 涡流室，这部分在气缸盖上，上半部形状呈半球形，下半部形状呈圆柱形，容积为V_k；(2) 主燃室，这部分在气缸盖和活塞顶之间。涡流室和主燃室两者通过多空通道3a和3b连接。工作时，燃油从涡流室中的喷油嘴顺着涡流方向喷出。在压缩过程中，活塞将空气经多空通道推入涡流室，形成强烈的涡流运动，促使喷入涡流室的燃油喷雾与空气混合。当压力上升到一定程度时，涡流室中的混合气初步燃烧，使得室内压力和温度急剧上升，将未燃烧的混合气、燃油和空气以多股交叉流形式经多孔通道推入主燃室中形成二次涡流，进一步混合燃烧。

图1  多通道涡流燃烧系统及其镶块

Fig. 1  Multichannel swirl combustion system and its block

1.2  数学模型

采用拟流体模型，将雾化后柴油和助燃空气混合流体视为理想气体的连续介质，并基于质量守恒、动量守恒以及能量守恒等原理在Euler坐标系中导出如下控制方程。

(1) 连续方程：

             (1)

式中：ρ为流体密度(kg/m³)；u为流速(m/s)。

(2) 动量方程：

  (2)

式中：p为气体压力(Pa)；A为量纲为1的流型系数，在层流计算中为0，在湍流计算中为1；a为无量纲数，随时间变化；k为湍流脉动动能(kJ)；g为比体积力，常数；σ为表面张力(N/m)。

(3) 能量方程：

 (3)

          (4)

                  (5)

式中：T为气体热力学温度(K)；h_m为组分m的焓(kJ)；c_p为比定压热容(kJ/(kg·K))；J为热通量，为热传导和焓扩散作用之和(W/m²)；K为导热系数(W/(m·K))；Pr_t为Prandtl常数。

1.3  涡流室涡流比的计算

涡流室式柴油机热效率以及排放性能在很大程度上取决于涡流室内空气运动的组织，因此，必需对衡量涡流室内空气运动的涡流比参数进行有效计量。

在考虑充气效率η_v、进气压差△p_e及压缩比ε的影响下，涡流室式柴油机涡流室内涡流比计算模型为

           (6)

式中：s为冲程(m)；ρ₀为空气密度(kg/m³)；G_s为涡流动量矩((kg·m)/s)；θ₁和θ₂分别为进气门开启和关闭时曲轴转角((°))；Q_s为体积流量(m³/s)。

1.4  涡流室式柴油机燃烧仿真计算条件

图2所示为使用Gambit软件绘制的计算网格，主要有三角形网格、四边形网格、楔形网格、四棱锥网格和六面体网格共5种类型，网格总数为214 777个。

图2  计算网格

Fig. 2  Computing grid

由于考虑使用动网格，并且在动网格计算过程中使用“网格重构”法，所以，本文使用铺层的六面体网格。因为在实际缸内网格中，若在上止点(top dead center, TDC)位置，则压扁的容积变得非常小，若使用四棱锥网格，则过渡到四面体网格十分困难。铺层的楔形网格可以取代六面体网格，从而可不需要四棱锥网格。

为减少涡流室式柴油机紊流燃烧仿真计算时间，没有考虑涡流室式柴油机涡流室进、排气过程。涡流室式柴油机涡流室紊流燃烧仿真计算的边界条件和初始条件如下：

(1) 缸内为均匀分布的空气理想气体，且分布均匀，各处压力温度相等。

(2) 由于进、排气门均处于关闭状态，所以，边界均设为温度型静态壁面，气缸壁与涡流室为绝热无滑移边界，活塞为滑移边界。仿真时，使用Fluent自带“气缸活塞运动”模块，定义启动时下止点(bottom dead center, BDC)曲轴角度为180°，活塞达到上止点(TDC)曲轴角度为360°，再次回到下止点(BDC)时曲轴角为540°，再次达到上止点(TDC)完成1个周期时曲轴转角为720°。

(3) 气缸壁、活塞顶以及气缸盖底部的温度都为525 K，进气门座处温度为427 K，而排气门座处温度为615 K。

(4) 计算初始条件根据试验结果确定。缸内气体初始温度为423 K，压力为0.26 MPa，初始湍动能和湍流长度分别为30.5278 m²/s²和0.812 1 mm。

(5) 喷油参数、喷油规律以及原机涡流室型线不变时，涡流室涡流比R_s=2.8。

1.5  涡流室式柴油机燃烧仿真模型调试与验证

为了使涡流室式柴油机燃烧仿真模型合理可行，将涡流室式柴油机进排气道压力模拟计算结果得到的示功图与实验测得的示功图进行比较，从而完成涡流室式柴油机燃烧仿真模型参数标定和涡流室式柴油机燃烧仿真模型的验证。

实验测得涡流室式柴油机进排气道动态压力如图3所示，而由涡流室式柴油机进、排气道压力p_in和p_out模拟计算结果得到的示功图与实验测得的示功图如图4所示。

图3  进气排气道动态压力实验结果

Fig. 3  Experimental results of dynamic pressure from air inlet and exhaust channel

涡流室式柴油机燃烧仿真模型调试与验证主要涉及涡流室式柴油机燃烧着火模型、喷雾破碎模型以及燃烧模型。涡流室式柴油机燃烧仿真计算采用的湍流模型为标准k-ε-f湍流模型，求解控制使用PISO算法^[15]，并对涡流室式室柴油机紊流燃烧仿真过程中涉及的着火模型的中间产物反应速率系数R、喷雾破碎模型特征破碎时间的经验常数C₂以及燃烧模型的模型参数A和B进行校核。

通过优选比较，当涡流室式柴油机燃烧仿真模型参数的选择为A=4.2，C₂=12.5，R=1.1×10⁹时，涡流室式柴油机燃烧仿真计算的压力与实验测得的压力的相对误差在5%之内，如图4所示。

图4  压力模拟计算示功图与实验示功图比较

Fig. 4  Comparison of pressure with simulation indicator diagram and experimental indicator diagram

图4表明：涡流室式柴油机燃烧时进排气道压力仿真计算的示功图与实验测得的示功图基本吻合，说明涡流室式柴油机燃烧仿真模型可靠性较高。

2  涡流室式柴油机燃烧与污染物生成仿真分析

涡流室涡流比反映绕涡流室轴线运动的气流流动强度。不同气流流动强度必然导致燃油蒸发以及燃烧排放性能发生变化。

以涡流室式柴油机的涡流比R_s=2.2为基准，分析计算涡流比R_s为1.9，2.2，2.5和2.8时的燃烧排放特性。在涡流比R_s的变化过程中，涡流室式柴油机燃烧与排放仿真计算工况为功率点，喷油规律及涡流室与燃烧室结构均不变。

2.1  涡流室式柴油机涡流室涡流特性分析

当涡流比R_s为2.5，2.8，3.1和3.4时，涡流室式柴油机的压力分布和温度分布分别如图5~8所示。

图5表明：当涡流比R_s=2.5时，由于涡流室内大部分空气处于低速状态，受活塞压缩影响，空气通过连接通道和起动孔涌入涡流室中，使得连接通道和起动孔附近气体流速较高，在这种情况下，活塞做功压缩将造成涡流室式柴油机气缸内的压强呈现阶梯分布，且此时缸内气体温度差异不大，活塞附近温度略高。其原因可能是涡流室式柴油机缸内空气在受到挤压的情况下温度上升，其上升幅度随挤压程度的增加而呈增加趋势。

图6表明：当涡流比R_s=2.8时，从连接通道和起动孔涌入的空气受到涡流室壁面和内部高速气流的影响，形成较大程度的紊流运动和较强的涡流，使得涡流室内压强较小，且压力分布较均匀；同时，涡流室式柴油机气缸内气体温度分布均匀，但其涡流室内的气体温度有所差异。这主要是在涡流室中形成了一定程度的涡流或紊流，对气体温度分布产生了一定影响。

图5  涡流比R_s=2.5时压力和温度分布

Fig. 5  Distribution of temperature and pressure when swirl ratio R_s=2.5

图6  涡流比R_s=2.8时压力和温度分布

Fig. 6  Distribution of temperature and pressure when swirl ratio R_s=2.8

图7  涡流比R_s=3.1时压力和温度分布

Fig. 7  Distribution of temperature and pressure when swirl ratio R_s=3.1

图8  涡流比R_s=3.4时压力和温度分布

Fig. 8  Distribution of temperature and pressure when swirl ratio R_s=3.4

图7表明：当涡流比R_s=3.1时，从连接通道和起动孔涌入的空气受到涡流室壁面和内部高速气流的影响，形成更大程度的紊流运动和更强的涡流，使得涡流室内压强更小(但与涡流比R_s=3.1时的流室内压强差别很小)，且压力分布比较均匀；同时，涡流室式柴油机气缸内气体温度分布更加均匀，并且涡流室内的气体温度差异减小较多。这主要是在涡流室中形成了较强的涡流或紊流，对涡流室气体温度分布产生了较大的影响。

图8表明：当涡流比R_s=3.4时，涡流室中心存在很大的涡流区域，中心流速低，外围流速大，同时使得涡流室中心处的压强最低，燃油喷射孔附近压强较大，此时，空气从连接通道流入涡流室中，从起动孔离开涡流室，此时，高温区集中在涡流室内，且高温气体运动发现与燃油喷射方向存在一些偏差，从而最终导致涡流室内气体温度高于燃烧室内气体温度。

综上所述，当涡流比R_s=3.1时，涡流室式柴油机压力和温度分布更合理，更有利于燃料的充分燃烧与抑制污染物的生成。

2.2  涡流比对涡流室式柴油机燃烧排放的影响

2.2.1  涡流比不同时涡流室式柴油机对NO_x生成的影响

不同涡流比时对涡流室式柴油机对NO_x生成量的影响如图9和图10所示。

从图9和图10可见：在355°之前，由于涡流比对涡流室式柴油机燃烧促进作用，从而使得涡流室式柴油机涡流室以及气缸内局部温度升高，导致涡流室式柴油机气缸内NO_x生成量也随之增加。但此阶段由于燃油燃烧比例较小，故不同涡流比对涡流室式柴油机燃烧过程的NO_x生成量差别较小。在365°之后，由于随着涡流比的增加，涡流室式柴油机气缸内喷雾重叠越严重，涡流室式柴油机气缸内温度反而下降，涡流室式柴油机气缸内NO_x生成量减小。至370°之后，由于涡流室式柴油机气缸内燃烧接近结束且活塞下行而使缸内温度下降，使得NO_x生成反应也基本上冻结，故之后涡流室式柴油机气缸内NO_x生成量几乎保持不变。涡流比R_s越大，涡流室式柴油机缸内温度最低，NO_x排放越低。

从图10可知：若以涡流比R_s=2.8的涡流室式柴油机NO_x生成量作为基准NO_x生成量，则R_s=3.1时涡流室式柴油机NO_x的相对生成量η₁较基准生成量降低5.6%，R_s=3.4时涡流室式柴油机NO_x的相对生成量η₁较基准生成量降低12.3%，而R_s=2.5时涡流室式柴油机NO_x的相对生成量η₁较基准生成量增加7.8%。

图9  不同涡流比R_s时NO_x的生成规律

Fig. 9  NO_x formation laws under different swirl ratios

图10  不同涡流比R_s时相对NO_x生成量η₂

Fig. 10  Relative NO_x amount under different swirl ratios

2.2.2  涡流比对涡流室式柴油机对Soot生成量的影响

不同涡流比对涡流室式柴油机对Soot生成量的影响如图11和图12所示。

图11表明：涡流比R_s对Soot生成量的影响规律较复杂，Soot的总生成量取决于Soot生成和Soot氧化的共同作用；在370°之前，主要是Soot生成起主要作用；而在370°之后，Soot的氧化起主要作用。具体情况如下。

(1) 在355°之前，涡流室式柴油机处于燃烧刚开始阶段，在涡流比R_s从2.5增大为3.4的过程中，涡流比R_s的增加会促进燃油混合与燃烧，Soot生成量下降。

(2) 在355°~370°时，由于喷雾重叠程度均随着涡流比R_s的增加而加剧，涡流室式柴油机气缸内的局部混合气浓度也增加，这会促进涡流室式柴油机气缸内Soot的生成。

(3) 随着喷油的进行，涡流室式柴油机气缸内Soot生成速率增加，且在370°左右达到生成速率峰值，在370°后由于喷油基本结束，涡流室式柴油机气缸内Soot生成速率下降，而Soot氧化速率上升，其综合结果是Soot生成速率曲线急剧下降，即Soot的氧化起主要作用；后期由于涡流室式柴油机气缸内温度下降，气缸容积增大，涡流室式柴油机气缸内Soot的氧化速率也随之下降。

图12表明：随着涡流比R_s增加，涡流室式柴油机气缸内Soot生成速率增大，而各个涡流比下的Soot氧化速率接近，故随着涡流比R_s的增加，最终导致涡流室式柴油机气缸内的Soot总生成量增大。若将R_s=2.8的涡流水平对应的涡流室式柴油机气缸内Soot生成量作为基准水平，则涡流比R_s=3.1时的涡流室式柴油机气缸内Soot相对生成量η₂是基准水平的1.055倍，增长幅度不大；涡流比R_s=3.1时的涡流室式柴油机气缸内Soot相对生成量η₂是基准水平的1.11倍，增长幅度较显著；涡流比R_s=2.5时涡流室式柴油机气缸内的Soot相对生成量η₂是基准水平的0.94倍。

以上分析结果表明：涡流比R_s对涡流室式柴油机气缸燃烧及污染物生成的影响规律复杂，但基本上NO_x生成量随涡流比R_s的增加而下降，而Soot生成量随涡流比R_s的增加而增加。因此，可以通过优化在R_s=2.8~3.1范围内找到一个合适的涡流比R_s范围，使涡流室式柴油机气缸NO_x生成量和Soot生成量均为较小值。

图11  不同涡流比R_s时Soot的生成规律

Fig. 11  Soot formation laws under different swirl ratios

图12  不同涡流比时相对Soot生成量η₂

Fig. 12  Relative Soot amount under different swirl ratios

3  结论

(1) 采用标准k-ε-f湍流模型和LUENT动网格技术构建了涡流室式柴油机燃烧仿真计算模型，并通过实验验证得到了合理的仿真计算模型参数。当涡流室式柴油机燃烧仿真模型参数的选择A=4.2，C₂=12.5，R=1.1×10⁹时，涡流室式柴油机燃烧仿真计算的压力与实验测得的压力的相对误差在5%之内。

(2) 当涡流比R_s=3.1时，涡流室式柴油机压力和温度分布更合理，更有利于燃料的充分燃烧与抑制污染物的生成。

(3) 涡流比R_s对涡流室式柴油机气缸燃烧及污染物生成的影响规律复杂，但基本上呈NO_x生成量随涡流比R_s的增加而下降，而Soot生成量随涡流比R_s的增加而增加的趋势。可以通过优化在R_s=2.8~3.1范围内找到一个合适的涡流比R_s范围，使涡流室式柴油机气缸NO_x生成量和Soot生成量均为较小值。

参考文献：

[1] SHI Yu, Reitz R D. Optimization of a heavy-duty compression- ignition engine fueled with diesel and gasoline-like fuels[J], Fuel, 2010, 89(11): 3416-3430.

[2] Lee T, Reitz R D. Response surface method optimization of a high speed direct-injection diesel engine equipped with a common rail injection system[J]. ASMF Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2003, 125(2): 541-546.

[3] 魏胜利, 杜宝国, 冯立岩, 等. 直喷式柴油机涡流室燃烧系统的模拟与试验研究[J]. 内燃机工程, 2008, 29(4): 19-22.

WEI Shengli, DU Baoguo, FENG Liyan, et al. Simulation and experimental research of DI diesel engine swirl chamber combustion system[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2008, 29(4): 19-22.

[4] 魏胜利, 王忠, 倪培永, 等. 单缸直喷柴油机涡流室燃烧系统外部增压的实验研究[J]. 汽车工程, 2011, 39(8): 649-652.

WEI Shengli, WANG Zhong, NI Peiyong, et al. An experimental research on external supercharging in DI diesel engine with swirl chamber combustion system[J]. Automotive Engineering, 2011, 39(8): 649-652.

[5] 许思传, 张建华, 孙济美. 涡流比对直喷式柴油机缸内湍流流动规律的影响[J]. 吉林工业大学自然科学学报, 2000, 30(1): 11-15.

XU Sichuan, ZHANG Jianhua, SUN Jimei. Research on inlet swirl ratio influence of direct-injection turbulent flow in diesel engine cylinder[J]. Natural Science Journal of Jilin University of Technology, 2000, 30(1): 11-15.

[6] 王夺, 纪威, 周庆辉, 等. 涡流室柴油机燃烧过程模拟[J]. 农业机械学报, 2007, 38(7): 49-52.

WANG Duo, JI Wei, ZHOU Qinghui, et al. Simulation of combustion process in swirl chamber of diesel engine[J]. Journal of Agricultural Machinery, 2007, 38(7): 49-52.

[7] 唐智, 熊锐, 刘芳, 等. 发动机涡流室连接通道对空气流场影响的模拟研究[J]. 广东工业大学学报, 2009, 26(3): 42-45.

TANG Zhi, XIONG Rui, LIU Fang, et al. Simulation of the effects of the connecting passage on air flow field in the Swirl chamber[J]. Journal of Guangdong University of Technology, 2009, 26(3): 42-45.

[8] 信曦. 柴油机可变涡流进气系统流动特性的数值仿真研究[D]. 天津: 天津大学机械工程学院, 2011: 12-20.

XIN Xi. Study on numerical simulation of the variable swirl intake system on intake flow characteristics for DI diesel engine[D]. Tianjin: Tianjin University. School of Mechanical Engineering, 2011: 12-20.

[9] 袁野, 李国岫, 李洪萌. 进气涡流与油束夹角对柴油机燃烧性能的影响[J]. 农业机械学报, 2012, 43(11): 1-6.

YUAN Ye, LI Guoxiu, LI Hongmeng. Effects of intake swirl and spray angle on combustion performance for diesel engine[J]. Journal of Agricultural Machinery, 2012, 43(11): 1-6.

[10] Jebamani D R, Kumar T M N. Studies on variable swirl intake system for diesel engine using computational fluid dynamics[J]. Thermal Science, 2008, 12(1): 25-32.

[11] XIN Xi, LIU Dexin, WANG Liuqing, et al. Influence of variable swirl intake manifolds for DI diesel engine on in-cylinder air motion[J]. Applied Mechanics and Materials, 2011, 130/131/ 132/133/134: 95-98.

[12] Wickman D D. HSDI diesel engine combustion chamber geometry optimization[D]. Wisconsin: University of Wisconsin- Madison, 2003: 12-30.

[13] WEI Shengli, WANG Feihu, LENG Xianyin, et al. Numerical analysis on the effect of swirl ratios on swirl chamber combustion system of DI diesel engines[J]. Energy Conversion and Management, 2013, 75(12): 184-190.

[14] Kouremenos D A, Rakopoulos C D, Kotsiopoulos P. Comparative performance and emission studies for vaporized diesel fuel and gasoline as supplements in swirl-chamber diesel engines[J]. Energy, 1990, 15(12): 1153-1160.

[15] Sazhin S S, Kristyadi T, Abdelghaffar W A, et al. Models for fuel droplet heating and evaporation: comparative analysis[J]. Fuel, 2006, 85(12): 1613-1630.

(编辑  陈灿华)

收稿日期：2013-08-23；修回日期：2013-10-14

基金项目：湖南省自然科学基金资助项目(10JJ3061)

通信作者：刘玉梅(1967-)，女，山西大同人，教授，从事热工检测、优化及可靠性评价理论方法研究；电话：0739-5305016；E-mail: sxliuyumei@126.com