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柴油和双燃料发动机燃烧的三维流体模拟计算

卡尔加里大学 机械制造工程部 刘成科、G. A.卡里姆 电子邮件：karim@ucalgary.ca 加拿大卡尔加里西北部

摘要

一个在柴油和甲烷燃料的燃烧过程中减少了详细的化学反应动力学的三维计算流体动力学模型是在考虑湍流模拟的混合物流动和燃烧过程中的柴油和柴油/甲烷双燃料发动机的涡流室中形成。注入小预燃室的燃烧特性试验也进行了研究。通过一组相应的实验数据的模拟结果进行了验证。比较了混合温度、压力和速度等条件下的混合温度、压力和速度的空间分布，比较了发动机转速、喷油定时以及添加二氧化碳对双燃料发动机燃烧过程的影响。它被发现，在任何燃料喷射和燃烧的情况下，涡流中心最初形成在底部的涡流室的底部，然后继续压缩在顶部方向的最高点。涡流和主燃烧室内的涡流运动促进了柴油机和双燃料发动机的蒸发和燃烧过程。据观察，早期自燃可以通过注射试点形成燃料进入小预燃室与相应的涡流室操作比较了。这表明了减少发动机排放量和提高热效率，可以由一个两阶段的均质充量压缩点火燃烧来实现。

关键词: 双燃料发动机，涡流室，小预燃室，自燃

1 引言

为了满足日益严格的排放法规的要求，由于其相对较低的氮氧化物排放，低噪声，和良好的变速适应性，带有涡流室的发动机被广泛运用于公共交通运输工具中。但是，提高发动机特定燃料的消耗量和在低环境温度下的起动性能仍然是一个挑战。天然气，被认为是一种清洁燃料，相比液体燃料，具有低二氧化碳排放和较高的热效率，并被广泛用作发动机燃料，以减少氮氧化物排放量和颗粒物排放量。研究发现，对于超过150毫米缸径的发动机，柴油/天然气双燃料发动机预燃室站式系统具有结合低NOx排放的高功率密度和和实现稳定和快速的燃烧高效率的潜能。然而，提高如此小尺寸发动机的性能和排放量仍然是一个挑战。

随着计算能力的不断发展，在发动机设计和开发过程中，多维建模已成为一种日益可行和经济的工具，好的计算机模型可以用来更好地理解发动机内的燃烧过程，寻找有效的措施来克服操作问题，评估新的设计理念，降低硬件原型和开发成本。与柴油机建模的研究相比，只有少数关于双燃料发动机计算流体动力学模拟的文献。这主要是由于直喷式双燃料发动机燃烧过程的复杂性。由于燃烧室的几何形状和燃烧过程的复杂性增加，带有预燃室和涡流室的双燃料发动机的燃烧模型一直是处在发展的初始阶段。因此，有必要去开发一个具有详细化学动力学的三维—CFD模型来综合模拟这种发动机的燃烧过程。

在目前的贡献中，一个减少了柴油和甲烷的化学动力学的三维—CFD模型的开发描述了在考虑湍流作用下，带有涡流室的柴油/甲烷双燃料发动机燃烧的模拟过程。对为小预燃室喷射的燃烧特性试验也进行了研究。

2 发动机

对现有的柴油机测试设备进行了修改，以使其适用于本次研究，并开发了新的数据采集和控制系统。三缸，4冲程柴油发动机为水冷，自然吸气，间接喷射，并内置涡流室式。具有23:1压缩比，74毫米口径，76毫米行程的3KC1五十铃发动机，与一台电力测功机组合在一起，可以在800-3600转/分的转速范围内运行。这台发动机作为一台柴油机在海上作业，在2000转/分时，有一个57.8米的最大声明扭以及在3000转/分时，一个16.1千瓦的最大功率。十六烷值为47的柴油在上死点前12度喷射进入预燃室。双燃料发动机的操作是通过引入小计量的甲烷进入进气系统的压缩天然气气瓶中实现的。高压甲烷供应是通小计量体积校准的喷嘴和层流空气流量计校准的空气来计量。主要使用的是约95%纯度的商业甲烷。在这些测试中，发动机转速保持不变，以确保柴油燃料流量与一个固定值的试点柴油当量比相关。

使用安装在气缸的一个散热塞孔中的压电压力换能器测量气缸压力。由编码器产生的曲柄角位置信号，并被馈送到一台计算机，以触发捕获的压力数据。并连续分析了废气的组成。

3 模型

计算流体力学已被证明是一种优化设计以及更好的理解实际的燃烧系统的有效工具。在市场上，有很多商业CFD三维程序包，包括已广泛用于发动机仿真的KIVA程序。模型的原始版本采用的是全局型燃烧反应动力学。它需要适当的修改来考虑均质压燃和双燃料燃烧的应用以及模拟更可靠的导致自动点火和滞后燃烧的复杂化学反应过程的重要细节。对于燃油系统，做到适当降低细节性的化学反应动力学，包括氢、正庚烷和柴油燃料，都被纳入修改后的代码中。该解决方案的综合动力学反应速率方程的均匀搅拌反应器PSR将显示由随时间增加中相应瞬间的不同种类的浓度变化。这样的计算变化是完全以动力学作为基础的。使用动力学控制的反应速率通常会导致非常快的燃烧率。燃料、氧化剂、和中间物可能没有足够的时间混合到发动机实际环境中的分子水平。同时，随着空燃混合气燃烧产物的存在可能导致的反应是由能产生相对较慢反应速率的湍流解体漩涡的部分控制。因此，化学反应动力学和湍流的影响在于适合建模的实际发动机燃烧工艺过程。因此，以部分搅拌燃烧模型为基础的湍流化学燃烧模型已经被开发和纳入代码。

一个更加现实的表示，考虑到湍流混合的额外影响，认为在相应的时间增量里，一个小的浓度增量变化的可以看作是由两个部分所组成：一个以完全搅拌反应器为基础上的化学时间增量和由于湍流混合效应所影响的物理部分。

在反应过程中，预测种类浓度的变化是很重要的，以确保在任何有限时间内，选择的解决方案是足够的精简以及在反应混合物中，没有任何种类显示出一种不切实际的浓度变化。因此，在燃烧过程中，采用的方案纳入一种的方法，这种方法用来选择一个不能产生任何反应物浓度变化的合适时间增量。在一个时间增量结束时，所有的种类的瞬时浓度需要检查，以及检查被用来作为“参考”的种类在接下来的时间步长中，其浓度值是否已耗尽成可忽略不计的值，而不至于成为负值。通过考虑相关的物理湍流混合部分，修改接下来的的化学反应时间步骤。这种方式确定的参考种类可以在燃烧过程中区分开来。

除了包含在KIVA3中的一般的化学动力学方程组，根据部分搅拌反应器法，应用了一种改进的方法，根据以下公式：

其中和是在在每个计算反应步骤的开始和结束时，任何种类m的平均摩尔浓度，是停留的时间尺度（或用于KIVA3

中的拉格朗日积分时间步长），是种类m在PSR假设条件下的反应速率，是参考组分的初始浓度，是计算时间增量中的最低浓度，是参考种类C在计算反应步骤开始时的反应速率，相应的动力学计算方案采用以下公式：

和是参考种类S在反应的左右两侧时的整体化学计量系数，r,和是反应顺序，是分子量，是种类m的质量密度，和是反应前后的广义的阿伦尼乌斯形式系数。

对于上述方法中，正项和负项可以由如下公式得出：

化学动力学时间尺度被定义为在一种完全均匀的条件下，达到有效平衡状态所需要的时间。对于一个“快速”的燃烧步骤，化学时间尺度可以被定义为燃料或氧化剂的消耗时间。对于复杂的化学反应，每一个可逆的基本反应的化学时间尺度的定义取决于反应的参考物，这可以由公式表示：

湍流时间尺度被定义为在假设以混合燃料、氧化剂、热燃烧产物的混合物不存在的条件下，其涡破裂时间。通常可以由如下表示：

其中k是湍流动能，是k的耗散率，以及c是用于柴油发动机燃烧的一个常数0.01左右，当趋近于零时，模型简化为均匀搅拌反应器的方法。如果处于主导地位，则再现涡破裂率为。

为了确保燃烧开始完全取决于物质的化学组成，而只有在反应已经发生后，才有湍流的影响，其中延迟系数F用于燃烧过程和柴油双燃料发动机的仿真中。这个延迟系数的计算最初是基于一个描述柴油燃料在高温下的全面性氧化反应。对于目前的工作，在以下方程中的延迟系数

是在使用下面公式的详细化学动力学的基础上计算出的：

其中Y是不同组分的摩尔分数，和表示在特定区域内的燃烧程度从没有燃烧时的0变化到当燃料和氧气都完全消耗时的1。在此基础上，随着燃烧的进展，延迟系数从0到1的变化。

柴油机燃料由大量的化合物组成，主要是脂类和芳香烃类。由于这种化合物的燃烧反应非常复杂，目前使用一个足够全面的化学方程式来有效地描述其燃烧反应是不可能的。提出了一种实用的方法，以相对已知反应的组成成分非常少的一种替代燃料，用来进行数值模拟计算。柴油燃料的脂类部分可以用正庚烷（）来代替，因为它的十六烷值接近常规的柴油燃料，以及柴油芳香烃部分用与动力学相关较强的的甲苯（）代替，其反应动力学也可以进行模拟计算。2号柴油燃料的整体当量分子被认为是与由热力学性质的多项式函数表示的近似。对燃料的详细化学反应过程进行来验证， 其是由291个反应和79种组分组成，其中包括以下总体反应：

当（9）和（10)方程的反应速率是一样的以及正庚烷与甲苯比为75/25是，反应就会变成：

在KIVA3程序中。有化学反应原子守恒方程，在这方面的发展贡献确保来不同化学反应的原子守恒是正确的。此外，用一个足够全面的化学反应动力学模型来模拟双燃料发动机的燃烧反应，所有阶段的燃烧过程，包括那些已预测到的以及那些没有经验的与点火相关的模型都是需要的。

4 三维模型的检查

一个发动机的网格例子如图1所示。

图1.用于计算的3KC1发动机三维网格实例（CA=-146°CA）

在精度和完成计算所需的时间之间，折衷的去选择网格尺寸。要求可变的网格尺寸。在主燃烧室的网格尺寸是足够小的，约1毫米，1毫米的可变高度在通道涡流和主燃烧室涡流室通道之间是很细的。在一个工作站上，一个单独的方案需要24小时以上的工作时间。对于一个当量比相对大的柴油燃料燃烧的操作条件下，气缸压力-时间曲线的计算和测试表明与相应的预测值具有较好的一致性。在本研究以及参考文献中发现，利用KIVA燃油喷雾模型计算与实验时注入相对少量的液体燃料进行模拟计算的结果中存在一定的微小差别。这主要是因为喷雾的特点，这个特点可能会改变KIVA算法在柴油机高负荷运转下的假设，例如，在空间里，有大油滴的产生时以及不同的热负荷下，喷雾分布质量变化。

图2显示了柴油/甲烷双燃料运行时的实验计算结果比较。虽然两者之间的值似乎存在一些差异，但它们还是具有较好的一致性。 导致差异的一个可能原因可能是由在涡流室测量压力值得到的实验值和假设也适用于整个气缸室的平均压力值。进一步的分析表明在涡流室中和主燃烧室的压力值略有不同室，以及与实验观测压力值循环变化相关的不可避免影响。

图2在小型试验条件下进行双燃料实验时，计算结果与实验结果的比较（Pin=88.23 kPa，Tin=18.7°C,n=1800 rpm, Toil=85°C, Mdiesel

=0.00387 g/cycle, Tinj=minus;6.0°CA(input), and Dinj=10.0°CA）

图3 在y = 0.01平面和CA = minus;129.9°CA上，初始涡流中心的形成时的速度分布（厘米／秒）（CR =23, Pin=80.0 kPa, Tin=292.5 K, n=1800 rpm,and Twall=350 K）

5 仿真结果

5.1在燃料喷射和燃烧的情况下，混合速度，压力和温度的分布变化。计算开始在上死点上后的minus;146°曲柄转角，此时进气阀封闭，并假定气缸压力和温度分布均匀。然后通过对曲轴转角内压缩和膨胀过程中速度分布的变化进行分析，发现转速在1800rpm的发动机内的涡流中心是在minus;130°的曲柄角度时，初步形成在旋流室左侧，如图3所示。涡流中心随着继续压缩过程，朝着最高点向上移动。在膨胀行程中，涡流中心向左下方移动，直到消失。图4表明的是在一个典型的曲柄角度上的速度分布图。可以看出，涡流不仅在涡流室中可以形成，在主燃烧室中也可以形成。同时它也可以在一些曲柄转角的水平截面形成。

图3 在z = 7.65平面上，发动机运行条件下的速度分布图（cm/s）

（CR= 23,Pin=80.0 kPa,Tin=292.5，K,n=1800 rpm,and =350 K）

图5 在发动机运行时，随着曲柄转角，总动能/质量（Kt）和湍流动能/质量（）的变化曲线图（CR= 23, Pin=80.0 kPa, Tin= 292.5，

K,n=1800 rpm, and =350 K）

计算出在每一个单元的速度，而且总动能/质量(Kt)和湍流动能/质量()是使用下面的公式求出的:

其中U，V和W分别是在径向、切向和轴向方向上的速度，以及、和分别是在径向，切向和轴向上的速度变化分量。Kt和随曲轴转角的变化曲线如图5所示。可以看出，Kt随着活塞从下死点到上死点的向上运动而增加，并在上死点前10°的曲轴角上达到最大值。在膨胀冲程的上死点附近，KT在上死点后约12°的曲柄角上降低到最小值。然后又接着在上死点后36°的曲柄角上达到另一个最大值，而后在膨胀冲程的其余部分逐渐减小。随着曲柄转角的变化跟Kt有相似的趋势，只是相应的曲柄角度上达到最大值和最小值略有不同。

得出每个曲柄角上的气缸压力和温度分布图和分析结果。这些组值的样本如图6所示。研究发现，在压缩过程中，主燃烧室的气缸压力略高于涡流室在膨胀冲程的上死点附近，涡流室中的气缸压力高于主燃

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