刘永丰， 王龙飞， 刘胜,2， 尹玉婷， 杨震寰

(1.中国北方发动机研究所, 天津 300400; 2.清华大学 汽车安全与节能国家重点实验室, 北京 100084)

0 引言

高原环境下，气压随着海拔高度升高而降低，使柴油机在高原地区运行时性能下降、热负荷增大。装甲车辆柴油机由于强化程度较高，在高原环境下热负荷问题更加突出，而缸内热流增加是柴油机热负荷增大的重要因素之一，因此有必要对缸内传热过程进行研究。

目前对柴油机高原环境下燃烧传热过程的研究主要采用柴油机工作过程一维或准维方法进行仿真。王宪成等[1]和郭猛超等[2]采用准维多区数值仿真和环境模拟试验的方法，研究了不同海拔高度对某大功率柴油机缸内喷雾、燃烧和传热影响。高荣刚等[3]应用计算流体动力学(CFD)软件研究了不同海拔高度下的缸内油气混合过程，通过建立油气混合过程的中间参数分析了高原环境对缸内油气混合过程影响，并着重通过对燃烧放热规律的分析研究了高原环境对柴油机燃烧过程影响，但没有考虑高原环境对传热影响。刘永丰等[4]采用CFD软件对高原环境下燃烧过程及附壁油膜的生成规律进行了研究。

本文采用CFD方法对不同海拔高度条件下的柴油机燃烧过程进行三维仿真研究，基于缸内传热模型的适应性研究，分析了燃气侧温度及换热系数变化规律，获得了不同海拔高度条件下壁面热流分布的变化规律，为高原条件下热负荷的改善提供了理论支撑。

1 缸内模型建立

本文研究所选机型为6V150四冲程直喷柴油机，取其中一缸来详细分析缸内流动、燃烧、传热过程，燃烧室模型如图1所示。计算时间从进气门开(300 °CA)开始，至下个循环进气门开(1 020 °CA)结束，设燃烧上止点为720 °CA. 柴油机基本技术参数如表1所示。

表1 柴油机基本技术参数

1.1 控制方程

缸内燃烧过程是包含化学反应的流动过程，可以通过质量、动量、组分、能量和湍流方程来描述，基本控制方程[5]如下：

质量方程

(1)

动量方程

(2)

组分方程

(3)

能量方程

(4)

湍流方程

(5)

(6)

1.2 传热模型

本文采用热流体分析CONVERGE软件进行缸内工作过程三维仿真计算，其中包含3种传热模型，分别为Launder-Spalding模型[6]、Angelberger模型[7]和Han-Reitz模型[8]。

1.2.1 Launder-Spalding模型

Launder和Spalding在1974年提出了Launder-Spalding模型，该模型在普朗特1925年提出的经典壁面函数基础上进行了壁面粗糙度修正。当壁面附近第1层网格质心位于黏性底层时，模型退化为傅里叶导热定律；当第1层网格质心不在层流底层时，假定质心位于对数温度分布的对数区。

(7)

式中：qw为壁面热流密度；cp为定压比热容；Tw为壁面温度；Tf为流体温度；Pr为普朗特数；Prt为湍流普朗特数；Pre为有效普朗特数，Pre=Pr+Prt；κ为冯·卡门常数；E为表征壁面粗糙度的一个函数，光滑壁面时E=9.79；uτ为切向方向的流体速度；y+为无量纲距离。

1.2.2 Angelberger模型

Angelberger模型是Launder-Spalding模型在非等温情形下的修正，其将边界层传热[7]描述为

(8)

式中：ν+、ρ+、T+分别为无量纲的流体黏度、密度和温度，ν+=νt/ν，ρ+=ρw/ρ，T+=(Tw-T)ρwcpu/qw；νt、νw和ρw分别为流体湍流黏度、壁面流体湍流黏度和密度。

该方程应用了边界层理论的一般假设：∂/∂x≪∂/∂y，u≫v. 在等温流动情形下，Angelberger模型退化为Spalding模型，同时假定非等温流动情形下T+的分布与等温情形下的分布相同，即黏性在底层呈线性分布，在对数区呈对数分布。最终得出模型推导结果为

(9)

1.2.3 Han-Reitz模型

Han-Reitz模型考虑了气体压缩性影响，其壁面热流计算公式为

(10)

式中：ni代表热流方向，为壁面法向方向；Prm为摩尔普朗特数。

Han-Reitz模型的公式推导从(11)式出发，

(11)

式中：Q为平均放热率，由燃烧模型计算得到。该模型在推导过程中通过Reynolds提出的ν+随着y+变化的关系式以及Kays提出的Prt随着ν+变化的关系式来考虑相关湍流参数分布。积分时模型将ρT作为一个整体量对待，并通过推导计算得到T+的分布。

通过对流换热理论，可得换热系数公式为

h=qw/(Tf-Tw).

(12)

根据经验及相关文献推荐，其他子模型选取如下：湍流模型采用RNGk-ε，喷雾模拟模型采用拉格朗日离散相方法，油滴破碎模型采用KH-RT模型，油滴蒸发模型采用Amsden模型，油滴碰壁模型采用Wall-film模型，燃烧过程模型采用基于化学反应动力学的SAGE模型。

2 模型验证及结果分析

2.1 传热模型适应性

图2所示为采用3种传热模型计算的壁面热流密度对比。由图2可以看出，在单纯流动过程中，3种模型计算的壁面热流几乎一致，但在燃烧阶段，3种模型呈现了较大差别。Launder-Spalding模型对热流值的低估曾被文献[6]报道，低估的主要原因在于这种模型在近壁区域采用了固定的物性参数、湍流黏度和湍流普朗特数Prt，根据文献[8]中的关系式Prt=0.7/(ν+·Pr)+0.85可知，湍流普朗特数与湍流黏度呈反比，在喷雾燃烧时缸内湍流强度增加、湍流黏度增大，而该模型没有考虑燃烧过程湍流黏度增大带来的Prt降低。由(7)式可知，较大Prt将导致热流预测值偏低，而Han-Reitz模型将湍流黏度、Prt以y+函数的形式给出。Angelberger模型则采用了另一种湍流参数关系式，虽然ρ+、ν+以T+的函数形式给出，但是该模型仍然假定普朗特数固定不变，因此计算的热流与Launder-Spalding模型和Han-Reitz模型差别较大。

对热流密度在一个循环内进行积分，可得到循环内燃气向各壁面的传热量，如(13)式所示。通过计算不同海拔高度下的传热量，可与6V150柴油机在不同海拔高度下的热平衡试验结果进行对比。

(13)

式中：Qt为燃气向缸壁的传热量；A为与燃气接触的气缸壁面积；φ表示曲轴转角。

在高原模拟试验室进行5个海拔高度条件下的热平衡试验，试验工况及结果如表2所示。由表2可知，燃烧引起的缸壁传递热量近似等于热平衡中冷却水带走的热量减去中冷器带走的热量和摩擦功的热量，标定转速下摩擦功产生的热量约占燃料总热量的5%左右[9]，本文采用的机型与文献[9]一致。

表2 热平衡试验工况及结果

将不同海拔高度下计算的燃气向壁面的传热量与热平衡试验中得到的缸壁传热量进行对比，结果如图3所示。从图3中可以看出，Han-Reitz模型可以得到满意结果，散热量随海拔高度的变化与试验结果吻合较好，在4 500 m时试验的结果降低，这是由于试验过程中在4 500 m时功率下降较多造成的。Launder-Spalding模型和Angelberger模型低估了热流值，其主要原因在于这两种模型在近壁区域采用了固定的物性参数、湍流黏度以及不同的湍流关系式，在本文机型的燃烧过程传热计算中并不适用。

2.2 计算结果验证

在海拔高度为1 000 m条件及标定工况下，应用本文建立的缸内燃烧模型进行仿真计算，并与试验结果进行对比。图4所示为缸内压力计算结果与试验结果对比。从图4中可以看出，计算结果与试验结果一致，最大误差不超过2%. 图5所示为放热率计算结果与试验结果对比。从图5中可以看出，计算结果与试验结果的差别主要表现在预混燃烧阶段，试验中的预混燃烧峰值较高，可能是由于试验中的通道效应造成的，燃烧始点对应较好，预混燃烧和扩散燃烧时刻误差较小。由此可见本文模型可以用于缸内燃烧过程的进一步分析研究。

2.3 计算结果分析

在计算工况与热平衡试验工况一致情况下进行3个海拔高度下缸内工作过程仿真计算。计算过程中进气边界采用增压中冷后的数据，计算边界条件如表3所示。

表3 计算边界

2.3.1 压力温度对比

图6所示为不同海拔高度下缸内压力的对比。由图6可以看出，随着海拔高度升高，缸内压力显著降低，当海拔高度从1 000 m升高至4 500 m时，缸内压力从12.4 MPa降至9.6 MPa，降幅达22%，直接影响了柴油机做功能力。图7所示为不同海拔高度下的缸内放热率对比。从图7中可以看出，随着海拔高度升高，过量空气系数降低，滞燃期延长，着火推迟，预混燃烧速率升高，扩散燃烧速率降低，燃烧重心后移。图8所示为缸内平均温度的对比。由图8可见，缸内温度升高的拐点随着海拔高度升高略有推迟，这是由于海拔高度升高、滞燃期延长导致的，燃烧开始后温度迅速升高，随着海拔高度升高，燃烧恶化，后燃增强，缸内温度升高。

2.3.2 壁面燃气温度对比

壁面燃气温度是壁面附近第1层网格内的气体温度，图9所示为不同海拔高度下近壁面平均温度的对比。由图9可以看出：在着火之前，不同海拔高度下温度基本一致，从近壁面温度曲线也可以看出海拔高度升高、着火略有滞后；着火后温度迅速升高，缸盖与活塞上的平均温度随着海拔高度升高而升高，这是因为随着海拔高度升高，后燃增强，导致燃烧温度升高。

2.3.3 喷雾发展过程对比

表4所示为不同海拔高度下喷雾发展过程的对比。由表4可以看出：在715°CA时缸内开始燃烧，各海拔高度下油束形状基本一致，只是在海拔高度为4 500 m时喷雾贯穿距更大；在720°CA时，油束前端周围小液滴蒸发并燃烧，海拔高度为1 000 m时油束未达到活塞壁面就已经蒸发燃烧，当海拔高度为3 000 m时有部分油束达到壁面，当海拔高度为4 500 m时所有油束都达到壁面，这是由于海拔高度的升高使空气密度降低，缸内气体阻力降低，油束贯穿增强；在730°CA时，缸内燃烧剧烈，缸内温度升高，油束前端液滴蒸发燃烧，使贯穿距减小，但在海拔高度为4 500 m时仍有较多的燃油分布在壁面附近。

2.3.4 缸内湍动能对比

表5所示为不同海拔高度下缸内湍动能的对比。由表5可以看出，受喷雾影响，海拔高度升高导致喷雾贯穿增强、喷雾引起的气体动能增大。

表4 喷雾发展过程

2.3.5 壁面换热系数对比

图10所示为不同海拔高度下壁面平均换热系数的对比。由图10可以看出：在着火前，缸盖和活塞上的平均换热系数随着海拔高度升高而降低，这是因为海拔高度升高导致进气流量减少、壁面附近流动速度降低所致；在接近上止点时，壁面换热系数急剧上升，海拔高度越高，换热系数增长速度越大，这是因为在接近上止点时喷雾油束贯穿接近壁面，带动壁面流动急剧增加，海拔高度越高，喷雾贯穿动量越大，壁面气体流动越强，换热系数越高；在上止点后，气体流动性对换热系数的影响所占比重增大，而进气流量对换热系数的影响比重降低，换热系数随着海拔高度升高而增大。

2.3.6 壁面热流对比

图11所示为不同海拔高度下壁面对流换热的热流密度对比。由图11可以看出：在上止点前，海拔高度越高，热流密度越小；在接近上止点时，热流密度迅速上升，海拔高度越高，热流密度增长速度越大；在上止点后，海拔高度越高，热流密度越大，海拔高度从1 000 m升高到4 500 m后，缸盖和活塞壁面平均热流瞬时最大值分别增加31%和26%，这是因为壁面热流随着壁面换热系数和近壁面温度的增大而增大。

2.3.7 壁面燃气温度分布对比

表6所示为不同海拔高度下壁面燃气温度的对比。由表6可以看出：由于本文计算采用了带进排气道的模型，受缸内气体流动的不规则性影响，壁面燃气温度呈现不对称现象；在720°CA、1 000 m海拔高度下，高温燃气刚刚到达壁面，海拔高度越高，高温燃气到达壁面越早，覆盖区域面积越大；随着时间推移，近壁面高温燃气区域增大，海拔高度越高，高温燃气区域面积越大且燃气温度越高，这是由于海拔高度越高，油束贯穿度增强，高温燃气扩散越强，同时海拔高度越高，后燃增强，使燃气温度有所升高。

表6 壁面燃气温度分布

2.3.8 壁面热流密度分布对比

表7所示为不同海拔高度下壁面热流分布的对比。由表7可以看出：不同海拔高度条件下的热流最大值均位于活塞顶面上燃油喷射弹着点周围，并从弹着点向周围扩散；随着海拔高度升高，壁面热流最大值增大，在725°CA、海拔高度从1 000 m升高到4 500 m时，局部热流最大值可升高2倍，这是由于海拔高度升高导致燃气侧温度升高，油束贯穿增强，局部壁面瞬时换热系数增大，另外有部分燃油在壁面附近燃烧；随着海拔高度升高，高热流分布范围扩大，这是由于油束贯穿带动的周围燃气流动增强，使高热流区域向周围扩展。

3 结论

1)在燃烧过程计算时，壁面传热采用Han-Reitz模型可以得到满意结果，散热量随着海拔高度变化的计算结果与试验结果吻合较好。

2)在着火之前，随着海拔高度升高，缸内进气流量减少，壁面附近流动速度降低，壁面换热系数降低；在接近上止点时，喷雾油束贯穿接近壁面，带动壁面流动急剧增加，壁面换热系数急剧上升，海拔高度越高，喷雾贯穿动量越大，换热系数增长速度越大；在上止点后，气体流动性对换热系数影响所占比重增大，进气流量对换热系数影响比重降低，换热系数随海拔高度升高而增大。

3)随着海拔高度升高，缸内气体阻力降低，油束贯穿增强，在1 000 m海拔高度时喷雾基本达不到壁面，不会形成壁面油膜，在4 500 m海拔高度时有较多燃油分布在壁面附近。

4)不同海拔高度条件下的热流最大值均位于活塞顶面上燃油喷射弹着点周围，并从弹着点向周围扩散，海拔高度越高，扩散范围越大，在换热系数和近壁面温度影响下，燃烧时局部壁面热流增幅越大。

表7 壁面热流分布

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