燃烧模拟在国六柴油机燃烧系统开发中的应用

2021-02-26李军成李明星曾丽丽张志雄

车用发动机 2021年1期

李军成，李明星，曾丽丽，张志雄

(广西玉柴机器股份有限公司工程研究院，广西南宁 530007)

内燃机是当前主要的动力装置，其在一些领域内的应用短时期内仍无法被取代[1]，其中热效率较高的柴油机将依然是主力军。我国将全面实施车用柴油机第六阶段排放标准，这对柴油机的燃烧系统和后处理系统开发提出了更高的要求。因此，如何高效率、低成本地开发性能优良的燃烧系统，是柴油机设计必须考虑的问题。

基于计算流体力学的三维燃烧模拟技术已被广泛应用于柴油机燃烧系统的开发研究[2-4]，该技术可对进气流动、喷油器参数和燃烧室形状参数进行分析，提高系统一次开发成功率，缩短开发周期，从而降低开发成本[5-8]。如果在虚拟样机开发阶段即开展燃烧模拟，那么物理样机阶段的试验验证效率将大大提高。然而，虚拟样机阶段往往输入参数不全，且缺乏校核计算模型的试验数据，有效地应用燃烧模拟具有一定难度。因此，本研究在某柴油机虚拟样机开发阶段开展三维燃烧模拟的应用研究，探讨如何有效应用该技术提高燃烧系统开发效率。

1 柴油机燃烧模拟建模

研究采用1台轻型4缸增压中冷高压共轨柴油机，其主要参数如表1所示。因为喷油器的喷孔中心对称分布，故基于AVL FIRE软件建立1/n气缸(n为喷孔数)的高压循环计算模型。

表1 柴油机主要参数

1.1 燃烧系统选型方案

根据统计数据设计了3个燃烧室和4种喷油器的选型方案，全因子组合共12种方案。燃烧室如图1所示，分别称为SF1、SF2和SF3，3个燃烧室均为ω缩口型，主要差异在于喉口位置和燃烧室深度。提出4种喷孔包角相同的喷油器与燃烧室匹配，涉及2种孔数和3种流量：(1)8孔、流量900 mL/min和860 mL/min，分别称为N8_900和N8_860；(2)7孔、流量860 mL/min和820 mL/min，分别称为N7_860和N7_820。显然，在物理样机试验前，需要对燃烧室和喷油器的匹配性能进行计算分析。

1.2 柴油机工况及计算情况

选择该柴油机应用车型实际路况中常用的2个工况进行模拟计算，工况参数如表2所示，工况1为中速高负荷，工况2为低速低负荷。为了分析各方案的一氧化氮(NO)与指示燃油消耗率(ISFC)、炭烟(soot)的trade-off趋势特性，设置表3所示的轨压和喷油时刻(SOI)。为了在等喷油持续期条件下对喷油器进行比较，以N8_900工况1的120 MPa和工况2的69 MPa的喷油持续期为准，N8_860和N7_820两个工况分别补充一个轨压，N7_860仅需工况2补充一个轨压。另外，为考虑油嘴凸出高度(凸高)的影响，依据经验设定3个凸高水平：1.44 mm，1.84 mm和2.24 mm。

表2 柴油机工况点

表3 轨压和SOI设置情况

在两个工况条件下，以燃烧室、喷油器、凸高、轨压和SOI作为研究变量，总共计算499个情况。

1.3 模型标定

在虚拟样机开发阶段无相应的试验数据校核计算模型，这是应用燃烧模拟的一个难题。为了确保模型的预测效果，首先，对另一款缸径相同结构相似的2.2 L四缸柴油机建立三维燃烧计算模型，然后用该柴油机的燃烧分析试验数据标定喷雾和燃烧模型系数。该柴油机2 620 r/min全负荷工况的标定结果如图2所示，虽然计算的着火时刻比试验的推迟1.9°曲轴转角，但计算的缸内峰值压力的相对误差为0.96%，0°～80°曲轴转角范围内计算的缸内压力值最大相对误差为-6.71%，故计算的缸内压力值与试验测试值吻合良好，计算的放热率曲线形状与试验的曲线形状吻合良好。因此，经过标定的相似柴油机的三维燃烧模拟模型可对缸内燃烧过程进行预测。标定后的喷雾和燃烧模型系数可直接用于当前柴油机燃烧模型，为模型计算预测的可信性提供了一定保证。

图2 相似柴油机三维燃烧计算模型标定结果

2 计算结果与分析

2.1 油嘴凸高的影响

首先选择燃烧室SF1与喷油器匹配，对3个凸高进行分析。将ISFC、NO和soot以凸高2.24 mm，SOI为-6°ATDC的计算结果为基准进行当量化处理。图3示出工况1，N8_860喷油器，120 MPa轨压的结果。在相同SOI条件下，与凸高2.24 mm相比，凸高1.84 mm的ISFC差异不大，NO排放降低4.3%～6.2%，soot排放升高15.2%～61.9%；凸高1.44 mm的ISFC升高0.7%～1.0%，NO排放降低13.2%～18.8%，而soot排放却升高1.46～2.47倍。因篇幅所限，未在此展示轨压为110 MPa和130 MPa的凸高影响趋势，以及燃烧室SF1与其他喷油器匹配的凸高影响趋势，但趋势均与图3所示的趋势相似。

图3 凸高的影响(工况1：燃烧室SF1，N8_860，120 MPa)

燃烧室SF1配凸高1.44 mm的柴油机性能欠佳，应排除；凸高1.84 mm与2.24 mm的NO-ISFC差异不大，保留继续分析。由图1可知，燃烧室SF3的喉口高度和SF1的相同，而喉口直径略小，与其匹配的最佳凸高可能与SF1的相似或略小；SF2的喉口高度比SF1的低，其匹配的最佳凸高可能比SF1匹配的最佳凸高相似或略大。因此，对于燃烧室SF2和SF3与喷油器的匹配分析，凸高设置1.84 mm和2.24 mm。

2.2 燃烧室与喷油器匹配分析

以工况1条件下燃烧室SF1，喷油器N8_860，凸高2.24 mm，轨压120 MPa，SOI为-6°ATDC的计算结果为基准，将各方案两个工况的ISFC、NO和soot进行当量化。将当量化后的结果按燃烧室分为3组，分别绘制NO-ISFC和NO-soot散点图进行比较。

在工况1条件下，燃烧室SF1的NO-ISFC和NO-soot如图4所示，在图上根据靠近左侧和下侧坐标轴的数据点画出trade-off参考线，越靠近参考线的方案其trade-off性能越好。如图5所示，将两个凸高的结果分离，选出NO-ISFC和NO-soot性能较优的方案。当凸高为1.84 mm时，N8_900和N7_860喷油器的NO-ISFC散点较靠近参考线。当凸高2.24 mm时，N7_860喷油器的NO-soot散点最靠近参考线，其次是N8_900喷油器。另外，根据图4和图5，凸高为2.24 mm的ISFC与凸高1.84 mm的差异很小，但凸高2.24 mm的soot排放有较大优势，因此燃烧室SF1应选择凸高为2.24 mm。

图4 工况1燃烧室SF1与喷油器匹配的结果

图5 工况1燃烧室SF1的tarde-off较优的结果

在工况1条件下，凸高取2.24 mm，以流量900 mL/min喷油器120 MPa下喷油持续期为基准，比较相同喷油持续期下各喷油器的性能。如图6所示，小流量喷油器提高轨压缩短喷油持续期后，ISFC降低，soot排放降低，NO排放增高。这是因为小流量喷油器的孔径较小，喷雾破碎、混合较好。由于小流量喷油器NO排放的增高，其NO-ISFC性能并未比N8_900好；N7_860的NO-soot性能依然最好，N8_900的NO-soot性能比较好。

图6 工况1相同喷油持续期条件下性能对比

使用相同分析方法对工况2的计算结果进行分析，工况2条件下燃烧室SF1当量化的NO-ISFC和NO-soot如图7所示，不同喷油器的性能差异比工况1的差异明显。喷油器N8_900的NO-ISFC和NO-soot的trade-off散点最靠近参考线，其次是喷油器N7_860，这主要是因为它们的NO排放相对较低。若将凸高1.84 mm和2.24 mm的结果分别绘制trade-off散点图，这两个喷油器的凸高为1.84 mm时性能最优。

图7 工况2燃烧室SF1与喷油器匹配的结果

燃烧室SF1在工况1和工况2的最佳凸高不同，考虑到工况2引入外部EGR控制NO排放，可优先考虑工况1的性能，凸高定为2.24 mm。至此，选出与燃烧室SF1匹配较优的喷油器是N8_900和 N7_860。随后可分别对燃烧室SF2和SF3的计算结果进行类似分析，分别得出与其匹配较优的喷油器方案(见表4)。

表4 燃烧室与喷油器匹配较优的方案

2.3 方案选择

对表4方案进行对比，确定方案排序。工况1的对比如图8所示。由图8a可知，在相同喷油持续期条件下，SF1_N8_900和SF3_N8_900的NO-ISFC性能居中，SF2_N8_900的NO-ISFC性能最好，SF1_N7_860的NO-ISFC性能最差；然而，图8b所示各方案之间NO-soot性能的相对情况与NO-ISFC相反。由图9可知，工况2条件下SF1_N8_900的NO-ISFC和NO-soot性能最好。在相同SOI条件下，图9a显示各方案的ISFC差异不大，图9b显示各方案的soot排放差异较明显。考虑到模型无法对炭烟定量预测，方案排序如下：第一方案SF1_N8_900,第二方案SF2_N8_900，第三方案SF1_N7_900，第四方案SF3_N8_900。最终，通过对12种燃烧室与喷油器的搭配方案的计算分析，确定推荐4种方案及优先排序进行试验验证。

图8 各燃烧室较优方案工况1的性能对比(N7_860轨压130 MPa，N8_900轨压120 MPa)

图9 各燃烧室较优方案工况2的性能对比(N7_860轨压75 MPa，N8_900轨压69 MPa)

3 试验验证

按照2.3节的排序方案，首先对第一方案进行试验；接着对第三方案未使用7孔喷油器，而用N8_860喷油器进行试验；然后对第二方案进行试验；未对第四方案进行试验。

SF1燃烧室配N8_900和N8_860喷油器的计算与相近工况的试验对比如图10和图11所示，补充其他凸高的计算。计算的凸高和流量对指示燃油消耗率的影响趋势与试验的有效燃油消耗率趋势吻合，计算的凸高和流量对炭烟排放的影响趋势与试验基本吻合。另外，第二方案2 200 r/min外特性试验显示其有效燃油消耗率、NOx和炭烟排放都比第一方案高；在工况1，计算显示第二方案比第一方案指示燃油消耗率略低，指示燃油消耗率趋势与试验有效燃油消耗率趋势不吻合；NO和炭烟排放增高，计算与试验吻合。经过对3个方案的多工况试验对比，确定第一方案综合性能最好，可作为后续开发方案。