【柴油机缸内燃烧仿真模型建立分析案例5300字】

柴油机缸内燃烧仿真模型建立分析案例目录TOC\o"1-3"\h\u7682柴油机缸内燃烧仿真模型建立分析案例 1137571.1燃烧室三维建模与网格划分 293951.1.1柴油机基本参数与网格划分 217451.1.2网格无关性验证 479761.2确立初始与边界条件 5290001.3湍流模型 7238681.4喷雾模型 853161.4.1破碎模型 890761.4.2蒸发模型 985111.4.3液滴碰壁模型 1033871.5燃烧模型 11123871.6NO排放模型 1230791.7燃烧化学反应机理的选择 12313481.8仿真计算模型的验证 12309901.8.1试验台架测试设备 12301601.8.2仿真与试验结果对比验证 14本章使用AVL-FIER软件建立TBD234-V6型船用柴油机三维缸内燃烧仿真模型，对模型的网格进行划分，并确定相应的边界和初始运算条件，以及选择合适的模型等。图2-1所示为柴油机缸内燃烧建模流程图。图2-1柴油机缸内燃烧模型流程图1.1燃烧室三维建模与网格划分1.1.1柴油机基本参数与网格划分本章以TBD234-V6型船用柴油机为仿真研究对象，柴油机基本参数如表2-1所示。表2-1TBD234-V6型柴油机性能参数参数名称参数描述参数名称参数描述机型TBD234-V6、四冲程、直喷、水冷气缸直径×行程128mm×140mm额定功率186kW压缩比15:1额定转速1500r/min气缸排列V型夹角60︒连杆长度225mm活塞行程195mm续表2-1参数名称参数描述参数名称参数描述喷油夹角142°喷油提前角25°BTDC额定循环供油量151mg喷孔数6总排量10.8L燃烧室形式ω型进气阀开26.5°CABTDC进气阀关46.5°CAABDC排气阀开47°CABBDC排气阀关13°CAATDCTBD234-V6型柴油机燃烧室为直口ω型结构。通过CAD软件按照一定比例根据实际测得参数画出活塞上止点燃烧室中心界面二分之一二维模型，如图2-2所示。图2-2燃烧室中心界面二分之一切面图在CAD中绘制的二维燃烧室模型，将其导入相应模块替代自带的燃烧室模型。系统会根据燃烧室形状自动划分网格，图2-3即为系统在燃烧室二分之一主视图上划分的二维网格。网格划分完成后并检查网格质量，是否存在不规则曲面、负网格等网格质量问题，并对上述问题进行手动局部细化。图2-3燃烧室二维网格示意图本文研究的TBD234-V6型柴油机喷孔呈现偏心结构，将二维网格沿燃烧室对称中心顺时针旋转45°得到三维网格，图2-4（a）和图2-4（b）分别为活塞处于上、下止点时的网格图。其中，边界层的厚度为0.35mm。划分网格完成后，主要包括：检查网格质量，是否存在负网格等网格质量问题，并对上述问题进行手动局部细化，最终在保证计算精度的前提下选择较少的网格节点数以提高计算速度。（a）上止点活塞网格图（b）下止点活塞网格图图2-4上、下止点活塞网格图1.1.2网格无关性验证在进行正式的仿真模拟工作之前，首先需要对模型进行网格无关性验证，网格数目的多少直接影响仿真结果的准确性。表2-2为二维网格数量无关性验证表格，此过程中考虑到模型忽略了进排气阀以及固定部件等所占空间，需要对部分体积进行补偿以保证压缩比不变，即在活塞上进行补偿。表2-2二维网格数量无关性验证二维网格数平均有效压力（MPa）与原机计算压差（MPa）相对误差（%）170000.9830.0544.5200000.9640.0353.1230000.9590.031.7260000.9530.0251.3290000.9510.0231.25由表中可知随着网格数的增加，相对误差越小，当网格数大于26000时，相对误差变化极小，故可认为仿真模拟结果与网格数量无关。为了在达到精度的同时提高计算效率，因此采用网格数为26000的模型进行仿真分析。1.2确立初始与边界条件1.1.1缸内初始条件设置在本文中，对柴油机燃烧与排放过程的仿真模拟不考虑进排气流道问题，忽略进气冲程，因此，将燃烧上止点设置为720°CA，只研究从进气阀关闭（586.5°CA）到排气阀开启（853°CA）区间的压缩和燃烧膨胀两个冲程。仿真计算的稳定性与收敛性由计算步长决定，同时，每个冲程计算精度要求不同，计算开始和燃烧过程对计算稳定、燃油雾化、油气混合及化学反应有着严格的要求，因此需要更小的计算步长。计算步长设置表如表2-3所示。表2-3计算步长设置表曲轴转角区间/（°CA）步长/（°CA/step）选择原因586.5-5900.5采用较小的计算步长来保证计算稳定590-6602进气阶段，加大步长来缩短时间660-6921压缩进程，加大步长来缩短时间692-7200.5喷油前阶段，减小计算步长提高精确度720-7300.3喷油始末阶段，详细计算喷雾燃烧阶段730-7501燃油喷射结束，增大步长减少计算时间750-8532完成燃烧，增加步长来提高运算速度利用柴油机试验测量值对仿真模型的初始条件进行标定，其初始参数值如表2-4所示。表2-4仿真模型初始参数初始参数参数值初始压力171325Pa初始温度366.26K湍动能18.375m2/s2湍流长度尺度0.00413m初始涡流强度Rsn初始涡流方向由旋转轴上两点坐标确定湍动能（Turb.Kin.Energy，简称TKE）的计算公式如下：（2-1）（2-2）（2-3）式中，表示湍流脉动速度（m/s）；k是常数，本文k取0.5；表示活塞平均速度（m/s）；为冲程。将各参数值代入后，经计算，得湍动能初始值为18.375m2/s2。湍流长度尺度，由柴油机使用手册查得为TLS=0.00413m。由所得TKE及TLS的值计算可知湍流扩散率(TDR)为3133.81m2/s2。缸内初始涡流强度是试验测得的平均涡流比Rs与发动机转速n的乘积。1.1.2喷油初始条件的设置在本文中，定义喷口直径为0.5mm；喷孔入口倒圆半径与喷孔直径的比值为0.075；喷孔长度和喷孔直径的比值为1.242。燃油喷射速度可依据定义的喷射速率自动计算。喷入气缸的燃油初始温度为310K；喷射开始时间为695°CA，喷射持续期为30︒CA。燃油喷射质量的计算公式如（2-4）所示：（2-4）式中，be为额定功率下燃油消耗率[g/(kW·h)]；Pe为额定功率(kW)；τ为冲程数；n为转速(r/min)；i为气缸数。将原机额定工况（186kW，1500r/min）下所得试验数据代入后，计算出柴油机单缸循环喷油量为151mg。1.1.3缸内边界条件的设置模型中柴油机气缸盖、气缸壁和活塞顶面的传热系数由边界条件决定。速度场的计算与其使用的固体壁面边界的速度和温度条件设定相关。速度边界条件包含壁面函数规律、有滑移和无滑移。本文研究对象为粘性流体，因此选择壁面处流体与壁面速度相同的无滑移边界条件。温度边界条件包含绝热和固定温度壁面。由于气缸高压循环模拟过程中为封闭系统，故选择绝热壁面边界条件。表2-5为计算模型边界条件具体设置参数。表2-5计算模型边界条件设置边界参数参数值缸壁温度550K缸盖温度600K活塞表面温度610K1.3湍流模型柴油机缸内湍流运动的可压缩性、向异性、非定常、三维等基本特征，对各组分的空间分布和物化反应，以及对缸内可燃混合气体的形成、火焰传播速率和污染物生成等有重要的影响，且湍流运动能促进燃气和空气混合并提高燃烧效率。因此，在分析柴油机缸内燃烧情况时需要选择一个合理的湍流运动模型。缸内湍流模型主要有[4]：壁面函数模型、单方程模型(TheSpalarrt-AllmarasModel)、涡粘性耗散（）模型、模型、二阶矩(RSM)模型和负荷湍流（HTM）模型等。本文选取k-ε双方程模型，因为标准的k-ε模型主要运用与不可压缩的稳态流动问题。k-ε湍流模型的计算表达式为：湍流动能k方程：（2-5）式中,是由喷雾引起的湍能产生项；为k的普朗特数。湍动能耗散率ε方程：（2-6）式中，ε为湍能耗散率。平均应力产生项P的表达式：（2-7）重力产生项G的表达式：（2-8）式中，μt表示湍流过程中粘性系数；k表示动能生成率；为动能耗散率；为层流粘性系数；、分别为湍流普朗特数；各系数的值见表2-6所示：表2-6各系数取值模型CμCε1Cε2Cε3Cε4σkσεk-ε模型0.091.441.92-1.00.3311.51.4喷雾模型柴油和生物燃油混合后，由喷油器内喷出，在高温高压和扰动气流的共同作用下，发生破碎形成小液滴以及更小的子液滴，在扩散过程中，受扰动作用影响，发生碰撞、破碎、聚合，在燃烧过程发生蒸发和汽化[45]。整个过程如图2-5所示。图2-5喷雾过程示意图1.4.1破碎模型利用AVL-FIRE软件可选择Wave、GM-B、CHU、FIPA、TAB、KH-RT等模型来构建燃油二次破碎模型[46]。虽然WAVE模型中可调参数不多，但相较于GM-B、FIPA等模型可以提供更复杂的二次破碎环境，其计算简便，可靠度较高，故本文选择WAVE模型来构建燃油二次破碎模型。该模型设定液滴和喷孔直径相同，参数C的含义和设置值如表2-7所示。图2-6为Wave模型破碎过程。表2-7WAVE模型中参数C的含义和设置值参数含义设置值C1决定液滴稳定直径固定值0.61C2影响破碎时间。数值越小，破碎时间越短，液滴平均直径越小，贯穿距越小15C31代表粘性流体，0代表无粘性流体1C4子液滴数目。数值越小，子液滴数目越多0.5C5子液滴质量，数值越大，子液滴质量越多1C6影响子液滴大小分布0C7/C8喷射背压（环境压力）对C1和C2的修正0（a）标准Wave模型（b）带子液滴Wave模型图2-6Wave模型破碎过程1.4.2蒸发模型AVL_FIRE软件中提供了多样式的蒸发模型[47]，在模拟纯柴油燃烧时，选择Dukowicz作为蒸发模型。在模拟生物燃油-柴油混合燃烧过程中，考虑到两种燃料对应的物理特性差异导致的蒸发速率不同，选择Multi-component作为蒸发模型。根据柴油物理参数[48]，编写两个扩展子函数，在Propertysetnumber模块中选择双燃料，根据试验需求设置燃料喷射比例。Dukowicz模型对液滴做了如下假设：（1）液滴为球对称结构；（2）液滴温度按直径均匀分布；（3）液滴表面为准静态；（4）液滴表面液气热平衡，传热过程为准静态；（5）用液滴表面温度与当地流体温度之和的1/2计算液滴的比热和粘性等物性参数。根据液滴温度均匀分布的假设，液滴温度由外界传递和自身热量共同决定。由能量守恒定律可得温度变化率为：（2-9）（2-10）式中，L表示蒸发潜热；表示液滴表面与周围气体对流换热的热流密度；α为对流换热系数；As为液滴表面积。根据液滴表面液气热平衡假设，引入液滴蒸发质量流量和液滴表面热流密度，质量流量的控制方程为：（2-11）联立式（2-9）与（2-11），可得热平衡方程为：（2-12）蒸发质量流量和液滴表面热流密度的比值为：（2-13）与的比值为：（2-14）当Lewis数为1时，式（2-13）可表示为：（2-15）（2-16）式中，By为传质系数。将式（2-10）中的对流换热系数α用努塞尔数替代，液滴表面与周围气体对流换热的热流密度可表达为：（2-17）（2-18）式中，Nu为努塞尔数。1.4.3液滴碰壁模型液滴在发动机缸内的碰壁模拟对完善发动机整体燃烧有着十分重要作用[49-50]，尤其是对四冲程发动机来说，燃烧室空间较小，燃油喷射过程，大部分液滴会与缸壁发生碰撞，碰撞效果直接影响发动机燃烧和排放性能。液滴与气缸壁碰撞过程非常复杂，会产生粘附、反弹、撞壁、反弹破碎、散开和滴溅等不同形态。图2-7为液滴碰撞的主要模型。图2-7液滴碰撞主要模型本文选择Walljet1模型，该模型适用于热壁面，且燃油在燃烧过程中不与壁面油膜发生质量交换。1.5燃烧模型在燃烧过程中存在着一系列的化学反应和流体状态变化过程[51-52]，湍流流动对发动机缸内燃烧过程起着重要的影响，不同燃料对应的燃烧机理同样会对反映的速度有重要的影响。AVL-FIRE软件中提供了多种燃烧模型。缸内燃烧过程涉及一系列能量转换、状态转换等剧烈变化，反应过程中遵循物质守恒和燃油蒸汽守恒，如下所示：（2-19）（2-20）式中，为物质的生成或消耗的速率；为燃油的消耗率；Sevap为蒸发产生的源相，由喷射模型的设置确定。本文选用计算精度高和收敛性好的ECFM3Z火焰模型，该模型运用火焰面密度的方法描述火焰发展历程，如式（2-21）和式（2-22）所示。其中火焰面密度可理解为单位体积内火焰面的面积，通过分别处理化学相和湍流相，考虑火焰厚度和形状的影响对湍流和化学机理进行修正。柴油机的燃烧可分为预混合和扩散燃烧阶段，并以扩散燃烧为主，为使相关火焰模型在物理意义上更准确，选用ECFM3Z模型中的湍流混合模型描述油蒸汽与空气之间的混合。（2-21）（2-22）1.6NO排放模型柴油机排放污染物中，以氮氧化物（NOx）和一氧化碳（CO）较为严重。排放的氮氧化物（NOx）包括NO、NO2、N2O5等。由于NO在NOx占90%左右，因此应针对NO选取排放模型。结合生物燃油—柴油混合燃料发动机分析，NO的主要生成途径有如下三种：（1）由进入缸内新鲜空气引入N元素，在燃烧过程中高温区域生成大量的热力型NO；（2）缸内燃烧时，会有部分激发型NO在火焰区生成；（3）柴油中含有N元素，燃烧过程中会发生化学反应生成少量的燃料型NO；AVL-FIRE提供三种NOx排放模型，包括：Zeldovich、Heywood、ExtendedZeldovich。结合本文研究情况，选用ExtendedZeldovich模型，其反应机理为：NOx+O→NO+N(2-23）N+ON+OH→NO+H（2-25）CO排放模型选择自带生成机理的ExtendedZeldovich模型。AVL-FIRE提供的Soot排放模型有[53]：LundFlamelet、FrolovKinetic、Kenedy/Hiroyasu/Magnussen、Hiroyasu/Nagle/Strickland-Constable。本文选用FrolovKinetic排放模型，其基于简化的Soot生成和氧化的反应机理，模型精准易操作。1.7燃烧化学反应机理的选择由于湍流流动和化学反应速率的影响，生物燃油-柴油混合燃料的燃烧过程需要考虑湍流和化学反应动力学的作用，AVL-FIRE本身有