全球增暖对ENSO影响的数值模拟研究

全球增暖对ENSO影响的数值模拟研究（共5篇）

1.全球增暖对ENSO影响的数值模拟研究 篇一

1 实验方案

现采用FLAC软件建模, 模拟煤层厚度一定, 直接顶的厚度不同时, 观察由于直接顶的厚度不同对帮部应力分布带来的不同。采矿活动是一个不断对天然地质体的破坏活动, 随着采矿活动的进行, 天然地质体的平衡状态也处于不断的破坏过程, 同时岩体的应力状态在不断地发生着重新分布的过程。本模型在数值计算过程中, 并不考虑时间对岩体天然地应力的影响, 因此在模型建立之后就首先将模型计算至平衡状态, 在开挖完成后再次进行应力的平衡计算。

2 数值模型建立

通过理论解的估算和FLAC的试算, 并结合试验矿矿床的实际情况分析, 本次试验采用三维模式建模。模型尺寸150m×50m×5m, 即模型总体厚度为150m, 宽50m厚度为5m。模型共分十层, 由上至下依次为土层、中砂岩层、泥质砂岩层、粗砂岩层、含粒粗砂岩层、细砂岩层、粉砂岩层、煤层、粗砂岩层和细砂岩层。本次建模有五种不同的方案。

方案完成后, 开始在FLAC3D中进行建模, 在建好的模型完成平衡以后, 进行开挖。每次开挖的位置相同, 在煤层的中部 (15m-35m) 处。

从图1-5中可以看出受采动影响地层应力重新分布, 采空区的影响范围左右呈现环形应力分布, 上下呈现漏斗状应力分布。采空区端部应力集中影响范围随顶板厚度的增大而减小。具体变化见图6。

3 实验结果

(1) 软件模拟的3m厚的煤层, 顶板从5m-5m应力集中显现不同。发现随着顶板厚度的增加围岩应力逐渐集中, 而且在顶板上的影响范围越来越大, 底板的影响范围越来越小。

(2) 从方案一到方案五的应力图中可以看出, 最大主应力集中在采空区左右两侧。

(3) 从方案一到方案五随着煤层直接顶厚度的降低, 应力集中程度逐渐降低。从应力分布范围来看, 煤层底板总体呈扇形分布, 从方案一到方案五采空区对煤层底板的影响范围逐步扩大, 对煤层顶板的影响范围逐步减小, 并呈现收缩态势。

(4) 由上述规律可知:随着煤层直接顶的厚度增加, 片帮、冒顶的风险增大, 而对底板的稳定性影响不明显。

参考文献

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[4]刘玉成.煤层开采地表移动过程的FLAC~ (3D) 模拟研究[J].煤炭科学技术, 2012, 05:93-95+128.

[5]赵国贞.厚松散层特厚煤层综放开采巷道围岩变形机理及控制研究[D].中国矿业大学, 2014.

[6]李为腾, 等.深部顶板夹煤层巷道围岩变形破坏机制及控制[J].煤炭学报, 2014, 01:47-56.

[7]宋录生, 等.“顶板-煤层”结构体冲击倾向性演化规律及力学特性试验研究[J].煤炭学报, 2014, S1:23-30.

2.全球增暖对ENSO影响的数值模拟研究 篇二

ENSO事件指的是厄尔尼诺和拉尼娜事件,对全球的洋流和大气环流都有巨大影响,从而在世界各地引起极端天气(如洪水和干旱),尤其是在厄尔尼诺事件发生当年容易在西北太平洋形成威力强大的台风[1]。

中国东海是一个具有倾斜地形特征和开阔陆架的边缘海,在其大陆架边缘终年存在一支高温、高盐、高流速的强大海流———黑潮。黑潮及其分支直接参与东海和黄海的诸多水文现象,是大洋对陆缘浅海区环流的主要驱动力[2]。

研究ENSO事件与黑潮温度场分布变化之间的关系,直观地反映出ENSO事件对中国东海洋流的影响,从海陆热通量交换的角度解释极端天气的发生原因,不仅具有重要的科学价值,而且具有重大的现实意义。

PN断面从东海西北角长江口起始到东南角琉球群岛结束,呈西北、东南走向(具体位置为西起27°30′N、128°15′E,东至30°30′N、124°30′E,与纬线方向成37°交角)[3]。该断面不但横切冲绳海槽与黑潮主轴垂直,并跨越东海的几个主要水团(包含夏季高温低盐、冬季低温低盐的长江冲淡水,温度介于16.0℃~23.0℃的台湾暖流和温度介于9℃~25℃的陆架混合水),对研究东海黑潮的水文特征极具代表性[4]。

目前已有的对于ENSO事件和黑潮关系的研究多集中于对海表面温度变化的分析研究,对于黑潮垂向剖面上多个流核的分布变化也仅是单一性的研究,未能与ENSO事件相结合。因此,本文以研究PN断面温度场变化与ENSO事件的关系为目的进行数据处理与分析,得出一些结论。

2 数据与方法

2.1 数据介绍

SODA海洋数据集由全球简单海洋资料同化分析系统产生。该系统是由美国马里兰大学(University of Maryland)自20世纪90年代初开始开发的,以为气候研究提供一套与大气再分析资料相匹配的海洋再分析资料为目的的分析系统[5]。本文采用的数据版本为SODA2.0.2/2.0.4的月平均数据资料,全部由CARTON-GIESE的数据站点下载获得,包括1988年1月-2007年12月的SODA数据;水平覆盖范围为0.25—359.75°E、75.25°S—89.25°N,分辨率为0.5°×0.5°,垂直方向上的分辨率为不等间距共40层。

2.2 方法介绍

本文利用PN断面的垂向剖面SODA海温数据,采用多年逐月平均分析、距平分析、EOF分解3种数据处理方法,对剖面的月平均温度场进行规律性季节变化、年度变化和影响因子贡献率的分析研究。

3 对PN断面作多年逐月平均分析、距平分析和EOF分解

3.1 多年平均状态

由1988—2007年PN断面2月的平均温度图可以看出,在127.5°E附近的上层海洋存在一个高温中心,其中心温度高于22oC。由于受冬季盛行风的搅拌作用,海水的对流混合加强,在陆架区温度自海表到海底是均匀的,等值线基本保持垂直状态[5]。在黑潮区温度在150m以浅也是均匀的,但温度要高于陆架区;150m以深温度分层,等温线基本保持水平方向,温度随深度的增加自20℃降低至10℃以下。另外在200m以深的陆坡区,深等温线出现由东南向西北的爬坡现象。

由1988—2007年PN断面夏季的平均温度图可以看出,随着太阳辐射的增强,表层水温比冬季要高,最高可达29℃以上。陆架区的50 m左右出现温跃层,整个断面的温度随深度的增加从表层的29℃降低至800m的6℃;在150m以浅,断面上的等温线呈中部下凹、两端上翘的曲线状分布。在黑潮区的200 m以深处,等温线由东南向西北倾斜,到陆坡区也出现等温线由东南向西北的爬坡现象。

3.2 基于多年逐月距平的研究

通过对1988—2007年的PN断面温度资料进行逐月距平场计算,并且绘制逐月距平图。可以明显发现以下现象。

3.2.1 温度偏高现象

1988年1—4月黑潮主轴温度较平均温度高0.5℃~1.5℃,出现深度较小。5月起这一现象消失。

1991年9月、10月和1992年12月—1993年2月主轴较平均温度高0.5℃~1℃。从1990年开始赤道中太平洋海温一直持续偏高长达5年之久,在此期间连续发生1991年5月—1992年7月、1993年3—11月、1994年9月—1995年2月等3次厄尔尼诺事件[6]。可以得出,在厄尔尼诺事件发生前1~5个月内PN断面温度场图都显示黑潮主轴及其周围有温度较多年平均偏高现象,但并不是黑潮水温偏高后一定会发生厄尔尼诺事件。

2004年11月—2005年1月黑潮区域水温都稍有偏高。2005年9月-2006年1月一直出现一个温度偏高2℃、位置偏西、深度较浅的轴区。这一现象正好对应2006年初夏酝酿、8月形成、2007年2月结束的弱厄尔尼诺事件,也属于厄尔尼诺事件发生前黑潮水温升高[7]的情况。

3.2.2 温度偏低现象

1993年10月黑潮主轴温度比平均温度低1.5℃~2℃[8],1993年3—11月发生厄尔尼诺事件,这次水温偏低的现象与厄尔尼诺事件同期发生,比厄尔尼诺晚开始6个月。

2000年10—12月和2002年10月-2002年12月黑潮主轴温度明显比同期平均温度低2oC左右。2002年5月厄尔尼诺事件暴发、11月达到峰值,到12月热带大气、海洋状况仍表现为厄尔尼诺盛期特征,2003年1月起迅速减弱[9]。此次黑潮区域水温较平均偏低的现象,晚于厄尔尼诺5个月开始并与其同时结束。

2006年8—10月黑潮核区温度偏低1.5℃~2℃。这次黑潮区水温偏低现象又与2006年初夏酝酿、8月形成、2007年2月结束的弱厄尔尼诺事件对应,几乎与厄尔尼诺同时开始但比其结束要早[10]。

3.2.3 黑潮流核异常现象

1993年9—10月,1994年8—10月,2006年1月、6月、9月、10月黑潮双核结构非常明显,且明显可以看出西侧流核温度偏高、东侧流核温度偏低。

2002年8—9月黑潮双核结构十分明显,西侧轴温度偏低、东侧流核温度偏高。

2000年10—11月、2005年8—9月黑潮都出现明显的双核结构,前者两核温度都比平均偏低,而后者两核温度都比平均偏高[11]。

3.3 基于EOF分解的研究

通过对1988—2007年的PN断面温度资料进行EOF分解,并且绘制第一至第五模态图。其中第一、第二模态反映黑潮的季节变化特征,有明显的规律性;第三、第四和第五模态则反映特殊年份黑潮温度的变化特征。

3.3.1 第三模态

第三模态的方差贡献是0.427%,时间变化周期并不规律,但基本为每年一次。表层海水升温特别明显的年份有1990年冬、1995年、2001年、2003年、2005年,与厄尔尼诺来临时表层海水的升温现象在时间上大体对应[12];100~150 m层有2个流核,温度都偏低且位置较浅。

3.3.2 第四模态

第四模态的方差贡献是0.204%,时间特征不规律,特别突出的是黑潮西侧流核温度偏高,东侧流核温度偏低年份是1994—1995年、2001年、2002年。在125.5—126°E有一个影响深度不足50m的高温表层流。

3.3.3 第五模态

第五模态的方差贡献是0.126%,在2007年夏季黑潮西侧流核温度偏高而东侧流核温度偏低且东侧流核向内陆靠近的现象尤为突出,在远离陆地的东侧100m深及周围区域有一个不太明显的高温核。该模态应反映黑潮的三核结构,但并非每年都会出现,2007年最为明显,其次是2003年、1999年[13]。

4 结论

本文利用多年逐月平均分析、距平分析、EOF分解3种方法,分析PN断面垂直剖面温度场的变化,并对3种方法做出比较,结果表明:

(1)黑潮在东海的途径终年比较稳定,大致位于100m或200 m层上的温度水平梯度最大的地带。黑潮年平均水温在24℃~26℃,其中冬季为18℃~24℃,夏季可达22℃~30℃。由EOF分解的结果可以看出,对于PN断面温度场,太阳辐射和地形是最大的影响因素,黑潮的影响反而不足5%。

(2)在厄尔尼诺暴发前1~5个月黑潮温度较平均偏高,而在厄尔尼诺时期黑潮温度较平均偏低,并且常常与厄尔尼诺同时开始出现却提前结束。但并不是每次黑潮温度升高后都会对应一次厄尔尼诺事件发生,不能把其作为预报厄尔尼诺的标准参量。

3.全球增暖对ENSO影响的数值模拟研究 篇三

断层防水煤柱是指在导水或含水断层附近采掘时,为防止断层水溃入井下而留设的防水煤柱。大量的工程实践表明,断层防水煤柱的留设必须保证煤柱有足够的承载力,且开采过程中不会引起断层的“活化”。在多数情况下,合理的断层煤柱尺寸主要通过以下方法确定[3]:(1)按《矿井水文地质规程》中的计算公式确定煤柱留设尺寸;(2)采用工程类比法,即参考工程地质和水文条件相似矿井的安全回采的防水煤柱尺寸,作为本煤层开采时留设防水煤柱的依据;(3)利用理论公式进行计算,如匈牙利的埃斯茨托公式、查姆保公式等;(4)通过相似材料模拟试验和数值软件模拟分析等方法,获得断层防水煤柱尺寸。

绝大多数的断层突水都出现在开采正断层上盘煤层时。这是由于在正断层的上盘开采时,产生的矿山压力通过煤柱作用在断层面上,使断层带裂隙产生剪切运动,而下盘开采产生的矿山压力通过煤柱作用在下伏岩层上,对断层面无明显的影响。断层活化突水的影响因素众多,断层倾角是引起突水的主要原因之一。在此,笔者以正断层为例,研究断层倾角对断层活化和煤层底板突水的影响,进而为煤矿的安全生产提供重要的参考依据[4,5]。

1 FLAC3D软件简介

随着计算机技术的发展,数值模拟越来越受到国内外专家学者的广泛应用,例如:FLAC3D、ABAQUS、ANSYS及RFPA等的应用。与传统的计算方法相比,数值模拟软件具有强大的计算功能和模拟能力,能够有效得出合理结果。

煤层的开采与断层之间是相互影响的。当采掘工程接近断层时,由于采动造成的地应力重新分布,断层带作为一个弱面,就会发生活动,即为断层的活化;反过来,断层对煤层的影响则主要反映在开采工作面前方煤壁内的塑性区。因此,考察工作面前方煤层顶底板和断层带附近的塑性区分布情况,就可以判断断层是否已受到煤层开采的影响,即将进入“活化”。基于FLAC3D强大的数值模拟功能,研究分析在不同断层倾角的采动条件下,断层活化机制和防水煤柱尺寸的合理留设等问题[3]。

FLAC3D采用的是“显式拉格朗日”算法和“混合—离散分区”技术,能够较好地模拟计算岩土体的力学变形情况和岩土体达到强度极限或屈服极限时发生的塑性破坏或塑性流动,特别适用于模拟分析渐进破坏和失稳以及模拟大变形,能使计算结果更趋于准确。FLAC与基本离散元法相似,但其克服了离散元法的缺陷,吸取了有限元法适用于各种材料模型及边界条件的非规则区域连续问题解的优点;由于不需要形成刚度矩阵,因此,在求解大范围的三维岩土工程问题时所占用的计算机内存较少;FLAC3D还应用了节点位移连续的条件,可以对连续介质进行大变形分析,相对局限于小变形假定的其他方法更适合岩土工程的破坏问题研究;即使是模拟静态系统,也采用动态运动方程进行求解[6,7,8,9]。

2 数值模拟及结果分析

2.1 模型建立

本次研究的主要对象是断层带及其附近岩体,煤层厚度为5 m,断层破碎带厚度为10 m,断距为20 m,倾角选择具有代表性的30°,45°,75°。模型长500 m,宽300 m,高200 m。考虑到边界效应,取煤层走向为x方向,y方向两侧各留设100 m的煤柱,工作面从x=100 m处开挖推进。模型采用先加载后开挖,模型四周边界均施加水平位移约束,底边界均施加水平位移及垂直位移约束,上部边界为自由面,设定模型煤层埋藏深度为900 m,顶部压力用等效荷载代替,取上覆岩层平均密度ρ=2 500 kg/m3,则等效荷载约为σz=-ρgh,负值表示压力。本次模拟采用摩尔—库仑(Mohr-Coulomb)力学本构模型,共130 920个单元和139 624个节点,材料力学参数如表1所示,计算模型如图1所示[10]。

2.2 模拟过程

1)在断距20 m,断层厚度5 m的情况下,断层倾角分别为30°,45°,75°,同时工作面从x=100 m处沿煤层向断层方向推进。

2)在推进过程中,考察断层带界面的力学效应、断层煤柱的塑性区变化,以及最小主应力的变化及发展动态。

3)通过数值模拟确定煤柱的临界宽度,分析研究断层倾角对煤层底板突水的影响。

2.3 计算结果及分析

以断层倾角45°为例进行模拟。随着工作面不断推进,在采空区四周出现塑性区。在工作面推进到210 m之前,工作面周围塑性区及最小主应力区呈不断增大趋势,且此时断层没有发生明显变化,可以认为断层对煤层的开采没有影响。煤层周围岩层受到的拉应力呈弧形分布,两侧分布有弧形拉应力,在煤层开采位置前方产生超前应力,并随着煤层向前开采,应力分布随之前移。当工作面推进210 m时,断层开始活化,出现塑性区(见图2),且由于回采产生的超前应力的范围也到达断层,此时煤层开采的位置距断层90 m,表明工作面回采对断层活动产生了影响;当进一步开采时,断层进一步产生活化。当工作面推进到255 m处(距断层45 m),塑性区范围逐渐增大,以至于形成贯通断层和煤层底板的裂隙区(见图3)。

随着工作面不断推进,工作面下方煤柱一侧的超前支撑压力区与采空区一侧的卸压区之间形成急剧的压力变化带,使得工作面前下方底板围岩进入屈服状态,发生破坏就会产生裂隙,造成采空区底板和断层活化,形成导水断裂带。图4为断层倾角不同时煤层开采后断层附近顶底板塑性区分布图,从中可以看出,在其他条件相同情况下,小倾角正断层更容易产生与断层面贯通的裂隙,例如断层倾角为30°时,煤层开挖距离断层面66 m时就产生了贯通断层面的裂隙;断层倾角为45°时,煤层开挖距离断层面45 m时产生贯通断层的裂隙;而断层倾角为75°时,煤层开挖距离断层面28 m时才产生贯通断层的裂隙。

3 结论

通过数值模拟分析断层倾角对断层活化及底板突水的影响,可得出以下两点结论[4,11]:

1)煤层开采过程中,当断层倾角较小时,由于断层面上的剪切应力呈正负交替变化,且峰值较大,更容易发生压剪破坏,进而使得断层带围岩内的原有裂隙进一步扩张发育及不断萌生新的裂隙,易产生贯通底板、断层和含水层的裂隙,引发底板突水事故。因此,在开采过程中,小倾角正断层相对于大倾角而言更容易引起突水危险,故在实际安全设计时应留设较宽的防水保护煤柱。

2)如果底板岩层中含有承压水,考虑到含水层中承压水对断层破碎带有一定的弱化、冲刷腐蚀作用,会加剧断层面的破坏范围和破坏速度,使承压水沿着断层活化带导通采空区底板裂隙涌入工作面,更易引发突水事故。因此,在采掘前应采取必要的超前探水措施,以探明断层含水性,确保煤矿的安全生产。

摘要：运用FLAC3D数值模拟软件,通过模拟不同倾角的正断层在采动影响下对煤层底板突水的影响过程,揭示了煤层开采过程中由于断层构造引起的底板突水通道的形成过程,以及倾角对断层活化和底板突水的影响规律。模拟结果表明:小倾角的正断层比大倾角正断层更容易引起突水危险,在实际安全设计时需要留设较宽的防水煤柱。研究结果对指导煤矿的安全生产提供了重要的参考依据。

关键词：断层倾角,断层活化,底板突水,裂隙,塑性区,FLAC3D

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4.全球增暖对ENSO影响的数值模拟研究 篇四

1 计算模型的建立

研究对象为某型小缸径单缸高速柴油机,燃烧室容积为0.041 3 L,压缩比为14.5,喷孔数为8,喷孔直径为0.28 mm。燃烧室计算网格见图1。

利用FIRE进行仿真,湍流模型选用k-zε模型,燃油雾化模型选用WAVE模型,燃油蒸发模型采用Dukowicz模型,液滴碰壁模型为Walljet模型,自燃机理采用SHELL模型,湍流燃烧模型选用EBU燃烧模型(eddy breakup model)——涡团破碎模型。

将仿真得到的压力曲线与实验曲线对比见图2,仿真结果与实验结果误差较小,说明仿真结果可参考。

2 计算结果及分析

保证循环喷油量不变,喷油压力取110,130,150,1 70 MPa,对应的喷油持续期分别为42.27,38.88,36.2,34℃A,研究喷油压力对柴油机喷雾、油气混合、燃烧过程及性能的影响规律。

2.1 喷油压力对柴油机喷雾特性的影响分析

喷油压力对喷雾特性的影响,主要从贯穿距离和喷雾粒度两个方面考虑。喷射压力对喷雾贯穿距离的影响见图3。随着喷射压力的提高,喷雾在同样的喷油持续期内能达到更远的贯穿距离。分析原因,喷射压力越高,喷孔处压力差越大,喷雾的初速度越大,携带的初动能越大,则贯穿距离越远,贯穿距离曲线斜率越陡。

喷油压力对喷雾粒径的影响见图4,提高喷油压力,喷雾液滴的索特平均直径减小,雾化越细,雾化质量提高。原因在于,喷油压力越高,喷雾动量越大,在与空气相对速度产生的气动力作用下,油滴变形分裂越强,所以雾化越细。

提高喷油压力,燃油雾化越细,则油滴的表面积增加,改善燃油的蒸发过程见图5。

2.2 喷油压力对柴油机混合情况的影响分析

改进柴油机燃烧的重点是及时、迅速地形成混合均匀且有适当燃空当量比的混合气。喷油压力对缸内湍流混合速度的影响见图6,随着喷油压力提高,缸内湍流混合速度增加,湍流混合的强度增强,而且湍流混合速度峰值出现的时刻提前。因此,从喷油压力对湍流混合速度的影响考虑,提高喷压,利于油气混合过程的快速进行。

喷油压力对缸内混合气浓度方差的影响见图7,在喷油过程中,喷油压力越高,混合气的均匀度越差;喷油结束后,喷油压力越高缸内的混合气浓度方差越小,混合越均匀。提高喷油压力,缸内混合气浓度方差的峰值略有减小,但是混合气浓度方差峰值出现的时刻提前,说明燃烧过程进行得越快,燃烧持续时间就会越短,大幅提高了燃烧的效率。因此,从喷油压力对混合气浓度方差的影响方面考虑,提高喷油压力,利于油气混合过程的进行。

2.3 喷油压力对柴油机燃烧过程的影响分析

2.3.1 喷油压力对滞燃期的影响

滞燃期的定义为从喷油始点到燃烧始点之间的时间间隔。通常判定燃烧始点是缸内最高温度发生突变的时刻[2]。

四种喷油压力下的燃烧始点及滞燃期见表1。从表中可以看出随着喷油压力的提高,燃烧始点提前,滞燃期缩短。虽然滞燃期缩短但是并不意味着形成的预混合气质量少,原因在于提高喷油压力,单位时间内喷入燃烧室的燃油质量增加,而且喷雾粒度更细,雾化质量更高,形成的预混合气质量增加。

2.3.2 喷油压力对预混和扩散燃烧分配比例的影响

发动机的结构参数确定后,燃烧规律决定了放热规律,放热规律强烈的影响平均有效压力、燃油消耗率、最高燃烧压力、燃烧噪声等性能指标。不同喷油压力的放热率曲线见图8,可以看出提高喷油压力,放热率的两个峰值均增加,放热过程更集中。

表2详细地反映了放热率曲线反映的燃烧过程信息。随着喷油压力的提高,燃烧终点(累积放热量达到总放热量的90%)提前,燃烧持续期缩短,放热速率提高,提高喷油压力有利于燃烧过程的快速进行。但是,增加喷油压力,预混燃烧占总放热量的比例亦增加,导致初期放热率峰值增加,燃烧过程粗暴,影响工作过程的平稳性。

2.3.3 喷油压力对燃烧重心的影响

燃烧重心一般用放热率重心表示,即累计放热量达到总放热量的50%时对应的曲轴转角。燃烧重心偏离上止点越远,热效率越低[3]。随着喷油压力从110 MPa增加到170 MPa,燃烧重心从偏离上止点31℃A移动到偏离上止点13.5℃A,离上止点的距离减小。喷油压力每增加20 MPa,燃烧重心向上止点移动2~3℃A,循环热效率提高。不同喷油压力对应的燃烧重心见表3。

2.4 喷油压力对柴油机性能的影响分析

提高喷油压力会因改善燃烧过程而提高柴油机的功率,通过图9看出喷油压力从110 MPa提升到170 MPa,功率并非线性增长,随着喷油压力向高压方向发展,功率的提升幅度下降,可以得出结论,进一步的单纯依靠提高喷油压力来提升功率的作用将不显著。

研究喷油压力对功率的影响的同时,喷油压力对发动机工作粗暴程度的影响亦要考虑。喷油压力对缸内平均压力曲线的影响见图10,提高喷油压力,缸内最大爆发压力增大,喷油压力取110MPa时,缸内的最大爆发压力为19.1MPa,喷油压力增大到170 MPa时,缸内的最大爆发压力达到了22MPa,喷油压力每增加20 MPa,爆压增加约1 MPa,增加幅度明显。要求缸内的最大爆发压力的界限为22 MPa。

喷油压力增大,缸内压力升高率增加,喷油压力对缸内压力升高率的影响,见图11,从图中可以得到最大压力升高率对应的时刻,见表4。

一般用平均压力升高率来表示压力升高的急剧程度,如果平均压力升高率太大,则柴油机工作粗暴,运动零件受到很大的冲击负荷,发动机的寿命就要缩短,为了保证柴油机运转的平稳性,平均压力升高率不宜超过0.6(MPa·℃A-1)[4]。

根据平均压力升高的计算公式:

平均压力升高率=(缸内压力急剧升高时刻-燃烧始点)/曲轴转角间隔。

计算得到平均压力升高率,平均压力升高率随喷油压力的变化,见图12,随着喷油压力增大,平均压力升高率呈线性增加趋势,柴油机工作粗暴。

3 结论

a.燃油的贯穿、雾化和混合气的形成都主要依靠燃油喷射的能量。喷油压力越高,喷油能量越大,喷雾粒子的平均粒径越小,雾化质量越好,燃油蒸发速度越快。

b.提高喷油压力湍流混合速度增加,混合气浓度方差减小,既加快了混合速度又提高了混合的均匀度,均利于油气混合过程的进行,两者得出一致的结论。

c.提高喷油压力可以缩短滞燃期和燃烧持续期,使得预混合燃烧比例增加,同时燃烧重心向上止点移动,提高循环热效率。

d.提高喷油压力对功率的贡献并非线性,喷油压力越高提升幅度越小,同时随着喷油压力增大,平均压力升高率呈线性增加趋势,柴油机工作的平稳性受影响。所以,一味通过提高喷油压力提高功率,效果并不理想。

参考文献

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[3]韩勇强,赵佳佳,张亮,等.放热率对效率的影响及对HCCI燃烧负荷限制评测[J].内燃机学报,2008,26(2):121-127.

5.全球增暖对ENSO影响的数值模拟研究 篇五

缸内直喷汽油缸内的气流运动对混合气雾化及燃烧整个过程有着重要的作用, 从而影响到发动机的性能和排放水平[1]。可变涡流直喷汽油机利用气道和气门产生较强的进气流动, 使缸内形成大尺度的轴向气流来组织燃烧, 以改善发动机动力性和经济性[2,3,4], 其中与气缸中心线垂直方向旋转的大尺度涡旋, 称为滚流。大众、现代[5]等公司的可变涡流控制技术主要是调节缸内滚流, 通过关闭涡流调节阀增加低负荷时的缸内滚流, 增加低速动力性;高速时开启涡流调节阀增加进气量。试验[6]表明:较强的涡流和滚流与点燃时火花塞间隙的紊流水平存在一定的关系, 一定条件下可获得快速而稳定的燃烧。

本文中利用AVL FIRE软件对一台四气门可变涡流缸内直喷发动机进行数值模拟分析, 为直喷发动机可变涡流燃烧系统设计提供依据。

1 可变涡流进气道涡流调节原理

图1为直喷汽油机可变涡流进气系统示意图。由图1可见, 可变涡流进气系统由装有涡流调节阀的进气管及带档板的进气道组成, 其中进气涡流调节阀安装在进气道末端, 为簸箕形设计, 由集成在进气管上的真空元件控制其开启;进气档板安装在发动机缸盖进气道内, 为平板设计。当涡流调节阀关闭时, 如图1 (a) 所示, 缸内产生一定强度的滚流;当涡流调节阀开启时, 如图1 (b) 所示, 进气道流通面积增加, 有利于增大进气量。

2 瞬态计算模型验证及初始条件

本文的研究对象是一台四气门缸内直喷汽油机, 采用废气涡轮增压。发动机主要技术参数见表1。采用的计算模型见表2。其中, 喷雾破碎模型采用Wave模型, 其参数设定见表3。燃烧模型采用拟序小火焰模型[7], 其中初始火焰密度设定为2 000m, 伸展系数设定为0.85。计算采用控制体积法进行流动控制方程的离散化, 边界值计算采用外推插值;连续方程、动量方程采用中心差分格式, 能量方程、湍流控制方程和线性求解方程均采用迎风差分格式。

为了研究涡流调节过程对发动机缸内气体流动及喷雾状态的影响, 分别建立了涡流调节阀关闭及开启状态的发动机动网格模型, 如图2所示。瞬态仿真选择的转速为低转速2 000r/min全负荷工况和高转速5 500r/min全负荷工况。进气门在360°CA开启到550°CA关闭 (定义进气上止点为360°CA, 压缩上止点为720°CA) , 具体计算边界条件见表4。

为了使所建立的GDI发动机数值模型能够较准确地反映实际发动机的工作过程, 对计算模型进行了标定。图3为喷雾贯穿距离试验与模拟结果对比。其中, 喷射压力为10MPa, 环境压力为0.1MPa。由图3可见, 喷雾贯穿距离与试验结果吻合较好, 说明该喷雾模型可以较准确地反映试验GDI发动机的燃油喷射过程。

湍流模型通过与粒子成像测速 (PIV) 试验[8]对比验证。图4为滚流阀打开时气缸中间轴向切面在进气上止点后140°CA的速度场分布。具体边界条件参照文献[9], 进气压力为0.05MPa, 发动机转速为1 500r/min。由图4可见, 流场大小及分布的模拟结果与PIV试验基本相近。

图5为转速2 000r/min滚流阀处于关闭状态和5 500r/min滚流阀处于开启状态下缸内压力模拟与试验结果对比。由图5可见, 在相同点火时刻, 模拟计算得到的压力曲线与试验结果吻合较好, 说明该GDI模型可以较准确地反映试验发动机工作过程的基本特征。

3 瞬态CFD计算结果及分析

3.1 不同转速下的缸内滚流比及湍动能

图6为不同转速下滚流阀打开和关闭不同状态缸内滚流比随曲轴转角的变化。由图6可见, 同一转速下滚流阀关闭状态时缸内滚流比均比滚流阀开启时大, 最大值达到3 (670°CA、2000r/min) , 滚流阀打开时气缸内部不同曲轴转角下滚流比较小, 最大值约为0.6。在低转速时, 滚流阀关闭时滚流比是同一时刻滚流阀开启状态时的4~6倍。滚流阀开启时, 提高发动机转速可以提高滚流比;滚流阀关闭时, 高转速时的滚流比反而下降, 说明这一状态下高转速的滚流比被抑制, 滚流比存在极限值。

湍动能变化趋势受到气道入口空气质量流量和活塞运动速度的双重影响, 如图7所示。由图7可见, 随着气门升程的增加, 进气流动的平均速度增加, 湍流动能上升;其后随着进气门的继续关闭, 进气的平均流速减小, 湍流动能减小。在压缩行程后期, 由于活塞上行而产生的挤流作用使缸内气体湍动能上升。从图7中还可以明显地看出, 滚流阀关闭增加了缸内的湍动能, 尤其是在压缩过程中缸内的湍动能得到较大的提高, 在压缩后期 (700°CA) , 滚流阀关闭状态下缸内平均湍动能可达到同一时刻滚流阀开启状态下的3倍。

3.2 燃油喷射及缸内混合气形成过程

通过滚流阀关闭可以使缸内滚流比达到较大水平, 缸内气流的变化改变了燃油与空气的混合速度。

图8为2 000r/min全负荷工况下燃油喷射过程及缸内混合气的分布, 并选取气缸中心切片的燃空当量比结果进行分析。由图8可见, 滚流阀关闭状态时, 油束在滚流的作用下被卷向进气侧, 这既可以防止喷雾直接撞击活塞与缸壁余隙中, 又增加了燃油与空气的接触面积促进油气混合。相比滚流阀开启状态时, 喷射油束方向变化较小, 燃油容易进入活塞与缸壁余隙中, 蒸发效果较差。在700°CA时, 压缩行程即将结束, 滚流阀关闭状态下, 点火时刻气缸内部绝大部分区域燃空当量比为1, 油气混合均匀, 而滚流阀开启状态下缸内燃空当量分布不均匀, 进气门下方活塞与气缸上平面余隙内存在较浓燃油分布区域不易蒸发。滚流阀关闭时燃油蒸发速度较快, 点火时刻 (700°CA) 燃油已经全部蒸发, 而滚流阀开启状态至点火时刻燃油蒸发比例接近90%, 有较多燃油尚未蒸发, 如图9所示。

图10为5500r/min全负荷工况燃油喷射过程及缸内混合气的分布。由图10可见, 滚流阀关闭状态下, 由于缸内滚流速度较大致使部分燃油被吹向缸壁, 在500°CA曲轴转角时大部分燃油与气缸左侧内壁接触, 易造成燃油与缸壁润滑机油混合;在540°CA曲轴转角时部分燃油被吹到进气门周围, 容易引起燃油倒流入进气道。而滚流阀开启状态下, 燃油喷雾在气缸内部均匀分散, 缸内燃空当量分布较为均匀, 没有较浓燃油分布区域不易蒸发。在压缩行程末期 (700°CA) , 不论滚流阀关闭或是开启, 均可得到较均匀的混合气, 滚流阀关闭时混合气较浓, 燃空当量比为1.5, 造成这一现象的主要原因是高转速时滚流阀关闭抑制了进气质量流量, 使缸内进气质量较少, 约为开启时的2/3, 如图11所示, 同样的喷油量使得缸内空燃比较浓。

3.3 缸内平均燃烧压力及温度分布

图12为2 000r/min转速下滚流阀开启和关闭时缸内平均压力及温度随曲轴转角的变化曲线 (点火时刻为725°CA, 喷油时刻为420°CA) 。由图12可见, 在2 000r/min转速时, 滚流阀关闭时缸内燃烧平均压力最大值可以达到6.5MPa, 而滚流阀开启状态下的缸内压力最大值仅有2.7MPa, 由于点火时刻较晚, 有失火可能;滚流阀开启状态下缸内平均温度最大值可达到2 500K, 明显高于滚流阀开启状态下的缸内温度值。在2 000r/min转速下, 通过关闭滚流阀增加缸内滚流比可以显著提高缸内燃烧压力, 通过推迟点火时刻可以将最高压力控制在合理范围内, 过早的点火时刻导致燃烧压力过高 (图5 (a) ) , 点火时刻为715°CA时缸内压力最大值可达10MPa以上, 继续增加点火提前角有爆震倾向。

图13为5500r/min转速下滚流阀开启和关闭时缸内平均压力及温度随曲轴转角的变化曲线 (点火时刻为704°CA, 喷油时刻为420°CA) 。由图13可见, 在5500r/min转速时, 滚流阀关闭时缸内燃烧平均压力最大值仅有4.7MPa, 明显低于滚流阀开启状态下的缸内压力最大值8MPa, 进气质量的减少导致在压缩行程开始 (600°CA) , 滚流阀关闭时的缸压曲线就已经明显低于滚流阀开启状态。因此, 在较高的转速下, 通过关闭滚流阀增加缸内滚流比不利于提高缸内燃烧压力, 点火时刻缸内进气质量少导致燃烧压力低;开启滚流阀可以增大进气质量, 较早的点火时刻可以有效地提高燃烧压力, 点火时刻为694°CA时缸内压力最大值可达9.8MPa (图5 (b) ) 。

选取火花塞切平面观察不同转速下缸内温度分布, 方向如图14所示。在2 000r/min转速下, 滚流阀关闭时缸内火焰传播速度明显大于滚流阀开启状态, 当滚流阀关闭时, 点火时刻后20°CA (750°CA) 缸内火焰已经延伸至整个平面, 中心区域温度高于2 000K, 而在相同时刻的滚流阀开启状态时, 50%切平面温度场处在1 000K以下的较低水平, 如图15所示。造成这一结果的主要原因是滚流强度较大的气流运动加强了燃油蒸发速度, 在点火时刻缸内形成均匀的油气混合气, 同时提高了缸内湍流强度, 从而获得较快速的燃烧。

在高转速5 500r/min时, 通过关闭滚流阀来提高缸内滚流不但没有增加缸内混合气的燃烧速度, 反而使点火较慢, 如图16所示。这是因为高转速时滚流阀开启状态下也可达到较大的湍动能 (150m2/s2) (图7) , 有利于火焰传播;关闭滚流阀抑制了进气质量流量, 在喷油量相同的情况下使得缸内燃空当量比增大, 导致燃烧速度减慢。同时点火时湍动能已超过600m2/s2, 点火时刻火花塞附近的气流运动太强, 容易导致点火困难[10], 还可以明显看出关闭滚流阀时燃烧中心向一侧偏移, 导致火焰传播至排气门一端的距离长, 容易引起爆震[11]。

4 结论

(1) 建立了带滚流阀的GDI发动机三维数值模型, 对模型进行了试验标定, 进而模拟了2 000r/min和5 500r/min、全负荷工况下可变滚流阀开启和关闭两种模式下进气-喷雾-燃烧的整个过程。

(2) 低转速时, 滚流阀门关闭使得缸内滚流比明显增大, 为滚流阀开启状态下的4~6倍。较大的滚流比可以提高燃油的蒸发速度, 有助于缸内形成均匀的混合气及显著提高湍动能, 有利于提高缸内混合气的燃烧速度。

(3) 高转速时, 通过关闭滚流阀增加滚流比会造成气道流通能力降低, 进气质量减小1/3, 同时点火时刻湍动能过大, 不利于稳定快速的燃烧。

摘要：利用数值模拟方法分析了可变涡流GDI发动机在2 000r/min、5 500r/min全负荷工况下, 涡流调节阀开启和关闭不同状态的进气-喷雾-油气混合及燃烧整个过程, 评价了缸内滚流对进气流动、混合气浓度分布及燃烧特性的影响。研究结果表明:在低转速时, 滚流阀关闭使缸内滚流强度明显提高, 是相同气门升程涡流调节阀开启时的46倍, 较大的滚流强度加快了缸内燃油雾化速度, 有助于在点火时刻缸内形成浓度均匀一致的混合气, 同时增加了点火时刻的湍动能, 配合较晚的点火时刻可以形成稳定而快速的燃烧;在高转速时, 通过关闭滚流阀来提高缸内滚流比的水平有限, 同时进气道流通能力受到抑制, 缸内进气质量仅为滚流阀开启时的2/3, 较大的滚流比使点火时刻缸内湍动能过大, 不利于稳定快速的火焰传播。

关键词：内燃机,四气门直喷汽油机,可变涡流进气道,滚流,多维模拟计算

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