Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)緊湊型燃燒系統(tǒng)研究

徐丹， 楊青， 孟凡騰， 孫柏剛, 郭巨壽

(1. 北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081； 2. 北京現(xiàn)代汽車有限公司， 北京 101300；3. 北方通用動(dòng)力集團(tuán)有限公司， 山西 大同 037036)

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Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)緊湊型燃燒系統(tǒng)研究

徐丹1， 楊青1， 孟凡騰2， 孫柏剛1, 郭巨壽3

(1. 北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081； 2. 北京現(xiàn)代汽車有限公司， 北京 101300；3. 北方通用動(dòng)力集團(tuán)有限公司， 山西 大同 037036)

基于Atkinson理論循環(huán)建立混合動(dòng)力汽油機(jī)的性能仿真模型，確定出合適的壓縮比與配氣正時(shí)。分別采用增加活塞頂面凸起高度(上凸型燃燒室)和減小缸蓋上燃燒室高度的方式來(lái)滿足Atkinson循環(huán)汽油機(jī)對(duì)壓縮比的要求。同時(shí)為適應(yīng)緊湊結(jié)構(gòu)減小氣門升程、直徑(緊湊型燃燒室)。通過(guò)三維CFD計(jì)算分析，比較了兩種燃燒室缸內(nèi)燃燒及流動(dòng)特性，發(fā)現(xiàn)緊湊型燃燒室能夠在火核形成及擴(kuò)散時(shí)期在缸內(nèi)產(chǎn)生更高的湍動(dòng)能，有利于加快火焰?zhèn)鞑?，使燃燒持續(xù)期縮短9.8%～24.4%，可顯著提高燃油經(jīng)濟(jì)性。在混合動(dòng)力用Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)發(fā)中使用緊湊型燃燒室，具有重要的應(yīng)用價(jià)值。

混合動(dòng)力； Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)； 燃燒室； 湍動(dòng)能

混合動(dòng)力汽車節(jié)能效果顯著，是緩解石油危機(jī)，改善大氣污染的有效技術(shù)措施。傳統(tǒng)Otto循環(huán)汽油機(jī)由于熱效率低，泵氣損失大，膨脹比小，不能充分發(fā)揮混合動(dòng)力汽車的節(jié)能優(yōu)勢(shì)。而Atkinson循環(huán)汽油機(jī)泵氣損失小，熱效率高，動(dòng)力性降低的部分可由電機(jī)補(bǔ)充，可增強(qiáng)混合動(dòng)力汽車的節(jié)油效果[1-6]。

Atkinson循環(huán)汽油機(jī)節(jié)能優(yōu)點(diǎn)突出，但進(jìn)氣門過(guò)晚關(guān)閉造成大量氣體回流，增加了氣體流動(dòng)損失，同時(shí)擾亂了缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)的形成，從而影響缸內(nèi)混合氣的均勻性和湍流強(qiáng)度，降低了熱效率[7-8]。削弱進(jìn)氣回流可使Atkinson循環(huán)汽油機(jī)發(fā)揮更大的節(jié)油潛力。國(guó)外利用非對(duì)稱曲柄傳動(dòng)裝置和多聯(lián)動(dòng)裝置來(lái)解決回流問(wèn)題[8-9]，但只停留在理論研究上，不能有效解決內(nèi)燃機(jī)應(yīng)用時(shí)回流產(chǎn)生的負(fù)面影響。Atkinson循環(huán)通過(guò)提高幾何壓縮比，并對(duì)進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)行調(diào)整，實(shí)現(xiàn)混合氣膨脹比大于實(shí)際壓縮比,本質(zhì)上是不需要太多混合氣。據(jù)此本研究提出了Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)緊湊型燃燒系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案，在滿足高幾何壓縮比的前提下，使用小氣門和小升程達(dá)到少進(jìn)氣的目的，減少被壓縮的混合氣量，避免缸內(nèi)混合氣回流所帶來(lái)的氣體流動(dòng)損失，提高熱效率，同時(shí)緊湊型結(jié)構(gòu)還有利于加快火焰?zhèn)鞑?，?duì)提高燃油經(jīng)濟(jì)性有重要的意義。

1 整機(jī)模型

1.1 模型建立與驗(yàn)證

針對(duì)某1.6 L汽油機(jī)建立整機(jī)性能計(jì)算模型，原汽油機(jī)的主要規(guī)格參數(shù)見(jiàn)表1。應(yīng)用Ricardo WAVE建立了發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)性能計(jì)算模型，相應(yīng)的進(jìn)排氣系統(tǒng)與試驗(yàn)條件下的發(fā)動(dòng)機(jī)配置一致。

表1 原發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

為了驗(yàn)證所建立的WAVE模型的準(zhǔn)確性，在1 000～6 000 r/min范圍內(nèi)，每隔500 r/min進(jìn)行仿真計(jì)算，得到計(jì)算模型外特性曲線，并將該曲線與試驗(yàn)值進(jìn)行了對(duì)比分析。綜合對(duì)比圖1和圖2，可以看出，整個(gè)模型在全轉(zhuǎn)速范圍較為理想，仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本一致，各轉(zhuǎn)速下誤差均在5%以內(nèi)，可以認(rèn)為模型比較合理，可用于后續(xù)計(jì)算。

1.2 壓縮比與配氣相位的確定

由于采用Atkinson循環(huán)需要提高發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比并改變進(jìn)氣門關(guān)閉角，為了不引起發(fā)動(dòng)機(jī)爆震或者功率的過(guò)多降低，需要選擇一個(gè)合適的壓縮比與進(jìn)氣門關(guān)閉角的搭配關(guān)系。由于城市汽車主要行駛在中低速、部分負(fù)荷工況，選取2 500 r/min為代表性工作轉(zhuǎn)速，以原汽油機(jī)正常工作的壓縮壓力2.5 MPa為約束條件，防止增加爆燃風(fēng)險(xiǎn)。確定該條件下壓縮比與進(jìn)氣門關(guān)閉角的綁定關(guān)系，結(jié)果見(jiàn)圖3。

根據(jù)2.5 MPa壓縮壓力對(duì)應(yīng)的進(jìn)氣門晚關(guān)角，綜合考慮功率、燃油消耗率及燃燒壓力的影響，選取壓縮比13及其對(duì)應(yīng)的進(jìn)氣門晚關(guān)角為設(shè)計(jì)參數(shù)?；诖?，綜合考慮功率及燃油消耗率，再進(jìn)行配氣相位優(yōu)化，得到優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)配氣相位(見(jiàn)圖4)。

2 CFD模型建立及驗(yàn)證

Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)相對(duì)原汽油機(jī)要將壓縮比提高至13，因此需要對(duì)燃燒室結(jié)構(gòu)進(jìn)行重新優(yōu)化設(shè)計(jì)。在發(fā)動(dòng)機(jī)缸徑和行程不變的前提下，要想提高壓縮比只能減小燃燒室容積。本研究采用兩種方案來(lái)提高壓縮比：方案一是增加活塞頂部高度的上凸型燃燒室，方案二是減小缸蓋上燃燒室高度的緊湊型燃燒室。同時(shí)為適應(yīng)緊湊型結(jié)構(gòu)，減小了氣門升程和直徑。

2.1 模型建立

分別在上凸型燃燒室和緊湊型燃燒室?guī)缀文Ｐ突A(chǔ)上，采用Converge CFD工具建立包含進(jìn)排氣道、噴油器、火花塞及氣缸的計(jì)算模型。采用HyperMesh對(duì)幾何模型表面進(jìn)行了優(yōu)化，之后導(dǎo)入到Converge求解器中再次編輯不規(guī)則網(wǎng)格，對(duì)氣門、火花塞及噴油器局部進(jìn)行了嵌套式網(wǎng)格加密，控制總計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為80萬(wàn)左右。選用RNGκ-ε湍流模型，該模型在標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型的基礎(chǔ)上通過(guò)修正湍動(dòng)黏度，考慮了平均流動(dòng)中的旋轉(zhuǎn)及旋流流動(dòng)情況，且在ε方程中增加了一項(xiàng)可以反映主流的時(shí)均應(yīng)變率，從而可以更好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動(dòng)。由于CONVERGE吸收了CHEMKIN化學(xué)反應(yīng)求解器，所以將C8H18與O2燃燒的化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型以CHEMKIN數(shù)據(jù)格式導(dǎo)入求解程序，它包括40 種組分和69個(gè)反應(yīng)的異辛烷氧化機(jī)理反應(yīng)，由外部輸入文件mech.dat提供，以此對(duì)C8H18的燃燒進(jìn)行計(jì)算。物質(zhì)組分設(shè)為N2,O2和C8H18，其物性參數(shù)由外部輸入文件therm.dat提供，設(shè)定計(jì)算成分的熱力學(xué)屬性的NASA數(shù)據(jù)格式，氣相屬性文件由gas.dat提供，液相屬性文件由liquid.dat提供。為保證計(jì)算收斂性及穩(wěn)定性，仿真采用可變時(shí)間步長(zhǎng)控制。計(jì)算中邊界條件的設(shè)置如下：

1) 空氣是由質(zhì)量分?jǐn)?shù)77%的N2和23%的O2組成的混合氣體。

2) 進(jìn)氣入口類型設(shè)置為總壓，壓力采用性能計(jì)算中得到的各轉(zhuǎn)速瞬態(tài)壓力曲線值，溫度為293K，湍流強(qiáng)度和湍流長(zhǎng)度尺度分別為0.05和0.005m;排氣出口類型設(shè)置為靜壓，壓力采用性能計(jì)算中得到的各轉(zhuǎn)速瞬態(tài)壓力曲線值，回流溫度為500～1 000K(依工況而定)，回流湍流強(qiáng)度和湍流長(zhǎng)度尺度分別為0.02和0.003m。

3) 火花塞、火花塞電極、進(jìn)氣道、排氣道、氣缸套及氣缸蓋設(shè)置為固定壁面；進(jìn)氣門、排氣門和活塞頂設(shè)置為移動(dòng)壁面。對(duì)各壁面進(jìn)行溫度設(shè)置：火花塞550K，火花塞電極600K，進(jìn)氣道425K，排氣道500K，進(jìn)氣門480K，排氣門550～600K(依工況而定)；考慮到活塞頂面、氣缸蓋底面和氣缸套的表面溫度存在差異，使用平均壁溫進(jìn)行計(jì)算。因此將活塞頂、氣缸套和氣缸蓋統(tǒng)一設(shè)置為550～600K(依工況而定)。

邊界條件設(shè)定中用到的湍動(dòng)能κ和湍流耗散率ε按照下式進(jìn)行設(shè)置。

式中：ui為進(jìn)口平均流速；I為湍流強(qiáng)度，通常設(shè)在0.01～0.25之間；Cu為模型常數(shù)，取0.09；le為湍流長(zhǎng)度尺度，一般通過(guò)物理區(qū)域來(lái)估計(jì)，可設(shè)為當(dāng)量直徑(等效管道直徑)的5%～10%。

2.2 模型驗(yàn)證

為了降低發(fā)動(dòng)機(jī)的開(kāi)發(fā)和加工成本，試驗(yàn)過(guò)程中僅對(duì)上凸型燃燒室的設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，基于上凸型燃燒室已經(jīng)完成的樣機(jī)試制和試驗(yàn)驗(yàn)證工作，本研究使用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行上凸型燃燒室計(jì)算模型的驗(yàn)證。

空氣流量的對(duì)比分析見(jiàn)圖5，空氣流量在低速段與試驗(yàn)值吻合得很好，在高速段略高于試驗(yàn)值，但最大誤差在5%以內(nèi)。圖6示出2 500r/min下缸內(nèi)壓力的計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比，缸壓曲線在壓縮段計(jì)算值與試驗(yàn)值十分吻合，燃燒始點(diǎn)略有滯后，最高燃燒壓力比試驗(yàn)值略高，缸內(nèi)壓力計(jì)算值與試驗(yàn)值總體趨勢(shì)吻合得比較理想。綜上，計(jì)算模型及模型參數(shù)設(shè)置合理，模型具有較高的可信性。

3 兩種燃燒室計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

使用CFD計(jì)算軟件對(duì)兩種燃燒室的燃燒過(guò)程進(jìn)行三維數(shù)值模擬計(jì)算，并對(duì)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，研究不同燃燒室形狀對(duì)燃燒過(guò)程的影響規(guī)律。外特性下的計(jì)算選取了能夠代表中低轉(zhuǎn)速特性的2 500r/min和能夠代表中高轉(zhuǎn)速的4 000r/min。

3.1 燃燒特征參數(shù)對(duì)比分析

為了方便對(duì)兩種形狀的燃燒特性進(jìn)行對(duì)比，兩個(gè)模型的邊界條件設(shè)置相同，重點(diǎn)選取能夠反映燃燒特性的缸內(nèi)熱力學(xué)參數(shù)進(jìn)行宏觀對(duì)比，并對(duì)三維場(chǎng)圖進(jìn)行了對(duì)比。兩種燃燒室的累計(jì)放熱率的變化規(guī)律見(jiàn)圖7。從圖中可以看出，在整個(gè)燃燒階段，緊湊型燃燒室的燃燒速度要略高于上凸型燃燒室，燃燒放熱快，燃燒持續(xù)期較短，燃燒性能優(yōu)于上凸型燃燒室。

從圖8所示的2 500r/min和4 000r/min外特性下兩種燃燒室的燃燒持續(xù)期的對(duì)比規(guī)律可以看出，在2 500r/min時(shí)緊湊型燃燒室相對(duì)于上凸型燃燒室燃燒持續(xù)期縮短9.8%，在4 000r/min時(shí)緊湊型燃燒室相對(duì)于上凸型燃燒室燃燒持續(xù)期縮短24.4%。

3.2 燃燒持續(xù)期縮短的機(jī)理分析

為了分析上述差異產(chǎn)生的原因，以2 500r/min燃燒特性為例，進(jìn)行三維場(chǎng)圖對(duì)比分析。Converge軟件在進(jìn)行熱力學(xué)計(jì)算時(shí)是自動(dòng)調(diào)整步長(zhǎng)的，導(dǎo)致三維圖像的時(shí)間無(wú)法完全相同。圖9示出了兩種燃燒室在燃燒上止點(diǎn)后的缸內(nèi)溫度場(chǎng)。從圖9中可以看出：相同時(shí)刻緊湊型燃燒室的高溫區(qū)域要大于上凸型燃燒室，火焰?zhèn)鞑ニ俣雀?，缸?nèi)溫度分布均勻，這正好揭示了緊湊型燃燒室累計(jì)放熱率高的本質(zhì)。

在氣缸內(nèi)形成的無(wú)規(guī)則的氣流運(yùn)動(dòng)稱為湍流，在火花點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)中主要用于提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?，發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒性能與燃燒速率有密切關(guān)系，所以希望在上止點(diǎn)附近能夠獲得更大的湍流。圖10示出了兩種燃燒室在上止點(diǎn)附近缸內(nèi)湍動(dòng)能分布情況。

進(jìn)氣門關(guān)閉后，隨著活塞的壓縮上行，缸內(nèi)滾流經(jīng)歷了加速、變形進(jìn)行破碎的過(guò)程，這些過(guò)程均有利于提高缸內(nèi)的湍動(dòng)能。在壓縮末期以及膨脹的初始階段，緊湊型燃燒室高湍動(dòng)能區(qū)域大于上凸型燃燒室，表明緊湊型燃燒室相對(duì)于上凸型燃燒室可以產(chǎn)生更大的湍動(dòng)能，能夠?yàn)橹鸪跗诟變?nèi)的火焰快速穩(wěn)定傳播提供有利條件。

通過(guò)對(duì)緊湊型燃燒室和上凸型燃燒室外特性CFD計(jì)算結(jié)果的分析，結(jié)果顯示緊湊型燃燒室可在主燃期產(chǎn)生更高的湍動(dòng)能，有利于提高燃燒速度，縮短燃燒持續(xù)期。

4 結(jié)束語(yǔ)

建立發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)燃燒計(jì)算模型，通過(guò)計(jì)算分析確定Atkinson循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比為13，并提出了高壓縮比下進(jìn)氣門關(guān)閉角與壓縮比的綁定關(guān)系，以此為基礎(chǔ)開(kāi)展配氣相位優(yōu)化研究，確定了最佳配氣相位。建立了上凸型燃燒室和緊湊型燃燒室三維CFD計(jì)算模型，利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)上凸型燃燒室模型進(jìn)行了校核與驗(yàn)證。通過(guò)對(duì)兩種燃燒室缸內(nèi)壓力和累計(jì)放熱率的分析，發(fā)現(xiàn)緊湊型燃燒室的最高燃燒壓力和累計(jì)放熱率高于上凸型燃燒室，緊湊型燃燒室燃燒速度更快，燃燒持續(xù)期更短，熱效率更高。

通過(guò)對(duì)兩種燃燒室CFD計(jì)算模型得出的三維流場(chǎng)的分析，揭示了兩種燃燒室燃燒特性差異的本質(zhì)原因。緊湊型燃燒室的高湍動(dòng)能區(qū)和高速度區(qū)明顯大于上凸型燃燒室，使得緊湊型燃燒室具有更大的高溫區(qū)，因而緊湊型燃燒室燃燒更充分，火焰?zhèn)鞑r(shí)間和燃燒持續(xù)期更短，從而熱效率更高。

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[編輯: 李建新]

Research on Compact Combustion System for Atkinson Cycle Engine

XU Dan1， YANG Qing1， MENG Fanteng2， SUN Baigang1, GUO Jushou3

(1.School of Mechanical Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China;2. Beijing Hyundai Motor Co., Ltd., Beijing 101300, China；3. North General Power Group Co., Ltd., Datong 037036, China)

Based on Atkinson theoretical cycle, the performance simulation model of hybrid gasoline engine was built and the compression ratio and valve timing were determined. The requirements of compression ratio for Atkinson gasoline engine has been met with increasing the bumped height of piston top surface (convex combustion chamber) and decreasing the height of cylinder head combustion chamber (compact combustion chamber). With three-dimensional CFD analysis, the combustion and flow characteristics of the two types of combustion chambers were compared. The results show that the compact combustion chamber can produce the higher turbulent kinetic energy in the period of flame kernel formation and diffusion, accelerate the flame propagation and shorten the combustion duration by 9.8%～24.4% with improved fuel economy. The application of compact combustion chamber in the development of hybrid Atkinson cycle engine is of great value.

hybrid; Atkinson cycle engine; combustion chamber; turbulent kinetic energy

2014-12-17;

2015-03-18

徐丹(1990—)，男，碩士，主要研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)燃燒排放與環(huán)境效應(yīng);xudan100190@163.com。

孫柏剛(1969—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)燃燒與排放控制;sunbg@bit.edu.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.03.013

TK421.28

B

1001-2222(2015)02-0060-05