米勒循環(huán)發(fā)動機缸內(nèi)氣體流動與燃燒分析

李軍, 向璐, 鄭建軍

(1.重慶交通大學(xué)機電與汽車工程學(xué)院, 重慶 400074; 2.長安汽車動力工程研究院， 重慶 401120)

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米勒循環(huán)發(fā)動機缸內(nèi)氣體流動與燃燒分析

李軍, 向璐, 鄭建軍

(1.重慶交通大學(xué)機電與汽車工程學(xué)院, 重慶 400074; 2.長安汽車動力工程研究院， 重慶 401120)

在某1.6 L發(fā)動機的基礎(chǔ)上進(jìn)行縱向開發(fā)，以此來實現(xiàn)高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機。利用大型三維計算流體動力學(xué)(CFD)軟件STAR-CD對采用進(jìn)氣門晚關(guān)策略的高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機進(jìn)行數(shù)值模擬，對比分析了采用兩種幾何形狀活塞的米勒循環(huán)發(fā)動機的缸內(nèi)氣體流動模式及燃燒過程。計算結(jié)果表明：經(jīng)過結(jié)構(gòu)優(yōu)化的活塞方案相對于原方案可以獲得較優(yōu)的缸內(nèi)流動及燃燒特性。計算結(jié)果將為實際開發(fā)中的高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機的活塞選型及燃燒室優(yōu)化提供理論及數(shù)據(jù)支撐。

米勒循環(huán)發(fā)動機； 燃燒過程； 流動分布； 活塞

隨著石油供需矛盾的日益加劇和汽車排放法規(guī)的日趨嚴(yán)格,改善燃燒方式和降低燃油消耗成為內(nèi)燃機研究的重要課題。汽油機的節(jié)氣門會導(dǎo)致進(jìn)氣系統(tǒng)存在較大壓降，且排氣背壓遠(yuǎn)高于進(jìn)氣壓力，因此填充及排空缸內(nèi)充量的泵氣過程將消耗部分可用能量[1]。為了能夠改善發(fā)動機在部分負(fù)荷工況下的燃油經(jīng)濟性，學(xué)者們進(jìn)行了大量的研究,通過改變進(jìn)氣門關(guān)閉時刻控制進(jìn)氣充量的方法來消除或者降低節(jié)流損失[2-5]。這種研究包括把米勒循環(huán)應(yīng)用在發(fā)動機上的兩種實現(xiàn)方式：進(jìn)氣門早關(guān)(EIVC)和進(jìn)氣門晚關(guān)(LIVC)。

1 米勒循環(huán)

米勒循環(huán)發(fā)動機的膨脹比較大，即燃燒氣體膨脹幅度較大，作功較多，但也代表著壓縮比增大，爆震問題很難避免。米勒循環(huán)巧妙地運用進(jìn)氣門早關(guān)和進(jìn)氣門晚關(guān)兩種技術(shù)避免了爆震，同時使發(fā)動機的功率大大提高[6]。分析表明,進(jìn)氣門早關(guān)技術(shù)使進(jìn)氣充量膨脹會降低發(fā)動機的有效壓縮比，充量膨脹以及隨后的壓縮過程消耗功相對較少，因為這兩個過程都是接近低溫等熵過程。因此，進(jìn)氣門早關(guān)策略相當(dāng)于膨脹沖程大于壓縮沖程，從而改善了發(fā)動機循環(huán)效率。但是，進(jìn)氣門早關(guān)策略在實際應(yīng)用中受到一些限制，特別是進(jìn)氣門早關(guān)將導(dǎo)致湍流強度降低，不利于隨后的混合氣形成及燃燒過程。進(jìn)氣門晚關(guān)是通過在壓縮沖程將部分進(jìn)氣充量反流排出，可以降低有效壓縮比，同時保持原有的膨脹比，即實現(xiàn)發(fā)動機膨脹比大于有效壓縮比，從而提高發(fā)動機熱效率，降低油耗。本研究中米勒循環(huán)高壓縮比發(fā)動機采用的是進(jìn)氣門晚關(guān)技術(shù)。

基于此，本研究在1.6 L發(fā)動機的基礎(chǔ)上進(jìn)行縱向開發(fā),發(fā)動機主要參數(shù)見表1。保留該發(fā)動機的進(jìn)排氣道、缸蓋、冷卻潤滑及曲軸箱系統(tǒng)等，通過改變進(jìn)排氣凸輪軸包角、點火系統(tǒng)及燃燒室形狀來實現(xiàn)高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機。利用大型三維計算流體動力學(xué)(CFD)軟件STAR-CD對采用進(jìn)氣門晚關(guān)策略的高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機進(jìn)行數(shù)值模擬，比較分析了兩種不同幾何形狀的活塞對米勒循環(huán)發(fā)動機缸內(nèi)氣體流動及燃燒特性的影響，旨在為實際的米勒循環(huán)發(fā)動機活塞選型及燃燒室優(yōu)化提供理論及數(shù)據(jù)支撐。

表1 發(fā)動機主要參數(shù)

2 仿真模型建立與標(biāo)定

2.1 燃燒模型

進(jìn)行內(nèi)燃機缸內(nèi)燃燒模擬需要考慮化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)、湍流模型以及二者之間的相互作用，基于此建立的燃燒模型主要有湍流控制渦破碎模型、層流湍流特征時間燃燒模型、CFM-ITNFS模型、CFM模型、ECFM模型、ECFM-3Z、Weller模型、湍流火焰速度封閉模型、概率密度函數(shù)方法、SHELL自燃模型[8-10]。不同的燃燒模型適應(yīng)范圍有所不同，本研究選擇的是適用于汽油機、柴油機或HCCI燃燒的ECFM-3Z模型。ECFM-3Z模型是統(tǒng)一考慮了自燃、預(yù)混燃燒和非預(yù)混燃燒3種燃燒模式的燃燒模型。每個計算單元被劃分為三部分(見圖1)：FUEL(純?nèi)剂蠀^(qū))、AIR+EGR(純空氣+殘余廢氣區(qū))和UNBURNED GASES+BURNED GASES(混合區(qū)),混合區(qū)又可分為未燃區(qū)、火焰面、已燃區(qū)。混合區(qū)使用標(biāo)準(zhǔn)ECFM模型，未燃區(qū)使用自燃模型，已燃區(qū)使用一個改進(jìn)的排放預(yù)測模型，該模型增加了炭煙模型(soot model)和CO化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)氧化模型。

圖1 ECFM-3Z計算單元的燃燒機理

ECFM-3Z建立了火焰面密度∑的輸運方程：

(1)

式中：D為分子擴散系數(shù)；Cdivu=1.0 ；C為考慮燃燒化學(xué)時間尺度及火焰與壁面相互作用的修正因子；Γ為凈火焰面拉伸率函數(shù)；Ul為層流燃燒速度； ρu為未燃混合氣的密度；ρb為已燃混合氣的密度；Sconv為火花點火引起的源項；c為雷諾平均進(jìn)階變量； α和β分別為與燃燒速率及火焰面曲率相關(guān)的模型參數(shù)，其默認(rèn)值分別為1.6和1.0； μt為湍流黏度；p為熱力學(xué)壓力。

2.2 計算網(wǎng)格

本研究選用較典型的部分負(fù)荷工況(2 000 r/min,0.2 MPa)進(jìn)行計算分析和對比，發(fā)動機幾何模型在ProE中設(shè)計完成后，利用Hypermesh進(jìn)行幾何清理及表面網(wǎng)格劃分。然后利用STAR CCM+軟件的Remesh功能進(jìn)行面網(wǎng)格修復(fù)、重構(gòu)及特征線生成。最后利用STAR-CD軟件的es-ice模塊進(jìn)行缸內(nèi)氣體流動及燃燒分析三維動網(wǎng)格創(chuàng)建(見圖2)。計算網(wǎng)格尺度為0.8 mm，總計算網(wǎng)格數(shù)約為62萬個(下止點位置)。

圖2 計算網(wǎng)格

2.3 計算模型

選用較適合內(nèi)燃機缸內(nèi)氣體流動及燃燒分析的K-epsilon/RNG湍流模型，近壁面處理利用Angelberger壁面函數(shù)法。燃燒模型為ECFM-3Z，spark模型[7]。湍流模型相關(guān)參數(shù)的選擇見表2，燃燒模型參數(shù)則根據(jù)缸內(nèi)燃燒的試驗數(shù)據(jù)標(biāo)定獲取(見2.4節(jié))。

表2 湍流模型參數(shù)

2.4 初始和邊界條件

對于動網(wǎng)格模型，設(shè)置活塞及進(jìn)排氣門邊界為運動壁面邊界，其余壁面邊界為靜止壁面邊界。進(jìn)氣道入口指定總壓和溫度入口邊界，而排氣道出口指定靜壓和溫度出口邊界，其邊界條件值均由GT-Power軟件計算得到。配氣相位見圖3。

圖3 配氣相位

2.5 燃燒模型標(biāo)定

為了使計算模型能夠準(zhǔn)確反映實際發(fā)動機的缸內(nèi)氣體流動及燃燒過程，在計算模擬之前首先對燃燒模型進(jìn)行了標(biāo)定。標(biāo)定工作的試驗數(shù)據(jù)來源于發(fā)動機燃燒開發(fā)試驗臺架。根據(jù)燃燒CFD分析經(jīng)驗，在怠速及部分負(fù)荷工況，需要對ECFM-3Z，spark燃燒模型中的參數(shù)alpha和rklimit進(jìn)行標(biāo)定。圖4示出在alpha=1.05及rklimit=1.8 mm時，計算結(jié)果和試驗值吻合較好。當(dāng)然，隨著壓縮比的改變，燃燒模型參數(shù)也需要進(jìn)一步標(biāo)定及試驗驗證。

圖4 燃燒模型標(biāo)定

2.6 活塞結(jié)構(gòu)優(yōu)化

為了獲得較理想的燃燒室結(jié)構(gòu)，對初步設(shè)計的活塞方案進(jìn)行了一定的結(jié)構(gòu)優(yōu)化。圖5的左圖為右圖的縱截面，截面位置如圖中橫線所示，優(yōu)化的主要措施是改變活塞頂面長軸和短軸的尺寸，并修改左右兩側(cè)斜面與水平面的傾斜角，改變活塞頂面的曲率，以此來獲得不同的燃燒室結(jié)構(gòu)，新方案活塞頂面的曲率大于原方案。不同的活塞結(jié)構(gòu)可獲得不同的缸內(nèi)氣體運動及燃燒模式。對于高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機而言，具有高滾流比的燃燒室結(jié)構(gòu)更有助于提升其功率。本研究通過計算比較兩種活塞結(jié)構(gòu)下缸內(nèi)的流場、湍動能、溫度等參數(shù)，從而獲得較合理的燃燒室結(jié)構(gòu)。

圖5 活塞形狀對比

3 計算結(jié)果分析

3.1 進(jìn)氣流場分布

圖6示出了兩種活塞設(shè)計方案在525°曲軸轉(zhuǎn)角時(進(jìn)氣門升程最大時刻)的缸內(nèi)氣體速度分布比較?？梢钥闯?，采用修改后的活塞方案缸內(nèi)氣流分布更合理，即燃燒室中心局部氣流速度較高，而靠近氣缸壁面處局部速度較低，這有利于缸內(nèi)混合氣的充分混合及維持較強的滾流運動。

圖6 缸內(nèi)氣體速度場比較(525°)

圖7示出了兩種活塞設(shè)計方案在670°(點火時刻672.8 °)的缸內(nèi)氣體速度分布比較。與圖6的分布規(guī)律較為相似，采用修改后的活塞方案缸內(nèi)氣流分布更合理，即燃燒室中心局部氣流速度較高，而靠近氣缸壁面處局部速度較低。

圖7 缸內(nèi)氣體速度場比較(670°)

如圖8a所示，采用兩種活塞設(shè)計方案的缸內(nèi)氣體質(zhì)量幾乎一致，即活塞形狀對缸內(nèi)進(jìn)氣量幾乎沒有影響。米勒循環(huán)發(fā)動機采用進(jìn)氣門晚關(guān)策略(LIVC)，部分缸內(nèi)氣體會被推出至進(jìn)氣道導(dǎo)致缸內(nèi)氣體質(zhì)量下降。而圖8b的結(jié)果表明采用新方案后可以獲得較高的滾流比，有利于缸內(nèi)氣體混合及后續(xù)的燃燒放熱過程。

圖8 進(jìn)氣量及滾流比比較

3.2 湍動能分布

圖9示出了兩種活塞設(shè)計方案在670°時(點火時刻672.8 °)的缸內(nèi)氣體湍動能分布比較?？梢钥闯霾捎脙煞N活塞設(shè)計方案在缸內(nèi)獲得的局部湍動能分布較為接近。圖10示出在650°～675°范圍內(nèi)，采用新方案獲得的缸內(nèi)平均湍動能水平略高于原方案，這有利于初始火核的形成、發(fā)展及后續(xù)的火焰?zhèn)鞑ズ腿紵^程。

圖9 湍動能分布(670°)

圖10 湍動能對比

圖11示出了采用兩種方案的缸內(nèi)燃燒壓力、溫度及放熱率對比。通過對比可以看出，該米勒循環(huán)發(fā)動機采用新方案后可以獲得較高的缸內(nèi)燃燒壓力、燃燒溫度及放熱率，缸內(nèi)滾流水平及湍動能分布較優(yōu)，燃燒速度較快，缸內(nèi)燃燒狀況較好，因而峰值壓力及溫度較高。從放熱率曲線的對比也可以看出采用新方案后放熱率較高，燃燒放熱過程充分，發(fā)動機熱效率高。

圖11 缸內(nèi)燃燒壓力、溫度及放熱率對比

3.3 缸內(nèi)氣體溫度分布

圖12示出了在曲軸轉(zhuǎn)角為680°，700°，720°及760°時采用兩種活塞方案的缸內(nèi)氣體溫度場的對比?？梢钥闯鲈诨鹧姘l(fā)展初期(如680°和700°)，兩種活塞方案缸內(nèi)氣體溫度分布比較接近，而在燃燒中后期(如720°和760°)，新方案局部溫度較高，這表明采用該方案后化學(xué)反應(yīng)及燃燒速率較快，這也解釋了圖11中缸內(nèi)燃燒壓力、溫度及放熱率曲線表現(xiàn)出來的規(guī)律。不同活塞方案，缸內(nèi)溫度基本一致，因此NOx排放水平基本一致。

圖12 缸內(nèi)氣體溫度分布

3.4 火焰面密度分布

火焰面密度定義見式(2)和式(3)。

(2)

(3)

式中：∑為火焰面密度(體積)； σ為火焰面密度(質(zhì)量)； δV為體積微元；δA為對應(yīng)于體積微元的火焰面的面積。

圖13示出了在曲軸轉(zhuǎn)角為680°，700°，720°及760°時采用兩種活塞方案的缸內(nèi)火焰面密度的對比?？梢钥闯鲈诨鹧姘l(fā)展初期(如680°和700°)采用新方案缸內(nèi)局部火焰面密度稍高，而在燃燒中期(如720°)，新方案局部火焰面密度較高，反映出采用該方案后化學(xué)反應(yīng)及燃燒速率較快。而在燃燒后期(760°)原方案局部火焰面密度較大，反映了該方案對應(yīng)的燃燒周期相對較長，不利于發(fā)動機燃燒膨脹做功及有效熱效率的提高。

4 結(jié)論

a) 采用修改后的活塞方案缸內(nèi)氣流分布更合理，燃燒室中心局部氣流速度較高，而靠近氣缸壁面處局部速度較低，這有利于缸內(nèi)混合氣的充分混合及維持較強的滾流運動；

b) 活塞形狀對缸內(nèi)進(jìn)氣量幾乎沒有影響，但采用修改后的方案可以獲得較高的滾流比，有利于缸內(nèi)氣體混合及后續(xù)的燃燒放熱過程；

c) 采用兩種活塞設(shè)計方案在缸內(nèi)獲得的局部湍動能分布較為接近，但在650°～675°范圍內(nèi)，采用修改后的方案獲得的缸內(nèi)平均湍動能水平略高于原方案，這有利于初始火核的形成、發(fā)展及后續(xù)的火焰?zhèn)鞑ズ腿紵^程；

d) 火焰發(fā)展初期采用兩種活塞方案缸內(nèi)氣體溫度分布比較接近，而在燃燒中期，修改后的方案局部溫度較高，燃燒速率較快，可以獲得較高的缸內(nèi)燃燒壓力、燃燒溫度及放熱率；在燃燒后期，原活塞方案局部火焰面密度較大，燃燒周期相對稍長。

[1] Anderson M K, Assanis D N , Filipi Z S.First and Second Law Analyses of a Naturally-Aspirated, Miller Cycle, SI Engine with Late Intake Valve Closure[C].SAE Paper 980889，1998.

[2] Ge Y, Chen L, Sun F, et al.Effects of heat transfer and variable specific heats of working fluid on performance of a Miller cycle[J].International Journal of Ambient Energy,2005, 26(4): 203-214.

[3] Al-Sarkhi A, Jaber J O, Probert S D.Efficiency of a Miller engine[J].Applied Energy,2006,83(4):343-351.

[4] Yanlin Ge,Lingen Chen, Fengrui Sun,et al.Effects of heat transfer and friction on the performance of an irreversible air-standard miller cycle[J].International Communications in Heat and Mass Transfer,2005,32(8):1045-1056.

[5] 張彎洲.超燃沖壓發(fā)動機燃燒室起動過程研究[D].成都：西南交通大學(xué)，2013.

[6] Miller R H.Supercharging and Internal Cooling Cycle for High Output[J].ASME Transactions,1943,69:453-457.

[7] 孫士龍，基于燃油噴射參數(shù)的預(yù)混壓燃發(fā)動機燃燒及排放特性研究[D].長春：吉林大學(xué)，2014.

[8] Chih Wu,Paul V Puzinauskas,Jung S Tsai. Performance analysis and optimization of a supercharged Miller cycle Otto engine[J].Applied Thermal Engineering,2003,23(5):511-521.

[9] 馬帥營,陳貴升,鄭尊清,等.汽油/柴油雙燃料HPCC在不同轉(zhuǎn)速下的高負(fù)荷研究[J].內(nèi)燃機學(xué)報，2013，31(4)：289-295

[10] Colin O,Benkenida A. The 3-Zones Extended Coherent Flame Model (ECFM-3Z) for computing Premixed/Diffusion Combustion[J].Oil & Gas Science Technology,2004,59(6):593-609.In-cylinder Gas Flow and Combustion Analysis of Miller Cycle Engine

[編輯: 李建新]

LI Jun1, XIANG Lu1, ZHENG Jianjun2

(1. School of Mechatronics & Automotive Engineering， Chongqing Jiaotong University， Chongqing 400074， China；2. Changan Automobile Power Engineering Research Institute, Chongqing 401120， China)

A Miller cycle engine with high compression ratio was developed through the longitudinal development of a 1.6 L engine. Then the numerical simulation of Miller cycle engine with high compression ratio and intake late closing strategy was conducted with CFD STAR-CD software and the in-cylinder gas flow mode and combustion process for Miller cycle engines with two kinds of geometry shape piston were compared. The results show that the optimized piston scheme has better in-cylinder gas flow mode and combustion characteristics. The results provide the reference for the piston shape selection and the optimization of combustion chamber in actual development of Miller cycle engine with high compression ratio.

Miller cycle engine; combustion process; flow distribution; piston

2015-03-04;

2016-01-31

國家自然科學(xué)基金資助項目(51305472)；重慶市自然科學(xué)基金重點項目(CSTC2013yykfB0184)；重慶交通大學(xué)研究生教育創(chuàng)新基金項目(20120108)

李軍(1964—)，男，教授，主要從事汽車發(fā)動機排放與控制、交通裝備先進(jìn)制造技術(shù)及應(yīng)用研究；cqleejun@sina.com。

通訊簡介： 向璐(1990—)，女，碩士，主要從事發(fā)動機燃燒及排放控制研究；654629638@qq.com

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.014

TK421.2

B

1001-2222(2016)01-0073-05