燃燒室結(jié)構(gòu)對微型擺式發(fā)動機(jī)燃燒過程影響的數(shù)值模擬*

趙羅光，蔣利橋，趙黛青，汪小憨

（1. 中國科學(xué)院廣州能源研究所，廣州 510640；2. 中國科學(xué)院大學(xué)，北京 100049；3. 中國科學(xué)院可再生能源重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640；4. 廣東省新能源和可再生能源研究開發(fā)與應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640）

0　前　言

為滿足高能量密度需求，微型燃?xì)廨啓C(jī)[1]、微型自由活塞發(fā)動機(jī)[2]、微型轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)[3]和微型擺式發(fā)動機(jī)[4]等基于燃料燃燒的微型能源動力系統(tǒng)[5]概念不斷被提出并進(jìn)行樣機(jī)示范試驗(yàn)。然而，隨著發(fā)動機(jī)尺度的縮小，燃燒室的微小空間內(nèi)流動、傳熱和燃燒過程與常規(guī)尺度發(fā)動機(jī)存在明顯的區(qū)別，因此，對決定發(fā)動機(jī)性能的燃燒過程進(jìn)行深入研究尤為重要。微型擺式發(fā)動機(jī)因具有結(jié)構(gòu)簡單、制造容易、啟?？炫c空間利用率高等特點(diǎn)而受到重視，近十多年來，國內(nèi)外學(xué)者針對微型擺式發(fā)動機(jī)開展大量的研究，特別是在數(shù)值模擬方面取得了許多進(jìn)展。例如，GU等[6]采用基于G方程簡化的火焰面模型考察了微型擺式發(fā)動機(jī)內(nèi)三維湍流燃燒過程，獲得了點(diǎn)火位置和進(jìn)氣口布置對火焰?zhèn)鞑サ挠绊?；郭志平等[7]和周雄等[8]分別采用零維燃燒模型進(jìn)行微擺發(fā)動機(jī)熱力過程分析，提出控制燃燒時間的優(yōu)化設(shè)計來實(shí)現(xiàn)發(fā)動機(jī)功率和效率的提升。然而，基于零維模型和G方程模型的微型擺式發(fā)動機(jī)內(nèi)燃燒過程模擬，沒有考慮真實(shí)燃料化學(xué)反應(yīng)過程，鄭子輝等[9]采用正丁烷一步氧化反應(yīng)結(jié)合渦耗散湍流燃燒模型分析了微型擺式發(fā)動機(jī)內(nèi)燃燒過程，獲得進(jìn)氣溫度與擺臂頻率等對燃盡率和壓力的影響規(guī)律。

決定微型發(fā)動機(jī)性能的一個核心指標(biāo)是功率密度，也可以等效為單位燃燒室容積的熱負(fù)荷，在保證熱負(fù)荷基本不變條件下，縮小燃燒室容積是提高功率密度的有效措施。由于微型擺式發(fā)動機(jī)的扇形燃燒室結(jié)構(gòu)特征，GU等[6]和鄭子輝等[9]研究發(fā)現(xiàn)在距離點(diǎn)火位置較遠(yuǎn)的燃燒室局部空間位置存在不完全燃燒現(xiàn)象，影響燃盡率和發(fā)動機(jī)性能。通過優(yōu)化燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)是避免局部不完全燃燒的有效措施之一，更為重要的是，在其他燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)不變情況下，通過增大微型擺式發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)徑，可以減小燃燒室容積，從而提高功率密度，而前人的研究在此方面關(guān)注較少。因此，本文通過考察扇形燃燒室內(nèi)徑結(jié)構(gòu)參數(shù)變化來優(yōu)化燃燒過程，并建立三維動網(wǎng)格模擬方法，特別是在燃燒膨脹過程采用動力學(xué)平衡的自由擺臂運(yùn)動處理，該方法區(qū)別于既往三維模擬中擺臂運(yùn)動規(guī)律預(yù)先設(shè)定的處理，使得模擬更符合實(shí)際擺式發(fā)動機(jī)運(yùn)行條件，從而更接近真實(shí)發(fā)動機(jī)內(nèi)燃燒過程。

1　計算模型

1.1　燃燒室結(jié)構(gòu)

微型擺式發(fā)動機(jī)燃燒室及擺臂結(jié)構(gòu)如圖 1所示。對稱的上下兩個扇形室由擺臂分隔為A、B、C和D四個燃燒室，對角分布的燃燒室具有相同容積，在每個燃燒室背面靠近左壁面位置設(shè)置了進(jìn)氣通道，左、右燃燒室共用一個布置在頂部中間位置的扇形排氣口。具體設(shè)計參數(shù)如表1所示。

圖1　發(fā)動機(jī)燃燒室及擺臂示意圖Fig. 1　Schematic of combustion chamber and swing arm

表1　燃燒室基本結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1　Basic structural parameters of the chamber

1.2　動網(wǎng)格模型

由于發(fā)動機(jī)四個燃燒室工作過程只存在時序差別，穩(wěn)定運(yùn)行后單個燃燒室內(nèi)燃燒過程完全一致，為簡化計算量，模擬選取左上燃燒室（A室）為研究對象，進(jìn)行單個燃燒室內(nèi)的燃燒過程模擬。擺臂與燃燒室左壁面夾角為擺角，壓縮過程中擺臂按設(shè)定運(yùn)動軌跡擺動直至左止點(diǎn)，擺臂擺到左止點(diǎn)時擺角為25°，在到達(dá)左止點(diǎn)后開始點(diǎn)火，燃燒膨脹過程擺臂根據(jù)動力學(xué)特征按自由擺臂模式運(yùn)動，擺臂擺到排氣口打開時擺角為55°。

微型擺式發(fā)動機(jī)的變?nèi)莘e過程采用動網(wǎng)格模型處理，為使得擺臂運(yùn)動更接近真實(shí)發(fā)動機(jī)運(yùn)行工況，本文分別考慮壓縮和燃燒膨脹階段擺臂運(yùn)動規(guī)律。壓縮階段的網(wǎng)格計算中擺臂擺動沿用正弦規(guī)律[9]：

式中，θ為擺動角度；為擺臂中心擺幅，由壓縮比確定；f為擺動頻率；φ為擺動方程初始相位，由初始時刻擺角位置確定。

燃燒膨脹階段擺臂的運(yùn)動是基于發(fā)動機(jī)擺臂的受力平衡，通過燃燒室內(nèi)實(shí)時壓力、摩擦阻力和外界負(fù)載值計算出壁面各個位置的加速度，進(jìn)一步算出下一個時間步長擺臂速度。擺臂受力平衡方程為：

式中，θ為角加速度；I為轉(zhuǎn)動慣量；σ為電磁阻力矩系數(shù)；Tf為摩擦阻力矩。PA、PB、PC、PD分別為四個燃燒室內(nèi)的擺臂測壓力。As和LA分別為中心擺臂在燃燒室側(cè)的面積和合力作用點(diǎn)。本文上述系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)分別為：σ= 0.02 N·m·s ；I= 0.2 N·m；

擺臂的運(yùn)動規(guī)律均由fluent軟件的UDF用戶自定義函數(shù)編程實(shí)現(xiàn)，網(wǎng)格的更新方法為鋪層法，當(dāng)擺臂擺到排氣口完全打開時結(jié)束計算。

燃燒室內(nèi)計算區(qū)域和網(wǎng)格劃分如圖2所示，在內(nèi)徑r= 8 mm時，初始網(wǎng)格數(shù)為51 940，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為57 299。為考察燃燒室空間改變對燃燒過程及發(fā)動機(jī)性能的影響，本文對比模擬了三種燃燒室內(nèi)徑燃燒過程，即內(nèi)徑r= 8 mm、10 mm和12 mm，而燃燒室外徑保持R= 23 mm不變。計算過程中，保持?jǐn)[臂轉(zhuǎn)動慣量、進(jìn)氣過程和點(diǎn)火條件相同。

圖2　單燃燒室計算網(wǎng)格模型 （r= 8 mm）Fig. 2　Calculation grid mode of single chamber (r= 8 mm)

1.3　燃燒模型和邊界條件

計算中燃料為正丁烷，燃燒模型采用正丁烷氧化一步反應(yīng)，正丁烷氧化反應(yīng)速率[kg·mol/(m3·s)]為：

式中，R為氣體常數(shù)；C為組分濃度，kg·mol/m3。

計算模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-?模型模擬流場，燃燒過程采用湍流與燃燒之間的相互作用的渦耗散概念模型（EDC模型）。進(jìn)氣為正丁烷和空氣的預(yù)混氣，燃料當(dāng)量比φ= 0.8，進(jìn)氣采用質(zhì)量流率入口邊界條件，出口邊界條件設(shè)為壓力條件。耦合了燃燒室內(nèi)高溫氣體與室體和擺臂之間的換熱計算，壁面計算厚度設(shè)為2 mm，考慮自然對流和輻射換熱，所有壁面外壁面與環(huán)境綜合換熱系數(shù)設(shè)為 20 W/m2·K。本論文計算使用電火花點(diǎn)火模型實(shí)現(xiàn)著火，點(diǎn)火能為0.1 J，持續(xù)時間為1 ms。

2　計算結(jié)果和分析

2.1　r= 8 mm燃燒室內(nèi)不完全燃燒特性

在進(jìn)氣溫度為500 K，燃料當(dāng)量比為0.8，從壓縮止點(diǎn)（燃燒室余隙角25°）開始點(diǎn)火（t= 0 ms），到擺臂擺過排氣口即將打開時間內(nèi)，r= 8 mm燃燒室內(nèi)燃料（丁烷/C4H10）組分場三維分布如圖3所示。圖4分別為該工況下不同時刻扇形和矩形截面正丁烷組分分布，扇形截面選取燃燒室深度7.6 mm截面（燃燒室總體深度 15.2 mm），矩形截面選取過點(diǎn)火中心（θ= 10°截面）垂直扇形截面的平面。

圖3　排氣口打開前燃燒室內(nèi)丁烷濃度三維分布Fig. 3　Three-dimensional concentration distribution of butane in the chamber before venting

圖4　r= 8 mm燃燒室內(nèi)燃燒過程丁烷濃度分布Fig. 4　Butane distribution during the combustion process in the chamber withr= 8 mm

由圖3和圖4可知，在一個燃燒過程中燃燒室內(nèi)燃料不能完全燃燒，排氣口開啟前，燃燒室靠近四周壁面區(qū)域存在殘余燃料。點(diǎn)火后，燃燒室內(nèi)預(yù)混火焰開始階段以球形向外傳播，由于在扇形截面徑向方向傳播距離最長，在排氣口打開前瞬間，底部區(qū)域仍然存在明顯的不燃燒死角，直到排氣階段仍然有大量的燃料殘留。一方面，不參與燃燒的預(yù)混氣體沒有放熱，卻需要吸收熱量，降低了發(fā)動機(jī)內(nèi)燃料燃盡率和系統(tǒng)循環(huán)熱效率。另一方面，底部區(qū)域半徑小，膨脹熱氣體作用在擺臂上的力矩小，對擺臂輸出扭矩貢獻(xiàn)小。因此，本文考慮減小發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)徑來減少燃燒室底部不完全燃燒，同時考察減少該燃燒室區(qū)域后對系統(tǒng)性能的影響。

2.2　燃燒室內(nèi)流場比較

不同時刻下三種結(jié)構(gòu)尺寸發(fā)動機(jī)室內(nèi)扇形截面流場分布如圖5所示。壓縮終了后0.1 ms，點(diǎn)火形成火核；t= 2.0 ms時刻，火焰自由傳播結(jié)束，火焰面?zhèn)鞑サ诫x點(diǎn)火中心最短距離壁面t= 4.0 ms時刻，燃燒室內(nèi)主要放熱完成，擺臂接近排氣口開啟位置。在t= 0.1 ms時刻，火核形成受進(jìn)氣慣性和擺臂運(yùn)動擠壓的共同作用，三種燃燒室內(nèi)的未燃混合氣均形成一個順時針方向旋轉(zhuǎn)的渦團(tuán)，渦團(tuán)中心位于偏向擺臂的燃燒室右下位置，隨半徑增大，渦結(jié)構(gòu)變扁且渦團(tuán)明顯減弱。由于扇形截面特性，燃燒室底部空間較小，因此旋轉(zhuǎn)氣流在燃燒室底部左下區(qū)域的速度較快。在t= 2 ms時刻，r= 8 mm的燃燒室下部的渦團(tuán)保持，但是受已燃熱氣體膨脹影響，渦團(tuán)靠近燃燒室左下壁面，而在r= 10 mm和r= 12 mm燃燒室內(nèi)渦團(tuán)基本消失。在r= 12 mm室內(nèi)，由于火焰輪廓更接近底部壁面，熱氣體膨脹使得燃燒室下部的流場流旋流變?nèi)?。隨著燃燒膨脹推動擺臂快速向右運(yùn)動，三種結(jié)構(gòu)下室內(nèi)氣體流動均指向擺臂運(yùn)動方向，隨內(nèi)徑r增大，流場均勻性更好。觀察整個燃燒和膨脹過程可知，燃燒室上部火焰?zhèn)鞑タ煊谙虏總鞑ニ俣?，隨內(nèi)徑r增大，火焰?zhèn)鞑サ降撞烤嚯x變短，能夠縮短預(yù)混氣燃盡時間。

圖5　三種尺寸燃燒室內(nèi)速度分布矢量比較Fig. 5　Velocity distribution in three kinds of chambers

圖6　發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)丁烷組分濃度在扇形截面（左）和矩形截面（右）的分布云圖Fig. 6　Butane component concentration distribution cloud diagram in engine combustion chamber: sector cross section (left);rectangular cross section (right)

2.3　燃燒室內(nèi)燃燒特性比較

三種尺寸燃燒室結(jié)構(gòu)下燃燒過程的燃料組分分布比較如圖6所示?？梢钥闯?，點(diǎn)火后火焰面開始以圓形向外擴(kuò)展，在火焰面內(nèi)部C4H10被逐漸消耗。隨著內(nèi)徑增大，火焰?zhèn)鞑ゼ涌?，燃料消耗變快，在t= 4 ms時刻，r= 12 mm燃燒室內(nèi)燃料幾乎沒有殘留。燃燒室內(nèi)溫度和發(fā)熱率分布如圖7所示，溫度分布與組分分布類似，燃料消耗區(qū)域充滿高溫氣體，由于預(yù)混氣初始溫度為 500 K，火焰面包圍已燃?xì)庑纬傻母邷貐^(qū)溫度超過常溫預(yù)混氣的絕熱火焰溫度。從燃燒反應(yīng)發(fā)熱率來看，隨著燃燒室內(nèi)徑r變大，空間變小使得反應(yīng)面擴(kuò)大，同時局部發(fā)熱率提高，特別是在靠近擺臂側(cè)位置（t= 2 ms）。

圖7　發(fā)動機(jī)室內(nèi)溫度（左）和局部放熱率（右）分布云圖Fig. 7　Temperature (left) and heat release (right) distribution in the chamber

圖9　燃燒室內(nèi)燃盡率比較Fig. 9　Comparison of burn-off rate in chamber

從燃燒內(nèi)平均氣體溫度（圖8）和燃盡率（圖9）統(tǒng)計結(jié)果可以看出，在增大內(nèi)徑r后，燃燒室內(nèi)平均溫度上升較快，這是火焰?zhèn)鞑ポ^快導(dǎo)致高溫區(qū)體積較大的原因，同樣，燃盡率也隨內(nèi)徑增加呈現(xiàn)較快的上升趨勢，使得燃燒完成時間縮短，從而實(shí)現(xiàn)排氣口開啟時，發(fā)動機(jī)內(nèi)殘留燃料少。

2.4　發(fā)動機(jī)性能比較

通過三種燃燒室結(jié)構(gòu)下壓力特性分析可以獲得系統(tǒng)性能比較結(jié)果，圖 10為燃燒室內(nèi)平均壓力和燃盡率隨時間變化特性?？梢钥闯?，增大內(nèi)徑縮短了燃燒室徑向長度，燃燒速度加快，加快了缸內(nèi)壓力的上升速度和提高了壓力峰值，使得熱力循環(huán)曲線的燃燒過程向理想循環(huán)靠近。如在相同燃料進(jìn)氣量條件下，r= 8 mm的壓力峰值出現(xiàn)在4.4 ms，而r= 12 mm的壓力峰值出現(xiàn)在3.6 ms，提早了約20%，且已有90%的燃料燃盡。圖11為燃燒室內(nèi)壓力隨擺角變化特性，同樣顯示隨內(nèi)徑增大，壓力峰值出現(xiàn)越早且峰值越高，通過計算不同內(nèi)徑下的發(fā)動機(jī)性能指示參數(shù)，所獲得的比較結(jié)果如表2所示。可以看出，內(nèi)徑越大，指示功、指示功率和熱效率越高，但是頻率略有下降。說明適當(dāng)增大內(nèi)徑，減小燃燒室的底部空間確實(shí)有利于燃燒反應(yīng)的快速進(jìn)行，提高燃燒效率和發(fā)動機(jī)輸出功率。

圖10　不同結(jié)構(gòu)燃燒室內(nèi)平均壓力和燃盡率隨時間的變化Fig. 10　Comparison of mean pressure and burn-off rate in three chambers

圖11　不同結(jié)構(gòu)燃燒室內(nèi)壓力隨著擺角變化Fig. 11　Comparison of mean pressure varied with swing angle in three chambers

表2　不同結(jié)構(gòu)發(fā)動機(jī)的指示參數(shù)Table 2　Parameters of the engine with different structures

3　結(jié)　論

（1）建立了一個基于被動式動網(wǎng)格更新方法的微型擺式發(fā)動機(jī)計算模型，采用正丁烷氧化一步反應(yīng)機(jī)理，對自由擺臂運(yùn)動條件下二沖程擺式發(fā)動機(jī)內(nèi)燃燒過程進(jìn)行了動態(tài)三維數(shù)值模擬，獲得了三種燃燒室結(jié)構(gòu)內(nèi)正丁烷燃燒過程特性。

（2）增大燃燒室的內(nèi)徑，改善了燃燒室底部流場結(jié)構(gòu)，促進(jìn)了流動和燃燒的相互作用，提高了火焰?zhèn)鞑ニ俣?，可以有效減少燃燒室內(nèi)燃料殘留，提高了燃燒效率。

（3）增大燃燒室內(nèi)徑，由于促進(jìn)了燃燒過程，燃燒室內(nèi)壓力上升速率加快、壓力峰值增大，燃燒室內(nèi)平均氣體溫度上升，提高了發(fā)動機(jī)輸出功、輸出功率、功率密度和系統(tǒng)熱效率。