湍流強度對火焰?zhèn)鞑ビ绊懙拇鬁u模擬研究

劉宗寬，劉昌文，衛(wèi)海橋，周磊

(天津大學內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072)

隨著能源危機和環(huán)境污染的日益嚴重，各國紛紛制定了越來越嚴格的汽車油耗和排放法規(guī)，因此對發(fā)動機的節(jié)能減排提出了更高的要求。合理組織缸內燃燒以提高發(fā)動機的熱效率是發(fā)動機節(jié)能減排最直接、最有效的手段。點燃式發(fā)動機缸內燃燒為預混湍流燃燒，缸內湍流對可燃混合氣的形成、著火、燃燒和火焰?zhèn)鞑ミ^程有著重要影響。為進一步探明湍流對火焰及燃燒的影響機理，進而通過控制湍流合理組織缸內燃燒，本研究從湍流脈動與火焰?zhèn)鞑ハ嗷プ饔玫慕嵌瘸霭l(fā)，通過數值仿真的方法進行了研究。

目前對發(fā)動機缸內湍流的研究，多集中于湍流對燃燒及點火各參數的影響。Shy等[1]在甲烷-空氣混合氣中使用PLIF技術，從點火能量和火焰結構演變的角度，研究了湍流逆流非預混燃燒中的火花點火對湍流燃燒的影響，發(fā)現(xiàn)點火所需能量隨湍流強度的增大而增大，局部應變率對點火有不良影響。清華大學霍佳龍等[2]利用定壓球形火焰研究了氫氣/氧氣/氬氣(Le<1)在可燃極限條件下湍流對點火與火焰?zhèn)鞑ミ^程的影響，發(fā)現(xiàn)在該工況下，湍流有助于可燃氣點火過程，在火焰?zhèn)鞑ミ^程中，由于湍流的影響，局部拉伸率大于0的區(qū)域火焰?zhèn)鞑ピ隹?，局部拉伸率小?的區(qū)域火焰?zhèn)鞑ナ艿揭种?，甚至出現(xiàn)局部熄火。清華大學任祝寅等[3]在發(fā)動機工況下，使用一維模擬的方法研究了小尺度湍流對火焰鋒面NOx生成的影響，發(fā)現(xiàn)小尺度渦流可以穿透火焰的預熱區(qū)，增強混合過程，在更高的初始壓力下，隨著小尺度湍流的增強，火焰前鋒NOx生成量最大可以降低40%。

在火焰與湍流相互作用方面，現(xiàn)有研究大多針對湍流對火焰的作用，而火焰對湍流流場的影響關注較少。東南大學楊宏旻[4]應用層流激光技術從湍流渦結構入手，研究了渦運動與湍流火焰之間的相互作用機理，推導出了燃燒熱膨脹對大尺度火焰渦團生成有增強和抵消作用。北京交通大學姜延歡等[5]在定容燃燒彈中研究了湍流強度對CH4-H2混合氣火焰結構特性的影響，發(fā)現(xiàn)火焰表面的褶皺因子隨著湍流強度的增加而增加；火焰鋒面的局部速度服從正態(tài)分布，且隨著湍流強度的增大，正態(tài)分布的對稱軸逐漸向右側移動。雖然通過紋影試驗的方法可以獲取清晰的火焰鋒面，觀察火焰表面的褶皺情況，但無法獲取缸內湍流流場的分布，而使用數值仿真的方法可以獲得燃燒室內湍流流場的分布，通過分析火焰面和湍流場的變化，從而得到湍流脈動與火焰發(fā)展相互作用的情況。但是現(xiàn)有的研究對發(fā)動機工況下的大分子燃料的湍流燃燒的深入研究還相對較少。

因此，本研究通過大渦模擬研究了發(fā)動機相似工況下異辛烷的湍流燃燒過程，詳細研究了湍流強度對火焰發(fā)展及壓力振蕩的影響，同時分析了火焰?zhèn)鞑ν牧髁鲌龅挠绊?。計算中采用了G方程湍流模型耦合詳細化學反應動力學。

1 模型建立與驗證

1.1 模型建立

快速壓縮機燃燒室活塞快速向前移動過程中，活塞會從燃燒室缸壁上剪切氣體，產生渦旋，引發(fā)溫度場和速度場的不均勻性，為了消除該影響，快速壓縮機一般采用Creviced活塞[6]。本研究中快速壓縮機燃燒室模型基于清華大學汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室的快速壓縮機試驗平臺，圖1為Creviced活塞燃燒室示意，燃燒室結構參數見表1[7]。在仿真計算過程中，為了考慮活塞達到上止點后，縫隙可能對燃燒過程有影響，故在進行模型建立時，在幾何模型中加入縫隙，縫隙的尺寸與實際燃燒室活塞相同，當壓縮比為9.8時，縫隙體積占燃燒室總體積的10.5%，通過一個楔形通道與燃燒室相連。

圖1 快速壓縮機燃燒室示意

燃燒室直徑/mm50.8燃燒室高度/mm50.345縫隙高度/mm20縫隙寬度/mm4縫隙通道寬度/mm0.15～0.50當量比1燃料種類異辛烷點火方式中心點火

試驗通過壓縮比調節(jié)墊片調節(jié)壓縮比為9.8，活塞行程為495 mm，計算得燃燒室高度為56.25 mm。試驗時測得的壓縮時間約為30 ms，在壓縮過程初始階段，溫度上升緩慢，在活塞運動過程中，燃燒室內部與缸壁之間的散熱量很小，且使用縫隙活塞避免了渦流對溫度的影響，可以將壓縮過程假設為絕熱過程，初始壁面溫度設置為300 K，壁面類型設置為Law of wall。壓縮開始前缸內充滿當量比為1的異辛烷均勻混合氣，通過計算得到混合氣中異辛烷、氧氣、氮氣的質量分數分別為6.23%，21.86%，71.91%。

同時考慮到計算精度與計算成本，采用變時間步長的計算方法，步長范圍為1×10-8～1×10-6s?？紤]到對湍流脈動的捕捉，模型采用1.58 mm基礎網格，在點火中心附近采用4層固定加密，初始網格數為47.8萬，網格分布見圖2a。在計算過程中對速度、溫度、反應物和主要燃燒標志物(OH和H2O2)采用AMR(Adaptive Mesh Refinement)算法，計算過程中總網格數量變化見圖2b。

圖2 計算網格

1.2 模型驗證

本研究使用Converge軟件，計算了從壓縮上止點后點火開始時的燃燒過程，為了準確模擬湍流對流場的作用，湍流模型采用了大渦模擬(LES)模型，亞網格模型選用一方程Viscous One Equation模型，壁面?zhèn)鳠崮Ｐ筒捎肏an and Reitz模型，計算格式采用PISO方法。計算中燃燒模型采用G-Equation模型耦合詳細化學反應動力學模型，此模型采用了異辛烷48組分、152步反應的化學動力學機理[8]，點火模型選用G_EQN模型。

基于以上模型，首先對本研究所使用的計算模型進行了驗證。圖3示出了4 ms時兩種環(huán)境壓力下火焰發(fā)展與實測結果的對比。從圖中可以看出，此時得到的火焰面結構與試驗測得的基本一致。圖4示出了兩種壓力下火焰發(fā)展產生的壓力變化曲線，并與快壓機試驗結果進行了對比分析。從圖中可以看出，計算結果與試驗很好地吻合。因此，采用當前的數值模型可以準確地模擬火花點火的過程，也能夠較為準確地模擬快速壓縮機燃燒室的燃燒情況，所得數據可靠，且可用于分析。

圖3 4 ms時仿真結果與試驗火焰形態(tài)對比

圖4 缸內壓力仿真值與試驗值的對比

2 結果與分析

基于上述驗證過的仿真模型，研究了上止點初始壓力為1.1 MPa和1.4 MPa兩種預混混合氣中，不同湍流脈動對火焰發(fā)展和傳播的影響。初始湍流假設為各向同性，并通過Passot-Pouquet湍動能譜給定：

式中：k0=2π/l0，為積分長度尺寸；u′為湍流脈動，u′=(2K/3)1/2,其中K為湍動能。圖5示出了t=0時刻初始湍流脈動場。燃燒室的部分仿真初始條件見表2，每種上止點壓力下的4個工況的初始溫度、初始壓力、當量比、點火能量和點火半徑等條件都相同。

圖5 燃燒室初始流場

工況上止點壓力/MPa上止點溫度/K壁面初始溫度/K湍流脈動u′/m·s-1A1.16413020.0B1.16413020.5C1.16413021.0D1.16413022.0E1.46413020.0F1.46413020.5G1.46413021.0H1.46413022.0

2.1 湍流脈動對火焰?zhèn)鞑サ挠绊?/h3>

在初始壓力為1.1 MPa和1.4 MPa兩種工況下，不同初始湍流脈動場中，不同時刻的火焰鋒面(2 000 K溫度等值面)到點火中心的最遠距離見圖6。由于火焰在4 ms后傳播到近壁面位置，此時邊界對火焰?zhèn)鞑ラ_始產生影響，所以只討論4 ms之前的湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣?。由圖可以看出，無湍流脈動時火焰?zhèn)鞑プ盥?，初始壓力?.4 MPa時平均速度為5.375 m/s，初始壓力為1.1 MPa時平均速度為5.875 m/s，而隨著湍流強度增加，火焰鋒面的傳播變得更快，當缸內存在強湍流脈動時(u′=2.0 m/s)，兩種壓力下缸內火焰?zhèn)鞑ニ俣燃s為8.375 m/s，1.4 MPa工況下相較于無湍流脈動工況增大了42.6%，這是由于湍流脈動與火焰相互作用，促進了可燃混合氣的燃燒，加快了火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖6 火焰鋒面至點火中心最遠距離隨時間的變化

從圖6中可以看出，當湍流脈動為0 m/s時，即無初始湍流脈動時，低的初始壓力下火焰?zhèn)鞑ジ欤@是因為此時火焰為層流火焰，壓力對火焰發(fā)展有擠壓作用，壓力越大，對火焰面的擠壓作用越強烈，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍叫?，當初始有湍流脈動時，火焰由層流火焰逐漸轉化為湍流火焰。當湍流脈動小于2.0 m/s時，初始壓力為1.4 MPa的工況相比初始壓力為1.1 MPa的工況，湍流脈動對火焰?zhèn)鞑サ挠绊懜鼜姡@主要是因為湍流的存在增加了火焰面的褶皺，當火焰面褶皺時，環(huán)境壓力的增加進一步增加了火焰面的褶皺，所以燃燒反應速度增加。

2.2 湍流脈動對火焰形態(tài)的影響

湍流火焰外側湍流為大尺度渦團，在強湍流下，小尺度渦團可能進入火焰內部改變其結構[9]。為了研究大小尺度湍流渦團對火焰形態(tài)的影響，將初始壓力為1.4 MPa下4種不同初始湍流脈動的仿真結果進行對比，火焰核心發(fā)展的三維瞬態(tài)場見圖7。

圖7 初始壓力1.4 MPa下火焰核心發(fā)展

圖中灰色部分為2 000 K溫度等值面，可以認為該等值面為火焰鋒面[10]。點火后1 ms內，各湍流強度下火焰形態(tài)發(fā)展類似，都近似為球體。無湍流脈動時(工況E)火焰為一個光滑的球形，隨著時間的變化，雖然燃燒熱釋放所引起的熱膨脹對周圍速度場有影響，使火焰周圍的速度增大，但火焰形態(tài)未有明顯變化，此時仍為球形火焰。而在有湍流脈動時(工況F/G/H)，點火中心附近的湍流脈動在點火過程中即開始與著火過程及火焰發(fā)展發(fā)生相互作用，雖然在點火后1 ms仍為近似球形，但此時火焰形態(tài)已經略有褶皺。從湍流場可以看出，雖然湍流脈動會對火焰?zhèn)鞑ギa生加速作用，但在強湍流一側，火焰形成和傳播滯后于弱湍流一側，這是因為在點火過程中湍流脈動對點火能量有耗散作用，對火焰的形成起了抑制作用。之后，隨著火焰鋒面的發(fā)展，火焰由層流火焰逐漸向湍流火焰轉化，在有初始湍流場的工況下，火焰面周圍湍流脈動更加強烈，火焰面與湍流相互作用也越來越強烈，此時速度場明顯受到燃燒熱釋放所引起的熱膨脹的影響，同時火焰面隨著時間變得更加褶皺。從圖7中可以看出，火焰面褶皺劇烈處(火焰面凸起部分)燃燒更加劇烈，速度更大，引起的火焰前鋒面處流場速度也更大。隨著湍流脈動的繼續(xù)增加，火焰速度增加，燃燒膨脹加劇，火焰前鋒面處流場速度也逐漸增加。從試驗中可以明顯觀測到火焰加速在火焰前鋒產生氣流，氣流運動反過來加速了火焰的發(fā)展[11]。但值得注意的是，燃燒同樣會增加流體黏性，進而降低湍流強度。

當湍流脈動為2.0 m/s時，靠近活塞一側的火焰比靠近燃燒室頂部一側的火焰?zhèn)鞑ジ?，形變更嚴重。這是由于燃燒開始后，活塞環(huán)槽內氣體的溫度壓力未迅速上升，密度低于燃燒室中心區(qū)域，導致燃燒室中心氣體向活塞環(huán)槽中擴散，壓力略低于頂部一側，壓力對火焰的壓縮作用降低?；鹧骈_始變形褶皺后，向外凸起的火焰面對湍流的加強作用更大，而較強的湍流作用加速了火焰的發(fā)展和變形，湍流和火焰之間的相互作用越發(fā)強烈。

2.3 湍流脈動對燃燒強度的影響

圖8和圖9示出兩種初始壓力下，湍流脈動對缸內平均溫度和缸內最大溫度的影響。由圖可以看出，在點火和燃燒初期階段，湍流脈動對缸內平均溫度和缸內最大溫度的影響不大，這一階段主要是層流火焰的形成和傳播過程。隨著火焰的發(fā)展，由層流火焰逐步發(fā)展過渡為湍流火焰，缸內燃燒進入快速燃燒期，湍流對溫度的影響逐漸變大。還可以看出，湍流強度越大，溫度上升越快，這是因為湍流渦團對火焰面的拉伸和擠壓作用，使火焰面褶皺變形，單位體積內火焰面面積變大，燃燒更加迅速。

圖8 湍流脈動對缸內平均溫度的影響

圖9 湍流脈動對缸內最大溫度的影響

圖10示出兩種壓力下湍流脈動對缸內壓力的影響情況。由圖可以看出，在無湍流脈動和弱湍流脈動工況，在2.5 ms左右進入快速燃燒階段，而在初始湍流脈動為2.0 m/s時，由于湍流和火焰相互作用，火焰由層流火焰向湍流火焰的過渡更快，缸內氣體進入快速燃燒階段的時間要早，約為2.0 ms。此時由于湍流對火焰的加速作用，缸內燃燒更迅速，強湍流脈動下的缸內壓力明顯高于無湍流和弱湍流脈動工況。

圖10 湍流脈動對缸內平均壓力的影響

3 結論

a) 隨著湍流強度增加，湍流對火焰的作用增強，火焰鋒面變得更加褶皺，火焰前鋒傳播加快，促進了可燃混合氣的燃燒;

b) 隨著火焰的發(fā)展，火焰面周圍湍流脈動更加強烈，火焰面與湍流相互作用也越來越強烈，此時速度場明顯受到燃燒熱釋放所引起的熱膨脹的影響，火焰面隨著時間的發(fā)展變得更加褶皺;

c) 在層流燃燒時，初始湍流場對燃燒的影響不明顯，當火焰過渡到湍流階段，湍流對燃燒的影響逐漸顯現(xiàn)，且隨著湍流脈動的增大，對燃燒的加速效果變得更顯著，燃燒相位提前，表明在發(fā)動機中合理組織湍流燃燒可以提高其熱效率。