燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)對中載汽油機(jī)爆震邊界內(nèi)燃燒的影響

張立鵬，周?穎，趙旭敏，王?滸，鄭尊清，堯命發(fā)

燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)對中載汽油機(jī)爆震邊界內(nèi)燃燒的影響

張立鵬1，周?穎1，趙旭敏2，王?滸2，鄭尊清2，堯命發(fā)2

(1. 天津內(nèi)燃機(jī)研究所，天津 300072；2. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

針對中載汽油機(jī)，設(shè)計開發(fā)了4種進(jìn)氣道和燃燒室的匹配方案，通過數(shù)值模擬的方法研究了不同燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)宏觀流場、湍流場及爆震邊界內(nèi)燃燒的影響．結(jié)果表明：進(jìn)氣道和燃燒室結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)宏觀流場及湍流場演化有顯著影響．初期火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饕苫鸹ㄈ車鷼饬鞯钠骄俣葲Q定，而主燃燒階段的燃燒速度與該區(qū)域的湍動能大小成正比．雙切向進(jìn)氣道匹配中置倒楔形燃燒室能夠同時提高湍流強(qiáng)度及氣流速度，從而有效縮短滯燃期及燃燒持續(xù)期，但其爆震傾向嚴(yán)重．采用復(fù)合進(jìn)氣道匹配中置倒楔形燃燒室的方案可顯著抑制爆震，提前點(diǎn)火時刻，燃燒速度較快，可明顯降低燃燒損失，提升中載汽油機(jī)的性能．

中載汽油機(jī)；進(jìn)氣道；燃燒室；湍流；爆震

由于熱效率、轉(zhuǎn)矩、燃燒穩(wěn)定性等方面的優(yōu)勢，中載商用車目前主要采用柴油機(jī)作為動力系統(tǒng)．然而，為了滿足日益加嚴(yán)的排放法規(guī)，柴油機(jī)需要同時加裝選擇性催化還原(SCR)和顆粒捕捉器(DPF)后處理裝置，這將大幅提高整車成本[1]．相對于柴油機(jī)，當(dāng)量燃燒汽油機(jī)的熱效率低，但排氣污染更容易控制，整車成本較低，具有較大的節(jié)能潛力[2]．隨著中載物流運(yùn)輸車輛的增多，城市運(yùn)行工況下的低噪聲水平成為動力系統(tǒng)的另一個較為重要的評價指標(biāo)．汽油機(jī)缸內(nèi)燃燒過程的壓升率較低，燃燒較為柔和，因此在該場景具有良好的應(yīng)用前景[3]．

和輕型汽油機(jī)不同，中載汽油機(jī)需要提供更高的功率和轉(zhuǎn)矩輸出，發(fā)動機(jī)強(qiáng)化程度高．隨著進(jìn)氣壓力和壓縮比的增加，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力增加，對發(fā)動機(jī)機(jī)體的機(jī)械強(qiáng)度提出了更高的要求；另一方面更嚴(yán)苛的熱力學(xué)環(huán)境必然會增加爆震的發(fā)生概率，反過來限制幾何壓縮比提高的潛力，最終制約燃油經(jīng)濟(jì)性的提升[4]．由于中載汽油機(jī)經(jīng)常運(yùn)行在低速大負(fù)荷工況，以犧牲熱效率的方式獲得高功率輸出的方法顯然不可?。虼?，為了同時兼顧大負(fù)荷工況的動力性和經(jīng)濟(jì)性能，亟需優(yōu)化中載汽油機(jī)爆震邊界的燃燒，探索爆震邊界內(nèi)提高熱效率的策略．

點(diǎn)燃式汽油機(jī)在大負(fù)荷工況下發(fā)生的爆震現(xiàn)象與缸內(nèi)氣流運(yùn)動密切相關(guān)[5-7]：提高缸內(nèi)湍流強(qiáng)度可以提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?，進(jìn)而縮短火焰前鋒面?zhèn)鞑ブ聊┒嘶旌蠚馑钑r間，但同時由于火焰面對末端氣體的壓縮加熱作用增強(qiáng)，會增加未燃區(qū)域混合氣的溫度，縮短滯燃期．Chen等[8-9]和Yu等[10]的研究結(jié)果均表明，如何合理設(shè)計缸內(nèi)流場結(jié)構(gòu)，進(jìn)而在提高火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊耐瑫r抑制爆震對于燃燒系統(tǒng)的開發(fā)尤為重要．

進(jìn)氣道和燃燒室的結(jié)構(gòu)是決定缸內(nèi)宏觀流動的主要因素．目前針對滾流進(jìn)氣道以及滾流強(qiáng)化活塞的優(yōu)化仍多集中在蓬頂型缸蓋汽油機(jī)上[11-13]．然而，中載汽油機(jī)燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和輕型汽油機(jī)有較大差異．為了解除爆壓限制，參考應(yīng)用在中重載車輛的高辛烷值燃料(天然氣和甲醇)點(diǎn)火燃燒系統(tǒng)的設(shè)計[15-18]，中載汽油機(jī)大多基于高機(jī)體強(qiáng)度的柴油機(jī)平臺改裝而來，缸內(nèi)流場呈現(xiàn)強(qiáng)渦流、弱滾流的狀態(tài)，不利于火焰的快速傳播[19]．因此，需要對其進(jìn)氣道和燃燒室結(jié)構(gòu)進(jìn)行協(xié)同優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)在改善燃燒的同時抑制爆震的目標(biāo).

本文基于中載汽油機(jī)分別采用復(fù)合和雙切向進(jìn)氣道、中置和右置倒楔形燃燒室組成4種燃燒系統(tǒng)方案，在CONVERGE平臺上對缸內(nèi)流動及燃燒過程開展數(shù)值模擬研究，揭示不同燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)對中載汽油機(jī)爆震邊界內(nèi)熱效率的影響．

1?模型設(shè)置及驗(yàn)證

研究基于三維CFD軟件CONVERGE進(jìn)行數(shù)值模擬計算，計算域包括進(jìn)排氣道、進(jìn)排氣門、氣門座圈、火花塞和燃燒室，如圖1所示．計算時間為整個循環(huán)．基礎(chǔ)網(wǎng)格設(shè)置為1mm，根據(jù)速度梯度對網(wǎng)格進(jìn)行自適應(yīng)加密，最小網(wǎng)格為0.5mm；燃燒過程中根據(jù)溫度梯度進(jìn)一步自適應(yīng)加密，最小網(wǎng)格尺寸為0.5mm，該尺寸能夠較好地解析火焰前鋒面和末端氣體自燃過程；火花塞及進(jìn)氣門氣門錐角處采用固定加密，最小網(wǎng)格尺寸為0.125mm．整個計算過程網(wǎng)格最多達(dá)到120萬．

圖1?缸內(nèi)流動和燃燒CFD仿真計算域

發(fā)動機(jī)參數(shù)如表1所示．表2所示為根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)定的邊界和初始條件，進(jìn)氣壓力和溫度通過GT-Power一維熱力學(xué)仿真獲得．?dāng)?shù)值計算中采用PRF92(92%異辛烷加8%正庚烷)燃料來模擬試驗(yàn)中的92號汽油．計算過程中湍流模型選用RNG-湍流模型；燃燒模型方面，當(dāng)預(yù)測爆震傾向時，采用G方程耦合化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)的復(fù)合模型：利用G方程來捕捉火焰面，利用Wang等[20]發(fā)展的PRF簡化機(jī)理來捕捉爆震現(xiàn)象；當(dāng)確定爆震邊界后，對于爆震邊界內(nèi)的正常燃燒過程，采用G方程燃燒模型進(jìn)行模擬．模型的相關(guān)參數(shù)根據(jù)原機(jī)臺架試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行仿真標(biāo)定獲得．除幾何模型本身以外，所有方案仿真時在相對應(yīng)的計算中均采用相同的參數(shù)．

表1?發(fā)動機(jī)主要參數(shù)

Tab.1?Engine specifications

表2?數(shù)值模擬邊界和初始條件的設(shè)置

Tab.2 Setting of boundary and initial conditions in nu-merical simulations

模型標(biāo)定結(jié)果如圖2所示，試驗(yàn)和模擬二者之間的缸壓和放熱率結(jié)果一致性較好，且各個燃燒階段的燃燒相位計算結(jié)果均與試驗(yàn)接近，由此可以說明本研究所使用的燃燒模型能較好地反映汽油在缸內(nèi)的正常燃燒及火焰?zhèn)鞑ミ^程．

為了改善缸內(nèi)的宏觀流場特征及湍流強(qiáng)度，基于中載汽油機(jī)平底缸蓋結(jié)構(gòu)設(shè)計了復(fù)合進(jìn)氣道(A)和雙切向進(jìn)氣道(B)兩種結(jié)構(gòu)，如圖3所示．同時為了最大化提高滾流強(qiáng)度，設(shè)計了中置(A)和右置(B)兩種倒楔形燃燒室加以匹配，形成如圖4所示的燃燒室方案．

圖2?模型驗(yàn)證

圖3?進(jìn)氣道示意

圖4?燃燒室結(jié)構(gòu)示意

為表述方便，分別用AA、AB、BA和BB表示，其中第一個字母代表進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)，第二個字母代表燃燒室結(jié)構(gòu).

2?結(jié)果及討論

2.1?不同點(diǎn)火時刻下的爆震強(qiáng)度分析

為表征爆震強(qiáng)度，本研究在缸蓋上均勻設(shè)置了8個監(jiān)測點(diǎn)(P1～P8)，用于捕捉缸內(nèi)的壓力振蕩，如圖5所示．將這幾個位置的局部瞬時壓力進(jìn)行帶通濾波器濾波(2～16kHz)，對濾波之后的壓力曲線進(jìn)行處理，得到其壓力振蕩的最大峰峰值，將其定義為爆震強(qiáng)度．假設(shè)爆震閾值為0.05MPa，爆震強(qiáng)度大于0.05MPa時，認(rèn)為該工況下發(fā)生爆震[6]．將爆震強(qiáng)度小于該閾值時對應(yīng)的最為提前的點(diǎn)火時刻定義為爆震極限內(nèi)點(diǎn)火提前角(KLSA)，點(diǎn)火提前角越大，表明抑制爆震能力越強(qiáng)．

圖5?缸蓋監(jiān)測點(diǎn)位置示意

圖6所示為4種燃燒系統(tǒng)方案在不同點(diǎn)火時刻下的爆震強(qiáng)度，圖7為各自對應(yīng)的點(diǎn)火提前角情況.如圖所示，隨著點(diǎn)火時刻的提前，缸內(nèi)局部壓力振蕩的最大峰峰值增加，爆震強(qiáng)度增大．但不同燃燒系統(tǒng)方案的爆震強(qiáng)度隨點(diǎn)火時刻變化趨勢有明顯的差異，BB方案的爆震強(qiáng)度對點(diǎn)火提前角最為敏感，相同點(diǎn)火時刻下的爆震強(qiáng)度值最高，相比較而言，提前點(diǎn)火時刻對AA方案爆震強(qiáng)度的影響較弱，且缸內(nèi)發(fā)生爆震時的爆震強(qiáng)度和其他方案相比大幅降低．從圖7可以看到，采用復(fù)合進(jìn)氣道(A)相比雙切向進(jìn)氣道(B)具有更高的抗爆性；無論采用哪種進(jìn)氣道方案，匹配中置倒楔形燃燒室結(jié)構(gòu)(A)更有利于抑制爆震．為了評價不同燃燒系統(tǒng)對中載汽油機(jī)熱效率的影響，后續(xù)的研究針對4種方案的點(diǎn)火提前角算例進(jìn)行分析．

圖6?點(diǎn)火時刻掃描下的爆震強(qiáng)度

圖7?爆震極限內(nèi)點(diǎn)火提前角

2.2?燃燒系統(tǒng)方案對缸內(nèi)流場特征的影響

圖8所示為不同燃燒系統(tǒng)方案的渦流比及滾流比情況．研究結(jié)果表明，對于4種燃燒系統(tǒng)方案，瞬時渦流比在整個壓縮行程中近似為一個定值．和改變?nèi)紵医Y(jié)構(gòu)相比，進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)對渦流比的影響更大，采用復(fù)合進(jìn)氣道(A)可以引導(dǎo)氣流在缸內(nèi)形成斜軸渦流，而采用雙切向進(jìn)氣道(B)，缸內(nèi)渦流比降到0，流場呈現(xiàn)純滾流結(jié)構(gòu)．

為更好地描述滾流強(qiáng)度對湍動能及后續(xù)燃燒的影響，定義不同燃燒系統(tǒng)的瞬時滾流比T為壓縮沖程中T,x和T,y的矢量和的模，如式(1)所示，從而可以將兩個方向的滾流比效應(yīng)合并，有效表征其轉(zhuǎn)化為湍動能的能力．

式中：為繞X軸的滾流比；為繞Y軸的滾流比；為曲軸轉(zhuǎn)角．

分析缸內(nèi)的滾流變化發(fā)現(xiàn)，BA方案的滾流比峰值相比AA高10%．在該峰值之后，大尺度的滾流破碎形成小尺度的湍流和渦流，強(qiáng)度迅速衰減．然而對于AB和BB方案，缸內(nèi)滾流比在近上止點(diǎn)出現(xiàn)第2次峰值，大尺度滾流破碎成小尺度湍流的程度較弱，在近上止點(diǎn)滾流達(dá)到最大值，對于BB方案該種現(xiàn)象更加明顯．

如圖9所示，在斜軸渦流的作用下，AA方案的湍動能在壓縮沖程中間階段最高．BA方案由于較強(qiáng)滾流的影響，在近上止點(diǎn)附近湍動能衰減較弱，近似保持在恒定值．因此，在各自的最為提前的點(diǎn)火時刻，二者的缸內(nèi)平均湍動能水平相近．采用右置倒楔形燃燒室(AB和BB方案)時，由于近上止點(diǎn)的滾流未能有效破碎轉(zhuǎn)化為湍流，點(diǎn)火時刻缸內(nèi)湍動能水平相比中置燃燒室方案低．

圖10所示為點(diǎn)火時刻穿過火花塞水平切面的湍動能及平均流速場分布情況，火花塞周圍的相應(yīng)統(tǒng)計值如圖11所示．由于4種燃燒系統(tǒng)方案缸內(nèi)均存在大尺度的縱向滾流，在點(diǎn)火時刻火花塞附近缸內(nèi)混合氣輸運(yùn)方向單一，該現(xiàn)象對初始火焰面的發(fā)展方向有很重要的影響．此外，采用雙切向進(jìn)氣道能夠顯著提高火花塞位置附近的平均流速，但對湍動能的改善效果取決于與之匹配的燃燒室結(jié)構(gòu)，和中置倒楔形燃燒室匹配的效果較好(BA方案)，點(diǎn)火時刻火花塞位置的湍流強(qiáng)度相比AA方案改善34.7%．在進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)相同的情況下，采用右置倒楔形燃燒室(AB相對AA，BB相對BA)火花塞位置的湍流強(qiáng)度顯著降低，但平均流速大小增加，這主要與前述近上止點(diǎn)仍有較大尺度的縱向滾流現(xiàn)象有關(guān)．

圖9?缸內(nèi)湍動能情況

圖11 點(diǎn)火時刻火花塞周圍的湍動能及平均流速(直徑6mm以內(nèi)平均值)

2.3?燃燒系統(tǒng)方案對火焰?zhèn)鞑ミ^程及燃燒性能的影響

圖12?不同燃燒系統(tǒng)方案缸壓及放熱率對比結(jié)果

圖13?各個燃燒階段的持續(xù)期對比

圖14所示為不同燃燒系統(tǒng)方案火焰面的發(fā)展情況．4種燃燒系統(tǒng)方案缸內(nèi)混合氣輸運(yùn)方向單一，和氣流運(yùn)動速度方向一致，導(dǎo)致火焰面發(fā)展不對稱，且受限位置基本都位于燃燒室上部接近缸蓋的區(qū)域．對應(yīng)位置的未燃混合氣在很長一段時間受到下方火焰面的壓縮加熱作用，同時火焰面短時間無法快速發(fā)展到該位置來消耗這部分混合氣，容易引發(fā)自燃，產(chǎn)生爆震．

圖15所示為不同燃燒系統(tǒng)KLSA算例對應(yīng)的燃燒相位和熱效率預(yù)測結(jié)果．可以看出，采用右置倒楔形燃燒室的方案(AB和BB)CA50比較靠后，無法進(jìn)一步改善熱效率，其中BB方案的熱效率最低．相比較而言，高滾流比進(jìn)氣道匹配中置倒楔形燃燒室有利于中載汽油機(jī)性能的提升．其中，AA方案可以實(shí)現(xiàn)最高的指示熱效率．而采用雙切向氣道的BA方案由于其爆震傾向較AA嚴(yán)重，KLSA靠后，因此，該方案雖然能有效提高燃燒速度，但CA50相對AA方案推遲0.4°,CA，熱效率降低0.06%(絕對值)．

圖14 火焰面發(fā)展情況(橙色面為G＝0等值面，代表火焰前鋒面的位置)

圖15?KLSA算例的熱效率隨燃燒相位(CA50)的變化結(jié)果

為進(jìn)一步揭示不同的進(jìn)氣道和燃燒室方案對發(fā)動機(jī)熱效率的影響，筆者對各個燃燒系統(tǒng)方案熱效率的影響因素進(jìn)行了對比，如圖16所示．4種燃燒方案由于壓縮比相同及缸內(nèi)比熱比接近，導(dǎo)致可實(shí)現(xiàn)的最高理論熱效率基本相同，約為46.8%．傳熱損失和燃燒損失是影響最終指示熱效率的主要因素，且二者呈現(xiàn)相互制約的關(guān)系，即燃燒損失高的方案傳熱損失較低，這主要是由于燃燒溫度降低的緣故．由于爆震傾向嚴(yán)重，點(diǎn)火時刻靠后，同時主燃燒階段燃燒速度較慢，采用右置倒楔形燃燒室的兩種方案(AB，BB)缸內(nèi)燃燒損失相比對應(yīng)的中置方案(AA，BA)分別提高1.11%和1.55%，傳熱損失分別降低0.23%和0.31%，最終指示熱效率分別下降0.88%和1.24%. 而復(fù)合進(jìn)氣道匹配中置倒楔形燃燒室(AA)的方案能夠有效抑制爆震，提前最佳點(diǎn)火時刻，同時加速火焰?zhèn)鞑ィ档腿紵龘p失，因此熱效率最高．

圖16?不同燃燒系統(tǒng)方案的熱效率影響因素對比

3?結(jié)?論

(1) 初期火焰?zhèn)鞑サ目炻饕Q于火花塞周圍氣流的平均速度，而主燃燒階段的燃燒速度與該區(qū)域的湍動能大小成正比．切向進(jìn)氣道匹配中置倒楔形燃燒室能夠同時提高湍流強(qiáng)度及氣流速度，從而有效縮短滯燃期及燃燒持續(xù)期．

(2) 基于平底缸蓋設(shè)計的強(qiáng)滾流燃燒系統(tǒng)，在燃燒室上部接近缸蓋的位置均存在火焰面發(fā)展明顯受限的現(xiàn)象，對應(yīng)位置的未燃混合氣容易誘發(fā)自燃．結(jié)果表明，采用復(fù)合進(jìn)氣道匹配中置倒楔形燃燒室的方案可顯著抑制爆震，提前點(diǎn)火時刻．

(3) 采用高滾流比進(jìn)氣道時，匹配中置倒楔形燃燒室可有效降低燃燒損失，有利于中載汽油機(jī)性能的提升．其中，和復(fù)合進(jìn)氣道的匹配方案可以實(shí)現(xiàn)最高的指示熱效率．

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Effects of Combustion System Structures on Medium-Duty Gasoline Engine Knock-Limited Combustion

Zhang Lipeng1，Zhou Ying1，Zhao Xumin2，Wang Hu2，Zheng Zunqing2，Yao Mingfa2

(1. Tianjin Internal Combustion Engine Research Institute，Tianjin 300072，China；2. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

The effects of four combustion system structures of a medium-duty(MD)gasoline engine on the in-cylinder macroscopic flow field，turbulent field and knock-limited combustion were studied numerically. The results show that the geometries of intake ports and combustion chambers have a great impact on the evolution of in-cylinder macroscopic scale flow structures and turbulence field. The initial flame propagation speed is mainly affected by the average flow speed around the spark plug at spark timing，whereas the combustion rate of main combustion period is proportional to the turbulent kinetic energy of this region. Double tangential intake ports coupled with middle symmetrical inverted wedge combustion chamber could increase the turbulent kinetic energy and the average flow speed，resulting in the shortened ignition delay time and combustion duration. However，the knock tendency is more severe for this scheme. In contrast，compound intake ports coupled with middle symmetrical inverted wedge combustion chamber could improve the anti-knock performance as well as the combustion heat release rate，which is favorable for the reduction of combustion loss and improvement of thermal efficiency of the MD gasoline engine.

medium-duty gasoline engine；intake ports；combustion chamber；turbulence；knock

TK411

A

1006-8740(2021)05-0514-07

10.11715/rskxjs.R202006012

2020-07-10.

國家重點(diǎn)研發(fā)計劃資助項(xiàng)目(2017YFE0102800)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51876140)．

張立鵬（1978—??），男，碩士，高級工程師，zhanglipeng@tju.edu.cn.

趙旭敏，女，博士研究生，zh_xumin@tju.edu.cn.

(責(zé)任編輯：梁?霞)