湍流射流點(diǎn)火燃燒特性的模擬研究

桑海浪，姜淑君，李志杰

(1.廣西玉柴機(jī)器股份有限公司，廣西 南寧 530007；2.無(wú)錫職業(yè)技術(shù)學(xué)院，江蘇 無(wú)錫 214121；3.濰柴動(dòng)力股份有限公司，山東 濰坊 261061)

世界正面臨著嚴(yán)重的能源危機(jī)和環(huán)境污染的全球性問(wèn)題，這些問(wèn)題推動(dòng)著內(nèi)燃機(jī)的技術(shù)進(jìn)步，其中包括先進(jìn)的燃燒策略，以期望在提高內(nèi)燃機(jī)的熱效率的同時(shí)減少污染物的排放。稀薄燃燒策略作為一種低溫燃燒技術(shù)，可以減少排放，同時(shí)提高燃料效率[1-3]。降低燃料的消耗意味著減少二氧化碳排放。 然而，稀薄燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)存在著由高度稀釋的混合物引起的燃燒不穩(wěn)定性問(wèn)題。因此，研究人員提出了各種增強(qiáng)點(diǎn)火方法來(lái)提高稀薄燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒穩(wěn)定性，如預(yù)燃室點(diǎn)火系統(tǒng)[4]、等離子輔助點(diǎn)火[5]和微波火花點(diǎn)火[6]。在這些技術(shù)中，預(yù)燃室式湍流射流點(diǎn)火燃燒系統(tǒng)備受關(guān)注，因?yàn)檫@種燃燒技術(shù)具有改善稀燃發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的巨大潛力。

射流引燃的概念首先在1950年代被Nikolai Nikolaievich Semenov[7]提出，經(jīng)過(guò)了數(shù)十年的發(fā)展，基于現(xiàn)代化的控制手段和已有硬件，MAHLE公司[8]提出了高可靠性的預(yù)燃室設(shè)計(jì)，并命名為湍流射流點(diǎn)火(Turbulent Jet Ignition，TJI)，其預(yù)燃室體積占比約為2%，預(yù)燃室的輔助燃料能量占比也約為2%。美國(guó)MAHLE公司、美國(guó)國(guó)家研究委員會(huì)和美國(guó)空軍聯(lián)合對(duì)湍流射流著火系統(tǒng)展開(kāi)研究，對(duì)預(yù)燃室湍流射流點(diǎn)火模式下的爆震極限范圍進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明，該技術(shù)可以將發(fā)動(dòng)機(jī)的壓縮比提高2～3個(gè)單位而不引起爆震，這對(duì)內(nèi)燃機(jī)提升熱效率具有非?？捎^的潛力[9]。

一些研究人員使用仿真模擬的方式對(duì)湍流射流點(diǎn)火系統(tǒng)進(jìn)行了研究。大連理工大學(xué)曲闖[10]對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的預(yù)燃室內(nèi)部的燃料混合過(guò)程進(jìn)行了模擬研究，結(jié)果顯示，預(yù)燃室內(nèi)部直噴燃料具有較高速度并傳播到整個(gè)預(yù)燃室，增強(qiáng)了湍流強(qiáng)度。江蘇大學(xué)陳良[11]模擬研究發(fā)現(xiàn)，燃燒速度與預(yù)燃室內(nèi)部混合氣的濃度呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系。Shah等[12]的模擬研究表明，射流火焰與主燃室混合氣有較強(qiáng)的相互作用。

綜上所述，預(yù)燃室式湍流射流點(diǎn)火燃燒技術(shù)具有顯著的優(yōu)勢(shì)，但是湍流射流火焰的燃燒過(guò)程極其復(fù)雜，影響其燃燒特性的因素較多，因此需要進(jìn)一步探究。在本研究中，模擬實(shí)現(xiàn)稀薄混合氣下的湍流射流點(diǎn)火模式與傳統(tǒng)火花塞點(diǎn)火模式，并且通過(guò)缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)、燃燒內(nèi)部冷場(chǎng)的速度場(chǎng)和濃度場(chǎng)、燃燒溫度場(chǎng)和湍動(dòng)能對(duì)湍流射流點(diǎn)火燃燒特性進(jìn)行分析，以期對(duì)湍流射流點(diǎn)火技術(shù)在發(fā)動(dòng)機(jī)上應(yīng)用提供參考。

1 仿真模型的構(gòu)建

試驗(yàn)中使用了4缸進(jìn)氣道噴射汽油機(jī)，其基本參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 汽油機(jī)的基本參數(shù)

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)三維模型的建立

本研究的數(shù)值仿真研究基于Converge軟件，在UG三維建模軟件中建立了試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何模型，并將幾何模型保存為STL格式文件導(dǎo)入到Converge中以獲得發(fā)動(dòng)機(jī)模型的表面文件，其結(jié)果見(jiàn)圖1。

在湍流射流點(diǎn)火系統(tǒng)中，預(yù)燃室體積約為1.05 cm3(約占主燃燒室體積的1.8%)，預(yù)燃室通過(guò)6個(gè)直徑為1.6 mm的噴孔與主燃室相連接。選用RNGk-ε湍流模型描述缸內(nèi)湍流，選用KH-RT噴霧破碎模型來(lái)描述液滴的生成、脫落和破裂為更小的液滴[13]。主要的影響參數(shù)包括：KH模型破碎特征時(shí)間系數(shù)，其控制一次破碎過(guò)程的快慢，本研究中設(shè)置為7.0；RT模型破碎特征時(shí)間系數(shù)，其控制二次破碎的快慢，本研究中設(shè)置為1.0；RT模型破碎長(zhǎng)度系數(shù)，該值越小，二次破碎進(jìn)行越早，本研究中設(shè)置為1.0。碰撞模型為NTC模型，蒸發(fā)模型為Frossling模型。采用異辛烷和正庚烷來(lái)代替汽油燃料，選用詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)燃燒模型(SAGE)，選用152個(gè)反應(yīng)的骨架機(jī)理[14]，在求解流體動(dòng)力學(xué)的同時(shí)進(jìn)行化學(xué)反應(yīng)的求解，針對(duì)預(yù)混合燃燒具有較高的模擬準(zhǔn)確性。

基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為4 mm，在燃燒室內(nèi)部采用2級(jí)固定加密，在此基礎(chǔ)上增加自適應(yīng)網(wǎng)格加密技術(shù)，通過(guò)設(shè)置速度梯度(1.0 m/s)和溫度梯度(2.5 K)限制在需求的時(shí)間內(nèi)進(jìn)行自動(dòng)化網(wǎng)格加密與粗化，最小網(wǎng)格大小為0.25 mm。

1.2 模型驗(yàn)證

通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)仿真模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證(見(jiàn)圖2)。發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況為轉(zhuǎn)速3 000 r/min，點(diǎn)火時(shí)刻-15°，主燃室分別為當(dāng)量比燃燒和稀薄燃燒。在仿真模型中，噴油時(shí)刻為-440°，進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻為-410°，排氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻為120°，模型從噴油時(shí)刻開(kāi)始計(jì)算直到排氣門(mén)開(kāi)啟。從結(jié)果中可以觀察到數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在壓縮階段和燃燒階段均在誤差范圍內(nèi)，因此可以依據(jù)此模型進(jìn)行研究工作。

圖2 數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

1.3 模擬案例工況

本研究探究湍流射流點(diǎn)火的燃燒特性，并與傳統(tǒng)火花塞點(diǎn)火方式進(jìn)行比對(duì)。根據(jù)在預(yù)燃室內(nèi)部有無(wú)輔助燃料供給，可以將湍流射流點(diǎn)火模型分為兩類(lèi)，一類(lèi)為無(wú)輔助燃料，一類(lèi)為附帶輔助燃料。表2示出了本研究的模擬仿真工況參數(shù)，其中案例1～3為傳統(tǒng)火花塞點(diǎn)火，案例4～6為無(wú)輔助燃料的湍流射流點(diǎn)火，案例7～11為附帶輔助燃料的湍流射流點(diǎn)火。設(shè)置主燃室混合氣濃度(λmain)分別為1.0,1.25和1.5，用于探究稀薄燃燒下的燃燒特性。在附帶輔助燃料情況下，設(shè)置預(yù)燃室混合氣濃度(λpre)來(lái)探究其對(duì)燃燒特性的影響，預(yù)燃室內(nèi)部噴油壓力為5 MPa，噴油時(shí)刻為進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉后，點(diǎn)火能量設(shè)置為120 mJ。

表2 模擬仿真工況

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 燃燒特性分析

首先通過(guò)壓力曲線(xiàn)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒特性進(jìn)行分析。圖3示出了在混合氣濃度λmain分別為1.0,1.25和1.5情況下主燃室壓力曲線(xiàn)和放熱率曲線(xiàn)的變化。在λmain=1.0的情況下，在預(yù)燃室內(nèi)無(wú)輔助噴油情況下，預(yù)燃室內(nèi)部的混合氣與主燃室相同。在湍流射流點(diǎn)火情況下，壓力曲線(xiàn)升高明顯提前，并通過(guò)放熱率曲線(xiàn)可以觀察到湍流射流點(diǎn)火的燃燒速度快于傳統(tǒng)點(diǎn)火方式，這是由于從預(yù)燃室噴出的熱射流形成了多點(diǎn)分布的點(diǎn)火源，加速了主燃室混合氣的燃燒。除此之外，熱射流在噴孔處具有較高的燃燒速度，也加速了混合氣的消耗。從預(yù)燃室的壓力曲線(xiàn)可以觀察到，在火花塞點(diǎn)火后，預(yù)燃室先行著火燃燒，引起了預(yù)燃室與主燃室之間的壓力差。壓力差對(duì)噴入主燃室的熱射流以及主燃室的燃燒具有重要的影響。

在λmain=1.25情況下，可以觀察到在無(wú)輔助燃料的情況下，燃燒速率較慢，這主要是由于主燃室的混合氣進(jìn)入到預(yù)燃室后，和預(yù)燃室原有的空氣進(jìn)行融合形成了更稀薄的混合氣，在點(diǎn)火時(shí)刻預(yù)燃室內(nèi)平均混合氣濃度為1.38。但是在增加輔助噴油后，預(yù)燃室和主燃室混合氣濃度均為1.25，湍流射流點(diǎn)火依然會(huì)加快火焰燃燒速度使得燃燒提前。將預(yù)燃室混合氣濃度提高到1.0后，由于混合氣的化學(xué)活性增加，進(jìn)一步提前了燃燒時(shí)刻。

當(dāng)混合氣濃度進(jìn)一步稀釋?zhuān)瑵舛冗_(dá)到1.5時(shí)，在傳統(tǒng)點(diǎn)火模式下，由于混合氣過(guò)于稀薄，盡管點(diǎn)火能量達(dá)到120 mJ，火焰?zhèn)鞑ニ俾室廊惠^慢，以至于幾乎觀察不到明顯的壓力升高。然而在使用具有輔助燃料的湍流射流點(diǎn)火后，可以觀察到明顯的壓力升高，最高壓力為3.62 MPa，相比于λmain=1.0情況，放熱率的峰值降低了約50%，降低的原因主要是燃料的化學(xué)反應(yīng)活性降低，但是相對(duì)于傳統(tǒng)點(diǎn)火最高壓力提高66.4%。

圖4示出了預(yù)燃室混合氣濃度λpre為1.0時(shí)，不同λmain下湍流射流點(diǎn)火的缸內(nèi)燃燒溫度。在上止點(diǎn)前，隨著混合氣稀薄程度的增加溫度升高，這是因?yàn)辄c(diǎn)火時(shí)刻提前導(dǎo)致放熱提前。最高燃燒溫度隨著混合氣稀薄程度的增加大幅度降低，由λ=1.0時(shí)的2 616 K降低到λ=1.5時(shí)的2 043 K。低的燃燒溫度會(huì)抑制NOx排放物的產(chǎn)生。

圖4 缸內(nèi)溫度曲線(xiàn)

圖5示出了NOx排放物的生成量曲線(xiàn)。在內(nèi)燃機(jī)排放物中熱NOx是最主要的產(chǎn)物，由于稀薄混合氣降低了最高燃燒溫度，因此NOx排放量大幅度減少。相比于在當(dāng)量比情況下燃燒，λ為1.5稀薄燃燒情況下的NOx排放量降低了93.9%。因此，采用湍流射流點(diǎn)火燃燒技術(shù)配合稀薄燃燒可以實(shí)現(xiàn)超低的NOx排放。

圖5 主燃室NOx排放物的生成曲線(xiàn)

圖6示出了湍流射流點(diǎn)火燃燒工況的壓力差。在主燃室混合氣濃度不變的情況下，隨著λpre的增加，壓力差增加，這表明預(yù)燃室內(nèi)混合氣活性增加引起燃燒速率增加，進(jìn)而增大了預(yù)燃室與主燃室的壓力差，有助于射流火焰?zhèn)鞑?。另一方面，在預(yù)燃室混合氣濃度不變的情況下，隨著主燃室混合氣稀薄程度的增加，壓力差減小。這主要是由于稀薄燃燒工況下需要進(jìn)行點(diǎn)火提前，因而預(yù)燃室內(nèi)部的溫度和壓力較低，燃燒速率較慢，最終降低了壓力差。

圖6 不同混合氣濃度下的壓力差

2.2 燃燒冷場(chǎng)分析

通過(guò)模擬方式可以獲得清晰的缸內(nèi)流場(chǎng)信息，以便于對(duì)燃燒特性有深入的認(rèn)識(shí)。圖7示出了案例4的湍流射流點(diǎn)火系統(tǒng)在點(diǎn)火時(shí)刻預(yù)燃室內(nèi)部的流線(xiàn)圖。從圖中可以觀察到，活塞壓縮主燃室的混合氣通過(guò)噴孔進(jìn)入到預(yù)燃室，由于噴孔具有加速作用，預(yù)燃室內(nèi)部氣流速度較高，可達(dá)到每秒十幾米。氣流在預(yù)燃室中的運(yùn)動(dòng)會(huì)影響輔助燃料的混合。圖8示出了λmain為1.5情況下，在點(diǎn)火時(shí)刻預(yù)燃室內(nèi)部的混合氣濃度場(chǎng)，圖中預(yù)燃室的混合濃度λpre為平均值。隨著輔助噴油量的增加，預(yù)燃室內(nèi)部的混合氣濃度增加。從中可以觀察到氣流運(yùn)動(dòng)的關(guān)系，可見(jiàn)混合氣濃度不均也會(huì)影響到熱射流的結(jié)構(gòu)。

圖7 湍流射流點(diǎn)火系統(tǒng)預(yù)燃室內(nèi)部流線(xiàn)

圖8 點(diǎn)火時(shí)刻預(yù)燃室混合氣濃度

2.3 湍流射流火焰結(jié)構(gòu)分析

圖9示出了λmain為1.0情況下，傳統(tǒng)點(diǎn)火與湍流射流點(diǎn)火的溫度場(chǎng)。可以觀察到在傳統(tǒng)點(diǎn)火模式下，在火花塞附近形成球形火焰并均勻地向外傳播，傳播速度主要取決于混合氣的化學(xué)活性。而在湍流射流點(diǎn)火模式下，火花塞先點(diǎn)燃預(yù)燃室內(nèi)部的混合氣，并且火焰鋒面在預(yù)燃室內(nèi)部傳播，當(dāng)火焰通過(guò)噴孔后，燃燒速率增加，形成高速的熱射流以快速消耗主燃室的混合氣。從圖9截面處發(fā)現(xiàn)熱射流主要從左側(cè)出現(xiàn)，并結(jié)合圖10的視圖觀察，發(fā)現(xiàn)熱射流在不同噴孔處的狀態(tài)不同。一是受到預(yù)燃室內(nèi)部氣體流動(dòng)影響，氣流速度與火焰面?zhèn)鞑シ较蛳嗤瑫?huì)促進(jìn)燃燒，因此在圖9中預(yù)燃室內(nèi)部左側(cè)的火焰面發(fā)展更快，進(jìn)而先進(jìn)入到主燃室中；二是主燃室內(nèi)部的流場(chǎng)布局同樣會(huì)影響到熱射流的發(fā)展。

圖9 傳統(tǒng)點(diǎn)火與湍流射流點(diǎn)火溫度場(chǎng)對(duì)比

稀薄燃燒的溫度較低，一般認(rèn)為當(dāng)溫度達(dá)到1 500 K時(shí)就已經(jīng)發(fā)生了燃燒。圖10示出了λmain為1.0情況下，傳統(tǒng)點(diǎn)火與湍流射流點(diǎn)火的溫度等值面圖。從中可以明顯觀察到在TDC時(shí)刻熱射流的快速傳播。

圖10 傳統(tǒng)點(diǎn)火與湍流射流點(diǎn)火1 500 K溫度等值面對(duì)比

進(jìn)一步分析預(yù)燃室內(nèi)部輔助燃料的供給對(duì)熱射流結(jié)構(gòu)的影響。圖11示出了λmain為1.5情況下，不同預(yù)燃室混合氣濃度下的1 500 K溫度等值面圖。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，隨著預(yù)燃室內(nèi)部的混合氣濃度增加，預(yù)燃室內(nèi)部混合氣的燃燒速率加快，火焰前鋒更快地從噴孔處噴出，其熱射流的初始速率更大，這導(dǎo)致了熱射流的傳播侵入能力更強(qiáng)。在λpre達(dá)到1時(shí)最優(yōu)。預(yù)燃室體積僅占主燃室體積的1.8%，因此輔助燃料量雖然僅占總?cè)剂狭康囊恍〔糠?，但是能夠明顯改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能。

圖11 1 500 K溫度等值面

圖12示出了主燃室湍動(dòng)能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。從圖中可以觀察到，傳統(tǒng)點(diǎn)火模式下，火焰的傳播會(huì)增加湍動(dòng)能，形成一個(gè)波峰。在湍流射流點(diǎn)火模式下，湍動(dòng)能存在2個(gè)波峰，原因可能是從噴孔處噴出的高速熱射流形成了第一個(gè)波峰，隨著侵入距離增加，熱射流速度降低，因此湍動(dòng)能降低。緊接著熱射流向周?chē)鷤鞑サ目焖偃紵纬傻诙€(gè)波峰。從預(yù)燃室噴出的熱射流增加了缸內(nèi)的湍流強(qiáng)度，進(jìn)而火焰面快速地傳播至整個(gè)燃燒室，相比于傳統(tǒng)的火花塞點(diǎn)火，湍流射流點(diǎn)火模式增加了缸內(nèi)湍動(dòng)能，促進(jìn)了燃燒速率增加，改善了燃燒特性。

圖12 主燃室湍動(dòng)能

3 結(jié)論

a) 相比于傳統(tǒng)火花塞點(diǎn)火方式，湍流射流點(diǎn)火方式在稀薄混合氣下具有更高的燃燒速率、壓力升高率和更好的燃燒穩(wěn)定性，同時(shí)大幅度地降低了NOx污染物的排放，在混合氣濃度為1.5時(shí)，燃燒最高壓力提高66.4%，NOx排放降低93.9%；

b) 預(yù)燃室內(nèi)部的氣體流動(dòng)影響到輔助燃料的混合，進(jìn)而影響熱射流的結(jié)構(gòu)；

c) 當(dāng)主燃室采用稀薄燃燒方式時(shí)，預(yù)燃室內(nèi)有輔助燃料可以增加熱射流初始速度，改善熱射流結(jié)構(gòu)，增加主燃室混合氣消耗速率；

d) 湍流射流點(diǎn)火方式在點(diǎn)火后，主燃室湍動(dòng)能出現(xiàn)2個(gè)波峰，湍動(dòng)能的增加對(duì)燃燒有促進(jìn)作用。