天然氣發(fā)動機爆燃仿真分析與試驗研究

曾麗麗 周維順 董偉 李軍成 李之華 王滸

采用G方程耦合化學反應機理的方法對天然氣發(fā)動機爆燃進行仿真分析，對不同點火正時下的爆燃強度進行模擬，并與試驗結(jié)果進行對比。結(jié)果顯示，該模擬方法能夠捕捉到爆燃發(fā)生時末端混合氣局部放熱造成的壓力振蕩。隨著點火正時提前，爆燃強度增加。在不同燃燒室方案下的爆燃余量和氣耗水平與試驗結(jié)果趨勢一致。

天然氣發(fā)動機;火焰?zhèn)鞑?爆燃強度;爆燃余量

0?前言

爆燃由末端混合氣自燃引起，爆燃的自燃理論已得到研究人員的廣泛認可[1-2]。滿足國六排放標準的天然氣發(fā)動機在采用當量燃燒路線后，缸內(nèi)溫度比稀燃路線下的溫度高，爆燃邊界變窄;天然氣發(fā)動機增壓、降速使其向高功率密度和高負荷方向發(fā)展，加大了爆燃傾向，并限制了天然氣發(fā)動機熱效率的進一步提升[3-4]。為了滿足經(jīng)濟性指標，天然氣發(fā)動機燃燒室的設計和開發(fā)面臨著更高的要求。研究人員應用計算流體力學（CFD）仿真分析方法，對不同燃燒室下的湍流燃燒和爆燃現(xiàn)象進行模擬，為燃燒室的選型和設計優(yōu)化提供指導。本文以某六缸天然氣發(fā)動機為研究對象，建立了天然氣發(fā)動機燃燒系統(tǒng)的CFD模型，通過CFD數(shù)值模擬完成進氣和燃燒過程的仿真分析，并提出爆燃強度的指標限值[5]，評價不同燃燒室在限值條件下的爆燃余量和氣耗水平，并與試驗結(jié)果進行對比，評估數(shù)值模擬對天然氣發(fā)動機燃燒性能的預測能力。

1?計算模型與邊界條件

計算所用三維模型包含進氣道、進氣門座圈、進氣門、進氣門導管、缸墊、燃燒室和火花塞圍成的流體域。本文總共計算2個燃燒室方案，SF1為縮口型燃燒室，SF2為直筒型燃燒室，2個燃燒室輪廓線對比如圖1所示，計算所用物理模型如表1所示。

2?模型標定

本文采用G方程捕捉火焰面，采用化學反應機理模擬末端混合氣自燃過程[6-7]。該反應機理由天津大學開發(fā)，包含40種組分，139個方程。本文計算的工況點為爆燃邊界較窄的最大扭矩高轉(zhuǎn)速工況點。首先基于燃燒室SF1進行模型標定，標定后的缸壓與放熱率如圖2所示。如圖3所示，當采用化學反應機理時，放熱率曲線會出現(xiàn)1個尖峰。這是因為化學反應機理下的火焰前鋒面比較薄，不會像使用經(jīng)驗模型后對前鋒面做平均處理。除此之外，三維計算得到的缸壓和放熱率與一維結(jié)果吻合。

3?結(jié)果及分析

3.1?爆燃強度計算

基于燃燒室SF1開展不同點火正時下的爆燃強度對比。如圖4所示，沿曲軸方向?qū)ΨQ布置6個測點，分別位于進氣門和排氣門外側(cè)，以及進排氣門之間。如圖5所示，取4號測點的壓力曲線進行分析，當點火正時提前，局部壓力曲線波動增強，壓力振蕩的幅度變大。采用傅里葉變換和帶通濾波器（4～20 KHz）處理壓力信號，然后再通過傅里葉逆變換獲得爆燃對應的振蕩壓力，把對應的振蕩壓力最大值的絕對值提取出來，定義為pmax。采用相同的方法對其余測點進行處理，得到各個測點位置的振蕩壓力。如圖6所示，進氣門附近測點的壓力振蕩峰值略高于排氣門附近測點的壓力振蕩峰值。取其中的測點1和4進行分析，如圖7所示湍動能云圖可知，靠近測點1（右側(cè)區(qū)域）的缸內(nèi)湍動能比靠近測點4（左側(cè)區(qū)域）的高。另外，排氣門盤面附近的高溫區(qū)域范圍較大。高溫使得分子熱運動加快，在一定程度上促進了火焰?zhèn)鞑ィ钥拷鼫y點1的火焰?zhèn)鞑ニ俣缺葴y點4的快（圖8）。測點4附近由于火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷慈紖^(qū)域容易自燃，所以在相同點火正時下對應的壓力振蕩峰值較高。

3.2?不同燃燒室爆燃余量和氣耗對比

采用相同的計算流程，開展第2個燃燒室SF2的計算。將爆燃強度（KI）定義為6個測點的pmax的平均值，2個燃燒室的KI隨著點火正時的變化情況見圖9。隨著火花點火時刻的提前，爆燃強度逐漸增加，即發(fā)生爆燃的趨勢逐漸增強。從試驗獲悉，燃燒室SF1和SF2在點火正時分別超過-30 °CA ATDC和-28°CA ATDC時發(fā)生爆燃。本文把對應的KI=0.138 MPa定義為該工況下的爆燃強度限值。在KI限值條件下，燃燒室SF2的爆燃角度較小，說明燃燒室SF2的爆燃余量小于燃燒室SF1，即在相同電控參數(shù)下，燃燒室SF2更容易引發(fā)爆燃。

2個燃燒室的當量化高壓指示氣耗隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖10所示。在相同的點火正時下，燃燒室SF2的氣耗比燃燒室SF1的低。從缸內(nèi)宏觀流動來看，燃燒室SF2的動態(tài)渦流比SF1低（圖11），但是滾流比高，對應的缸內(nèi)湍動能也比SF1高（圖12）。由此可知，對于點燃式天然氣發(fā)動機，高渦流比并不能產(chǎn)生較高的湍動能，而是需要增加滾流比來提高缸內(nèi)湍動能，進而加速火焰?zhèn)鞑ニ俣纫越档蜌夂摹?/p>

如圖13的溫度場對比顯示，燃燒室SF2的未燃區(qū)域比燃燒室SF1小，說明SF2的火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤臁D14展示了2個燃燒室的瞬時湍動能云圖。著火前燃燒室SF2中間區(qū)域的湍動能比SF1高。高湍動能可以加快燃燒初期的火焰?zhèn)鞑ニ俣龋⒏纳茪夂摹Ｒ虼耍紵襍F2的氣耗比SF1更優(yōu)異。但是，2個方案在擠流區(qū)域內(nèi)的湍動能均較低，不利于燃燒后期的火焰?zhèn)鞑ィ┒嘶旌蠚庖装l(fā)生自燃。雖然燃燒室SF2凹坑區(qū)域的湍動能高，在一定程度上加快了燃燒初期的火焰?zhèn)鞑ァｋm然已燃區(qū)內(nèi)的溫度和壓力有所增加，但是距離火花塞較遠的區(qū)域湍動能較低，燃燒后期火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢，末端混合汽受到已燃區(qū)高溫氣體的壓縮和加熱，形成壓力和溫度梯度。當末端混合氣達到特定的熱力學狀態(tài)時，容易發(fā)生自燃。綜上所述，燃燒室SF2比SF1更容易產(chǎn)生自燃。

3.3?試驗驗證

2個燃燒室方案在最大扭矩低轉(zhuǎn)速工況下的爆燃余量的試驗結(jié)果如圖15所示。當量化氣耗如圖16所示。試驗顯示，燃燒室SF2的爆燃余量比燃燒室SF1的小，對應的當量化氣耗比SF1的低。這說明，不同燃燒室方案的爆燃余量和氣耗水平的試驗值與計算結(jié)果的趨勢吻合，也驗證了建模流程和方法的合理性。

4?結(jié)論

采用G方程耦合化學反應機理的方法，對末端混合氣未燃區(qū)域的自燃過程進行模擬，能夠捕捉到由于末端混合氣局部放熱造成的壓力陡升的現(xiàn)象。在天然氣發(fā)動機發(fā)生爆燃時，末端混合氣大面積自燃，發(fā)生劇烈的化學反應，產(chǎn)生壓力振蕩。進氣門附近的壓力振蕩峰值比排氣門附近的高。隨著火花點火時刻的提前，爆燃強度逐漸增加，即發(fā)生爆燃的趨勢逐漸增強。本文結(jié)合試驗數(shù)據(jù)提出爆燃強度限值，作為燃燒室性能優(yōu)化的閾值條件。通過試驗驗證，不同燃燒室的爆燃余量和氣耗水平的計算值與試驗測試結(jié)果的趨勢吻合，驗證了建模流程和方法的合理性。采用仿真分析的手段進行燃燒室篩選，協(xié)助進行燃燒系統(tǒng)的開發(fā)，可有效的提高開發(fā)效率。

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