燃燒系統結構對中載汽油機爆震邊界內燃燒的影響

張立鵬，周?穎，趙旭敏，王?滸，鄭尊清，堯命發

燃燒系統結構對中載汽油機爆震邊界內燃燒的影響

張立鵬1，周?穎1，趙旭敏2，王?滸2，鄭尊清2，堯命發2

(1. 天津內燃機研究所，天津 300072；2. 天津大學內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072)

針對中載汽油機，設計開發了4種進氣道和燃燒室的匹配方案，通過數值模擬的方法研究了不同燃燒系統結構對缸內宏觀流場、湍流場及爆震邊界內燃燒的影響．結果表明：進氣道和燃燒室結構對缸內宏觀流場及湍流場演化有顯著影響．初期火焰傳播速度主要由火花塞周圍氣流的平均速度決定，而主燃燒階段的燃燒速度與該區域的湍動能大小成正比．雙切向進氣道匹配中置倒楔形燃燒室能夠同時提高湍流強度及氣流速度，從而有效縮短滯燃期及燃燒持續期，但其爆震傾向嚴重．采用復合進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，提升中載汽油機的性能．

中載汽油機；進氣道；燃燒室；湍流；爆震

由于熱效率、轉矩、燃燒穩定性等方面的優勢，中載商用車目前主要采用柴油機作為動力系統．然而，為了滿足日益加嚴的排放法規，柴油機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，當量燃燒汽油機的熱效率低，但排氣污染更容易控制，整車成本較低，具有較大的節能潛力[2]．隨著中載物流運輸車輛的增多，城市運行工況下的低噪聲水平成為動力系統的另一個較為重要的評價指標．汽油機缸內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用前景[3]．

和輕型汽油機不同，中載汽油機需要提供更高的功率和轉矩輸出，發動機強化程度高．隨著進氣壓力和壓縮比的增加，缸內最大爆發壓力增加，對發動機機體的機械強度提出了更高的要求；另一方面更嚴苛的熱力學環境必然會增加爆震的發生概率，反過來限制幾何壓縮比提高的潛力，最終制約燃油經濟性的提升[4]．由于中載汽油機經常運行在低速大負荷工況，以犧牲熱效率的方式獲得高功率輸出的方法顯然不可取．因此，為了同時兼顧大負荷工況的動力性和經濟性能，亟需優化中載汽油機爆震邊界的燃燒，探索爆震邊界內提高熱效率的策略．

點燃式汽油機在大負荷工況下發生的爆震現象與缸內氣流運動密切相關[5-7]：提高缸內湍流強度可以提高火焰傳播速度，進而縮短火焰前鋒面傳播至末端混合氣所需時間，但同時由于火焰面對末端氣體的壓縮加熱作用增強，會增加未燃區域混合氣的溫度，縮短滯燃期．Chen等[8-9]和Yu等[10]的研究結果均表明，如何合理設計缸內流場結構，進而在提高火焰傳播速度的同時抑制爆震對于燃燒系統的開發尤為重要．

進氣道和燃燒室的結構是決定缸內宏觀流動的主要因素．目前針對滾流進氣道以及滾流強化活塞的優化仍多集中在蓬頂型缸蓋汽油機上[11-13]．然而，中載汽油機燃燒系統結構和輕型汽油機有較大差異．為了解除爆壓限制，參考應用在中重載車輛的高辛烷值燃料(天然氣和甲醇)點火燃燒系統的設計[15-18]，中載汽油機大多基于高機體強度的柴油機平臺改裝而來，缸內流場呈現強渦流、弱滾流的狀態，不利于火焰的快速傳播[19]．因此，需要對其進氣道和燃燒室結構進行協同優化，實現在改善燃燒的同時抑制爆震的目標.

本文基于中載汽油機分別采用復合和雙切向進氣道、中置和右置倒楔形燃燒室組成4種燃燒系統方案，在CONVERGE平臺上對缸內流動及燃燒過程開展數值模擬研究，揭示不同燃燒系統結構對中載汽油機爆震邊界內熱效率的影響．

1?模型設置及驗證

研究基于三維CFD軟件CONVERGE進行數值模擬計算，計算域包括進排氣道、進排氣門、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．基礎網格設置為1mm，根據速度梯度對網格進行自適應加密，最小網格為0.5mm；燃燒過程中根據溫度梯度進一步自適應加密，最小網格尺寸為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；火花塞及進氣門氣門錐角處采用固定加密，最小網格尺寸為0.125mm．整個計算過程網格最多達到120萬．

圖1?缸內流動和燃燒CFD仿真計算域

發動機參數如表1所示．表2所示為根據試驗數據設定的邊界和初始條件，進氣壓力和溫度通過GT-Power一維熱力學仿真獲得．數值計算中采用PRF92(92%異辛烷加8%正庚烷)燃料來模擬試驗中的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，當預測爆震傾向時，采用G方程耦合化學反應動力學的復合模型：利用G方程來捕捉火焰面，利用Wang等[20]發展的PRF簡化機理來捕捉爆震現象；當確定爆震邊界后，對于爆震邊界內的正常燃燒過程，采用G方程燃燒模型進行模擬．模型的相關參數根據原機臺架試驗結果進行仿真標定獲得．除幾何模型本身以外，所有方案仿真時在相對應的計算中均采用相同的參數．

表1?發動機主要參數

Tab.1?Engine specifications

表2?數值模擬邊界和初始條件的設置

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

模型標定結果如圖2所示，試驗和模擬二者之間的缸壓和放熱率結果一致性較好，且各個燃燒階段的燃燒相位計算結果均與試驗接近，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的正常燃燒及火焰傳播過程．

為了改善缸內的宏觀流場特征及湍流強度，基于中載汽油機平底缸蓋結構設計了復合進氣道(A)和雙切向進氣道(B)兩種結構，如圖3所示．同時為了最大化提高滾流強度，設計了中置(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?模型驗證

圖3?進氣道示意

圖4?燃燒室結構示意

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氣道結構，第二個字母代表燃燒室結構.

2?結果及討論

2.1?不同點火時刻下的爆震強度分析

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

圖5?缸蓋監測點位置示意

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

圖6?點火時刻掃描下的爆震強度

圖7?爆震極限內點火提前角

2.2?燃燒系統方案對缸內流場特征的影響

圖8所示為不同燃燒系統方案的渦流比及滾流比情況．研究結果表明，對于4種燃燒系統方案，瞬時渦流比在整個壓縮行程中近似為一個定值．和改變燃燒室結構相比，進氣道結構對渦流比的影響更大，采用復合進氣道(A)可以引導氣流在缸內形成斜軸渦流，而采用雙切向進氣道(B)，缸內渦流比降到0，流場呈現純滾流結構．

為更好地描述滾流強度對湍動能及后續燃燒的影響，定義不同燃燒系統的瞬時滾流比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合并，有效表征其轉化為湍動能的能力．

式中：為繞X軸的滾流比；為繞Y軸的滾流比；為曲軸轉角．

分析缸內的滾流變化發現，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，強度迅速衰減．然而對于AB和BB方案，缸內滾流比在近上止點出現第2次峰值，大尺度滾流破碎成小尺度湍流的程度較弱，在近上止點滾流達到最大值，對于BB方案該種現象更加明顯．

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方案由于較強滾流的影響，在近上止點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火時刻，二者的缸內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，由于近上止點的滾流未能有效破碎轉化為湍流，點火時刻缸內湍動能水平相比中置燃燒室方案低．

圖10所示為點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，火花塞周圍的相應統計值如圖11所示．由于4種燃燒系統方案缸內均存在大尺度的縱向滾流，在點火時刻火花塞附近缸內混合氣輸運方向單一，該現象對初始火焰面的發展方向有很重要的影響．此外，采用雙切向進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構，和中置倒楔形燃燒室匹配的效果較好(BA方案)，點火時刻火花塞位置的湍流強度相比AA方案改善34.7%．在進氣道結構相同的情況下，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度顯著降低，但平均流速大小增加，這主要與前述近上止點仍有較大尺度的縱向滾流現象有關．

圖9?缸內湍動能情況

圖11 點火時刻火花塞周圍的湍動能及平均流速(直徑6mm以內平均值)

2.3?燃燒系統方案對火焰傳播過程及燃燒性能的影響

圖12?不同燃燒系統方案缸壓及放熱率對比結果

圖13?各個燃燒階段的持續期對比

圖14所示為不同燃燒系統方案火焰面的發展情況．4種燃燒系統方案缸內混合氣輸運方向單一，和氣流運動速度方向一致，導致火焰面發展不對稱，且受限位置基本都位于燃燒室上部接近缸蓋的區域．對應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展到該位置來消耗這部分混合氣，容易引發自燃，產生爆震．

圖15所示為不同燃燒系統KLSA算例對應的燃燒相位和熱效率預測結果．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，高滾流比進氣道匹配中置倒楔形燃燒室有利于中載汽油機性能的提升．其中，AA方案可以實現最高的指示熱效率．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)的變化結果

為進一步揭示不同的進氣道和燃燒室方案對發動機熱效率的影響，筆者對各個燃燒系統方案熱效率的影響因素進行了對比，如圖16所示．4種燃燒方案由于壓縮比相同及缸內比熱比接近，導致可實現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，且二者呈現相互制約的關系，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．由于爆震傾向嚴重，點火時刻靠后，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)缸內燃燒損失相比對應的中置方案(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%. 而復合進氣道匹配中置倒楔形燃燒室(AA)的方案能夠有效抑制爆震，提前最佳點火時刻，同時加速火焰傳播，降低燃燒損失，因此熱效率最高．

圖16?不同燃燒系統方案的熱效率影響因素對比

3?結?論

(1) 初期火焰傳播的快慢主要取決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域的湍動能大小成正比．切向進氣道匹配中置倒楔形燃燒室能夠同時提高湍流強度及氣流速度，從而有效縮短滯燃期及燃燒持續期．

(2) 基于平底缸蓋設計的強滾流燃燒系統，在燃燒室上部接近缸蓋的位置均存在火焰面發展明顯受限的現象，對應位置的未燃混合氣容易誘發自燃．結果表明，采用復合進氣道匹配中置倒楔形燃燒室的方案可顯著抑制爆震，提前點火時刻．

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

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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.

國家重點研發計劃資助項目(2017YFE0102800)；國家自然科學基金資助項目(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.

(責任編輯：梁?霞)