燃燒室結構對煤層氣發動機燃燒過程的影響

祝傳艮，李研芳，劉志宇

中國北方發動機研究所，天津 300400

0 引言

我國煤層氣(又稱煤礦瓦斯)資源十分豐富，煤層氣是儲存在煤層中的烴類氣體，主要成分為甲烷，為優質能源。近十幾年來，以煤層氣為燃料的燃氣發動機(發電機組)在市場需求的推動下獲得了大力發展，特別是能適應低濃度煤層氣(甲烷的體積分數低于30%)的大功率燃氣發動機更受青睞。但煤層氣熱值低且成分經常變化，容易引起缸內燃燒過程不穩定，對發動機的性能產生較大不良影響，因此，改善煤層氣發動機的缸內燃燒過程、提高其對燃料變化的適應性十分重要。

雖然針對低濃度煤層氣的燃氣發動機研究較少，但燃氣發動機燃燒方面的研究成果值得借鑒。改善缸內燃燒的方法主要有：1)加大壓縮比，提高熱效率[1-2]；2)優化進氣道和燃燒室結構，提高缸內氣體流動速度[3-7]；3)降低空氣過量系數，減小燃燒循環波動率[8]；4)采用預燃室式的燃燒系統，提高點火能量[9]。

本文中以發動機燃燒室為研究對象，在壓縮比不變的前提下，優化燃燒室結構，利用三維軟件 Converge數字解析工具[10-11]，分析不同燃燒室結構對燃燒過程的影響。

1 建模

1.1 發動機參數

本文中研究的大功率煤層氣發動機以低濃度煤層氣為燃料，發動機的壓縮比為12，采用預燃室火花塞技術，增壓前將煤層氣和空氣混合，通過優化燃燒室結構提高燃燒效果。計算中將進氣道內氣體設定為煤層氣與空氣按固定比例混合均勻的可燃氣體。由于各地的低濃度煤層氣成分不完全相同，同一礦井在不同時間產生的煤層氣成分含量也會發生變化，本文中以山西某煤礦低濃度煤層氣作為發動機燃料。發動機主要技術參數如表1所示。

表1 發動機主要技術參數

1.2 燃燒室模型

1.2.1 參數設置

燃燒仿真計算模型包括進氣道、排氣道、活塞、氣門以及預燃室火花塞等零部件，按照煤層氣發動機燃燒室的幾何結構搭建的三維模型(上止點時刻)如圖1所示。發動機采用了2進、2排的4氣門結構；進氣道為獨立雙進氣道，一條為直進氣道，另一條為切向氣道；排氣道為并聯式。預燃室火花塞位于氣缸蓋底平面中心位置，結構如圖2所示。

圖1 燃燒計算三維模型 圖2 預燃室火花塞結構

計算域包括進氣道、排氣道和燃燒室；計算時間域包含進氣門開啟到排氣門關閉時刻。網格劃分方式為基礎網格-自適應網格-局部加密。具體網格參數設置為：基礎網格尺寸為8 mm×8 mm×8 mm，缸內溫度和速度梯度各加密3級[12]；自適應網格區域包括進氣道、氣缸和排氣道；氣門錐角處按局部加密4級方式處理，模型總網格數為172 000萬左右。

Converge軟件內需要定義物理模型類型和參數[13-15]，模擬燃燒過程模型為RNGk-ε湍流模型、O′Rourke and Amsden傳熱模型、SAGE燃燒模型和能量源點火模型。

1.2.2 邊界條件

某煤層氣各主要成分的體積分數分別為：甲烷為12%、氧氣為16%、氮氣為68%、二氧化碳為4%；按過量空氣系數為1.6完成進氣道、氣缸和排氣管等空間內氣體成分定義；進氣道入口、氣缸內以及排氣道出口等邊界壓力和溫度來源于發動機一維性能仿真計算結果，其中進氣道入口壓力為280 kPa、溫度為320 K，排氣道出口壓力為260 kPa、溫度為900 K；計算始點對應的曲軸轉角為進氣門開啟前5°，此時氣缸內壓力為350 kPa、溫度為983 K。

1.2.3 模型驗證

為確保燃燒仿真模型參數設置和網格劃分的合理性，將試驗測試缸壓曲線與仿真計算缸壓曲線進行對比，如圖3所示。

圖3 試驗與仿真計算缸壓對比曲線

由圖3可知：仿真計算缸壓曲線與試驗測試缸壓曲線高度重合；試驗峰值壓力為9.6 MPa，對應的曲軸轉角為371.3°，仿真峰值壓力為9.3 MPa，對應的曲軸轉角為370.9°，2曲線峰值壓力與位置基本相同。仿真模型搭建合理，可以用于計算。

2 燃燒室方案設計與計算

2.1 方案設計

該發動機燃燒室的形狀為：缸蓋火力面為平面形狀，活塞頂也為平面形狀，活塞頂燃燒室凹坑采用淺盆形燃燒室結構，周圍是圓柱形氣缸套。因此，在壓縮比一定的前提下，決定燃燒室結構的關鍵參數為活塞頂處的壓縮余隙H、坑口直徑d及坑底圓角半徑r，燃燒室結構簡圖如圖4所示。

圖4 燃燒室參數簡圖

將壓縮余隙、坑口直徑及坑底圓角半徑3個參數作為變量，設計4種燃燒室方案，如表2所示。

表2 燃燒室方案 mm

2.2 計算結果

仿真計算得到4種燃燒室方案對應的燃燒特征曲線如圖5所示。

a)缸壓與放熱率 b)缸內平均溫度與累積放熱量

由圖5可知：方案4的瞬時放熱率峰值最高，累積放熱量最大，缸壓峰值最大；方案2的瞬時放熱率峰值最小，累積放熱量最少，缸壓峰值最低；方案1和3處于上述2個方案之間，方案1的燃燒性能稍微優于方案3。因此，4種方案的燃燒性能從優到劣順序為：方案4、1、3、2。

3 計算結果分析

為探索燃燒室結構參數對燃燒過程的具體影響，從燃燒特征參數及燃燒室結構參數、缸內溫度場和缸內流體速度場3方面進行對比分析。

3.1 燃燒特征參數及燃燒室結構參數

對4種方案的仿真結果數據進一步分析，得到的燃燒特征參數如表3所示,表中CA5、CA50、CA90分別為5%、50%和90%累積放熱量對應的曲軸轉角，分別代表燃燒始點、燃燒重心和燃燒終點，CA5～CA90為燃燒持續期。

由表3可知：方案1、3、4的燃燒重心(CA50)相當，方案2的燃燒重心相對滯后；方案4的燃燒持續期(CA5～CA90)最短，為44.2°；方案2燃燒持續期最長，比方案4多10°。

表3 燃燒特征參數對比 (°)

根據燃燒室結構參數計算4種方案對應的凹坑容積和擠氣面積比，結果如表4所示。

表4 4種燃燒室結構對比

由表4可知：壓縮余隙由小到大依次為方案4、1、3、2，與計算的4種方案燃燒性能優劣排序相吻合；凹坑容積由小到大依次為方案2、3、1、4(與壓縮余隙大小排序相反)，說明減小壓縮余隙，可以縮短燃燒持續期，對促進缸內燃燒過程有利；擠氣面積比對提高缸內擠流效果作用不明顯，可能是坑口直徑變化范圍過小導致的。

3.2 缸內溫度

溫度場可以給出缸內某時間、某區域的溫度分布，分析缸內溫度場是研究內燃機燃燒過程的一種重要手段。不同曲軸轉角下4種方案的缸內溫度場如圖6～10所示。

圖6 曲軸轉角為332°時4種方案的缸內溫度場

圖7 曲軸轉角為342°時4種方案的缸內溫度場

圖8 曲軸轉角為352°時4種方案的缸內溫度場

圖9 曲軸轉角為392°時4種方案的缸內溫度場

圖10 曲軸轉角為412°時4種方案的缸內溫度場

由圖6～10可知：曲軸轉角為332°時，由預燃室噴向缸內的火焰基本相同；342°時，缸內溫度分布出現了差別，方案1、4基本相同，方案2的高溫區域所占面積最小；曲軸轉角為352°～392°，方案1、3、4燃燒室的高溫區域基本相同，但最高燃燒溫度不同，與缸內平均溫度的變化趨勢相同，方案2的燃燒過程始終滯后，這是因為隨著活塞繼續下行，燃燒室四周壁面處因氣流的擴散作用較弱，火焰傳播較慢，且存在一定的未燃區域；曲軸轉角為412°時，方案4中未燃區域最少，方案2、3未燃區域較多；4種方案中的未燃區均位于活塞頂與缸蓋底面之間的缸套壁面附近。分析認為：壓縮余隙越大(缸內形成擠流的能力下降)，燃燒速度相對降低，在相同的曲軸轉角內，燃燒室內未燃區域會增大。

3.3 缸內流體速度

研究燃氣發動機缸內流體速度的目的是：點火初期，在火花塞電極周圍形成具有高湍動能和較低動能的氣體，保障火核穩定發展；在火焰傳播時，缸內氣體應具有盡可能高的動能，實現快速燃燒。曲軸轉角分別為352°、362°、382°時4種方案的缸內流體速度云圖如圖11～13所示。

圖11 曲軸轉角為352°時4種方案的缸內流體速度場

圖12 曲軸轉角為362°時4種方案的缸內流體速度場

圖13 曲軸轉角為382°時4種方案的缸內流體速度場

由圖11～13可知：上止點前，方案1、2、3的氣流由四周壁面向氣門位置匯集，而方案4的氣流明顯向中心位置(火花塞)匯集；隨著活塞下行，方案1、2、3的缸內氣體流動發生了變化，氣流出現由中間向四周壁面運動趨勢；而方案4中氣流繼續向中心位置匯集；燃燒后期，方案1和3的氣流運動相對減弱，方案2中的氣流不但出現運動相對減弱且不均勻，方案4中的氣流仍然保持前面的運動特征。由此可見，方案4中氣流由四周向中心位置的運動對促進缸內燃燒有重要作用。這種流動效果是由活塞上行時因強烈的擠流形成的，減小壓縮余隙可以提高缸內擠流運動；坑底圓角半徑越大，缸內氣體流向中心位置的趨勢越差，不利于提高燃燒速度。

4 結論

1)通過對4種燃燒室方案的仿真計算和對比，壓縮余隙最小的設計方案燃燒性能相對較好。

2)通過對比燃燒特征參數、缸內溫度場和速度場可知，決定燃燒室結構形狀的3個參數中，壓縮余隙對燃燒性能的影響最大；小范圍內優化坑口直徑對燃燒性能的影響相對不明顯；增大坑底圓角半徑不利于提高缸內氣流的流動，對燃燒過程不利。

3)壓縮余隙對燃燒室內未燃區體積有影響，壓縮余隙越大，未燃區越大，應盡可能地降低壓縮余隙。