預燃室結構參數(shù)對汽油熱射流發(fā)展特性影響*

解方喜，王金港，竇慧莉，李佳星，王 斌，洪 偉

（1.吉林大學，汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130022；2.吉林大學汽車工程學院，長春 130022；3.一汽解放汽車有限公司商用車開發(fā)院，長春 130000）

前言

點火系統(tǒng)是點燃式發(fā)動機的關鍵核心部件之一，其對發(fā)動機動力性、經濟性和排放性等均有非常顯著的影響和作用。預燃室熱射流點火是當前高性能點火系統(tǒng)發(fā)展的一個重要技術方向，相比常規(guī)火花塞點火系統(tǒng)，預燃室熱射流點火系統(tǒng)可顯著提高主燃室混合氣獲得的點火能量，并實現(xiàn)多點點火，進而使得主燃室混合氣燃燒速率與燃燒穩(wěn)定性提升、稀燃極限增大，具有大幅改善發(fā)動機燃燒和排放性能的潛力［1-2］。

預燃室結構優(yōu)化設計是熱射流點火系統(tǒng)開發(fā)的關鍵，若預燃室結構參數(shù)匹配不當，不僅無法達到高效應用的目的，甚至會致使發(fā)動機某些性能指標惡化。文獻［3］中指出降低預燃室噴孔直徑能提高天然氣發(fā)動機的燃燒速率，但當噴孔的直徑降低到一定閾值以后，會使稀燃條件下的燃燒速度減緩，燃燒穩(wěn)定性惡化。文獻［4］中發(fā)現(xiàn)當預燃室容積較小時理想的射流難于形成，在一定范圍內增大預燃室容積可使主燃室獲得更高的點火能量；但當預燃室容積過大，主燃室著火將早于射流噴射結束，燃燒效率降低。文獻［5］和文獻［6］中研究了預燃室若干結構參數(shù)對大缸徑天然氣發(fā)動機燃燒過程的影響。結果表明，噴孔總截面積相同的情況下，噴孔數(shù)量較多、孔徑較小時會引發(fā)較高的節(jié)流損失，而噴孔數(shù)量較少時，射流火焰的強度和廣度難以得到保證。文獻［7］中同樣指出雖然噴孔數(shù)量、大小、夾角等方面的結論與他人研究工作在定性上基本一致，但在定量上仍存在顯著差異。此外，還有一些學者基于定容燃燒彈、光學發(fā)動機等針對不同預燃室結構下的混合氣形成、熱射流引燃和燃燒特性進行了探究，并獲得了很多有價值的結論［8-12］。

本質上，預燃室熱射流點火系統(tǒng)主要依靠其形成的熱射流引燃和控制主燃燒室的燃燒過程，進而熱射流自身高質量形成和組織會對主燃燒室燃燒過程乃至整機性能都會起著決定性的影響和作用。然而，當前國內外相關預燃室結構參數(shù)的研究主要集中于其對發(fā)動機燃燒和排放等宏觀性能的影響方面，對于熱射流自身發(fā)展和演變過程缺乏系統(tǒng)認識和了解。故而，本文基于一可視化定容燃燒彈利用Converge軟件建立了汽油熱射流發(fā)展和演變歷程仿真模擬平臺，同時，進一步細致探討了預燃室上部結構形式及下部面容比和截面比等關鍵結構參數(shù)對熱射流特性的影響，以期為熱射流高效組織與預燃室結構優(yōu)化設計提供指導。

1 仿真平臺的搭建

1.1 研究對象與網格劃分

為聚焦對熱射流發(fā)展和演變歷程的研究，本研究開發(fā)了可視化定容燃燒彈系統(tǒng)。該定容燃燒彈主燃室內部的空腔為兩個相交的圓柱體，在定容燃燒彈兩側以及底部裝有圓柱形石英玻璃，石英玻璃的直徑為132 mm，厚度為52 mm。因定容彈兩側面裝有透明玻璃，故可采用紋影系統(tǒng)對熱射流圖像進行采集。圖1所示為預燃室高能點火系統(tǒng)熱射流特性試驗臺架的實物圖，在預燃室頂部放置有獨立燃料供給和點火系統(tǒng)（見圖2）。同時，本文的試驗研究使用95#汽油進行。

圖1 可視化定容燃燒彈試驗平臺

圖2 預燃室點火系統(tǒng)安裝實物圖

采用Proe軟件對定容燃燒彈幾何模型進行了繪制，繪制完成后將其導入Workbench軟件中，生成表面網格。在進行網格無關性驗證的基礎上，確定基礎網格尺寸為4 mm×4 mm×4 mm，并根據(jù)溫度和速度梯度進行自適應網格加密，最高加密等級為3級。此外，在火花塞附近和整個預燃室分別進行了5級和3級固定加密，相應位置的最小網格尺寸分別為0.125和0.500 mm。所述網格加密策略可使計算結果收斂，采用更小的基礎網格尺寸和更高的加密等級后，缸內壓力計算結果的差異小于3%。

1.2 數(shù)值模型

RNGk-ε模型適用于不同的雷諾數(shù)，計算精度高而且耗費的時間少，本文計算過程中選用RNGkε模型進行湍流的模擬。燃燒模型選取的準確性會直接影響到缸內壓力和溫度的變化，本文選用SAGE模型對燃燒過程進行模擬，利用異辛烷作為汽油模擬表征燃料，該機理通過對48種化學組分和152個基本化學反應進行求解計算［13］。預燃室內部的混合氣需要火花塞進行點燃，Converge仿真軟件中采用Source∕Sink modeling模型來模擬火花塞點火的過程。本文在火花塞間隙處構建了一個直徑為1.5 mm的球形區(qū)域，來建立能量堆積模型。

1.3 模型驗證

圖3所示為噴射壓力5與7 MPa、環(huán)境背壓為0.1 MPa下的汽油噴霧特性試驗與模擬結果對比。從圖中可以看出，試驗與仿真的噴霧貫穿距和形貌基本相同，所選用的噴霧模型較為合理，可以用于預燃室內部混合氣形成的仿真計算研究。

圖3 試驗噴霧圖像和仿真噴霧圖像的對比

同時，研究中針對353 K定容燃燒彈初始環(huán)境溫度、0.5 MPa初始環(huán)境壓力、5 MPa噴射壓力、1.5 ms噴射持續(xù)時間、55 ms油氣混合時間條件下的預燃室內燃燒壓力和熱射流發(fā)展特性進行了測試。仿真研究中設置點火時刻與試驗的放電控制信號時刻相同。圖4所示為仿真的預燃室壓力與試驗的預燃室壓力對比，在圖中給出了2組試驗測試結果。從圖中可以看出，兩次試驗曲線具有很好的重復性，且仿真曲線與試驗曲線的趨勢基本一致。

圖4 試驗與仿真的預燃室壓力對比圖

當預燃室內的混合氣被點燃后，會存在一部分未燃混合氣因預燃室內部壓力的急劇升高而被壓入主燃室內，研究者將這部分噴入主燃室內的未燃混合氣稱之為冷流。當冷流噴射階段結束后，射流火焰通過射流噴孔噴入主燃室內，從而引起主燃室內部密度發(fā)生劇烈變化。圖5所示為點火后不同時刻試驗紋影圖像與仿真圖像的對比圖。從圖中可以看出，在冷流噴射階段與射流火焰噴射發(fā)展階段，試驗圖像與模擬計算圖像均吻合較好。

圖5 試驗圖像與仿真圖像的對比

綜合對比試驗和仿真的預燃室內部壓力曲線以及主燃室內紋影圖像，可以看出仿真結果與試驗結果基本一致，從而驗證仿真所選用模型的準確性較高，可用于本文的模擬仿真研究。

1.4 預燃室結構研究方案

在本文研究中，定容燃燒彈的初始環(huán)境溫度設置為600 K，初始環(huán)境壓力為1 MPa，噴射壓力為15 MPa。圖6所示為熱射流計算的噴油和點火設置時序圖。在計算開始后即向預燃室內噴入燃油，噴油開始后55 ms設置火花塞點火。

圖6 熱射流計算的時序示意圖

研究不同預燃室結構參數(shù)影響時，預燃室總容積保持不變。進行預燃室下部結構參數(shù)研究時，上部結構形式和容積保持不變（見圖7形狀1）。下部結構參數(shù)選取面容比和截面比兩個參數(shù)進行了探討。面容比定義為預燃室噴孔截面積與預燃室容積的比值，研究中預燃室整體結構保持不變，通過調整噴孔直徑來改變預燃室面容比。截面比定義為預燃室噴孔截面積與預燃室下部圓柱截面積的比值，研究中噴孔直徑設定為4.46 mm，通過調整下部圓柱截面積改變截面比，并且通過下部圓柱長度適應性調控實現(xiàn)預燃室容積不變。

進行預燃室上部結構形式研究時，預燃室下部分結構參數(shù)保持不變，噴孔數(shù)量設置為1，噴孔直徑為2 mm，且上部分最大孔徑保持一致。圖7所示為研究中選取的4種不同上部結構的預燃室示意圖。形狀1上部為圓臺結構，形狀2上部為圓柱結構，形狀3上部為圓柱+圓臺結構，形狀4上部為圓柱+圓柱結構。

圖7 不同上部結構預燃室的形狀示意圖

為更加直觀地對比不同的預燃室形狀下，射流火焰的貫穿距和面積的大小，運用MATLAB軟件對溫度高于700 K主燃室內射流火焰邊界進行了提取，并計算出了相應的貫穿距和面積。

為便于對比分析，在進行預燃室燃燒過程研究中，選定點火時刻作為零點。對于熱射流特性研究，考慮到對于不同預燃室結構其熱射流物質從噴孔噴出時刻會存在差異，且在預燃室實際應用中射流物質從噴孔噴出時刻在一定程度可通過點火提前角進行調控；同時，主燃室的引燃和燃燒情況可能受熱射流的貫穿距離和分布面積的影響更大，故而，選定射流火焰噴入主燃室時刻作為零點進行對比分析。

2 模擬結果分析

2.1 預燃室下部面容比對射流特性的影響

圖8為噴油后50 ms時不同面容比的預燃室內當量比分布圖。圖9進一步給出了0.03 cm-1面容比下0.4-1.6 ms的當量比分布圖。研究中燃油噴射量設置為1.8 mg。從圖9可見，由于預燃室容積狹窄，燃油從噴油器噴出后會很快碰撞到對側預燃室壁面，并在壁面導流和噴射動能推動下向預燃室底部運動。燃油運動到預燃室底部后，一部分燃油會從預燃室噴孔流出，進入到定容燃燒彈內；另一部分會在底部表面的引導下順著噴油器同側預燃室壁面向上移動和擴散。結合圖8可以發(fā)現(xiàn)，面容比對預燃室混合氣形成過程具有非常重要的影響，對于面容比為0.05和0.06 cm-1兩個工況，其預燃室內燃油相較低面容比工況，混合氣濃度明顯降低，特別預燃室上部靠近火花塞位置。這主要是因為，在本文研究中主要通過調整預燃室噴孔流通面積來改變面容比，面容比越大，則噴孔直徑越大，進而會造成運動到預燃室底部的燃油更多地進入到主燃室，使得預燃室內剩余的燃油量和氣流運動強度降低。然而，從圖8中還可以看到，當面容比較小時，在燃油噴射動能的推動下，燃油會更多地積聚于預燃室頂部，易造成預燃室頂部混合氣較濃，特別是在壁面交界處。例如，對于0.01和0.02 cm-1兩個面容比工況，點火時預燃室頂部仍存在當量比大于1.5的過濃混合氣，其在一定程度也不利于預燃室燃油的充分燃燒和利用，容易造成發(fā)動機燃燒效率和部分有害排放物惡化。

圖8 不同面容比預燃室內當量比分布圖

圖9 0.03 cm-1面容比下0.4-1.6 ms的當量比分布圖

圖10為不同面容比下預燃室內部壓力隨時間變化的曲線圖。從圖中可以看出，面容比在0.01～0.06 cm-1的范圍內，面容比越小，預燃室內壓力峰值越高。這是因為隨著面容比的減小，即射流噴孔直徑的減小，射流噴孔處的節(jié)流作用增強，同時，預燃室內的燃油量相對較多，所以在火花塞點火后，面容比小的預燃室內部壓力峰值比面容比大的預燃室內部壓力峰值要高。

圖10 不同面容比下預燃室內壓力變化圖

圖11為不同面容比下主燃室與預燃室內的溫度云圖。圖12為相應射流火焰在主燃室內發(fā)展與擴散的貫穿距和面積。由圖可見，當面容比過大或過小時熱射流在燃燒彈內的貫穿距離和分布面積均顯著減小；當面容比在0.02-0.036 cm-1范圍時，具有相對較高的貫穿距離和分布面積。這主要是因為，當面容比較小時，射流噴孔較小，噴孔節(jié)流損失較大，使得貫穿距離和分布面積降低；當面容比較大時，預燃室壓力難于有效建立，且噴入預燃室的燃油會更多地進入主燃室內，使得預燃室內釋放的能量較少。

圖11 不同面容比下主、預燃室溫度云圖

圖12 不同面容比下射流火焰貫穿距和面積

對于射流點火系統(tǒng)，射流火焰的分布面積越大在一定程度上越能發(fā)揮其“多點點火”的優(yōu)勢，故很大程度上可以認為面容比在0.02-0.036 cm-1范圍內能使發(fā)動機獲得較好的性能改善效果。同時，結合圖12，對比0.02-0.036 cm-1面容比的各仿真工況點，還可以發(fā)現(xiàn)，當面容比較小時其射流發(fā)展前期具有相對較大的貫穿距離和較小的分布面積，然而，當面容比較大時其具有相對較小的貫穿距離和較大的分布面積。這在一定程度上意味著選用相對較小的面容比更有利于熱射流在其軸向上的發(fā)展，進而對于缸徑較大、缸內氣流運動較強及主燃室混合氣稀釋度較高的燃燒系統(tǒng)可能會展現(xiàn)出更好的應用效果；對于較大面容比預燃室，其熱射流在徑向上的擴散范圍更大，可能對于缸徑較小、混合氣濃度較低的燃燒系統(tǒng)更為適用。

2.2 截面比對射流特性的影響

圖13所示為噴油后50 ms時不同截面比下的預燃室內部當量比分布圖。文中選取0.10、0.15、0.20、0.25和0.30 5個截面比進行了探討，結合前文研究噴孔直徑設定為了4.46 mm，進而其對應的預燃室下部直徑分別為14.10、11.51、9.97、8.92和8.14 mm。同時，通過前文研究發(fā)現(xiàn)，當噴孔直徑較大時，其預燃室內部噴射的燃油會有一部分流入定容燃燒彈內，故而，為保證此時預燃室內的混合氣當量比在1附近，在該部分研究中預燃室內的燃油噴射量設定為2.0 mg。從圖13中可以看出，截面比的不同會造成燃油在預燃室內的貫穿距、撞壁位置和燃油撞壁量不同，從而對預燃室內混合氣的形成造成很大的影響。當截面比較小時，由于預燃室底部與頂部的距離也較短，使得燃油在預燃室壁面引流的作用下更容易運動到預燃室頂部，有助于促進預燃室內混合氣的形成；然而，當截面比較大時，由于燃油傳輸距離加長，使得燃油難于運動到預燃室頂部，進而會造成預燃室頂部的燃油濃度明顯下降。總體看來，對于0.10、0.15和0.20截面比的預燃室，在點火時刻其內部整體基本可形成質量較好的混合氣；對于0.25和0.30截面比的預燃室，大量燃油會聚集在預燃室中下部位置，預燃室上半部分位置混合氣濃度較稀，預燃室內形成的混合氣均勻性較差。同時，也要注意到，當預燃室截面比較小時，油束與預燃室壁面碰撞位置將會更加靠近預燃室噴孔位置，進而可能會導致更多的燃油從噴孔流出，造成預燃室燃油量降低。

圖13 不同截面比預燃室內當量比分布圖

圖14所示為不同截面比下預燃室內部壓力隨時間變化的曲線圖。從圖中可以看出，截面比為0.25和0.30的預燃室，其內部的燃燒效果變差。這是由于預燃室長度增加到一定值后，繼續(xù)增加預燃室的長度，會造成預燃室內混合氣形成的效果明顯變差，火焰在預燃室內傳播的距離明顯變長，故造成燃燒效果變差。對于0.10、0.15和0.20這3種截面比預燃室，均能獲得較高的缸內壓力，但是相比而言，0.20截面比預燃室的燃燒壓力更高，其在一定程度上可以認為0.20截面比預燃室內部燃燒性能更好、燃燒釋放的能量更多。這可能是因為，對于0.10和0.15截面比預燃室，由于油束與預燃室壁面碰撞位置更加靠近預燃室噴孔位置，可能導致更多的未燃燃油從噴孔流出。

圖14 不同截面比下預燃室壓力對比圖

圖15為不同截面比下主燃室射流火焰的貫穿距和分布面積隨時間變化的曲線圖。從圖中可以看出，隨著截面比的增大，射流火焰的貫穿距和分布面積基本呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢。0.15和0.20截面比預燃室能獲得相對較大的貫穿距離和分布面積，當截面比降至0.10或增大至0.25和0.30時貫穿距離和分布面積均顯著減小。其主要是因為，當截面比較高時會造成預燃室內混合氣形成質量惡化，而當截面比較小時更多的未燃燃油會從預燃室噴孔進入主燃室內，使得預燃室的可燃燃油量降低。

圖15 不同截面比下射流火焰貫穿距和分布面積

2.3 預燃室形狀對射流特性的影響

圖16所示為噴油后50 ms時不同形狀的預燃室內部當量比分布圖。圖17為不同形狀下預燃室內部壓力隨時間變化的曲線圖。研究中燃油噴射量設置為1.8 mg。由圖17可見，形狀1和形狀3的預燃室燃燒壓力相對較高，而形狀2與形狀4的相對較低。結合圖16，對于形狀4，其預燃室內部混合氣形成質量較差，不利于預燃室內火焰的發(fā)展和傳播，進而燃燒壓力相對較低。對于形狀2，雖然其預燃室內也具有較好的混合氣形成質量，但是對比形狀1和形狀3，其上部和下部之間的過度角相對較小，基本成直角過渡，進而會造成其內工質流動流線會發(fā)生突變，可能會對預燃室上部火焰向下部傳播起到了一定的阻礙和抑制作用，使得預燃室內火焰?zhèn)鞑ニ俣茸兟?/p>

圖16 不同形狀下預燃室內當量比分布圖

圖17 不同形狀下預燃室壓力對比圖

圖18所示為不同預燃室上部結構形式對射流火焰貫穿距離和分布面積的影響。從圖中可以看出，與預燃室內燃燒壓力變化相類似，形狀1和形狀3的射流火焰的貫穿距和分布面積要明顯大于形狀2和形狀4，其中形狀四的貫穿距離和分布面積相對最小，在0.12 ms時間點處，形狀4的分布面積分別較其他3種形狀降低了32%、20%和22%，這主要是由于形狀4的混合氣形成和燃燒過程較為惡化。同時，相比形狀2和形狀3，形狀1的射流火焰貫穿距離和分布面積相對較高，這可能是因為，形狀2和形狀3預燃室頂面降低，會造成更多的燃油從噴孔處流入到主燃室內，進而使得預燃室內的燃油量降低。此外，結合混合氣形成和燃燒過程結果，在一定程度上可以推測出，盡量減少預燃室內部壁面的小角度劇烈突變，提升內部壁面的圓滑度與平順性對預燃室點火系統(tǒng)性能提升具有積極的作用。

圖18 不同預燃室形狀下射流火焰貫穿距和面積

3 結論

本文中基于一可視化定容燃燒彈，利用Converge軟件建立了汽油預燃室點火系統(tǒng)仿真模擬平臺，并研究了預燃室整體面容比、下部結構截面比和上部結構形式等關鍵結構參數(shù)對預燃室混合氣形成與熱射流特性的影響，主要研究結論如下：

（1）隨著面容比的增大，即射流噴孔直徑的增大，射流火焰的貫穿距和分布面積均呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。面容比過小時，噴孔節(jié)流損失較大，不利于射流火焰在定容燃燒彈內的發(fā)展和傳播；面容比過大時，預燃室內混合氣形成質量惡化，且預燃室燃燒壓力較低，致使貫穿距和分布面積較小。當預燃室面容比為0.02-0.036 cm-1時，能獲得相對較大的射流火焰貫穿距和分布面積；同時，較小的面容比更有利于熱射流在其軸向上的發(fā)展，較大面容比預燃室，其熱射流在徑向上的擴散范圍更大。

（2）隨著截面比的增大，射流火焰的貫穿距和分布面積基本呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢。0.15和0.20截面比預燃室能獲得相對較大的貫穿距離和分布面積。當截面比較高時預燃室內混合形成質量惡化、燃燒壓力降低；當截面比較小時燃燒壓力也有所下降。

（3）預燃室上部采用階梯結構，其預燃室內混合氣形成質量、燃燒過程及射流火焰的形成和發(fā)展均較將惡化；采用圓臺結構能獲得相對較好的燃燒壓力和射流火焰貫穿距離與分布面積。進而，減少預燃室內部壁面的小角度劇烈突變，提升內部壁面的圓滑度對預燃室點火系統(tǒng)性能提升具有重要的積極作用。