點火時機對X型轉子發(fā)動機燃燒性能的影響

耿 琪， 王學德， 杜 洋， 楊正浩， 何光宇*

(1.空軍工程大學等離子體動力學重點實驗室，西安，710038;2.西安交通大學機械工程學院，西安，710049)

近年來，美軍在小型低成本的蜂群作戰(zhàn)無人機領域進行了大量研究，而為其匹配一種高性能、低成本的動力裝置至關重要[1]。X型轉子發(fā)動機是一種特殊形式的新型轉子發(fā)動機，具有高功重比、高壓縮比、高燃燒效率等優(yōu)點[2]，可作為軍用小型航空動力裝置的新方案。該型轉子發(fā)動機與傳統(tǒng)Wankel轉子發(fā)動機不同，其結構上將轉子型線與缸體型線倒置，同時采用高效混合循環(huán)[3]，能夠解決Wankel轉子發(fā)動機油耗高、密封潤滑困難、難以冷卻等[4-5]問題。

目前，美國Liquid piston公司已將研制的X4型發(fā)動機成功應用于無人機上[6]，同時還研制了130 mL排量X1型和70 mL排量XMv3型的發(fā)動機。針對X1型發(fā)動機，該公司通過理論計算，發(fā)現(xiàn)熱效率能達到60%，而實驗的熱效率只有33%[7]。針對XMv3型發(fā)動機，該公司對密封方式、燃燒室形狀以及火花塞進行優(yōu)化，使得指示熱效率從22%提升至34%，在10 000 r/min時功率達到2.7 kW，功重比2.0 kW/kg[8-9]。

點火策略作為發(fā)動機燃燒的重要參數(shù)，選擇合適的點火位置和時機可以改善燃燒過程[10-11]，從而提高X型轉子發(fā)動機的性能。范寶偉等研究了點火提前角對天然氣轉子發(fā)動機燃燒過程的影響，發(fā)現(xiàn)在點火提前角為47° 曲軸轉角(crank angle,CA)時，發(fā)動機的燃燒效率和缸內壓力均最高[12]。苗楠楠研究了點火能量對火核生長過程及點火延遲期的影響，結果表明提高點火能量既可減少能量損失，又能縮短火核形成時間[13]。Yang等人針對摻氫轉子發(fā)動機的點火正時進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)隨著點火時刻的推遲，CA 0°～10°先縮短后延長，CA 10°～90°持續(xù)縮短[14]。但他們研究對象都是傳統(tǒng)Wankel轉子發(fā)動機，而X型轉子發(fā)動機的燃燒室結構、缸內工作容積變化規(guī)律以及熱力循環(huán)機理與傳統(tǒng)轉子發(fā)動機完全不同，導致兩者在流動、燃燒和熱力學性能等存在很大差異，針對點火時機對X型轉子發(fā)動機燃燒性能的影響目前尚不清楚。因此，本文探究了5種點火時機對X型發(fā)動機燃燒性能的影響。

1 仿真模型的建立與驗證

1.1 幾何模型的建立

X型轉子發(fā)動機的基本三維幾何結構見圖1，主要由橢圓形轉子、類三角形缸體、前后端蓋、3個排氣道、1個進氣道等組成。進排氣方式為預混燃氣從空心偏心軸與轉子上的進氣道通入氣缸中，已燃廢氣通過另一側端蓋的3個排氣道排出發(fā)動機。

圖1 X型轉子發(fā)動機的三維結構圖

發(fā)動機在燃燒階段的燃燒室由固定的1/4球狀區(qū)域和隨轉子轉動而變化的狹縫區(qū)域構成，其中火花塞位于燃燒室頂部(圖2)。發(fā)動機以720° CA為一個循環(huán)，在上止點(top dead center，TDC)360° CA時，燃燒室容積達到最小。所建立的CFD模型是以XMv3型發(fā)動機為研究對象，幾何參數(shù)見表1。

圖2 X型轉子發(fā)動機的工作示意圖

表1 XMv3型轉子發(fā)動機的主要幾何參數(shù)[9] (水冷、火花塞點火)

1.2 計算模型及邊界條件的確定

在劃分網格時，將各個區(qū)域的表面網格劃分為進氣道、排氣道、3個燃燒室5個區(qū)域。對于基礎網格尺寸設置為3 mm，同時打開自適應網格加密的設置，對計算區(qū)域的速度、溫度與組分采用最大細化等級為3的加密，具體網格劃分結果如圖3所示。

圖3 X型轉子發(fā)動機的網格劃分

在計算模型的選擇上，湍流模型采用RNGκ-ε模型[15]，壁面換熱模型采用Han-Reitz模型，燃燒模型采用SAGE燃燒。對于汽油燃料，采用Liu等人提出的異辛烷IC8H18骨架反應機理[16]。點火模型采用添加點火能量的方式，3個0.5 mm的球形火核分別被設置在3個燃燒室中心點火位置處，點火能量都為20 mJ。

為探究不同點火時機的燃燒情況，選擇5種工況下的初始條件進行計算，其中轉速9 000 r/min、進口壓力103 kPa、點火時機30° CA 頂部正中之前(before top dead center,BTDC)為標準工況。點火時機20°、25°、35°、40° CA BTDC下為對照工況進行仿真研究，具體初始條件如表2所示。

表2 計算初始條件(汽油燃料)

1.3 網格無關性及模型準確性的驗證

在CFD模型的計算中，網格尺寸越小，結果越精確，但計算時間會顯著增加。為了平衡計算的精度和效率，需要進行網格無關性驗證，即當網格尺寸逐漸變小時，計算結果變化不明顯，則說明網格無關性得到驗證。因此，設置了4種燃燒室基本網格尺寸，分別為2、3、4、5 mm的網格。如圖4所示，隨著網格精度的提高，2、3、4 mm的網格下缸內平均壓力變化差異很小，可以說明網格無關性得到驗證。為了節(jié)省計算成本并保持較高的計算精度，本文采用基本網格尺寸為3 mm并帶有自適應加密的網格進行數(shù)值仿真。

圖4 不同網格尺寸下的缸內平均壓力

為了驗證CFD模型的準確性，設置在點火時機30° CA BTDC，其他相關參數(shù)與文獻[9]相同，見表2，在標準工況下進行汽油燃燒實驗和仿真模擬計算，缸內平均壓力的實驗與仿真對比結果如圖5所示。由圖可知，實驗結果與仿真結果的最大誤差為0.2 MPa小于8%，峰值壓力的誤差小于2%，且仿真得到的缸內壓力發(fā)展趨勢與實驗結果相符合，在內燃機的模擬中是所允許的，可進行下一步計算。

圖5 模型的驗證

2 仿真結果與分析

2.1 不同點火時機對燃燒過程的影響

為了探究不同點火時機對缸內汽油燃燒過程的影響，圖6、圖7分別給出了不同點火時機下缸內汽油質量和OH基團質量隨曲軸轉角的變化曲線。汽油消耗的斜率可以反映其燃燒速度的快慢，觀察發(fā)現(xiàn)隨著點火時機的提前，汽油下降的斜率增大，這說明汽油燃燒的速度在增加。OH基團濃度可以表征燃燒發(fā)生時的化學反應強度，其濃度越高，說明鏈反應時的斷鏈率越低，反應速度越快[17]。從圖中看出，剛開始點火后的OH基團濃度相差不大，在10°CA BTDC之后，隨著點火時機的提前，OH基團不斷增多，且峰值質量增大，同時峰值所對應的角度也有了明顯的提前。這說明將點火時機提前可以加快H+O2?OH+O支鏈反應的速率，促進汽油燃燒。

圖6 缸內汽油質量隨曲角的變化關系

圖7 缸內OH基團隨曲角的變化關系

圖8給出了不同點火時機下瞬時放熱率隨曲軸轉角的變化曲線。由圖可知，隨著曲軸轉角的增加，瞬時放熱率變化趨勢為先增高后降低。根據(jù)汽油燃燒過程的階段劃分，可將點火時機到10° CA BTDC、10° CA BTDC到20° CA ATDC、20° CA ATDC到50° AC ATDC分別稱作著火落后期、明顯燃燒期、后燃期3個階段[17]。隨著點火時機的提前，瞬時放熱率的差距主要體現(xiàn)在明顯燃燒期階段，此階段燃燒最為劇烈，燃燒速度最快。發(fā)現(xiàn)點火時機的提前會使得瞬時放熱率的增高速度變快，峰值不斷提高，且峰值出現(xiàn)的角度有所提前，在35° CA BTDC點火時機工況下，瞬時放熱率的峰值達到最高為1.44 J/(°)CA。

圖8 瞬時放熱率隨曲角的變化關系

因此，點火時機對于燃燒過程的影響上具體表現(xiàn)為改變燃料的消耗速度以及劇烈程度，隨著點火時機的提前，燃燒速度加快且燃燒更加劇烈。

為了更加詳細清晰地了解X型轉子發(fā)動機燃燒階段的內部流動、火焰前鋒面?zhèn)鞑サ惹闆r，圖9、圖10分別給出了不同點火時機下缸內流線分布、速度場分布以及溫度場分布的情況。

圖9 不同點火時機下缸內燃燒階段的速度場及流線

圖10 不同點火時機下缸內燃燒階段的溫度場

在燃燒初始階段，選擇上止點0° CA時刻進行對比分析，此時處于明顯燃燒期的初期。觀察缸內流場分布，發(fā)現(xiàn)不同點火時機流線的流動方向相差不大，具體為由燃燒室中心分別向燃燒室兩側流動的湍流，并在兩側的狹縫中形成擠流。這些湍流的存在加速了混合氣的流動進而可以改善燃燒情況，而點火時機的提前會使得氣流流動更加復雜和混亂，湍流度也越來越高。由于轉子發(fā)動機在不斷旋轉，擠壓燃燒室兩側的體積，使得兩側體積不斷減小，燃燒室右側狹縫的速度明顯大于其他各區(qū)域的速度，且隨著點火時機的提前，右側狹縫的速度以及分布區(qū)域有了明顯的提高和擴大。根據(jù)溫度場的分布，可將較大溫度梯度處看做火焰前鋒面，此刻火焰主要分布于流出湍流的燃燒室中心區(qū)域。在25°、20° CA BTDC點火時機工況下，火焰前鋒面仍在燃燒室內部傳播，因而給出了缸內截面圖。隨著點火時機的提前，發(fā)現(xiàn)火焰?zhèn)鞑^(qū)域在不斷地擴大，已經由內部火核的不斷增大，傳播到燃燒室的壁面上。在40° CA BTDC點火時機工況下，火焰在壁面的傳播區(qū)域最大。因此，缸內火焰?zhèn)鞑ブ饕且酝牧鞣绞竭M行，微元氣體無規(guī)則的脈動程度可以加速火焰前鋒面?zhèn)鞑ズ突瘜W反應速度。

在燃燒中期，選擇15° CA ATDC時刻進行對比分析，此時位于燃燒最為劇烈的階段。缸內向兩側流出氣流的湍流中心逐步上移至燃燒室中線的頂部，且點火時機越提前，上移的程度越大。此刻缸內的湍流的復雜程度有所降低，且兩側擠流的分布較為均勻。對比缸內的速度場，發(fā)現(xiàn)不同點火時機下的速度分布相差不大。燃燒室兩側狹縫由于體積小，體積變化率明顯高于中心球狀燃燒室，混合氣在此處堆積燃燒，造成此處速度遠高于其他區(qū)域，形成高速場。在35° CA BTDC點火時機工況下，兩側高速場的區(qū)域最大。結合缸內溫度場分析，在20° CA BTDC點火時機工況下，此時混合氣依舊在燃燒室中心燃燒，火焰前鋒還未到達壁面只能通過截面發(fā)現(xiàn)缸內燃燒區(qū)域有所擴大。在其他點火時機工況下，隨著燃燒過程的進行，混合氣在燃燒室中心充分燃燒后，火焰前鋒面順著氣流流動的方向開始向兩側狹縫傳播，且右側狹縫的火焰?zhèn)鞑ニ俣纫钥煊谧髠龋饕蚴怯覀鹊耐牧鲝姸却笥谧髠取｜c火時機的提前使得在這一階段燃燒狀況出現(xiàn)了較大差異，點火時機提前的越多，火焰前鋒面向兩側傳播的就越快，燃燒的區(qū)域就越大，燃燒就越劇烈。

在燃燒后期，選擇30° CA ATDC時刻進行對比分析，此時位于后燃期。缸內流場的湍流中心開始向右側偏移，同時發(fā)現(xiàn)流線向左側流動的數(shù)量大于向右側流動的數(shù)量，氣流逐漸流向左側，使得左側的擠流強度大于右側，所以左側的速度場也略大于右側的。此刻缸內整體速度相較之前明顯降低，速度分布較為均勻，而點火時機的提前使得不同工況下的左側速度分布略有降低。觀察火焰前鋒面的傳播，由于20° CA BTDC點火時機工況下的燃料已燃質量分數(shù)最低，發(fā)現(xiàn)此刻火焰還未充滿整個中心球狀燃燒室，且火焰向左側傳播的速度大于右側，但火焰前鋒面?zhèn)鞑ゾ嚯x要小于其他點火時機工況下的，而其他工況下的傳播距離相差不大。這一時期由于大部分燃料燃燒放熱都已基本完成，繼續(xù)燃燒的是火焰前鋒面掃過后未完全燃燒的燃料以及兩側狹縫中未燃混合氣，發(fā)現(xiàn)不同點火時機下流線分布、速度場分布以及溫度場的分布差異不是特別明顯。

綜合來說，X型轉子發(fā)動機火焰的基本發(fā)展歷程為在燃燒室中心點火形成穩(wěn)定火核后，先在球狀燃燒室內燃燒，然后在湍流的作用下向兩側狹縫燃燒，且右側的火焰?zhèn)鞑ニ俣纫源笥谧髠取｜c火時機的提前，會增加缸內的湍流度和氣流流動速度，加速火焰?zhèn)鞑ィ黠@改善缸內燃燒情況。因為越早點火，著火落后期就會提前，隨后的明顯燃燒期也相應提前，這樣燃燒所持續(xù)的角度增加，從而加快了燃燒速度和完全程度。在5個點火工況下，選擇20° CA BTDC點火時機工況下的燃燒效果最差，燃燒不完全，40° 、35° CA BTDC點火時機工況下都可以明顯加快火焰?zhèn)鞑ニ俣龋铀偃紵?/p>

2.2 不同點火時機對缸內壓力及做功的影響

圖11和12分別為不同點火時機下缸內平均壓力和溫度變化曲線。從圖中看出，點火時機對缸內平均壓力和溫度的影響差異較為明顯。隨著曲軸轉角的增加，點火時機越提前，在燃燒階段缸內壓力和溫度就越高，壓力和溫度峰值也明顯增高，壓力和溫度峰值對應的角度也提前。在40°～20° CA BTDC點火時機工況下，其峰值壓力分別為3.28 MPa、3.14 MPa、2.95 MPa、2.56 MPa、2.18 MPa，峰值溫度分別為1 699.81 K、1 693.23 K、1 657.87 K、1 545.45 K、1 476.85 K。可以發(fā)現(xiàn)，在點火時機35° CA BTDC之前，缸內溫度和壓力的峰值變化比較明顯，壓力和溫度的提升較大，而在點火時機推后5° CA后，缸內溫度提升的空間不是很大。可見，一味地將點火時機提前并不能一直增加缸內的燃燒速度和溫度。

圖11 缸內平均壓力隨曲角的變化關系

圖12 缸內平均溫度隨曲角的變化關系

造成上述現(xiàn)象的主要原因是：將點火時機提前，缸內燃燒速度加快，燃燒的更加充分，所釋放的熱量增多，所以壓力和溫度的峰值會明顯增高，同時峰值所對應的角度也有所提前。但是將點火時機提前到一定角度后，壓力和溫度升高的并不是很明顯。根據(jù)熱著火理論[17]，汽油在點火過程中，影響著火的主要因素是著火臨界溫度Tc，而點火時刻的壓力以及氧氣含量都會影響臨界溫度Tc。當點火時機提前到一定角度后，由于燃燒室的容積在發(fā)動機點火前是一個不斷壓縮的過程，過度的提前點火時機會使得點火時刻初始壓力較低，造成著火臨界溫度Tc過高，反而會造成點火困難，影響發(fā)動機的著火階段，制約火焰的傳播速度，從而影響峰值的提高。

發(fā)動機熱效率是評定熱機經濟性的重要指標，也是對整機性能評價的關鍵參數(shù)。圖13給出了不同點火時機下發(fā)動機的指示功和指示熱效率的對比，其中指示熱效率為每循環(huán)發(fā)動機所做的有效功與汽油完全燃燒所釋放的熱值的比值。可以看出，隨著點火時機的提前，發(fā)動機的指示功和指示熱效率也隨之升高。在35° CA BTDC點火時機工況下，指示功和指示熱效率都達到最高，分別為13.20 J、24.49%。而再將點火時機提前后，發(fā)動機的熱效率開始下降，說明35° CA BTDC為最佳點火時機，能使發(fā)動機的熱效率最高。因為壓力峰值和壓力升高率是影響發(fā)動機性能的2個重要的燃燒特性參數(shù)，2個參數(shù)越高，指示功和指示熱效率也越高。點火時機的提前提高了峰值壓力和壓力升高率，因而指示功和熱效率逐步增高。但在40° CA BTDC點火時機工況下，由于其后燃期燃燒速度過快，壓力到達峰值后下降的較多，會造成p-V圖的面積有所降低，熱效率開始下降。

圖13 發(fā)動機的指示功和指示熱效率

2.3 不同點火時機對排放污染物的影響

CO是汽油燃燒過程中的中間產物，其含量的高低可以看出汽油燃燒的完全程度。圖14給出了不同點火時機下缸內CO質量隨曲軸轉角的變化曲線。從圖中看出，隨著曲軸轉角的增加，CO排放的質量呈現(xiàn)先增加后降低的變化趨勢；且隨著點火時機的提前，CO生成的峰值質量逐漸升高。而后，隨著燃燒過程的推進，不同點火時機下CO最終排放量基本都維持在0.11 ～0.13 mg的水平，相差不是很大。主要原因是，汽油燃燒時生成CO隨后再轉化為CO2，在燃燒劇烈階段會有一部分CO因沒有充足的氧氣而無法轉化為CO2，因此CO會逐步增加，且燃燒越劇烈CO的峰值含量越高。而燃燒一定時間后，燃料減少，氧氣富足會使得一部分CO燃燒生成CO2。由于將點火時機提前使得燃燒過程更加劇烈，造成生成CO的速度以及峰值質量有所提高。但是點火時機的改變對燃料最終的燃燒程度影響較小，CO排放量的差異不明顯。

圖14 缸內CO質量隨曲角的變化關系

圖15給出了不同點火時機下缸內NOx質量隨曲軸轉角的變化曲線。可以看出，隨著曲軸轉角的增加，NOx質量呈現(xiàn)先增加后不變的趨勢。在40°～20° CA BTDC點火時機工況下，NOx的排放量分別為5.79 μg、5.31 μg、4.64 μg、3.04 μg、1.82 μg，發(fā)現(xiàn)點火時機的提前會明顯提高NOx的生成速度和最終排放質量。原因是NOx的生成主要受到缸內平均溫度、氧氣濃度和燃燒反應時間的影響[18]。當點火時機的提前時，燃燒階段的缸內平均溫度增高且燃燒過程十分劇烈，因此NOx生成的速率和質量有了明顯的提高。

圖15 缸內NOx質量隨曲角的變化關系

3 結論

本文通過采用構建XMv3型轉子發(fā)動機的三維CFD模型的方法，探究了不同點火時機下缸內燃燒過程，得出了以下結論:

1)燃燒室內部火焰的傳播主要依靠湍流進行，而點火時機的提前會增加湍流度，擴大火焰前鋒面?zhèn)鞑ゾ嚯x，改善缸內燃燒情況，從而加快燃料燃燒速度和增強燃燒劇烈程度，在35° CA BTDC點火時機工況下，放熱率的峰值達到最高為1.44 J/(°)CA。

2)點火時機的提前會顯著增高燃燒階段缸內的溫度和壓力峰值，從而提高發(fā)動機的指示熱效率。但是在點火時機提前到一定角度后，會導致著火過早，壓縮過程負功增加，在35° CA BTDC點火時機工況下，熱效率達到最高為24.49%。

3)由于點火時機提前會導致燃燒過程更加劇烈，因而CO生成速度加快，峰值質量提高，但最終CO的排放量差異不明顯。NOx的生成主要與缸內溫度相關，隨著點火時機提前缸內溫度增高，造成NOx的排放量明顯增加。