燃烧系统结构对中载汽油机爆震边界内燃烧的影响

张立鹏，周 颖，赵旭敏，王 浒，郑尊清，尧命发

燃烧系统结构对中载汽油机爆震边界内燃烧的影响

张立鹏1，周 颖1，赵旭敏2，王 浒2，郑尊清2，尧命发2

(1. 天津内燃机研究所，天津 300072；2. 天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

针对中载汽油机，设计开发了4种进气道和燃烧室的匹配方案，通过数值模拟的方法研究了不同燃烧系统结构对缸内宏观流场、湍流场及爆震边界内燃烧的影响．结果表明：进气道和燃烧室结构对缸内宏观流场及湍流场演化有显著影响．初期火焰传播速度主要由火花塞周围气流的平均速度决定，而主燃烧阶段的燃烧速度与该区域的湍动能大小成正比．双切向进气道匹配中置倒楔形燃烧室能够同时提高湍流强度及气流速度，从而有效缩短滞燃期及燃烧持续期，但其爆震倾向严重．采用复合进气道匹配中置倒楔形燃烧室的方案可显著抑制爆震，提前点火时刻，燃烧速度较快，可明显降低燃烧损失，提升中载汽油机的性能．

中载汽油机；进气道；燃烧室；湍流；爆震

由于热效率、转矩、燃烧稳定性等方面的优势，中载商用车目前主要采用柴油机作为动力系统．然而，为了满足日益加严的排放法规，柴油机需要同时加装选择性催化还原(SCR)和颗粒捕捉器(DPF)后处理装置，这将大幅提高整车成本[1]．相对于柴油机，当量燃烧汽油机的热效率低，但排气污染更容易控制，整车成本较低，具有较大的节能潜力[2]．随着中载物流运输车辆的增多，城市运行工况下的低噪声水平成为动力系统的另一个较为重要的评价指标．汽油机缸内燃烧过程的压升率较低，燃烧较为柔和，因此在该场景具有良好的应用前景[3]．

和轻型汽油机不同，中载汽油机需要提供更高的功率和转矩输出，发动机强化程度高．随着进气压力和压缩比的增加，缸内最大爆发压力增加，对发动机机体的机械强度提出了更高的要求；另一方面更严苛的热力学环境必然会增加爆震的发生概率，反过来限制几何压缩比提高的潜力，最终制约燃油经济性的提升[4]．由于中载汽油机经常运行在低速大负荷工况，以牺牲热效率的方式获得高功率输出的方法显然不可取．因此，为了同时兼顾大负荷工况的动力性和经济性能，亟需优化中载汽油机爆震边界的燃烧，探索爆震边界内提高热效率的策略．

点燃式汽油机在大负荷工况下发生的爆震现象与缸内气流运动密切相关[5-7]：提高缸内湍流强度可以提高火焰传播速度，进而缩短火焰前锋面传播至末端混合气所需时间，但同时由于火焰面对末端气体的压缩加热作用增强，会增加未燃区域混合气的温度，缩短滞燃期．Chen等[8-9]和Yu等[10]的研究结果均表明，如何合理设计缸内流场结构，进而在提高火焰传播速度的同时抑制爆震对于燃烧系统的开发尤为重要．

进气道和燃烧室的结构是决定缸内宏观流动的主要因素．目前针对滚流进气道以及滚流强化活塞的优化仍多集中在蓬顶型缸盖汽油机上[11-13]．然而，中载汽油机燃烧系统结构和轻型汽油机有较大差异．为了解除爆压限制，参考应用在中重载车辆的高辛烷值燃料(天然气和甲醇)点火燃烧系统的设计[15-18]，中载汽油机大多基于高机体强度的柴油机平台改装而来，缸内流场呈现强涡流、弱滚流的状态，不利于火焰的快速传播[19]．因此，需要对其进气道和燃烧室结构进行协同优化，实现在改善燃烧的同时抑制爆震的目标.

本文基于中载汽油机分别采用复合和双切向进气道、中置和右置倒楔形燃烧室组成4种燃烧系统方案，在CONVERGE平台上对缸内流动及燃烧过程开展数值模拟研究，揭示不同燃烧系统结构对中载汽油机爆震边界内热效率的影响．

1 模型设置及验证

研究基于三维CFD软件CONVERGE进行数值模拟计算，计算域包括进排气道、进排气门、气门座圈、火花塞和燃烧室，如图1所示．计算时间为整个循环．基础网格设置为1mm，根据速度梯度对网格进行自适应加密，最小网格为0.5mm；燃烧过程中根据温度梯度进一步自适应加密，最小网格尺寸为0.5mm，该尺寸能够较好地解析火焰前锋面和末端气体自燃过程；火花塞及进气门气门锥角处采用固定加密，最小网格尺寸为0.125mm．整个计算过程网格最多达到120万．

图1 缸内流动和燃烧CFD仿真计算域

发动机参数如表1所示．表2所示为根据试验数据设定的边界和初始条件，进气压力和温度通过GT-Power一维热力学仿真获得．数值计算中采用PRF92(92%异辛烷加8%正庚烷)燃料来模拟试验中的92号汽油．计算过程中湍流模型选用RNG-湍流模型；燃烧模型方面，当预测爆震倾向时，采用G方程耦合化学反应动力学的复合模型：利用G方程来捕捉火焰面，利用Wang等[20]发展的PRF简化机理来捕捉爆震现象；当确定爆震边界后，对于爆震边界内的正常燃烧过程，采用G方程燃烧模型进行模拟．模型的相关参数根据原机台架试验结果进行仿真标定获得．除几何模型本身以外，所有方案仿真时在相对应的计算中均采用相同的参数．

表1 发动机主要参数

Tab.1 Engine specifications

表2 数值模拟边界和初始条件的设置

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

模型标定结果如图2所示，试验和模拟二者之间的缸压和放热率结果一致性较好，且各个燃烧阶段的燃烧相位计算结果均与试验接近，由此可以说明本研究所使用的燃烧模型能较好地反映汽油在缸内的正常燃烧及火焰传播过程．

为了改善缸内的宏观流场特征及湍流强度，基于中载汽油机平底缸盖结构设计了复合进气道(A)和双切向进气道(B)两种结构，如图3所示．同时为了最大化提高滚流强度，设计了中置(A)和右置(B)两种倒楔形燃烧室加以匹配，形成如图4所示的燃烧室方案．

图2 模型验证

图3 进气道示意

图4 燃烧室结构示意

为表述方便，分别用AA、AB、BA和BB表示，其中第一个字母代表进气道结构，第二个字母代表燃烧室结构.

2 结果及讨论

2.1 不同点火时刻下的爆震强度分析

为表征爆震强度，本研究在缸盖上均匀设置了8个监测点(P1～P8)，用于捕捉缸内的压力振荡，如图5所示．将这几个位置的局部瞬时压力进行带通滤波器滤波(2～16kHz)，对滤波之后的压力曲线进行处理，得到其压力振荡的最大峰峰值，将其定义为爆震强度．假设爆震阈值为0.05MPa，爆震强度大于0.05MPa时，认为该工况下发生爆震[6]．将爆震强度小于该阈值时对应的最为提前的点火时刻定义为爆震极限内点火提前角(KLSA)，点火提前角越大，表明抑制爆震能力越强．

图5 缸盖监测点位置示意

图6所示为4种燃烧系统方案在不同点火时刻下的爆震强度，图7为各自对应的点火提前角情况.如图所示，随着点火时刻的提前，缸内局部压力振荡的最大峰峰值增加，爆震强度增大．但不同燃烧系统方案的爆震强度随点火时刻变化趋势有明显的差异，BB方案的爆震强度对点火提前角最为敏感，相同点火时刻下的爆震强度值最高，相比较而言，提前点火时刻对AA方案爆震强度的影响较弱，且缸内发生爆震时的爆震强度和其他方案相比大幅降低．从图7可以看到，采用复合进气道(A)相比双切向进气道(B)具有更高的抗爆性；无论采用哪种进气道方案，匹配中置倒楔形燃烧室结构(A)更有利于抑制爆震．为了评价不同燃烧系统对中载汽油机热效率的影响，后续的研究针对4种方案的点火提前角算例进行分析．

图6 点火时刻扫描下的爆震强度

图7 爆震极限内点火提前角

2.2 燃烧系统方案对缸内流场特征的影响

图8所示为不同燃烧系统方案的涡流比及滚流比情况．研究结果表明，对于4种燃烧系统方案，瞬时涡流比在整个压缩行程中近似为一个定值．和改变燃烧室结构相比，进气道结构对涡流比的影响更大，采用复合进气道(A)可以引导气流在缸内形成斜轴涡流，而采用双切向进气道(B)，缸内涡流比降到0，流场呈现纯滚流结构．

为更好地描述滚流强度对湍动能及后续燃烧的影响，定义不同燃烧系统的瞬时滚流比T为压缩冲程中T,x和T,y的矢量和的模，如式(1)所示，从而可以将两个方向的滚流比效应合并，有效表征其转化为湍动能的能力．

式中：为绕X轴的滚流比；为绕Y轴的滚流比；为曲轴转角．

分析缸内的滚流变化发现，BA方案的滚流比峰值相比AA高10%．在该峰值之后，大尺度的滚流破碎形成小尺度的湍流和涡流，强度迅速衰减．然而对于AB和BB方案，缸内滚流比在近上止点出现第2次峰值，大尺度滚流破碎成小尺度湍流的程度较弱，在近上止点滚流达到最大值，对于BB方案该种现象更加明显．

如图9所示，在斜轴涡流的作用下，AA方案的湍动能在压缩冲程中间阶段最高．BA方案由于较强滚流的影响，在近上止点附近湍动能衰减较弱，近似保持在恒定值．因此，在各自的最为提前的点火时刻，二者的缸内平均湍动能水平相近．采用右置倒楔形燃烧室(AB和BB方案)时，由于近上止点的滚流未能有效破碎转化为湍流，点火时刻缸内湍动能水平相比中置燃烧室方案低．

图10所示为点火时刻穿过火花塞水平切面的湍动能及平均流速场分布情况，火花塞周围的相应统计值如图11所示．由于4种燃烧系统方案缸内均存在大尺度的纵向滚流，在点火时刻火花塞附近缸内混合气输运方向单一，该现象对初始火焰面的发展方向有很重要的影响．此外，采用双切向进气道能够显著提高火花塞位置附近的平均流速，但对湍动能的改善效果取决于与之匹配的燃烧室结构，和中置倒楔形燃烧室匹配的效果较好(BA方案)，点火时刻火花塞位置的湍流强度相比AA方案改善34.7%．在进气道结构相同的情况下，采用右置倒楔形燃烧室(AB相对AA，BB相对BA)火花塞位置的湍流强度显著降低，但平均流速大小增加，这主要与前述近上止点仍有较大尺度的纵向滚流现象有关．

图9 缸内湍动能情况

图11 点火时刻火花塞周围的湍动能及平均流速(直径6mm以内平均值)

2.3 燃烧系统方案对火焰传播过程及燃烧性能的影响

图12 不同燃烧系统方案缸压及放热率对比结果

图13 各个燃烧阶段的持续期对比

图14所示为不同燃烧系统方案火焰面的发展情况．4种燃烧系统方案缸内混合气输运方向单一，和气流运动速度方向一致，导致火焰面发展不对称，且受限位置基本都位于燃烧室上部接近缸盖的区域．对应位置的未燃混合气在很长一段时间受到下方火焰面的压缩加热作用，同时火焰面短时间无法快速发展到该位置来消耗这部分混合气，容易引发自燃，产生爆震．

图15所示为不同燃烧系统KLSA算例对应的燃烧相位和热效率预测结果．可以看出，采用右置倒楔形燃烧室的方案(AB和BB)CA50比较靠后，无法进一步改善热效率，其中BB方案的热效率最低．相比较而言，高滚流比进气道匹配中置倒楔形燃烧室有利于中载汽油机性能的提升．其中，AA方案可以实现最高的指示热效率．而采用双切向气道的BA方案由于其爆震倾向较AA严重，KLSA靠后，因此，该方案虽然能有效提高燃烧速度，但CA50相对AA方案推迟0.4°,CA，热效率降低0.06%(绝对值)．

图14 火焰面发展情况(橙色面为G＝0等值面，代表火焰前锋面的位置)

图15 KLSA算例的热效率随燃烧相位(CA50)的变化结果

为进一步揭示不同的进气道和燃烧室方案对发动机热效率的影响，笔者对各个燃烧系统方案热效率的影响因素进行了对比，如图16所示．4种燃烧方案由于压缩比相同及缸内比热比接近，导致可实现的最高理论热效率基本相同，约为46.8%．传热损失和燃烧损失是影响最终指示热效率的主要因素，且二者呈现相互制约的关系，即燃烧损失高的方案传热损失较低，这主要是由于燃烧温度降低的缘故．由于爆震倾向严重，点火时刻靠后，同时主燃烧阶段燃烧速度较慢，采用右置倒楔形燃烧室的两种方案(AB，BB)缸内燃烧损失相比对应的中置方案(AA，BA)分别提高1.11%和1.55%，传热损失分别降低0.23%和0.31%，最终指示热效率分别下降0.88%和1.24%. 而复合进气道匹配中置倒楔形燃烧室(AA)的方案能够有效抑制爆震，提前最佳点火时刻，同时加速火焰传播，降低燃烧损失，因此热效率最高．

图16 不同燃烧系统方案的热效率影响因素对比

3 结 论

(1) 初期火焰传播的快慢主要取决于火花塞周围气流的平均速度，而主燃烧阶段的燃烧速度与该区域的湍动能大小成正比．切向进气道匹配中置倒楔形燃烧室能够同时提高湍流强度及气流速度，从而有效缩短滞燃期及燃烧持续期．

(2) 基于平底缸盖设计的强滚流燃烧系统，在燃烧室上部接近缸盖的位置均存在火焰面发展明显受限的现象，对应位置的未燃混合气容易诱发自燃．结果表明，采用复合进气道匹配中置倒楔形燃烧室的方案可显著抑制爆震，提前点火时刻．

(3) 采用高滚流比进气道时，匹配中置倒楔形燃烧室可有效降低燃烧损失，有利于中载汽油机性能的提升．其中，和复合进气道的匹配方案可以实现最高的指示热效率．

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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.

国家重点研发计划资助项目(2017YFE0102800)；国家自然科学基金资助项目(51876140)．

张立鹏（1978—  ），男，硕士，高级工程师，zhanglipeng@tju.edu.cn.

赵旭敏，女，博士研究生，zh_xumin@tju.edu.cn.

(责任编辑：梁 霞)