李軍, 向璐, 鄭建軍

(1.重慶交通大學機電與汽車工程學院, 重慶 400074; 2.長安汽車動力工程研究院， 重慶 401120)

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米勒循環(huán)發(fā)動機缸內氣體流動與燃燒分析

李軍, 向璐, 鄭建軍

(1.重慶交通大學機電與汽車工程學院, 重慶 400074; 2.長安汽車動力工程研究院， 重慶 401120)

在某1.6 L發(fā)動機的基礎上進行縱向開發(fā)，以此來實現高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機。利用大型三維計算流體動力學(CFD)軟件STAR-CD對采用進氣門晚關策略的高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機進行數值模擬，對比分析了采用兩種幾何形狀活塞的米勒循環(huán)發(fā)動機的缸內氣體流動模式及燃燒過程。計算結果表明：經過結構優(yōu)化的活塞方案相對于原方案可以獲得較優(yōu)的缸內流動及燃燒特性。計算結果將為實際開發(fā)中的高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機的活塞選型及燃燒室優(yōu)化提供理論及數據支撐。

米勒循環(huán)發(fā)動機； 燃燒過程； 流動分布； 活塞

隨著石油供需矛盾的日益加劇和汽車排放法規(guī)的日趨嚴格,改善燃燒方式和降低燃油消耗成為內燃機研究的重要課題。汽油機的節(jié)氣門會導致進氣系統(tǒng)存在較大壓降，且排氣背壓遠高于進氣壓力，因此填充及排空缸內充量的泵氣過程將消耗部分可用能量[1]。為了能夠改善發(fā)動機在部分負荷工況下的燃油經濟性，學者們進行了大量的研究,通過改變進氣門關閉時刻控制進氣充量的方法來消除或者降低節(jié)流損失[2-5]。這種研究包括把米勒循環(huán)應用在發(fā)動機上的兩種實現方式：進氣門早關(EIVC)和進氣門晚關(LIVC)。

1 米勒循環(huán)

米勒循環(huán)發(fā)動機的膨脹比較大，即燃燒氣體膨脹幅度較大，作功較多，但也代表著壓縮比增大，爆震問題很難避免。米勒循環(huán)巧妙地運用進氣門早關和進氣門晚關兩種技術避免了爆震，同時使發(fā)動機的功率大大提高[6]。分析表明,進氣門早關技術使進氣充量膨脹會降低發(fā)動機的有效壓縮比，充量膨脹以及隨后的壓縮過程消耗功相對較少，因為這兩個過程都是接近低溫等熵過程。因此，進氣門早關策略相當于膨脹沖程大于壓縮沖程，從而改善了發(fā)動機循環(huán)效率。但是，進氣門早關策略在實際應用中受到一些限制，特別是進氣門早關將導致湍流強度降低，不利于隨后的混合氣形成及燃燒過程。進氣門晚關是通過在壓縮沖程將部分進氣充量反流排出，可以降低有效壓縮比，同時保持原有的膨脹比，即實現發(fā)動機膨脹比大于有效壓縮比，從而提高發(fā)動機熱效率，降低油耗。本研究中米勒循環(huán)高壓縮比發(fā)動機采用的是進氣門晚關技術。

基于此，本研究在1.6 L發(fā)動機的基礎上進行縱向開發(fā),發(fā)動機主要參數見表1。保留該發(fā)動機的進排氣道、缸蓋、冷卻潤滑及曲軸箱系統(tǒng)等，通過改變進排氣凸輪軸包角、點火系統(tǒng)及燃燒室形狀來實現高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機。利用大型三維計算流體動力學(CFD)軟件STAR-CD對采用進氣門晚關策略的高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機進行數值模擬，比較分析了兩種不同幾何形狀的活塞對米勒循環(huán)發(fā)動機缸內氣體流動及燃燒特性的影響，旨在為實際的米勒循環(huán)發(fā)動機活塞選型及燃燒室優(yōu)化提供理論及數據支撐。

表1 發(fā)動機主要參數

2 仿真模型建立與標定

2.1 燃燒模型

進行內燃機缸內燃燒模擬需要考慮化學反應動力學、湍流模型以及二者之間的相互作用，基于此建立的燃燒模型主要有湍流控制渦破碎模型、層流湍流特征時間燃燒模型、CFM-ITNFS模型、CFM模型、ECFM模型、ECFM-3Z、Weller模型、湍流火焰速度封閉模型、概率密度函數方法、SHELL自燃模型[8-10]。不同的燃燒模型適應范圍有所不同，本研究選擇的是適用于汽油機、柴油機或HCCI燃燒的ECFM-3Z模型。ECFM-3Z模型是統(tǒng)一考慮了自燃、預混燃燒和非預混燃燒3種燃燒模式的燃燒模型。每個計算單元被劃分為三部分(見圖1)：FUEL(純燃料區(qū))、AIR+EGR(純空氣+殘余廢氣區(qū))和UNBURNED GASES+BURNED GASES(混合區(qū)),混合區(qū)又可分為未燃區(qū)、火焰面、已燃區(qū)。混合區(qū)使用標準ECFM模型，未燃區(qū)使用自燃模型，已燃區(qū)使用一個改進的排放預測模型，該模型增加了炭煙模型(soot model)和CO化學反應動力學氧化模型。

圖1 ECFM-3Z計算單元的燃燒機理

ECFM-3Z建立了火焰面密度∑的輸運方程：

(1)

式中：D為分子擴散系數；Cdivu=1.0 ；C為考慮燃燒化學時間尺度及火焰與壁面相互作用的修正因子；Γ為凈火焰面拉伸率函數；Ul為層流燃燒速度； ρu為未燃混合氣的密度；ρb為已燃混合氣的密度；Sconv為火花點火引起的源項；c為雷諾平均進階變量； α和β分別為與燃燒速率及火焰面曲率相關的模型參數，其默認值分別為1.6和1.0； μt為湍流黏度；p為熱力學壓力。

2.2 計算網格

本研究選用較典型的部分負荷工況(2 000 r/min,0.2 MPa)進行計算分析和對比，發(fā)動機幾何模型在ProE中設計完成后，利用Hypermesh進行幾何清理及表面網格劃分。然后利用STAR CCM+軟件的Remesh功能進行面網格修復、重構及特征線生成。最后利用STAR-CD軟件的es-ice模塊進行缸內氣體流動及燃燒分析三維動網格創(chuàng)建(見圖2)。計算網格尺度為0.8 mm，總計算網格數約為62萬個(下止點位置)。

圖2 計算網格

2.3 計算模型

選用較適合內燃機缸內氣體流動及燃燒分析的K-epsilon/RNG湍流模型，近壁面處理利用Angelberger壁面函數法。燃燒模型為ECFM-3Z，spark模型[7]。湍流模型相關參數的選擇見表2，燃燒模型參數則根據缸內燃燒的試驗數據標定獲取(見2.4節(jié))。

表2 湍流模型參數

2.4 初始和邊界條件

對于動網格模型，設置活塞及進排氣門邊界為運動壁面邊界，其余壁面邊界為靜止壁面邊界。進氣道入口指定總壓和溫度入口邊界，而排氣道出口指定靜壓和溫度出口邊界，其邊界條件值均由GT-Power軟件計算得到。配氣相位見圖3。

圖3 配氣相位

2.5 燃燒模型標定

為了使計算模型能夠準確反映實際發(fā)動機的缸內氣體流動及燃燒過程，在計算模擬之前首先對燃燒模型進行了標定。標定工作的試驗數據來源于發(fā)動機燃燒開發(fā)試驗臺架。根據燃燒CFD分析經驗，在怠速及部分負荷工況，需要對ECFM-3Z，spark燃燒模型中的參數alpha和rklimit進行標定。圖4示出在alpha=1.05及rklimit=1.8 mm時，計算結果和試驗值吻合較好。當然，隨著壓縮比的改變，燃燒模型參數也需要進一步標定及試驗驗證。

圖4 燃燒模型標定

2.6 活塞結構優(yōu)化

為了獲得較理想的燃燒室結構，對初步設計的活塞方案進行了一定的結構優(yōu)化。圖5的左圖為右圖的縱截面，截面位置如圖中橫線所示，優(yōu)化的主要措施是改變活塞頂面長軸和短軸的尺寸，并修改左右兩側斜面與水平面的傾斜角，改變活塞頂面的曲率，以此來獲得不同的燃燒室結構，新方案活塞頂面的曲率大于原方案。不同的活塞結構可獲得不同的缸內氣體運動及燃燒模式。對于高壓縮比米勒循環(huán)發(fā)動機而言，具有高滾流比的燃燒室結構更有助于提升其功率。本研究通過計算比較兩種活塞結構下缸內的流場、湍動能、溫度等參數，從而獲得較合理的燃燒室結構。

圖5 活塞形狀對比

3 計算結果分析

3.1 進氣流場分布

圖6示出了兩種活塞設計方案在525°曲軸轉角時(進氣門升程最大時刻)的缸內氣體速度分布比較?？梢钥闯觯捎眯薷暮蟮幕钊桨父變葰饬鞣植几侠?，即燃燒室中心局部氣流速度較高，而靠近氣缸壁面處局部速度較低，這有利于缸內混合氣的充分混合及維持較強的滾流運動。

圖6 缸內氣體速度場比較(525°)

圖7示出了兩種活塞設計方案在670°(點火時刻672.8 °)的缸內氣體速度分布比較。與圖6的分布規(guī)律較為相似，采用修改后的活塞方案缸內氣流分布更合理，即燃燒室中心局部氣流速度較高，而靠近氣缸壁面處局部速度較低。

圖7 缸內氣體速度場比較(670°)

如圖8a所示，采用兩種活塞設計方案的缸內氣體質量幾乎一致，即活塞形狀對缸內進氣量幾乎沒有影響。米勒循環(huán)發(fā)動機采用進氣門晚關策略(LIVC)，部分缸內氣體會被推出至進氣道導致缸內氣體質量下降。而圖8b的結果表明采用新方案后可以獲得較高的滾流比，有利于缸內氣體混合及后續(xù)的燃燒放熱過程。

圖8 進氣量及滾流比比較

3.2 湍動能分布

圖9示出了兩種活塞設計方案在670°時(點火時刻672.8 °)的缸內氣體湍動能分布比較?？梢钥闯霾捎脙煞N活塞設計方案在缸內獲得的局部湍動能分布較為接近。圖10示出在650°～675°范圍內，采用新方案獲得的缸內平均湍動能水平略高于原方案，這有利于初始火核的形成、發(fā)展及后續(xù)的火焰?zhèn)鞑ズ腿紵^程。

圖9 湍動能分布(670°)

圖10 湍動能對比

圖11示出了采用兩種方案的缸內燃燒壓力、溫度及放熱率對比。通過對比可以看出，該米勒循環(huán)發(fā)動機采用新方案后可以獲得較高的缸內燃燒壓力、燃燒溫度及放熱率，缸內滾流水平及湍動能分布較優(yōu)，燃燒速度較快，缸內燃燒狀況較好，因而峰值壓力及溫度較高。從放熱率曲線的對比也可以看出采用新方案后放熱率較高，燃燒放熱過程充分，發(fā)動機熱效率高。

圖11 缸內燃燒壓力、溫度及放熱率對比

3.3 缸內氣體溫度分布

圖12示出了在曲軸轉角為680°，700°，720°及760°時采用兩種活塞方案的缸內氣體溫度場的對比?？梢钥闯鲈诨鹧姘l(fā)展初期(如680°和700°)，兩種活塞方案缸內氣體溫度分布比較接近，而在燃燒中后期(如720°和760°)，新方案局部溫度較高，這表明采用該方案后化學反應及燃燒速率較快，這也解釋了圖11中缸內燃燒壓力、溫度及放熱率曲線表現出來的規(guī)律。不同活塞方案，缸內溫度基本一致，因此NOx排放水平基本一致。

圖12 缸內氣體溫度分布

3.4 火焰面密度分布

火焰面密度定義見式(2)和式(3)。

(2)

(3)

式中：∑為火焰面密度(體積)； σ為火焰面密度(質量)； δV為體積微元；δA為對應于體積微元的火焰面的面積。

圖13示出了在曲軸轉角為680°，700°，720°及760°時采用兩種活塞方案的缸內火焰面密度的對比?？梢钥闯鲈诨鹧姘l(fā)展初期(如680°和700°)采用新方案缸內局部火焰面密度稍高，而在燃燒中期(如720°)，新方案局部火焰面密度較高，反映出采用該方案后化學反應及燃燒速率較快。而在燃燒后期(760°)原方案局部火焰面密度較大，反映了該方案對應的燃燒周期相對較長，不利于發(fā)動機燃燒膨脹做功及有效熱效率的提高。

4 結論

a) 采用修改后的活塞方案缸內氣流分布更合理，燃燒室中心局部氣流速度較高，而靠近氣缸壁面處局部速度較低，這有利于缸內混合氣的充分混合及維持較強的滾流運動；

b) 活塞形狀對缸內進氣量幾乎沒有影響，但采用修改后的方案可以獲得較高的滾流比，有利于缸內氣體混合及后續(xù)的燃燒放熱過程；

c) 采用兩種活塞設計方案在缸內獲得的局部湍動能分布較為接近，但在650°～675°范圍內，采用修改后的方案獲得的缸內平均湍動能水平略高于原方案，這有利于初始火核的形成、發(fā)展及后續(xù)的火焰?zhèn)鞑ズ腿紵^程；

d) 火焰發(fā)展初期采用兩種活塞方案缸內氣體溫度分布比較接近，而在燃燒中期，修改后的方案局部溫度較高，燃燒速率較快，可以獲得較高的缸內燃燒壓力、燃燒溫度及放熱率；在燃燒后期，原活塞方案局部火焰面密度較大，燃燒周期相對稍長。

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[編輯: 李建新]

LI Jun1, XIANG Lu1, ZHENG Jianjun2

(1. School of Mechatronics & Automotive Engineering， Chongqing Jiaotong University， Chongqing 400074， China；2. Changan Automobile Power Engineering Research Institute, Chongqing 401120， China)

A Miller cycle engine with high compression ratio was developed through the longitudinal development of a 1.6 L engine. Then the numerical simulation of Miller cycle engine with high compression ratio and intake late closing strategy was conducted with CFD STAR-CD software and the in-cylinder gas flow mode and combustion process for Miller cycle engines with two kinds of geometry shape piston were compared. The results show that the optimized piston scheme has better in-cylinder gas flow mode and combustion characteristics. The results provide the reference for the piston shape selection and the optimization of combustion chamber in actual development of Miller cycle engine with high compression ratio.

Miller cycle engine; combustion process; flow distribution; piston

2015-03-04;

2016-01-31

國家自然科學基金資助項目(51305472)；重慶市自然科學基金重點項目(CSTC2013yykfB0184)；重慶交通大學研究生教育創(chuàng)新基金項目(20120108)

李軍(1964—)，男，教授，主要從事汽車發(fā)動機排放與控制、交通裝備先進制造技術及應用研究；cqleejun@sina.com。

通訊簡介： 向璐(1990—)，女，碩士，主要從事發(fā)動機燃燒及排放控制研究；654629638@qq.com

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.014

TK421.2

B

1001-2222(2016)01-0073-05