沙 朝，魏民祥，胡曉生，吳 昊，楊佳偉

(南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院， 南京 210016)

0 引言

活塞式航空二沖程發(fā)動機具有結(jié)構(gòu)緊湊、高功重比、比油耗低等特點[1]。它在低速飛行器、無人機領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用[2-3]。目前大部分活塞式航空二沖程發(fā)動機均以汽油為燃料，但汽油閃點低、揮發(fā)性強，在常溫下遇到明火易發(fā)生爆炸，安全隱患較高[4-5]，而航空煤油的閃點在-45～-25 ℃，閃點較高，揮發(fā)性差，安全性好[6]。煤油的辛烷值僅為25～47，遠低于汽油，自燃溫度在350～380 ℃，所以在火花塞點燃的燃燒方式下極易產(chǎn)生爆震[7]。

爆震是火花點燃式發(fā)動機上的一種不正常燃燒現(xiàn)象，歸結(jié)為末端混合氣自燃[8]，末端未燃混合氣受到已燃混合氣的加熱，溫度不斷升高，在正?；鹧媲颁h到來前發(fā)生了自燃[9]。發(fā)生強烈爆震時，發(fā)動機會伴有敲缸聲，工作性能惡化較快，會帶來拉缸等嚴(yán)重后果[10-11]。

為了研究點火提前角對爆震燃燒的影響，國內(nèi)外學(xué)者采用三維數(shù)值模擬的方式進行了研究。貝太學(xué)等[12]通過采用數(shù)值模擬的方式，以某型煤油直噴發(fā)動機為對象，研究了點火參數(shù)對爆震燃燒特性參數(shù)的影響，結(jié)果表明，在點火提前角由15° CA增大到35° CA過程中，燃燒特性參數(shù)呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。Jamrozik等[13]針對Andoria 1hc102火花塞點燃式汽油機，利用AVL Fire建立了燃燒模型，研究了點火時刻對爆震燃燒特性的影響，結(jié)果表明，當(dāng)點火提前角為12° CA，當(dāng)量比為1.2時，發(fā)動機發(fā)生了爆震。王志等[14]用AVL Fire并結(jié)合G方程燃燒模型計算了火花點燃式汽油發(fā)動機爆震的末端混合氣自燃過程。Fontanesi等[15]利用STAR-CD和大渦模擬方法，對缸內(nèi)直噴汽油發(fā)動機進行爆震燃燒數(shù)值模擬，結(jié)果表明，爆震限制了點火提前角的增加，并仿真得到了點火提前角極限值對應(yīng)的爆震發(fā)生位置。

目前較多學(xué)者以汽油機爆震燃燒進行數(shù)值模擬，對燃用煤油的情況研究較少。本文對煤油爆震燃燒進行數(shù)值模擬與試驗研究，通過試驗分析了點火提前角和點火能量對煤油爆震燃燒的影響，并仿真不同點火提前角對爆震燃燒缸內(nèi)壓力和爆震燃燒反應(yīng)速率的變化。

1 臺架試驗系統(tǒng)與仿真模型建立

研究對象為進氣道噴射的二沖程航空煤油發(fā)動機，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.1 臺架試驗系統(tǒng)

發(fā)動機試驗臺架如圖1所示，試驗系統(tǒng)原理如圖2所示，臺架試驗系統(tǒng)主要由發(fā)動機、電控單元(ECU)、上位機系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、測功機系統(tǒng)等幾部分組成，試驗系統(tǒng)設(shè)備及型號如表2所示。

1.2 仿真模型的建立與驗證

根據(jù)上述的發(fā)動機參數(shù)及整機工作過程，通過GT-power建立了該發(fā)動機的一維性能仿真模型，如圖3所示。

圖1 試驗臺架

圖2 試驗系統(tǒng)原理示意圖

圖3 一維仿真模型示意圖

經(jīng)過L275E發(fā)動機標(biāo)定試驗，發(fā)動機在轉(zhuǎn)速4 500 r/min時，節(jié)氣門開度為50%附近的工況點下，易發(fā)生爆震，選定該工況點進行研究。圖4為發(fā)動機在100%節(jié)氣門開度和50%節(jié)氣門開度下的仿真與試驗的功率輸出，試驗與仿真結(jié)果接近，誤差在5%之內(nèi)，由此驗證搭建的一維仿真模型在節(jié)氣門為50%的工況下可以正確預(yù)測發(fā)動機的實際工作情況。

圖4 仿真與試驗的功率輸出

本文研究的燃燒系統(tǒng)為發(fā)動機的掃氣道、排氣道、氣缸及燃燒室，利用AVL Fire軟件將其殼體模型進行網(wǎng)格劃分，進行三維數(shù)值模擬。湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型，燃燒模型選擇ECFM模型，爆震模型選擇AnB模型，作為三維數(shù)值模擬的模型(圖5)。

圖5 三維網(wǎng)格模型示意圖

通過臺架試驗及一維性能仿真模型計算得到了轉(zhuǎn)速為4 500 r/min、節(jié)氣門開度為50%工況下的邊界條件，如表3所示，掃氣道壓力曲線如圖6所示。

表3 邊界條件值

圖6 掃氣道壓力曲線

在轉(zhuǎn)速為4 500 r/min及節(jié)氣門開度為50%工況下，利用臺架試驗所得到的缸內(nèi)燃燒的壓力與三維仿真所得到的缸內(nèi)燃燒壓力如圖7、8所示，可以分析得出，在此工況下，趨勢基本吻合，在壓力峰值處存在著較小的差異，最大誤差為4.1%，以此驗證了三維仿真模型的正確性。仿真計算所得到的爆震開始時刻與試驗值誤差在1°CA內(nèi)，且爆震強度最大時刻仿真值與試驗值誤差在2°CA之內(nèi)，最大誤差10%以內(nèi)，驗證了爆震預(yù)測模型。

圖7 三維燃燒模型缸內(nèi)燃燒壓力曲線

圖8 三維爆震模型曲軸轉(zhuǎn)角

2 點火提前角對爆震燃燒的影響

2.1 點火提前角對爆震燃燒的仿真分析

對于L275E發(fā)動機，在進行燃用煤油標(biāo)定的情況下，轉(zhuǎn)速在4 500 r/min、節(jié)氣門開度為50%附近的工況點下易發(fā)生爆震，數(shù)值模擬工況參數(shù)如表4所示。

表4 數(shù)值模擬工況參數(shù)

圖9分析了在不同點火提前角下的缸內(nèi)爆震燃燒速率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化分布情況；圖10分析了不同點火提前角下的缸內(nèi)爆震燃燒反應(yīng)速率峰值的變化情況。結(jié)合圖9、10分析可以得出，隨著點火提前角的增大，爆震燃燒出現(xiàn)的時刻不斷提前，且爆震燃燒反應(yīng)速率峰值不斷增大，是由于點火提前角的不斷增大，使得燃燒的瞬時反應(yīng)速率不斷增大，導(dǎo)致短時間內(nèi)缸內(nèi)局部區(qū)域壓力、溫度較高，使得未燃混合氣受到擠壓的作用增強，減小了自燃反應(yīng)的滯燃期，爆震燃燒更加劇烈。在定點火提前角的情況下，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化，爆震燃燒的強度呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，并且爆震燃燒的區(qū)域也呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。

圖9 爆震燃燒速率云圖

圖10 爆震燃燒反應(yīng)速率

圖11分析了在點火提前角為34° BTDC時，不同曲軸轉(zhuǎn)角下缸內(nèi)壓力的分布情況?？梢苑治龅贸?，曲軸轉(zhuǎn)角從8° CA～28° CA的過程中，缸內(nèi)壓力分布情況與火焰面密度的分布情況大致一樣，這是由于混合氣經(jīng)過燃燒，在火焰面密度較大的地方，反應(yīng)較為劇烈，形成高溫高壓的區(qū)域。

在曲軸轉(zhuǎn)角為12° CA時，缸壁附近出現(xiàn)了缸內(nèi)壓力的最高點，且壓力集中在缸壁附近，遠離了正?；鹧婷?，說明在缸壁附近發(fā)生了爆震現(xiàn)象。從曲軸轉(zhuǎn)角12° CA～16° CA可以分析得出，缸內(nèi)最大壓力點的位置隨著曲軸轉(zhuǎn)角的改變而改變，前述分析得出在12° CA時發(fā)生了爆震情況，并在16° CA時，缸內(nèi)壓力的最高點出現(xiàn)在了另外的位置，在這個新的位置發(fā)生了爆震，是由于之前爆震燃燒的燃料逐漸被消耗并趨于穩(wěn)定，新的爆震位置處的爆發(fā)壓力變成了缸內(nèi)峰值壓力，缸內(nèi)最大壓力點的改變是缸內(nèi)爆震位置的改變，這個現(xiàn)象說明在發(fā)生爆震燃燒的時刻，爆震燃燒出現(xiàn)在遠離火花塞的壁面位置，在不同時刻缸內(nèi)爆震燃燒最強烈的位置會改變，說明了爆震發(fā)生時缸內(nèi)壓力振蕩的原因所在。

圖11 30°BTDC時缸內(nèi)壓力分布云圖

2.2 點火提前角對爆震燃燒的試驗分析

為了將試驗采集的數(shù)據(jù)反饋出發(fā)動機的爆震狀態(tài)，定義MAPO為缸內(nèi)壓力最大波動值，其計算表達式為：

(1)

定義爆震強度KI為連續(xù)50個爆震循環(huán)的MAPO的平均值，其計算表達式為：

(2)

通過改變點火提前角分析其對發(fā)動機功率、油耗、排氣溫度及缸頭溫度的影響，點火提前角過大容易產(chǎn)生爆震，而點火提前角過小，會造成失火，嚴(yán)重甚至引起后燃。試驗選擇的工況參數(shù)如表5所示。

表5 點火提前角試驗工況參數(shù)

圖12為不同點火提前角下的缸壓變化曲線(-40° CA～100° CA)，隨著點火提前角的不斷增大，缸壓峰值不斷增大且出現(xiàn)的時刻不斷提前。在點火提前角為36° BTDC時，缸壓峰值出附近出現(xiàn)不規(guī)則的鋸齒波，并且伴隨著強烈的敲缸聲，發(fā)動機發(fā)生了嚴(yán)重爆震；在點火提前角為34° BTDC時，發(fā)動機出現(xiàn)了輕微爆震，缸壓峰值達4.1 MPa；在點火提前角為32° BTDC時，發(fā)動機沒有爆震傾向，缸壓峰值達到3.6 MPa；在點火提前角為30° BTDC時，缸壓峰值明顯降低，且燃燒持續(xù)期拉長，有后燃傾向。

圖12 不同點火提前角下的缸壓變化曲線

由圖13分析可得，隨著點火提前角的不斷增大，爆震強度逐漸增大，當(dāng)點火提前角從34° BTDC繼續(xù)增大時，爆震強度增長率急劇增大，發(fā)動機運行狀態(tài)惡化；MAPO-COV為MAPO的標(biāo)準(zhǔn)差與平均值之比，在點火提前角為36° BTDC的工況下，其COV值達到了40.6%，說明嚴(yán)重爆震時各循環(huán)之間的缸壓變化值較大，波動明顯；而在爆震強度較低的工況下，其COV值較大，是由于MAPO的平均值較小且接近于0，所以較小的波動也會造成COV值較大。推遲點火提前角，會使得燃燒相位推遲，造成排氣管溫度與壓力波動，影響缸內(nèi)壓力，出現(xiàn)動蕩。

圖13 不同點火提前角下的爆震強度

圖14為不同點火提前角下的功率和油耗量變化曲線，隨著點火提前角的不斷增大，功率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，而燃油消耗量則呈現(xiàn)相反的趨勢。在點火提前角為34° BTDC時，功率達到最大值7.1 kW，燃油消耗率為611.5 g/(kW·h)。結(jié)合圖9，由于在34° BTDC時，發(fā)動機發(fā)生了輕微的爆震，隨著點火提前角繼續(xù)增大，爆震越來越嚴(yán)重，壓縮負功增大及散熱損失增加，導(dǎo)致輸出功率降低，油耗量增大。相對于點火提前角在不發(fā)生爆震的32° BTDC時刻，34° BTDC時的功率提高了10.9%。而點火提前角在發(fā)生嚴(yán)重爆震的36° BTDC時刻，功率相比于34° BTDC時降低了28.2%。發(fā)生輕微爆震時，發(fā)動機動力性和經(jīng)濟性較好。

圖14 不同點火提前角下的發(fā)動機性能變化曲線

圖15為不同點火提前角下的缸頭溫度和排氣溫度變化曲線，隨著點火提前角的不斷增大，排氣溫度不斷降低，缸頭溫度不斷升高。在點火提前角為32° BTDC時，排氣溫度達到913 K，接近排氣溫度上限值923 K，當(dāng)點火提前角繼續(xù)減小時，排氣溫度在30° BTDC時達931 K，過高的排氣溫度會損壞發(fā)動機。在點火提前角從34° BTDC變化至36° BTDC 時，缸頭溫度增大的變化率明顯加大，排氣溫度出現(xiàn)驟降，原因是爆震越來越嚴(yán)重，工作循環(huán)放熱提前并且放熱率急劇增加，導(dǎo)致滯燃期溫度下降較快。

圖15 點火提前角對排氣溫度、缸頭溫度的變化曲線

3 點火能量對爆震燃燒的試驗分析

點火能量對初始火核質(zhì)量和火核發(fā)展的火焰?zhèn)鞑ニ俣绕鹬匾淖饔?，進而對煤油燃燒產(chǎn)生影響。而充磁脈寬根本上決定了點火能量的大小，單個火花塞的點火能量的數(shù)學(xué)表達式為：

(3)

(4)

式中：E為點火能量；η為點火線圈能量轉(zhuǎn)換效率；Lp為初級線圈電感；Ip為初級線圈的充電電流；Up為蓄電池電壓；τ為時間常數(shù)；t為ECU的充磁時間；Rp為初級線圈電阻；If為飽和電流。

試驗研究對象發(fā)動機為單火花塞點火方式，當(dāng)充磁時間為5.4 ms時達到飽和電流，此時點火能量為54.9 mJ，分別改變充磁時間為1.6、2.8、4.0、5.2、5.4 ms，試驗選擇的工況參數(shù)如表6所示。

表6 點火能量試驗工況參數(shù)

圖16為不同點火能量下的缸壓變化曲線(曲軸轉(zhuǎn)角-40° CA～100° CA)，點火能量由11.17 mJ增大至26.35 mJ時，缸壓峰值變大，這是由于點火能量過小，影響了初始火核大小，使火焰?zhèn)鞑ニ俾式档?，所以缸?nèi)壓力相對較低；而繼續(xù)增大點火能量，對缸內(nèi)壓力峰值變化不大。

圖16 不同點火能量下的缸壓變化曲線

圖17為不同點火能量下爆震強度和MAPO-COV值，隨著點火能量的不斷增大，爆震強度不斷增大，當(dāng)點火能量達到39.49 mJ時，繼續(xù)增大點火能量對爆震強度影響不大；而MAPO-COV值隨著點火能量逐漸減小，說明在較大的爆震強度下，MAPO的波動較小，趨近于平穩(wěn)。

圖17 不同點火能量下的爆震強度和MAPO-COV值

圖18為不同點火能量時的功率，隨著點火能量的增大，功率先增大后減小，當(dāng)點火能量為39.49 mJ(充磁時間為4 ms)時，功率達到最大值7.3 kW。在點火能量為26.35 mJ時，出現(xiàn)輕微爆震，隨著點火能量的加大，功率先增大后減小。說明在點火提前角一定，較大爆震強度的點火能量工況下，存在較佳的發(fā)動機功率點。

圖18 不同點火能量時的功率

圖19為缸頭溫度和排氣溫度同點火能量的關(guān)系，排氣溫度隨著點火能量的增大先增大后減小。在點火能量為26.35 mJ時出現(xiàn)輕微爆震，隨著點火能量的繼續(xù)加大，排氣溫度減小,但是結(jié)合圖17、18，功率出現(xiàn)一段增加段，且爆震強度增幅較小，說明輕微的爆震有利于動力性的增加，排氣溫度同時降低，可以保護發(fā)動機，有利于更大負荷工況的運行。所以，適當(dāng)增大點火能量可以使煤油機運行更加穩(wěn)定，同時參數(shù)可調(diào)控范圍較小，具有局限性。

圖19 缸頭溫度和排氣溫度同點火能量的關(guān)系

4 結(jié)論

1) 發(fā)生爆震燃燒的時刻，爆震燃燒出現(xiàn)在遠離火花塞的壁面位置，在不同時刻缸內(nèi)爆震燃燒最強烈的位置會改變。隨著點火提前角的增大，爆震燃燒出現(xiàn)的時刻不斷提前，且爆震燃燒反應(yīng)速率峰值不斷增大。在點火提前角為34° BTDC時，爆震反應(yīng)速率峰值達12.35 J/s。

2) 點火提前角為34° BTDC時，出現(xiàn)輕微爆震，缸壓峰值為3.6 MPa，此時功率達到最大值7.1 kW，燃油消耗量為611.5 g/(kW·h)，功率相比于32° BTDC時提高了10.9%，說明發(fā)生輕微爆震時有利于動力性和經(jīng)濟性。推遲點火提前角可以抑制爆震，但是會以排氣溫度的升高為代價。

3) 當(dāng)點火能量為39.49 mJ時，功率達到最大值7.3 kW，發(fā)動機動力性最好，增大點火能量雖然使得爆震強度越來越大，但是整體增幅較小，有利于提高動力性，降低排氣溫度，有利于發(fā)動機運行更大負荷工況，但參數(shù)調(diào)控范圍較小，具有局限性。