气门升程对可控自燃汽油机混合及着火过程的影响研究

第26卷(2008) 第5期

内 燃 机 学 报T ransactions of CS I CE

V o. l 26(2008) N o . 5

文章编号:1000 0909(2008) 05 0392 07

26 064

*

气门升程对可控自燃汽油机混合及着火过程的影响研究

秦 静, 谢 辉, 赵 华

1

1

1, 2

(1. 天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室, 天津300072; 2. 布鲁耐尔大学工程设计学院, 伦敦乌克斯桥UB83PH )

摘要:利用可变气门机构可以将燃烧废气保留在缸内, 从而实现稳定的汽油机可控自燃燃烧。利用K I VA 软件研究了相同发动机转速和气门定时下, 不同气门升程下的缸内混合及着火过程。研究结果表明, 大气门升程下的进气射流速度和湍动能较高, 缸内废气和温度分布更加均匀。在进气及压缩过程初期, 缸内温度分布与废气分布一致, 但在接近上止点处时, 受混合气低温自燃放热的影响, 温度分布与废气分布的相关度降低。着火前缸内高温区域主要分布在燃烧室中心, 大气门升程下的高温区域多, 更有利于着火和燃烧过程。关键词:可控自燃; 汽油机; 气门升程; 混合过程; 着火过程中图分类号:TK 411. 2 文献标志码:A

Study on theM ixing and Ignition Process of a Controlled Auto Ignition

Co mbustion Gasoline Engi n e with Various Valve L ifts

QIN Jing , X I E Hui , ZHAO H ua

1

1

1, 2

(1. S tate K ey L aboratory of Eng i nes , T ianji n U n i versity , T ianji n 300072, Ch i na ;

2. Schoo l o f Eng ineer i ng and D esi gn , B rune lU n i versity , W est London , U xbr i dge U B83PH, U nited K i ngdo m )

Abstract :Stably controlled auto ignit i on co mbust i on (CA I) i n gasoline engi ne can be achieved by trap p i ng the hot burnt gases i n t he cyli nder w ith vari able val ve actuati ng syste m. The m ixing and i gniti on process of CA I co mbusti on w ith various valve lifts at the sa m e eng i ne speed a nd valve tm i i ngsw ere studied using the K I VA soft ware . The results sho w that the i ntake jet flo w rate and tur bulent ki net i c e nergy are h i gher w ith h i gh valve liftswh ic h result i n high ho mogeneity i n m ixture and te mperature . During t he i ntake and earl y co m pressi on str oke , the te mperat ure d i stri buti on is consiste nt w ith the resi dual gas distri buti on . Ho w ever , appr oaching the TDC , the c orrelation bet w een the loca l resi dual gas a nd te mperat ure beco m es w eaker , and this can be explained by t he effects of heat release of m i x t ure auto i gn ition at l o w te mpera ture . H igh te mperature reg i ons m ai nly concentrates on the center of co mbust i on cha m ber before i gniti on and more h i gh te mperat ure re g i ons are appeared at high val ve lifts , wh i ch i sm ore be nefici a l to the i gniti on and c o mbusti on process .

K ey words :CA I ; G asoli ne e ng i ne ; V al ve lift ; M i x i ng process ; Ignit i on process

引言

汽油机可控自燃燃烧为满足未来超低排放、甚至零排放内燃机提供了一种新型燃烧方式。汽油机燃料挥发性好, 易形成均质混合气, 但其缺点是着火温度高, 不易压燃, 通过进气加热或缸内残余废气提高缸内

混合气温度是汽油机实现可控自燃燃烧的主要途径。其中, 再循环废气不仅能提供汽油燃料自燃所需能量, 更能起到稀释混合气, 减缓燃烧速度的作用

[1 2]

气门机构能够通过调节气门运动特性来控制进排气过程, 从而有效管理再循环燃烧热废气量及其流动特性, 是实现和控制汽油机可控自燃燃烧切实可行的手段。 最近人们发现, 尽管化学动力学对可控自燃燃烧起重要作用, 但是混合过程对可控自燃燃烧仍有重要的影响。Zhao , Thirouard 及Kum ano 等人分别利用光学发动机研究了可控自燃发动机缸内不均匀性, 结果都表明缸内混合气存在着一定程度上的不均匀性且充量成份和温度的不均匀性与着火燃烧过程之间存

[3]

[4]

[5]

。可变

* 收稿日期:2008 04 19; 修回日期:2008 07 09。

基金项目:国家自然科学基金重点项目(50636040); 国家重点基础研究发展规划项目(2007CB210004); 中国博士后科学基金([1**********]) 。 , E m l q i n ji ng @edu. cn 。

2008年9月 秦 静等:气门升程对可控自燃汽油机混合及着火过程的影响研究 393

在着明显的相关性。因而, 通过控制充量成份和温度的不均匀性, 有可能实现对着火燃烧过程的有效控制。气门参数的改变必然直接影响到进、排气过程中气体的流动特性, 进而影响新鲜充量与缸内残余废气的混和过程, 是汽油机可控自燃燃烧控制的研究重点之一。 近些年来, 随着计算机技术的迅速发展, 发动机缸内工作过程三维模拟研究在理解缸内混合气混合、传热传质及燃烧过程方面起了很大的辅助作用, 有助于设计、优化发动机结构和合理有效控制发动机工作过程。通过多循环CFD 模拟, 研究了不同气门参数下缸内废气与新鲜充量的混合过程, 探寻通过气门运动管理实现再循环废气与燃空混合气之间合理掺混的控制方法, 以实现发动机的高效低污染燃烧。

CO 、C O 2和H 2O 。1. 2 燃烧模型

She ll 模型用于模拟低温自燃燃烧过程, 而高温燃

[8]

烧过程使用特征时间燃烧模型, 一旦某网格内温度高于1100K, 该网格内将使用高温燃烧模型进行计算。特征时间燃烧模型中的特征时间, 即达到当地热平衡所需的时间为 c = l +f t

(2)

式中: c 为特征时间; l 为层流动力学时间; t 为湍流混合时间; f 为湍流混合延迟系数。层流动力学时间用Kuo 等人提出的模型计算, 湍流混合时间用湍流模型中的 来计算, 则 l =

A 1Tp

-(1+2! )

[9]

exp

Eg (∀)T

1 模型简介

模拟采用了较为适合描述内燃机高压缩、强瞬变流动特性的RNG 湍流模型, 自燃模型和燃烧模型分别采用了改进的shell 模型和特征时间燃烧模型。1. 1 自燃模型

基于退化分枝链锁反应机理的8步shell 模型原本用于预测汽油机敲缸研究

[6]

C f

(3)

t =C 2 /

其中, ! =-0. 16+0. 22(∀-1) g (∀) =1+B 1|∀-1. 15|

式中:T 、p 、∀分别为温度、压力和混合气当量比; A 1、B 1、E 、C 2为燃烧模型系数。

本文中为考虑废气对层流动力时间的影响, 对C f 进行了如下校正, 则 C f =7. 99e

-11. 92R !

, 目前已经被成功扩展

用于碳氢燃料的自燃过程的预测。原有的shell 模型

分为链触发、链传播、链分枝及链终止等4个部分, 8步化学动力学反应, 即 C n H 2m +O 2R

*

f 1K p

K q

(R! >0. 3) (4)

式中:R ! 为当地残余废气质量分数, 定义为当地C O 2

浓度与最终CO 2浓度之比。1. 3 汽油机网格模型及计算条件

汽油机模型为Ford1. 7L 汽油机, 基本参数如表1所示, 发动机模型包含60000个网格, 考虑到计算时间和计算精度, 网格尺寸取为2mm 左右, 发动机计算网格模型如图1所示。本文研究目的在于研究缸内混合及燃烧过程, 因而将进气道内混合气浓度设置为当量空燃比, 即进入缸内的新鲜充量为∀=1的混和气。

[10]

K ong 等人通过敏感性分析发现, 引发支链反应的Q 物质很重要, 是影响滞燃期的关键物质, 需要根据燃料特性对she ll 模型中的参数进行匹配标定。与柴油机典型的两阶段燃烧放热规律不同, 汽油机可控自燃燃烧单阶段放热明显, 因而分别对系数f 1和f 4都进行了适当调整。

汽油机可控自燃燃烧需要将热燃烧废气直接留在缸内作为加热源和稀释剂, 因而换气过程将直接影响整个发动机缸内的混合和燃烧过程, 需要详加研究。此外, 由于上一循环的燃烧废气量及其温度会影响下一发动机工作循环, 是基于循环控制的燃烧过程, 因而只计算1个工作循环难以准确描述实际发动机的工作过程。

2R , R

**

K p

R +P +热量,

K b

*

+B

*

f 4K p

*

R 2R

*

R +Q, R +Q , 2R

*

K t

**

f 2K p

R +B , B

*

R

*

f 3K p

*

其中, C n H 2m 为碳氢燃料; R 为燃烧中产生的自由基; B 是支链产物; Q 是活性中间产物; P 是燃烧产物, 包含给定比例的CO 、CO 2和H 2O; K q 、K p 、f 1K p 、f 4K p 、f 2K p 、K b 、f 3K p 、K t 为化学反应速率系数。为使shell 模型更具有通用性和鲁棒性, Kong 等人在原有模型的基础上依照质量守恒将链传播反应合为一个主要的传播反应, 并假设此反应为放热的唯一过程。考虑到放

热过程中的能量守恒, 根据下式计算放热量, 则 Q =

[7]

m h

i

f, i

-

m h

j

f, j

(1)

式中:Q 为化学反应放热; m 为物质的转化率; h f 为化学生成热; i 为生成物种类; j 为反应物种类。 此外, 原有she ll 模型中认为活性物质R 在两个链终止反应中转变成了惰性产物, 而终止链锁反应, 而R , *

*

394

表1 汽油机基本参数

内 燃 机 学 报 第26卷第5期

定时和升程下缸内混合及燃烧过程。

8083. 510. 3∀113330262. 52120110

Tab . 1 Para m eters of gasoli n e engine

缸径/mm行程/mm压缩比连杆长度/mm进气门直径/mm排气门直径/mm进气门升程/mm排气门升程/mm进气门开启持续期/#CA 排气门开启持续期/#CA

图2 试验与模拟压力及放热率对比F i g . 2 Co mparis on of exp eri m ental and m od eled

press u re and h eat release rate

2 结果与讨论

2. 1 缸内混合过程分析

保持进/排气门开启持续期为120#CA 和110#C A 不变, 将进/排气门升程分别改为2mm /1.6mm 和1. 5

mm /1. 2mm, 考察相同进/排气门定时下, 不同气门升

图1 4气门发动机网格模型Fig . 1 Engine gr i d sm od el w ith 4valves

程下缸内混合气运动和混合过程。图3~图5分别显示了排气上止点后130#CA (进气过程) 、240#C A (压缩过程) 及350#C A (着火前) 这3个曲轴转角下的缸内流速、废气分布及温度分布情况, 以考查进气过程、压缩过程及着火前缸内流场及浓度场的变化过程。 缸内流场特性直接影响着混合过程, 因而首先考察了不同气门升程下的缸内流场特性。由图3可以看出, 在进气过程中, 新鲜充量沿气门两侧进入缸内, 在缸内形成滚流, 缸内热废气在此滚流作用下与新鲜进气迅速混合。图6和图7显示了缸内湍动能和滚流的发展变化历程, 分别从气流小尺度运动和大尺度运动的角度对缸内流动特性进行分析。可以看出, 进气门打开后, 进气射流通过气门时产生剪切层, 缸内湍动能增加。在进气冲程中期, 即进气速度最大时, 缸内湍动能达到最大值。随着平均流速的减少, 湍流开始衰减, 湍动能减少。虽然在压缩冲程中上行活塞产生的正应力及缸壁剪切力对湍流有所贡献, 但整体效果是湍流持续衰减。大气门升程下的进气流速较高, 速度梯度大, 因而其湍动能较大。计算发现, 涡流及围绕x 轴的缸内滚流比较小, 因而本文只考虑了围绕y 轴的滚流, 如图7所示。滚流比变化趋势基本与湍动能一致。但在压缩过程中, 滚流吸收了一部分活塞动能, 因而在上行活塞速度达到最大时, 出现了第2个滚流比峰值。

本研究利用K I V A 进行多循环模拟计算, 即连续计算多个发动机工作循环, 以提供可靠的发动机计算初始条件和边界条件, 如保留在缸内热废气状态、进排气道内的初始压力、温度及气体成分等。连续计算多个循环后, 缸内压力及温度将趋于稳定, 计算收敛, 从而减少了因初始条件和边界条件带来的计算误差, 与实际发动机工作状态更为贴近。

与试验过程相似, 为得到热燃烧废气, 第1个计算循环采用火花点火方式起动, 并在第2个循环切换为可控自燃燃烧方式, 利用自行改进的燃烧模型对发动机工作过程进行模拟, 一般在计算5~6个循环后, 上止点处缸内温度基本达到稳定, 前后两循环计算结果误差小于1%, 此时认为计算结果收敛。

图2显示了进气门开启时刻(I ntake Va l v e Open , I V O) 和排气门关闭时刻(Exhaust V alve C lose , E VC ) 分别为排气上止点后88#CA ATDC 和排气上止点前75#CA BTDC 时试验与模拟缸内压力和放热率对比, 图中, 燃烧上止点记为TDC 。其中, 最大峰值压力相差0. 14MPa , 着火时刻相差0. 1#CA, 净平均指示压力

2008年9月 秦 静等:气门升程对可控自燃汽油机混合及着火过程的影响研究 395

图3 130#CA 时缸内废气、温度分布及流速

F i g . 3 Th e residual fract i on and te m perature d istr i bu tions and flo w vec tors at 130#

CA

图4 240#CA 时缸内废气、温度分布及流速

F i g . 4 Th e residual fract i on and te m perature d istr i bu tions and flo w vec tors at 240#CA

缸内流动特性直接影响着混合过程。由于进气从两侧进入, 因而两侧废气首先与新鲜气混合, 而气门底

部的废气率(fracti o n of resi d ua l gas , f r g ) 最高。图3表明, 随着气门升程的增加, 进气速度加快, 湍动能增加, 缸内废气与新鲜充量的混合更加充分, 相同曲轴转角时, 缸内残余废气率分布更加均匀。在压缩过程中, 随

着活塞的上移, 新鲜充量进一步与废气混合, 气门底部的热废气也得以稀释, 缸内已不存在高浓度废气区, 大

多数网格内的废气率在30%~43%。图5显示在接近压缩上止点时, 缸内混和气已经基本达到均匀, 大部分废气率在35%左右。

396 内 燃 机 学 报 第26卷第5期

图5 350#CA 时缸内废气、温度分布及流速

F i g . 5 Th e residual fract i on and te m perature d istr i bu tions and flo w vec tors at 350#

CA

点多, 这是由于大升程气门新鲜充量多, 放热速度快。 图8显示了340#CA 时缸内各网格内温度和残余废气率。大部分网格内的温度在840~960K, 缸内废气率基本分布在30%~40%, 属于大负荷工况区。利用标准偏差S 来评价温度和废气的不均匀程度, 即 S =

2

(Xi -X ) -1i=1

(5)

式中:n 为缸体的网格个数; X i 代表网格内的残余废气率与温度比值, X 为平均残余废气率与温度比值。

图6 不同气门升程时缸内湍动能

Fig . 6 Turbu lent k inetic energy w ith var i ous va l ve

lifts

从小气门升程到大气门升程缸内残余废气率不均匀度分别为1. 292%、1. 291%和1. 167%。温度不均匀度为28. 79K, 27. 71K 及25. 79K 。可以看出, 大升

程气门的均匀混合程度稍好, 但基本上气门升程对压缩终了时的缸内不均匀程度影响不大。这是由于该计算工况下, 缸内残余废气少, 缸内压力低, 进气流速及湍动能大, 加上有足够多的新鲜进气, 因而能很好地稀释缸内少量废气, 从而使得各升程在压缩终了时的均匀程度相差不大。

图7 不同气门升程时缸内滚流比

F i g . 7 Tumb le ratio about y axis w ith various valve lif ts

由温度等高图可以看出, 残余废气浓度高的地方局部温度也比较高。在进气过程中, 由于热残余废气没有与新鲜充量混合完全, 因而有着最大的浓度梯度和温度梯度, 最大温差可达530K 。随着混合过程的进行, 缸内温度趋于平均, 温差逐渐缩小, 直至上止点前10#CA 时最大温差缩小为30K 左右。此时缸内局部温度已超过1000K, 部分混合气开始自燃, 温度分布不再单纯依赖于废气分布, 燃料放热促使局部温度

图8 340#CA 时缸内温度及废气率Fig . 8 T e mp eratures and resi dual gas fraction s

er

2. 2 着火过程分析

图9~图11分别给出了不同升程气门下的温度历程。可以看出, 3种计算条件下的热点均出现在燃烧室中部, 且大升程气门缸内局部高温区域多。对比图5可知, 在接近上止点时, 缸内温度除受热废气分布影响外, 还与低温下的自燃放热有关。大升程气门下的缸内废气率低, 因而一旦自燃开始, 放热速率及放热量都要偏高于小升程气门, 从而进一步促进缸内热点

的增加和温度的提高, 有利于燃烧过程的进行。3种气门升程下的放热率及压力升高率如图12所示, 燃烧掉10%燃料对应的曲轴转角#A 、359#10分别为361#C

CA 和356#C A, 显然, 大升程气门的着火时刻最早, 放热速度最快。试验中发现, 当发动机压升率达到0. 5M Pa /#CA 时, 发动机工作粗暴, 而图12中最小的压力升高率也已达0. 68MPa /#C A, 位于此发动机爆震工作

边界处。

图9 气门升程1. 5mm /1. 2mm 温度历程

F i g . 9 T e m peratu re h istory w ith 1. 5mm /1. 2mm valve

lift

图10 气门升程2. 0mm /1. 6mm 温度历程

F i g . 10 T e m perature h istory w ith 2. 0mm /1. 6mm va l ve

lift

图11 气门升程2. 5mm /2. 0mm 温度历程

F i g . 11 T e m perature h istory w ith 2. 5mm /2. 0mm va l ve lift

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Investi gation of M ixture

Qua lity Effect on CA I Combustion[C].SAE P aper 2005 01

S A E Paper

虽然可控自燃燃烧是多点同时着火, 但图9~图11表明由于缸内混合气的浓度及温度分层, 并非所有混合气在同一时刻开始燃烧, 而是燃烧室中部热点区

开始放热, 随着缸内温度和压力的升高, 其他区域的混合气才开始燃烧放热。从图中可以发现进气门端燃烧室边缘存在高温放热区, 这可能是由于此工况为爆震工况, 缸内压力和温度升高迅速致使边界处混合气自燃。另外, 计算发现此时燃烧室边缘处的混合气当量空燃比相对于整个燃烧室较稀(∀大约为1. 17), 可能更容易着火。

3 结 论

(1) 大气门升程下的进气速度梯度大, 进气流速较高, 湍动能增加, 缸内废气与新鲜充量的混合更加充分, 相同曲轴转角时, 缸内残余废气率分布更加均匀。

(2) 在进气及压缩过程初期, 缸内温度分布与废气分布一致, 两者关联度较高。但在接近上止点处时, 受混合气低温自燃放热的影响, 温度分布与废气分布的相关度降低。

(3) 大气门升程有着较大的负荷, 混合气热点温度高, 更有利于着火和燃烧过程。