劉亞奇， 劉剛， 高定偉， 李春芳， 李東輝

(1. 長城汽車股份有限公司技術(shù)中心， 河北 保定 071000； 2. 河北省汽車工程技術(shù)研究中心， 河北 保定 071000)

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換氣與壓縮過程對汽油機燃燒特性的影響研究

劉亞奇1,2， 劉剛1,2， 高定偉1,2， 李春芳1,2， 李東輝1,2

(1. 長城汽車股份有限公司技術(shù)中心， 河北 保定 071000； 2. 河北省汽車工程技術(shù)研究中心， 河北 保定 071000)

針對增壓氣道噴射汽油機進行了發(fā)動機換氣與壓縮過程對燃燒特性的影響研究，對比了兩種狀態(tài)下的氣門升程與配氣正時，基于發(fā)動機試驗臺架測試數(shù)據(jù)，重點分析了發(fā)動機動力性、經(jīng)濟性和燃燒特性。試驗數(shù)據(jù)表明了配氣相位的改變對燃燒有較大的影響，可使燃燒效率大幅度提高，爆震傾向減小。同時基于AVL-fire軟件進行發(fā)動機進氣與壓縮過程三維CFD分析，分析結(jié)果表明：對燃燒特性的影響不能僅靠瞬態(tài)滾流比和缸內(nèi)平均湍動能進行判斷，真正影響燃燒的是火花塞附近湍動能的變化，即發(fā)動機換氣與壓縮過程對燃燒特性的影響來自壓縮上止點火花塞附近的湍動能。

渦輪增壓； 汽油機； 配氣正時； 燃燒過程； 瞬時滾流比； 湍動能

能源短缺與環(huán)境污染是21世紀汽車工業(yè)面臨的主要問題[1-2]，在發(fā)動機不斷集成化、小型化提高功率密度的同時，如何有效提高發(fā)動機燃燒效率是值得關(guān)注的焦點之一。針對發(fā)動機燃燒效率提高的研究，往往將精力放在氣道與燃燒室的設(shè)計過程中，大部分學(xué)者對發(fā)動機換氣的研究與泵氣損失聯(lián)系在一起[3]，盡管缸內(nèi)瞬時氣流溫度可以與CFD作對應(yīng)比較[4]，卻忽略了換氣過程與氣體壓縮過程共同對燃燒特性的影響。本研究針對增壓氣道噴射發(fā)動機的換氣與氣體壓縮過程，通過研究發(fā)動機燃燒過程試驗數(shù)據(jù)，引入缸內(nèi)瞬態(tài)氣體流動的CFD分析[5-8]，找出換氣與氣體壓縮過程對燃燒的影響關(guān)系，為氣門升程的優(yōu)化設(shè)計提供依據(jù)。

1 試驗設(shè)備及熱力學(xué)測試內(nèi)容

試驗系統(tǒng)見圖1。試驗系統(tǒng)主要包括AVL電渦流測功機、IndiModul 621燃燒分析儀、AVL 439煙度計、HORIBA排放分析儀、增壓中冷發(fā)動機和電控系統(tǒng)等。主要測試數(shù)據(jù)包括發(fā)動機性能和燃燒數(shù)據(jù)、中冷前后溫度和壓力、渦輪機前后溫度和壓力、三元催化器溫度等。

研究采用1.5 L渦輪增壓氣道噴射汽油發(fā)動機，該款汽油機的主要技術(shù)規(guī)格見表1。該款發(fā)動機具有較高的標定功率和低速扭矩，較好的燃油經(jīng)濟性以及本體緊湊、強度高等特點。為了達到高性能設(shè)計目標，降低燃油消耗，發(fā)動機采用了進氣VVT。

表1 發(fā)動機主要技術(shù)規(guī)格

2 試驗結(jié)果與數(shù)據(jù)分析

本研究的換氣過程變化主要由兩種狀態(tài)的氣門升程曲線和配氣相位改變來確定[9]，其氣門升程與配氣相位的關(guān)系見圖2。由圖可知：狀態(tài)2的方案無論進氣還是排氣，其開啟持續(xù)期與最大氣門升程均大于狀態(tài)1；狀態(tài)1的進排氣重疊期小于狀態(tài)2的重疊期。

依據(jù)以上兩種狀態(tài)的配氣方案，試驗過程中對兩種狀態(tài)的進氣氣門開啟角與關(guān)閉角進行對比，結(jié)果見表2，表中數(shù)據(jù)為狀態(tài)2與狀態(tài)1試驗結(jié)果的差值。分析整體變化趨勢，狀態(tài)2進氣關(guān)閉均滯后，

在2 000 r/min時滯后角最大，滯后38°曲軸轉(zhuǎn)角；在1 500 r/min與5 600 r/min時，狀態(tài)1進氣開啟比狀態(tài)2提前7°曲軸轉(zhuǎn)角。分析進氣持續(xù)期的改變量可知，狀態(tài)2持續(xù)期比狀態(tài)1持續(xù)期長30°曲軸轉(zhuǎn)角，原因是兩種狀態(tài)的氣門升程曲線不變，故各轉(zhuǎn)速的氣門開啟持續(xù)期差值不變。本研究通過氣門升程曲線與配氣相位的改變，對各個轉(zhuǎn)速進行熱力學(xué)開發(fā)試驗，并進行試驗結(jié)果分析。

氣門升程與配氣相位不一致，導(dǎo)致?lián)Q氣過程存在較大的差別，故對兩種狀態(tài)下發(fā)動機扭矩、燃油消耗率、點火角、θCA50(已燃50%對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)、特殊轉(zhuǎn)速放熱規(guī)律等進行分析。如圖3所示，對狀態(tài)1與狀態(tài)2的扭矩作差值對比，由扭矩變化率可知，狀態(tài)2在低速時動力性有下降趨勢，最大下降20%。由圖4所示的進氣量變化規(guī)律可知，由于氣門升程與配氣相位的改變，狀態(tài)2在低速的進氣量明顯小于狀態(tài)1，對應(yīng)進氣量下降了25%，發(fā)動機低速進氣量的改變直接決定了動力性能的下降。進一步分析扭矩與進氣量的變化規(guī)律，狀態(tài)2在中高速時扭矩均有所升高，但此時進氣量均有減小的趨勢，這主要是因為狀態(tài)2燃燒過程變好所致，該燃燒變化在圖5和圖6中均有所反映。

表2 發(fā)動機不同配氣狀態(tài)下氣門開啟、關(guān)閉改變量

如圖5所示，在整個轉(zhuǎn)速變化范圍內(nèi)狀態(tài)2燃油消耗均有降低的趨勢，最大降低18%。燃油消耗變化的原因，一方面是因為燃燒變化(如圖7所示的已燃50%質(zhì)量分數(shù)對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角整體提前)導(dǎo)致熱效率升高，另一方面是因為在中高速時燃燒效率的變化導(dǎo)致排溫降低，不需要加濃燃油混合氣[10]。如圖6所示，整個轉(zhuǎn)速范圍發(fā)動機點火角均有提前的趨勢，特別是低速時變化更明顯，最大提前12°曲軸轉(zhuǎn)角，這是因為低速時進氣量下降較多，爆震傾向減小;中高速點火角提前幅度較小，原因是進氣量變化率較小(見圖4)。

分析圖7和圖6，已燃50%質(zhì)量分數(shù)對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角與點火角在整個轉(zhuǎn)速范圍具有一致的提前趨勢，θCA50最大提前22°曲軸轉(zhuǎn)角，出現(xiàn)在1 200 r/min時，最小提前4°曲軸轉(zhuǎn)角，出現(xiàn)在3 000 r/min時。θCA50代表燃燒前期的快慢程度，它的提前預(yù)示著爆震傾向有所降低且最高燃燒壓力更接近理想位置[9]，燃燒熱效率將得到提升。

為進一步對比燃燒的變化，考慮進氣量變化率對燃燒的影響，選擇進氣量變化率較小的轉(zhuǎn)速1 700 r/min和5 600 r/min，對比燃料的熱釋放率。如圖8和圖9所示，狀態(tài)2的熱釋放率相位靠前，熱釋放較快，這與θCA50的變化規(guī)律是一致的。同時對比分析圖8和圖9，1 700 r/min時整體熱釋放較晚，這是因為低速時爆震更容易發(fā)生?？傊瑲忾T開啟與關(guān)閉狀態(tài)的不同導(dǎo)致了狀態(tài)2的燃燒規(guī)律明顯較優(yōu)。

3 熱力學(xué)過程分析與仿真分析

3.1 換氣與壓縮過程示功圖分析

為有效分析換氣與壓縮過程對燃燒特性的影響，首先分析兩種狀態(tài)下示功圖的變化。如圖10與圖11所示，盡管狀態(tài)1和狀態(tài)2在1 700 r/min和5 600 r/min時的進氣量變化均較小，但由于狀態(tài)2比狀態(tài)1熱釋放更快，因此狀態(tài)2的最高燃燒壓力提高；1 700 r/min時熱釋放整體較5 600 r/min時滯后，故1 700 r/min時兩種狀態(tài)最高燃燒壓力出現(xiàn)的位置變化較明顯。

3.2 壓縮過程氣流瞬態(tài)CFD分析

基于以上試驗數(shù)據(jù)分析結(jié)果，應(yīng)用商用CFD軟件對1 700 r/min與5 600 r/min時壓縮過程作瞬態(tài)分析。該分析模型的核心為三維進氣道和燃燒室數(shù)學(xué)模型，以及一維瞬態(tài)進氣狀態(tài)邊界，分析結(jié)果可靠性較高。如圖12所示，由于狀態(tài)2的最大氣門升程較大，故在450°曲軸轉(zhuǎn)角附近的滾流比也較大，同時狀態(tài)2的進氣關(guān)閉角滯后，在進氣活塞下止點附近，其滾流比整體上高于狀態(tài)1；在650°曲軸轉(zhuǎn)角附近狀態(tài)2的滾流比是狀態(tài)1的2倍。如圖13所示，從整體上看，氣門剛打開時進氣氣流速度最大，氣流的紊亂程度最大，湍動能最大；隨著氣門的逐漸打開，氣流速度下降，但在450°曲軸轉(zhuǎn)角附近氣門開啟最大且活塞向下速度最大，進氣氣流又出現(xiàn)峰值，故其湍動能出現(xiàn)小的峰值；隨后由于進氣門逐漸關(guān)閉和活塞上行壓縮，進氣產(chǎn)生的渦旋盡管可以保持大量動能，但宏觀滾流的動能逐漸衰減為微觀湍流的湍動能，該湍動能增加了燃燒速度，提高了燃燒品質(zhì)[11]。從局部看，在450°曲軸轉(zhuǎn)角以后狀態(tài)2的湍動能好于狀態(tài)1，但其變化量并不大，尤其在壓縮上止點附近，兩者的湍動能幾乎一致。這是因為盡管較大的滾流比能夠體現(xiàn)缸內(nèi)部分區(qū)域混合氣的流動強弱，但湍動能是缸內(nèi)平均氣流紊亂程度的體現(xiàn)；隨著活塞向上止點運動，氣流在缸內(nèi)很難始終保持，故在壓縮上止點附近兩種狀態(tài)的湍動能變化不明顯。

對活塞壓縮上止點的缸內(nèi)湍動能作進一步研究，結(jié)果見圖14。在壓縮上止點時火花塞附近狀態(tài)2的湍動能明顯高于狀態(tài)1，湍動能的高低會影響點火滯燃期以及燃燒速率，從圖6可看出，1 700 r/min時點火角差值為2°曲軸轉(zhuǎn)角，而圖7中θCA50的差值增大到了7°曲軸轉(zhuǎn)角，這印證了增大火花塞附近湍動能的優(yōu)點。狀態(tài)2活塞邊緣處湍動能較小，兩種狀態(tài)的平均湍動能差距不明顯，由此推測，火花塞附近湍動能的變化才是真正影響燃燒變化的原因。從氣流速度分析，狀態(tài)2火花塞附近氣流速度明顯高于狀態(tài)1。從溫度場看，兩種狀態(tài)下火花塞附近溫度是相似的。

如圖15所示，與1 700 r/min時類似，5 600 r/min時兩種狀態(tài)450°曲軸轉(zhuǎn)角附近的滾流比均最大，同時狀態(tài)2的進氣關(guān)閉角滯后，在進氣活塞下止點附近，其滾流比整體上高于狀態(tài)1；在650°曲軸轉(zhuǎn)角附近兩種狀態(tài)的滾流比均出現(xiàn)峰值，這是因為在該位置活塞運動速度最大。如圖16所示，與1 700 r/min時瞬態(tài)湍動能趨勢不一致，5 600 r/min在450°曲軸轉(zhuǎn)角以后狀態(tài)1的湍動能整體上好于狀態(tài)2，但在壓縮上止點附近，兩者的湍動能又幾乎一致；這是因為滾流比體現(xiàn)了缸內(nèi)部分區(qū)域缸筒軸線方向的混合氣運動形狀與速度，但平均湍動能是整個缸內(nèi)氣流紊亂程度的體現(xiàn)，故滾流比不能真正反映缸內(nèi)平均湍動能的變化情況。隨著活塞向上止點運動，滾流比較強的狀態(tài)2其軸向氣流逐漸變得紊亂，形成較強的湍動能，故在壓縮上止點附近，兩種狀態(tài)的缸內(nèi)平均湍動能差距較小。

如圖17所示，在壓縮上止點火花塞附近狀態(tài)2的湍動能明顯高于狀態(tài)1，由上文分析可知，狀態(tài)2的燃燒優(yōu)于狀態(tài)1，這與1 700 r/min時的現(xiàn)象類似。同時狀態(tài)2活塞邊緣處湍動能較小，故兩種狀態(tài)的平均湍動能差距較小，從而再次說明火花塞附近湍動能的變化才是真正影響燃燒變化的原因，而滾流比和缸內(nèi)平均湍動能不能說明對燃燒的絕對影響關(guān)系。從氣流速度分析，火花塞附近狀態(tài)2的氣流速度高于狀態(tài)1。由圖2可知，狀態(tài)2的排氣門關(guān)閉更滯后，即狀態(tài)2做功更充分，導(dǎo)致進氣開始階段狀態(tài)2缸內(nèi)溫度較狀態(tài)1低，同時因兩種狀態(tài)的進氣量及進氣過程相當，故在壓縮上止點時狀態(tài)2火花塞附近的溫度較低，低于狀態(tài)1約30 ℃。因此狀態(tài)2燃燒變好，與缸內(nèi)溫度無關(guān)。

4 結(jié)束語

研究結(jié)果表明，發(fā)動機換氣與壓縮過程對燃燒特性有很大的影響，這對氣門升程曲線的優(yōu)化有很大的參考意義。對于不同的氣門升程與配氣方案，進氣量決定著發(fā)動機低速性能；從試驗數(shù)據(jù)分析可知，配氣相位的改變對燃燒有較大的影響，較滯后的進氣關(guān)閉角使燃燒效率大幅度提高，爆震傾向減小，同時排氣溫度降低，促使燃油消耗率明顯降低。

通過發(fā)動機進氣與壓縮過程的三維CFD分析可知，盡管換氣過程瞬態(tài)滾流比與湍動能發(fā)生較大改變，但不同轉(zhuǎn)速下湍動能趨勢不一致，且進氣壓力影響后期的壓縮過程，該壓力變化不是造成燃燒特性變化的主要原因。進一步分析發(fā)動機壓縮上止點缸內(nèi)的氣流運動狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)火花塞附近狀態(tài)2的湍動能明顯高于狀態(tài)1，由此可知，對燃燒特性的影響不能僅靠瞬態(tài)滾流比和缸內(nèi)平均湍動能進行判斷，真正影響燃燒的是火花塞附近湍動能的變化，即發(fā)動機換氣與壓縮過程最終對燃燒特性的影響來自壓縮上止點火花塞附近的湍動能。

[1] 胡春明，侯圣智，趙文峰，等. 低壓缸內(nèi)直噴CNG發(fā)動機燃燒特性的影響因素[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù)， 2010，16(5)：446-451.

[2] 堯命發(fā)，段家修，譚軍，等.雙燃料發(fā)動機燃燒放熱規(guī)律分析及燃燒特性研究[J].內(nèi)燃機學(xué)報，2002，20(4)：6-9.

[3] 劉爽.排氣道EGR對CAI燃燒和換氣過程的模擬研究[D].長春：吉林大學(xué),2009.

[4] Wolf Bauer，John B Heywood．Flow Characteristics in Intake Port spark Ignition Engine Investigated by CFD and Transient Gas Temperature Measurement[C]．SAE Paper 961997，1996.

[5] 胡云萍.內(nèi)燃機機內(nèi)氣體流動數(shù)值模擬現(xiàn)狀[J].內(nèi)燃機與動力裝置，2009(6)：5-8.

[6] 馬鋼.CFD 在內(nèi)燃機中的應(yīng)用[J].太原科技，2008(11):81-85.

[7] 羅馬吉，黃震，陳國華，等．發(fā)動機進氣流動三維瞬態(tài)數(shù)值模擬研究[J]．空氣動力學(xué)學(xué)報，2005，23(1)：74-78.

[8] 肖茂宇，石磊，鄧康耀.增壓直噴汽油機增壓系統(tǒng)瞬態(tài)過程建模計算與優(yōu)化[J]．上海汽車，2010(5)：12-17.

[9] Parvate Patil G B, Hong H， Gordon B. Analysis of Variable Valve Timing Events and Their Effects on Single Cylinder Diesel Engine[C].SAE Paper 2004-01-2965.

[10] 蔣德明.高等車用內(nèi)燃機原理[M].西安：西安交通大學(xué)出版社，2006.

[11] Damian E Ramajo. In-Cylinder Flow Computational Fluid Dynamics Analysis of a Four-valve Spark Ignition Engine：Comparison Between Steady an Dynamics Tests[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2010，132：1-11.

[編輯： 潘麗麗]

Influence of Exchange and Compression Process on Combustion Characteristic for Gasoline Engine

LIU Yaqi1，2, LIU Gang1，2, GAO Dingwei1，2, LI Chunfang1，2, LI Donghui1，2

(1. Technical Center,Great Wall Motor Co.,Ltd., Baoding 071000, China;2. Hebei Automobile Engineering Technology & Research Center, Baoding 071000, China)

For a gasoline engine with turbocharging and intake port injection, the effect of exchange and compression process on combustion characteristic was researched and the power, fuel economy and combustion characteristic were mainly analyzed based on the engine test bench data. It was found that the change of valve timing had great influence on combustion. The change would lead to a large increase of combustion efficiency and decrease of knock trend. With AVL-fire software, the CFD simulation of intake and compression process was conducted. The results show that the combustion characteristic in exchange and compression process not only depends on instantaneous tumble flow ratio and in-cylinder average turbulent kinetic energy, but also turbulent kinetic energy near spark plug. That is to say, the main influencing factor of combustion characteristic is turbulent kinetic energy near spark plug at the top dead center of compression.

turbocharging; gasoline engine； valve timing; combustion process； instantaneous tumble flow ratio; turbulent kinetic energy

2014-11-11；

2015-04-25

劉亞奇(1978—)，男，碩士，研究方向為發(fā)動機性能分析；yaqi11@tom.com

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.05.012

TK411.2； TK411.3

B

1001-2222(2015)05-0069-06