英语原文共 13 页
基于燃烧室与冷却水套耦合传热的火花塞点火发动机爆震数值仿真研究
A. P. Kleemann, P. Menegazzi, S. Henriot, A. Marchal
摘要
本研究的重点在于运用计算流体动力学 (CFD) 方法对某乘用车火花塞点火 (SI) 发动机在全负荷工况下的爆震进行预测。探讨通过优化发动机冷却循环控制爆震极限的可能性。目前，大多燃烧室和冷却系统的 CFD 模拟是分开进行的，其燃烧室壁面温度大多来自实验或经验。然而，这对于燃烧和爆震的模拟来说，其边界条件是不充分。
本文对四个燃烧室金属部件（包括冷却水套）进行了 CFD 模拟。两种模拟都通过燃烧室壁面进行耦合传热。在关闭爆震模型后，讨论了壁温和缸内条件下的发动机工况循环模拟，确定了合适的燃烧模型，。最后计算了一个包括爆震模型的发动机循环。
随后进行了爆震情况下的壁温灵敏度研究。将CFD结果与气缸盖和发动机缸体上的局部壁温测量结果进行比较。预测显示燃烧室壁上的温度分布非常不均匀。研究还表明爆震主要受壁面温度的影响，而壁面温度主要是通过壁面传热而不是局部壁温引起的缸内混合物的热力学状态导致的。
1.介绍
当前，传统火花塞点火发动机的主要发展在于提供更高的扭矩输出，同时降低其燃料消耗[1]。这主要可以通过提高压缩比或提前点火正时，从而产生更高的缸内最高压力和温度峰值来实现。然而，这些措施受到自发点火（即爆震）的限制。当火花塞引起火焰并沿着燃烧室传播时，火焰前锋之前的未燃烧气体被压缩。在所有燃料消耗之前不久，未燃烧气体的高反应性小凹槽内，如果达到一定的压力和温度阈值，那么此处的气体就可能会发生自燃[2,3]。接下来的化学反应的特征是快速放热，几乎所有的终端气体都是瞬间燃烧的。因此，局部压力会突然增加，导致高达180bar的压力波穿过燃烧室[2]。这些压力波撞击燃烧室壁并且能引发燃烧室以其固有频率共振。由于能量释放迅速，壁面传热显著增加，接近自燃条件[4]，导致室壁上的热应力迅速升高为正常燃烧的2-3倍[5]。发动机爆震长时间发生时，高机械负载和金属部件过热共同导致部件失效。
一般而言，自燃是由燃料和空气的不完全混合、先前燃烧循环中增加的残余气体分数（加热新的压缩气体并包含引发自燃反应的自由基）以及从燃烧室壁到未燃烧气体的强化热传递 [6]所促进的。有研究表明，末端气体温度越高爆震强度越大[3]。影响自燃的其他因素有燃料类型和工作条件，比如空燃比和进气压力[7]。抑制爆震可以采用优化内燃机和外燃机设计以减少燃烧时间和末端气体温度的方法[2,8]。通过更高的湍流强度提高燃烧速度，并通过优化燃烧室几何结构和火花塞位置以减少火焰扩散所需的距离，从而最大限度地缩短燃烧时间[8]。通过减小点火提前角可以有效地降低尾气温度，这会导致平均气缸温度和压力降低，但这也会降低发动机性能[2]。另外，较高的湍流强度和较低的燃烧室壁温增强了终端气体和燃烧室表面之间的热交换。废气再循环也可降低终端气体温度，而且这样做不会显著降低热效率[9,10]。
本研究旨在更好地了解局部壁温对爆震的影响。CFD 方法被用来模拟四缸发动机的流动、燃烧、自燃和传热。为了获得更真实的缸内条件和燃烧室壁温，这些结果由燃烧室壁上的热流边界条件与冷却套的传热计算相耦合而得到。将CFD结果与气缸盖和缸套的表面和内测温度测量结果进行比较。结果表明，壁面温度是通过壁面传热引起的筒内混合物的热力学状态间接影响爆震。
2.发动机细节和测量细节
目前广泛的实验和数值研究都选用雷诺的1.6升四缸轿车火花塞点火发动机作为对象。 表1总结了燃烧室的主要几何数据。表中还包括所研究的发动机满载运行点的细节。
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孔径 |
79.515mm |
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行程 |
80.5mm |
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连杆长度 |
128mm |
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压缩比 |
10 |
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发动机转速 |
2000 RPM（100％负载） |
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点火相对于上止点提前角 |
18°CA |
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燃空比 |
1.12 |
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冷却液入口温度 |
364 K |
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冷却液出口温度 |
373 K |
通过插入式温度探头与气缸套和气缸盖表面上的热电偶对四个燃烧室进行了表面温度和内侧温度的测量。大多数情况下，在燃烧室表面下方1.5mm处测量。气缸盖上的测量位置处于气门之间和气缸两侧的气缸盖中心线上。在发动机缸体上，测量点位于两个高度：气缸盖下方5 mm和40 mm。对于每个汽缸的每个高度，都在进气侧有一个测温器，在排气侧有一个测温器，还有两个在发动机缸体中心线上，每两个相隔90°。在活塞表面上，测量在中心和朝向活塞边缘的四个位置处进行，每两个相隔90°。此外，本文测量了每个燃烧室的缸内压力，并对超过160个循环进行整体平均。
3.数学建模
使用KMB代码进行燃烧室的CFD模拟[11]，该代码基于KIVA-II [12]并且在IFP中得到了相当大的扩展。在雷诺平均框架内使用高雷诺数k-ε湍流模型[13]与来自Angelberger等人的工作[14]的相关的壁函数来模拟湍流输运。 为了模拟燃烧，采用了扩展相干火焰燃烧模型，E-CFM，并将之结合经验点火模型[15,16]。基于Douaud等[17]和Guibet等[18]的研究，使用了现象学自燃模型。它考虑了燃料辛烷值、局部空燃比和残余气体的稀释效应对自燃延迟的影响，并利用前驱体引发自燃。该模型已在单缸火花塞点火发动机上进行了验证[19]。采用扩展的Zeldovich模型计算NOx [2]。
对于冷却缸套的CFD模拟，涉及的部件包括气缸盖，气缸盖垫圈，发动机缸体和冷却水套，使用了CFD下的FLUENT 功能[20]。解决了稳定不可压缩流动的控制方程。流体和能量方程被视为非耦合，这也被其他研究人员采用（例如[21]）并且这也代表了适当的近似值。湍流输运采用 RNG k-ε湍流模型和相关的标准壁面函数 Launder 和 Spalding进行模拟。
燃烧室模拟在一个约70000个单元的块结构网格上进行，如图1所示。在所有的气缸进气点测量进气温度。此外，测量的排气压力在排气口处设为边界条件（BCs）。
稳态冷却水套和金属部件计算已经在大约三百万个非结构化网格单元上进行，如图2至图4所示，其中冷却水套有大约640000个单元。在实验中得到冷却剂流的入口条件和金属部分的边界条件。
燃烧室和冷却水套之间的耦合模拟有效地体现了进气歧管和排气歧管、进排气阀、进排气阀座和气缸盖表面的区域。值得注意的是，主要关注的区域有活塞、活塞环、汽缸套、气体和润滑剂。图5中给出了热耦合的示意图。对于燃烧计算，耦合区域中的壁温是从CFD结果中提取的。对于剩余部位的壁（即汽缸套和活塞），热边界条件来自可用的测量值。特别是在气缸缸套上，通过假定圆周温度分布简化了所涉及的各种部件之间的复杂热交换，并且采用了在气缸盖衬垫的高度处的四个测量点处的温度之间的线性插值。对于参考情况，温度在缸套的高度上保持恒定。在这方面，已经有研究观察到在实验中获得的温度变化在圆周方向上的变化量通常没有缸套的高度上的变化大。活塞表面上的温度曲线是通过线性插值五个测量点之间的值取得的：一个位于中心，另一个位于活塞边缘，每两个相隔90°。
对于金属部件模拟中的耦合区域，循环平均局部热通量已被施加为来自燃烧模拟的热边界。另外，基于循环平均传热系数和KMB结果的平均缸内气体温度，使用了沿着气缸套均匀的对流传热BC。在随后的冷却水套计算中调节后一气体温度，同时保持传热系数恒定（即改变边界热通量），以测量获得373K下的冷却剂出口温度。所得到的气体温度略低于最初计算的气体温度并反映了较冷的近壁气体温度。
图6为用于耦合仿真的方法的示意图。假设室壁温度均匀以及初始条件均匀。最初执行的一次燃烧计算，停用冲击模型的感应，压缩，膨胀和排气冲程。然后，将热耦合区域中的壁热通量在时间上积分，得到了壁面中心循环平均热通量值的点云。随后这些点云在稳态冷却水套模拟中作为四个气缸的初始条件，并且通过0D插值获得适当的壁面值。在冷却水套计算收敛之后，通过0D插值将热耦合区域中的壁温施加到每个燃烧室的相关腔室壁部分上。随后使用先前燃烧计算的预测解作为初始条件进行四冲程发动机计算。理想情况下，持续迭代计算能得到无显着变化的壁温结果。然而，由于这涉及到很大的计算成本，本研究仅进行了三个循环。此外，循环1仅模拟一个腔室以加快计算速度。已有测试证明（由于空间限制，此处未包括结果），不是每个周期都需要计算所有四个气缸以获得更好的收敛结果。随后，激活爆震模型并且模拟最终燃烧循环。
4.结果
4.1.热耦合和收敛
为了分析热耦合CFD结果的收敛行为，考虑了几个参数。
4.1.1.耦合区域的壁温
图7展示了耦合区域中的若干区域从随后的冷却水套模拟中获得的壁温。FLUENT1给出了每个气缸的值，四个气缸的平均值（包括KMB0的初始壁温）都显示在其他模拟中。如FLUENT1所示，每个气缸之间的预测差异很小。可以看出，KMB0中施加的壁温与耦合模拟结果之间存在很大差异。总的来说，后者倾向于缓慢地收敛，每个区域达到与其他区域不同的水平。但在冷却水套模拟中，特别是排气阀温度显著振荡。这是一个热危险区，来自燃烧室的大量热通量通过气门阀杆和气门阀座排出。将该区域中的网格质量进一步改进可能会得到更好的收敛结果。在燃烧室和进排气口，收敛相当快速。在四个循环之后，仍然没有在所有区域中获得收敛的结果。然而，从模拟结果的趋势来说，FLUENT3似乎给出了一个很好的折衷方案以满足本研究的目的。此外，必须考虑其他参数来评估在本节其余部分中进行的模拟结果。
4.1.2材料温度和与实验的比较
气缸盖和发动机缸体的预测和测量材料温度的比较如图8和图9所示。提供了测量位置的计算值（来自FLUENT3）与括号中的测量值（方括号中的测量值有没有根据实际冷却剂质量流量进行校正，因此过低）。从内侧温度可以清楚地看出，燃烧室壁上存在温度的显著变化，这在CFD模拟中通常不考虑，如KMB0。在气缸盖上获得总体良好的一致性，在进气侧的预测和实验之间存在稍微差异。计算结果与平均测量值相差约3.6K。较好的预测了冷却剂流动方向上的材料温度的增加。类似地，在发动机缸体上的指定位置处的测量值和预测值之间有着良好的一致性。平均而言，两者相差约4.9 K，而气缸1周围的位置差异较大。
差异可能源于实验的不确定性（不确定性在plusmn;1.5K左右）和建模误差。例如，气缸套上的均匀和简化的热边界条件不代表对流热通量的实际分布，其由于活塞运动而随着与气缸盖的距离的减小而减小。尽管存在这些缺点，但实验和预测之间的一致性总体水平令人信服。
4.1.3.测量和预测的压力过程
在图10中显示了气缸3的测量过程。预测与峰值压力的测量结果非常吻合，特别是考虑到一个周期与下一个周期间的变化约4.9％。此外，实验显示后来的峰值位置约为3°曲柄角（CA）并且有更缓慢的热释放。在早期压缩冲程期间和后期膨胀冲程期间，压力被低估。前者可能是由于质量和实际压缩比的差异，而后者可归因于火花点火后过高估计了热释放。
当比较各种KMB结果时，可以看出峰值压力由于热耦合而降低。预计残余气体分数从混合物温度为885 K时的KMB0的4.4％进气阀开度，增长为气体温度约为783 K时KMB3的5.2％左右。实验得出残余气体分数约为5.2％，因此证实了模拟的趋势正确。应用热耦合时，在点火之后立即观察到的实验更加一致。 KMB2和KMB3的结果几乎相同，表明缸内条件几乎收敛。
四个燃烧室的测量和计算的压力过程如图11所示。前三个气缸的相似性良好。气缸4的实验压力曲线与其他气缸明显不同，这是因为峰值压力水平降低。这表明了气缸的不均匀填充没有被通过施加的质量流率边界条件的CFD结果考虑到。
4.1.4.发动机运行参数
图12中展示了三个发动机运行参数，已经从KMB结果获得：指示的平均有效压力（IMEP），容积效率和燃空比。KMB0和KMB1仅包括一个气缸的结果，因为其他气缸的计算结果如前所述。在KMB2和KMB3之间可以看到显著变化。在KMB3中获得的值总体上与实验值最一致，尤其是在IMEP为11.31bar，体积效率为0.861，燃空比为1.12左右时。与初始计算KMB0相比，这意味着一定程度上改善了缸内条件。四个气缸之间存在细微差别。
4.1.5.结论
燃烧室和冷却水套计算之间的热耦合迭代的CFD结果在压力、发动机运行参数和温度方面与实验的一致性得到改善。基于目前的结果，认为三个循环在精度和计算成本之间给出了良好的折衷，可以获得更逼真的缸内和边界条件，用于随后的爆震分析。
4.2.敲击灵敏度研究
4.2.1.测试案例
在表2中列出了针对爆震敏感性研究的计算的测试案例。相对于参考情况K0，壁温在燃烧室的特定区域（也在表中给出）中改变。更多细节见以下部分。K0的热边界和初始条件与KMB3相同。本研究采用了一种简化的方法，其中
资料编号：[5499]
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