丁明峰 洪偉 解方喜 鐘兵 劉偉

（1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；2.福特汽車工程研究（南京）有限公司）

點(diǎn)火正時(shí)和EGR對(duì)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)爆震特性影響研究＊

丁明峰1洪偉1解方喜1鐘兵1劉偉2

（1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；2.福特汽車工程研究（南京）有限公司）

以一臺(tái)改裝的點(diǎn)火式甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，通過控制進(jìn)氣壓力保證每循環(huán)油量為定值，并且按過量空氣系數(shù)為1進(jìn)行燃燒，應(yīng)用CFD軟件Fire在易發(fā)生爆震的低速大負(fù)荷工況分別研究點(diǎn)火正時(shí)、EGR率和EGR溫度對(duì)該發(fā)動(dòng)機(jī)爆震指數(shù)的影響。結(jié)果表明：推遲點(diǎn)火正時(shí)可以使壓力波動(dòng)出現(xiàn)在缸壓的下降段，有效改善爆震；隨EGR率增加，初始爆震指數(shù)變化并不明顯，之后爆震指數(shù)迅速下降；隨EGR溫度的降低，爆震指數(shù)也隨之減小；上述3種方式中使用冷EGR降低爆震對(duì)缸壓的影響最小。

1 前言

爆震燃燒是指火花塞點(diǎn)火后，火焰以30～70 m/s的正常速率向前傳播，末端混合氣由于受到進(jìn)一步的擠壓和熱輻射作用，在正?；鹧?zhèn)鞑サ竭_(dá)之前產(chǎn)生自燃的現(xiàn)象。爆震會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)過熱以及零部件應(yīng)力過大等不利后果，而甲醇已作為高抗爆性、環(huán)保性燃料逐漸得到推廣。EGR技術(shù)在柴油機(jī)上應(yīng)用比較廣泛，主要目的是利用廢氣比熱容高、稀釋新鮮空氣、減緩燃燒速率的作用降低柴油機(jī)的NOx排放。雖然甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)的排放有很大改善，但隨著大氣環(huán)境的日益惡化，EGR在甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)上的應(yīng)用也越來越廣泛[1～6]。本文在高壓縮比發(fā)動(dòng)機(jī)上研究點(diǎn)火正時(shí)和EGR對(duì)甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)爆震的影響，利用軟件AVL FIRE對(duì)一臺(tái)2氣門發(fā)動(dòng)機(jī)在不同點(diǎn)火正時(shí)、EGR率和EGR溫度下對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程進(jìn)行模擬計(jì)算。

2 CFD模型及試驗(yàn)臺(tái)架的建立

2.1 CFD模型的建立

2.1.1 計(jì)算網(wǎng)格的劃分

所研究的甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)是在一臺(tái)自然吸氣柴油機(jī)上加裝節(jié)氣門、EGR系統(tǒng)和點(diǎn)火系統(tǒng)，并改造進(jìn)氣歧管燃料供給系統(tǒng)，從而將其改裝成進(jìn)氣道噴射點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)。該發(fā)動(dòng)機(jī)基本工作參數(shù)如表1所列。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本工作參數(shù)

定義進(jìn)氣上止點(diǎn)為360°曲軸轉(zhuǎn)角，用FIRE軟件中的Fame Engine+工具對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)模型從進(jìn)氣上止點(diǎn)360°到排氣門開啟時(shí)刻869°的曲軸轉(zhuǎn)角進(jìn)行動(dòng)網(wǎng)格劃分，后期對(duì)活塞、氣門、氣道等不同部位進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，最大動(dòng)網(wǎng)格數(shù)為839 717，最小動(dòng)網(wǎng)格數(shù)為149 688。圖1所示分別為進(jìn)氣行程下止點(diǎn)540°、壓縮上止點(diǎn)720°的計(jì)算網(wǎng)格。

2.1.2 邊界條件

邊界條件的設(shè)置對(duì)仿真計(jì)算精度有重要影響，計(jì)算邊界包括進(jìn)氣入口、進(jìn)氣道壁面、活塞頂面、缸壁和氣缸蓋，并分別進(jìn)行設(shè)置：活塞頂面為移動(dòng)邊界，溫度為600K；缸壁、氣缸蓋和進(jìn)氣道壁面為固定邊界，溫度分別為450K、550K和330K。

2.1.3 初始條件

初始條件設(shè)置涉及進(jìn)氣、壓縮、做功行程。初始湍動(dòng)能為：

式中，h為行程；n為轉(zhuǎn)速。湍流尺度為：

式中，hv為氣門升程最大值，hv=10.265 mm

2.1.4 數(shù)學(xué)模型

點(diǎn)火模型選用相關(guān)火焰模型中的ECFM模型，該模型適用于火花點(diǎn)火式發(fā)動(dòng)機(jī)。湍流模型采用計(jì)算穩(wěn)定性較好的k-ε模型。燃燒模型采用擴(kuò)展的相關(guān)火焰CFM模型。

2.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，對(duì)本計(jì)算模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行氣缸壓邊和放熱率的對(duì)比，圖2所示為轉(zhuǎn)速為1 400 r/min、循環(huán)燃料噴射量為25%、點(diǎn)火提前角為上止點(diǎn)前20°時(shí)的氣缸壓力曲線對(duì)比。由圖2可知，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好，證明所建模型和計(jì)算方法合理。

3 爆震評(píng)價(jià)指標(biāo)

3.1 爆震監(jiān)測(cè)點(diǎn)選取

選擇活塞壓縮上止點(diǎn)720°時(shí)的網(wǎng)格，按照不同坐標(biāo)軸對(duì)燃燒室進(jìn)行切割，然后記錄需要讀取點(diǎn)的坐標(biāo)，在計(jì)算過程中對(duì)選取的點(diǎn)進(jìn)行監(jiān)控（主要監(jiān)控該點(diǎn)的壓力變化）。火焰由火焰核心正常傳播至末端混合氣所需時(shí)間為T1，由火焰中心形成至末端混合氣自燃所需時(shí)間為T2，當(dāng)T1大于T2時(shí)，發(fā)生爆震。

在燃燒室模型的邊緣設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，檢測(cè)其壓力波動(dòng)，火花塞的位置在進(jìn)、排氣門之間，所以選取離火花塞較遠(yuǎn)的8個(gè)點(diǎn)位置（圖3），其中1點(diǎn)靠近排氣門，2點(diǎn)靠近進(jìn)氣門，監(jiān)測(cè)點(diǎn)為直徑0.001m的球形結(jié)構(gòu)，能夠明顯測(cè)得其平均壓力波動(dòng)。在壓縮上止點(diǎn)附近700°～740°范圍內(nèi)的主燃期會(huì)出現(xiàn)比較明顯的壓力波動(dòng)，在計(jì)算過程中為節(jié)省時(shí)間，設(shè)置計(jì)算步長為0.02°，其它曲軸轉(zhuǎn)角下的計(jì)算步長可適當(dāng)調(diào)大一些。

3.2 爆震指數(shù)的界定

監(jiān)測(cè)點(diǎn)發(fā)生壓力波動(dòng)時(shí)無法直接讀出其壓力波動(dòng)的大小，需要通過濾波器對(duì)壓力波動(dòng)進(jìn)行過濾。通過MATLAB中的信號(hào)處理模塊，選擇6階巴特沃斯帶通濾波器，采樣頻率420 kHz，以濾出5～30 kHz之間的波形，結(jié)果表明可以很好過濾出壓力波動(dòng)的大小。由于局部點(diǎn)壓力波動(dòng)的大小不能反映該工況下的爆震指標(biāo)，所以通過以下方式進(jìn)行衡量：定義相鄰最大波峰與波谷的距離大小為局部最大壓力（PP max），該值可直接在MATLAB信號(hào)圖形中讀出，定義爆震指數(shù)為KI，其計(jì)算公式為：

式中，N為監(jiān)測(cè)點(diǎn)的個(gè)數(shù)[7，8]。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

考慮到全負(fù)荷工況下不宜采用EGR，因此所選工況點(diǎn)為1 400 r/min，噴油量選擇為進(jìn)氣門全開時(shí)噴油量的70%。該研究是保證甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)按過量空氣系數(shù)為1進(jìn)行燃燒，使每次噴油量保持不變，即保證每循環(huán)進(jìn)入氣缸的混合氣為定值，同時(shí)為了使EGR率達(dá)到30%以研究高EGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)爆震的影響，此時(shí)進(jìn)氣壓力為大氣壓力，由于發(fā)動(dòng)機(jī)是自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)，因此進(jìn)氣壓力不能超過0.1 MPa。進(jìn)而研究在無EGR條件下點(diǎn)火正時(shí)、EGR率、EGR溫度對(duì)爆震指數(shù)的影響，其中EGR溫度是廢氣和混合氣均勻混合后的溫度。

4.1 無EGR條件下點(diǎn)火正時(shí)對(duì)爆震的影響

計(jì)算過程中點(diǎn)火正時(shí)從上止點(diǎn)后-3°開始對(duì)氣缸壓力有比較明顯的影響，而且間隔4°造成波動(dòng)差異較大，因此調(diào)整點(diǎn)火角度分別為-3°、-7°、-11°、-15°，得到不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置的最大壓力波動(dòng)曲線如圖4所示。由圖4可以看出，3點(diǎn)的壓力波動(dòng)最大，這是由于火花塞位置并不處在正中央，而是位于圖3圓心的偏上方，3點(diǎn)距火花塞位置較遠(yuǎn)。圖5所示為點(diǎn)火正時(shí)對(duì)爆震指數(shù)和缸內(nèi)最大壓力的影響。可知，隨著點(diǎn)火角的提前，爆震指數(shù)和缸內(nèi)最大壓力值隨之提高。缸內(nèi)最大壓力是整個(gè)燃燒室平均壓力的最大值，點(diǎn)火提前角越大則在壓縮上止點(diǎn)前燃燒的燃油量越多，上止點(diǎn)時(shí)氣缸內(nèi)的溫度和壓力更高，隨著活塞的進(jìn)一步壓縮，缸內(nèi)溫度和壓力進(jìn)一步升高，此時(shí)火焰通過熱輻射繼續(xù)向末端混合氣傳遞能量，使T2更短，更容易引發(fā)爆震。推遲點(diǎn)火后，更多燃料在上止點(diǎn)后燃燒，活塞下行，燃燒定容性降低，缸內(nèi)溫度和壓力大幅降低，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)爆震，但此時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性影響較大。

由于3點(diǎn)壓力波動(dòng)比較明顯，所以選取3點(diǎn)的壓力曲線和濾波后的壓力波動(dòng)進(jìn)行分析。不同點(diǎn)火正時(shí)對(duì)3點(diǎn)壓力波動(dòng)的影響如圖6所示。由圖6a～圖6c可以看出，點(diǎn)火角推后，壓力波動(dòng)出現(xiàn)在缸內(nèi)壓力曲線的下降段，此時(shí)活塞開始下行，發(fā)生爆震的傾向大幅下降；由圖6d可以看出，在上止點(diǎn)后-15°點(diǎn)火角發(fā)生壓力波動(dòng)時(shí)，缸內(nèi)壓力曲線處于上升段，活塞繼續(xù)上行，壓力波動(dòng)大幅增加。

4.2 EGR率對(duì)爆震的影響

為了單獨(dú)考慮EGR的影響，首先保證每次噴油量為定值，在設(shè)置邊界條件時(shí)進(jìn)氣壓力隨EGR率的升高也隨之提高，這使得進(jìn)氣終了時(shí)缸內(nèi)壓力增高，而且EGR率小于10%對(duì)爆震的影響并不明顯，增至30%時(shí)缸壓損失較大，所以EGR選擇在10%～30%范圍內(nèi)。圖7為不同EGR率對(duì)缸內(nèi)平均壓力的影響，此時(shí)點(diǎn)火角為上止點(diǎn)后-15°，混合氣初始溫度為313 K。由圖7可知，隨EGR率的增大，初始?jí)毫μ岣?，峰值壓力?0%EGR率范圍內(nèi)減小并不明顯，這是由于少量EGR的抑制作用并不明顯，足以保證甲醇的正常燃燒，而且為了保證相同的燃料量，需要開大節(jié)氣門，初始缸內(nèi)壓力有所提高，這使得泵氣損失減小，從而維持了燃燒時(shí)缸內(nèi)壓力，同時(shí)廢氣中惰性氣體使燃燒減緩，后燃期延長，峰值相位后移。

圖8和圖9為不同EGR率對(duì)不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力波動(dòng)、爆震指數(shù)和最大缸內(nèi)壓力的影響。可知，少量EGR可以有效維持缸內(nèi)壓力，同時(shí)燃燒過程延長使得末端混合氣吸收的能量增多，導(dǎo)致壓力波動(dòng)略有增加；但隨著EGR率的繼續(xù)增大，其對(duì)燃燒的抑制占主導(dǎo)作用，使得缸壓曲線大幅下降，同時(shí)廢氣的引入阻礙了燃燒，降低了火焰的傳播速度，使T1增大，不利于降低爆震；另一方面，廢氣降低缸內(nèi)最高燃燒溫度和壓力，火焰?zhèn)鞑ミ^程中已燃高溫高壓氣體對(duì)末端混合氣的擠壓作用和熱輻射作用降低，這使得T2增大，有益于抑制爆震傾向；另外，廢氣的稀釋作用還會(huì)使末端混合氣的滯燃期增加，同樣會(huì)使T2增大。

4.3 EGR溫度對(duì)爆震的影響

在進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)時(shí)，采用EGR中冷的方式研究EGR對(duì)爆震的影響。冷卻水可以使EGR溫度降到室溫，設(shè)置初始EGR溫度為293K，點(diǎn)火正時(shí)為上止點(diǎn)后-15°，EGR率選擇在10%的工況下，圖10為加入EGR后混合氣溫度對(duì)缸內(nèi)壓力的影響?？梢?，隨EGR溫度的降低，缸內(nèi)壓力和峰值相位平緩下降和推遲，不會(huì)出現(xiàn)大幅波動(dòng)。這是由于同樣進(jìn)氣量時(shí)EGR溫度升高，初始?jí)毫υ龃?，同時(shí)加速缸內(nèi)工質(zhì)分子的運(yùn)動(dòng)，使缸內(nèi)的氧氣和甲醇結(jié)合速度更快，燃料就越容易燃燒，燃燒釋放熱量的速度就會(huì)增大，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力增大。

圖11和圖12為不同EGR溫度對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力波動(dòng)、爆震指數(shù)和最大缸內(nèi)壓力的影響?？芍?，監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力波動(dòng)、爆震指數(shù)和最大缸內(nèi)壓力隨EGR溫度升高而升高。進(jìn)氣溫度變化對(duì)爆震條件的影響較為復(fù)雜：一方面進(jìn)氣溫度降低后，火焰?zhèn)鞑ニ俣扔兴档?，燃燒持續(xù)期變長，T1增加，這不利于降低爆震；另一方面，進(jìn)氣溫度降低后，末端混合氣滯燃期有所增加，有使T2增大的趨勢(shì)，有利于降低爆震；另外，進(jìn)氣溫度降低后最高燃燒溫度降低，使得火焰?zhèn)鞑ミ^程中已燃?xì)怏w對(duì)末端未燃混合氣的擠壓和熱輻射作用降低，同樣有使T2增大的趨勢(shì)。進(jìn)氣溫度對(duì)爆震傾向影響的綜合結(jié)果為：進(jìn)氣溫度降低使得壓縮終了的溫度和壓力降低，距離火花塞較遠(yuǎn)的末端混合氣的滯燃期增加，末端混合氣需要更長的時(shí)間進(jìn)行自燃前的先期反應(yīng)，因此降低了爆震傾向。

4.4 3種降低爆震方法的對(duì)比

選擇一個(gè)基準(zhǔn)，分別通過推遲點(diǎn)火（A）、增大EGR率（B）和降低小EGR率溫度（C）使爆震指數(shù)達(dá)到相同的值，對(duì)比工況主要工作參數(shù)如表2所列。表3所列為基準(zhǔn)爆震指數(shù)為0.539 MPa，通過3種不同方式使其達(dá)到0.425 MPa附近，雖然這3種方式抑制了爆震，但不同程度上影響了缸內(nèi)壓力，使發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性有所改變。

表2 對(duì)比工況主要工作參數(shù)

表3 3種方式的爆震指數(shù)MPa

圖13為4種工況缸內(nèi)壓力曲線對(duì)比。基準(zhǔn)工況峰值缸壓為10.79 MPa，A工況的峰值缸內(nèi)壓力為10.43 MPa，下降0.36 MPa；B工況的峰值缸內(nèi)壓力為10.23 MPa，下降0.56 MPa，缸內(nèi)壓力損失較大，峰值相位大幅度后移，后燃期延長，做功能力降低；降低小EGR率溫度的峰值缸內(nèi)壓力為10.74 MPa，下降0.05 MPa。由此可見，在達(dá)到同樣爆震指數(shù)的前提下，在小EGR率前提下降低EGR溫度對(duì)缸內(nèi)壓力的影響最小。

5 結(jié)束語

a.隨著點(diǎn)火正時(shí)的提前，缸內(nèi)爆震指數(shù)隨之增加，點(diǎn)火提前角較小時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力波動(dòng)出現(xiàn)在缸內(nèi)壓力下降段，但進(jìn)一步提前點(diǎn)火正時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力波動(dòng)會(huì)出現(xiàn)在缸內(nèi)壓力上升段。

b.在小EGR率的影響下，泵氣損失減小，缸內(nèi)初始進(jìn)氣壓力提高，其對(duì)爆震指數(shù)影響并不明顯甚至有使其上升的趨勢(shì)，但隨EGR率的進(jìn)一步增加，燃燒急劇惡化，使主燃期缸內(nèi)壓力迅速下降，爆震指數(shù)隨之驟減。

c.在低EGR溫度的作用下，缸內(nèi)初始進(jìn)氣壓力降低，使得爆震指數(shù)較低，隨EGR溫度的提高，燃燒溫度和壓力提高，火焰?zhèn)鞑ミ^程中已燃?xì)怏w對(duì)末端未燃混合氣的擠壓和熱輻射作用增強(qiáng)，爆震指數(shù)升高。

d.在小EGR率的前提下，降低EGR溫度，在降低爆震的同時(shí)對(duì)缸內(nèi)壓力的影響比較小，可以很好保證發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性。

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（責(zé)任編輯晨曦）

修改稿收到日期為2014年3月1日。

Effects of Ignition Tim ing and EGR on M ethanol Engine Knocking Performance

Ding Mingfeng1，Hong Wei1，Xie Fangxi1，Zhong Bing1，Liu Wei2
（1.State Key Laboratory of Automotive Simulation and Control，Jilin University; 2.Ford Automotive Engineering Research(Nanjing)Co.，Ltd）

A modified spark ignition methanol engine is adopted as research object，and by controlling the inlet pressure to ensure that the fuel injection quantity is fixed value each cycle and combust with the excess air coefficient of 1.Selecting the low speed and high load condition in which knocking easily occur，to investigate the effect of ignition timing，EGR ratio and EGR temperature on knocking index by the CFD software FIRE.The results indicate that delaying the ignition timing can keep the pressure fluctuations appear in the decline period of cylinder pressure，which effectively improve knocking;with the increase of EGR ratio，the initial knocking index change is not obvious，afterwards，knocking index falls rapidly;whereas with the decrease of EGR temperature，the knocking index declines accordingly;among the above three methods，cold EGR has the minimal impact to the cylinder pressure.

M ethanol engine,Engine knocking,Ignition tim ing,EGR

甲醇發(fā)動(dòng)機(jī)爆震點(diǎn)火正時(shí)EGR

U464.11+4

A

1000-3703（2014）08-0050-06

國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃“863”資助項(xiàng)目（2012AA111702）；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51276080）、（51206059）。