点火提前角对天然气转子发动机燃烧过程的影响

范宝伟，潘剑锋，陈瑞，刘杨先，唐爱坤，王谦

(江苏大学 能源与动力学院，江苏 镇江212013)

0 引言

三角转子发动机是一种旋转活塞式四冲程发动机，与传统的往复式发动机相比，具有体积小、质量轻、高速性能好、功率密度高、运动零部件少、可以燃用多种燃料等优点，世界各国将三角转子发动机广泛应用于无人机、军用特种车辆、海军陆战队登陆艇、小型船舶和坦克辅助电源动力以及空军轻便发电机，我国也已有多种无人机和军用车辆使用三角转子发动机作为动力装置和发电装置［1］。

由于转子发动机燃烧室内可燃物的单向流动，使其更适合燃烧天然气、氢气等清洁气体燃料［2-3］，并且我国天然气储量丰富，因此研究天然气转子发动机具有重要的理论意义和实际应用价值［4］。

国内外学者对天然气转子发动机进行了探索性的研究，研究表明为了克服天然气燃烧速度慢、后燃严重等缺点，采用合理的点火位置和点火提前角能在很大程度上改善燃烧过程［5-6］。但是在燃烧过程中，点火提前角与缸内湍流的耦合作用，究竟如何影响火焰的传播，国内外相关文献未见报道。本文基于fluent 软件进行二次开发，实现了火花点燃式天然气转子发动机的动态模拟，在此基础上，分析得到了点火提前角对缸内流场乃至缸内燃烧过程的影响。

1 物理模型的建立

研究对象是文献［7］中所用发动机，其由218系列汽油转子发动机改造而成，发动机进气方式为周边进气，其工况为:节气门全开，转速3 600 r/min，缸内平均指示压力为0.345 MPa. 甲烷和空气混合气预混后进入气缸，其燃空比为1∶22.9(当量比为0.75)，发动机基本参数如表1所示。

表1 转子发动机基本参数Tab.1 Basic parameters of rotary engine

如图1所示，发动机内转子的运动方向为逆时针运动，转子转动1 圈，偏心轴转动3 圈，对应旋转的角度为1 080°，其中箭头处为火花塞的安装位置。结合转子发动机的工作特点，进排气道区是计算区域不变的区域，设置为静态网格区域;转子机汽缸和转子之间的工作区域是计算区域随时间变化的区域，设置为动态网格区域。由于动态网格的生成需要，采用了非结构的三角形网格。经过反复比较，确定的初始网格数量为39 706，图2为二维初始网格图。

图1 偏心轴转角标识Fig.1 Eccentric shaft angle identification

图2 二维网格Fig.2 Two-dimensional mesh of chamber

2 计算模型的建立及验证

2.1 计算模型

转子发动机缸内气体为可压缩黏性流动，一般都具有相当高的湍流度，而RNG κ-ε 湍流模型严格考虑了流线型弯曲、漩涡、旋转和张力的快速变化，它对于复杂流动有更高精度的预测潜力，适用于转子发动机内部的复杂流动［8］。因此，湍流模型选择RNG κ-ε 湍流模型。该模型的表达式为

式中:ρ 为密度;t 为时间;v 为速度;x 为坐标;μeff为有效粘度;Gk为层流速度梯度产生的湍流动能;Gb为由浮力而产生的湍流动能;YM为在可压缩湍流中过渡扩散产生的波动;C1ε、C2ε和C3ε为经验常数;ακ和αε分别为κ 方程和ε 方程的湍流Prandtl 数;Sκ和Sε为源项。

燃烧采用一步反应方程式，即

为了综合考虑缸内化学反应速率和湍流脉动对燃烧的影响，选择层流有限速率/涡耗散结合的计算模型，其中Arrhenius 和涡耗散反应速率都进行计算，净反应速率取两个速率的较小值［9］。进排气口采用压力边界条件，设定进排气口压力为大气压。发动机缸壁温度采用壁面边界条件，温度根据经验值设定为400 K. 氮氧化物生成模型采用“热力型”和“快速型”生成机理。

2.2 模型可行性验证

机型流场的实验数据，而DeFilippis 等［10］利用激光多普勒测速仪对另外一种同样采用周边进气的转子发

首先，对流场计算结果进行了验证，由于缺乏该动机进行了测量，得到了缸内流场的变化过程，图3为文献［10］实验中激光多普勒测速仪的测点位置分布。

图3 激光多普勒测速仪的测点分布［10］Fig.3 Measurement locations of laser Doppler velocimeter［10］

所以利用已建立的动态模拟模型对文献［10］中发动机的流场进行数值模拟，模拟结果如表2所示。从表2中可以看出，计算得出的缸内流场分布规律与实验结果十分相似，包括缸内流场的流速以及涡流的位置。比如曲轴转角730°CA 时发动机进气口附近的流速，实验结果和计算结果都约为20 m/s，而涡流位置，实验结果和计算结果都位于燃烧室前部区域。曲轴转角1 000°CA 时由于燃烧室容积减小，涡流被压缩而破碎成单向流，实验结果和计算结果都显示流场为单向流，并且流速都约为10 m/s，由此说明选用的湍流模型对该类周边进气转子发动机缸内流场的计算是准确的，对于其缸内流场具有高度的预测能力。

同时为了验证燃烧过程计算结果的正确性，采用所建立的计算模型，对文献［7］中由218 系列改装的预混天然气转子发动机进行了数值模拟，并与文献［7］中改装后发动机的实验数据进行对比。

图4和图5分别是计算结果与文献［7］结果的示功图对比和燃料已燃质量分数对比，发动机的点火提前角为42°CA，对比的范围从点火时刻到上止点后60°CA. 计算结果与文献［7］结果的气缸压力平均误差约12%左右，燃料已燃质量分数平均误差约9%左右。从图4和图5中可以看出:计算结果与文献［7］结果大体趋势一致，吻合良好，只是在示功图(见图4)中压力峰值处略有差别，说明所建立的计算模型是合理的。

3 计算结果与分析

3.1 不同点火提前角对燃烧过程的影响

转子发动机设计的点火提前角为42°CA，现分别取60°CA、56°CA、50°CA、47°CA、42°CA、36°CA作为点火提前角，并分析了相关计算结果。图6给出了不同点火提前角时燃烧室内的流场，其中黑色圆点表示点火位置，标注的BTDC 表示上止点前。由图6可以看出，发动机缸内的流场可分为3 个区域，即燃烧室后部的随转子运动方向的单向流区域、燃烧室中部的涡流区域、燃烧室前部的随转子运动方向的单向流区域。另外，随着点火角度的推迟，涡流区域与点火中心的距离不断缩小，其中60°CA、56°CA 时二者距离较大，点火时点火位置完全处于燃烧室前部的随转子运动方向的单向流区域;当点火提前角分别为50°CA、47°CA、42°CA 时，点火位置处于燃烧室中部涡流区与前部单向流区之间的过渡区域;而36°CA 时，二者距离最小，点火中心已基本处于涡流区域中。

根据点火时，点火位置所处的3 种不同的区域，表3～表5给出了点火提前角分别为60°CA、47°CA、36°CA 时发动机做功行程中流场和温度场的演变过程。表中BTDC 表示上止点前，ATDC 表示上止点后。

缸内的流场是随着时间不断变化的，当采用不同点火提前角时，点火时刻不同，火花塞附近气体的流动速度和方向均不同，点火后，流场的不同还导致反应气体和产物的传热传质不同，直接影响了到火焰传播的方向和速度，进而影响到发动机的经济性、动力性及排放性能。表3～表5分别描述了点火后缸内流场和缸内火焰轮廓分布图。

表2 不同角度的流场Tab.2 Velocity distribution at different times

图4 缸内平均压力曲线对比Fig.4 Comparison of calculated and measured pressures

图5 燃料已燃质量分数曲线对比Fig.5 Comparison of calculated and measured mass fractions of burned fuel

图6 不同点火提前角缸内的流场Fig.6 Velocity distribution in cylinder at various ignition advance angles

表3 点火提前角为60°CA 缸内的流场和温度场Tab.3 Temperature distribution and velocity distribution at ignition advance angle of 60°CA

表4 点火提前角为47°CA 缸内的流场和温度场Tab.4 Temperature distribution and velocity distribution at ignition advance angle of 47°CA

表5 点火提前角为36°CA 缸内的流场和温度场Tab.5 Temperature distribution and velocity distribution at ignition advance angle of 36°CA

燃烧初期，当点火提前角为60°CA 时，点火位置完全处于燃烧室前部的随转子运动方向的单向流区域，火焰传播主要受到燃烧室前部单向流的影响，如表3不同时刻温度流场中曲轴转角10°CA 时，火焰中心形成后，火焰前锋很快随气流的方向传播到燃烧室的前部，引燃前部的未燃混合气，而很难逆向地向燃烧室后部传播;当点火提前角为47°CA 时，点火位置已处于燃烧室中部涡流区与前部单向流区之间的过渡区域，如表4不同时刻温度流场中曲轴转角10°CA 时，火焰前锋除了随燃烧室前部的单向流，快速地向前传播外，还会由于燃烧室中部涡流的作用，把已燃的高温混合气带回燃烧室的中后部，从而引燃中后部的未燃混合气，这在很大程度上改善了后部未燃混合气不易燃烧的状况;当点火提前角为36°CA 时，点火位置已基本位于中部涡流区域。火焰传播主要受到中部涡流的作用，从表5可看出不同时刻温度流场中曲轴转角10°CA 时，虽然涡流区域的流速很大，但只有少部分已燃混合气会被涡流带回燃烧室的中后部，这主要有两个方面的原因:首先，火花塞点火时处于涡流区域中，此时其附近流场的速度很大，初期火焰中心已燃混合气产生的热量容易散失，不利于燃烧初期火焰中心的快速增大，所以初期已燃混合气较少;其次，如表5不同时刻流场中曲轴转角10°CA 时，此时缸内流场中部的涡流已经开始破碎，高速涡流对已燃高温混合气的作用时间太短。

燃烧中期，当点火提前角为60°CA 时，如表3不同时刻流场中曲轴转角20°CA 时，转子由于接近上止点，导致燃烧室空间狭小，从而燃烧室内部涡流消失，缸内整体流场为随转子运动方向的单向流，其进一步推动已燃的高温混合气继续向燃烧室前端运动，如表3不同时刻温度流场中曲轴转角20°CA时，导致前部混合气的快速燃烧，而后部未燃混合气无法及时燃烧;当点火提前角为47°CA 时，如表4不同时刻流场中曲轴转角20°CA 时，同样由于燃烧室空间的狭小，缸内涡流消失成随转子运动方向的单向流，这同样加速了燃烧室前部的未燃混合气的燃烧，如表4不同时刻温度流场中曲轴转角20°CA时，而燃烧室尾部的未燃混合气仍旧无法及时的燃烧;当点火提前角为36°CA 时，如表5不同时刻流场中曲轴转角20°CA 时，缸内涡流消失形成的随转子运动方向的单向流，很快把中部已燃的高温混合气推向前部未燃混合气区域，如表5不同时刻温度流场中曲轴转角20°CA 时，所以整体上中部和前部的未燃混合气可以及时燃烧，但后部的混合气却无法及时地被引燃。

燃烧后期，当点火提前角为60°CA 时，由于燃烧室容积增大，转子凹坑内会出现一个强度不大的涡流，如表3不同时刻流场中曲轴转角60°CA 时，这个涡流可以在很大程度上加速燃烧室后部的燃烧速率。但是如表3不同时刻温度流场中曲轴转角60°CA 时，由于此时中后部的混合气没有被引燃，火焰无法利用涡流对其燃烧速率的加速作用，所以整个燃烧过程持续时间长，燃烧速率较低;当点火提前角为47°CA 时，如表4不同时刻流场中曲轴转角60°CA 时，同样转子凹坑内会出现一个强度不大的涡流，其加速了前部已燃高温混合气与后部未燃混合气的混合速度，增加了反应速率，此时如表4不同时刻温度流场中曲轴转角60°CA 时，燃烧室内的未燃混合气基本燃烧干净，整个燃烧过程缩短，燃烧效率较高;当点火提前角为36°CA 时，如表5不同时刻温度流场中曲轴转角60°CA 时，同样由于此时后部的混合气没有被引燃，所以火焰无法利用此时流场中涡流对其燃烧速率加速作用，整体上燃烧过程较长，燃烧速率较低。

综上所述，当点火提前角在47°CA 附近时，燃烧效率最高。这是因为点火提前角在47°CA 时，火花塞处于涡流到单向流的过渡区域，并且其附近流场速度不是太大，这有利于燃烧初期火核的快速形成，燃烧速度的快速增加。在涡流消失时间一定的情况下点火提前角47°CA 相比较原点火提前角42°CA，更加充分利用了涡流对火焰传播所作用的时间。虽然点火提前角60°CA、56°CA、50°CA 也充分利用了涡流的作用时间，但由于在这些时刻点火时，点火位置位于燃烧室前部随转子运动方向的单向流区域附近，火焰传播主要受到燃烧室前部单向流的影响。火焰中心形成后，火焰前锋很快随气流的方向传播到燃烧室的前部，引燃前部的未燃混合气，而很难逆向地向燃烧室中后部传播，所以位于中部的涡流没能起到加速火焰传播的促进作用。总体上说:点火提前角以47°CA 为一个分水岭，即在涡流消失时刻一定的情况下，为了尽量充分利用涡流的作用时间，应该适当地增大点火提前角，以47°CA为界限，燃烧效率最高，点火提前角增加或降低时，燃烧速率均减小。

3.2 不同点火提前角燃料已燃质量分数曲线和示功图

从图7不同点火提前角缸内的燃料已燃质量分数曲线可以看出:当点火提前角为47°CA 时，燃烧过程中燃料已燃质量分数曲线的斜率最大，燃烧持续时间最短，即未燃混合气燃烧速度最快，50°CA、42°CA 次之，60°CA、56°CA、36°CA 较差，所以燃烧速率以点火提前角47°CA 时最高，并向两边递减。由示功图8可以看出:点火提前角为47°CA 时，压力峰值最大，50°CA、42°CA 时次之，60°CA、56°CA、36°CA 时较小，其中47°CA、50°CA 时，比原点火提前角42°CA 时大，即压力峰值的整体趋势与燃烧效率的变化趋势相似，都是以点火提前角47°CA 时最高，并向两边递减。

图7 不同点火提前角时燃料已燃质量分数曲线Fig.7 Mass fractions of fuel burned in cylinder at various ignition advance angles

图8 不同点火提前角时缸内的压力曲线对比Fig.8 Comparison of calculated pressures at different ignition advance angles

这主要是因为:当点火提前角为60°CA、56°CA时，点火位置在燃烧室前部随转子运动方向的单向流区域，导致燃烧室后部的混合气不能及时燃烧，整个燃烧过程持续时间太长，所以其燃烧效率和压力最大值小于其他点火提前角的情况。当点火提前角为50°CA、47°CA、42°CA 时，火花塞点火时，其位于湍流到单向流的过渡区，点火后，火焰会同时向前部和后部传播，缸内混合气可以及时燃烧，整个燃烧过程持续时间短，所以它们的压力曲线峰值要明显高于其他点火提前角。其中当点火提前角为47°CA时点火位置处于湍流到单向流的过渡区，而且相比原点火提前角42°CA，其更充分利用了涡流对火焰传播加速的作用时间，所以燃烧速率最大，压力曲线峰值也最大。虽然点火提前角为50°CA 时，相比原点火提前角42°CA 也充分利用了涡流的作用时间，但其点火位置更接近于前部的单向流区，火花塞点火时，火焰前锋很快随气流的方向传播到燃烧室的前部，引燃前部的未燃混合气，而很难逆向地向燃烧室中后部传播，所以位于中部的涡流没能起到加速火焰传播的促进作用。当点火提前角为36°CA 时，点火位置点火时，虽然其已完全位于涡流区域中，但点火位置处流场速度过大，不利于初期火焰的形成，并且在燃烧中期，涡流对已燃高温混合气的作用时间较短，所以整体燃烧速率仍然较低，同样无法获得较高的压力峰值。

3.3 不同点火提前角缸内平均温度和NOx生成量

由图9缸内平均温度曲线和图10NOx生成曲线可以看出:NOx生成量在点火提前角为50°CA 时最多，56°CA、47°CA、42°CA 时次之，60°CA、36°CA 时较少。点火提前角为47°CA 时，燃烧速率最大，但其NOx生成量却低于50°CA 时，这主要是由于其燃料的快速燃烧导致其燃烧持续期相比点火提前角为50°CA 时短，所以在发动机的膨胀行程行程初期其缸内平均温度比点火提前角为50°CA 时的缸内平均温度大，但在膨胀行程后期的大部分阶段，其缸内平均温度比点火提前角为50°CA 时的缸内平均温度小，所以NOx生成量整体小于点火提前角为50°CA时的NOx生成量。

图9 不同点火位置的温度曲线对比Fig.9 Comparison of temperature distributions in cylinder at different ignition advance angles

整体上，点火提前角为60°CA、36°CA 时，燃烧速率较小，相应的NOx的生成量也较低。点火提前角为47°CA 时，相对于其他点火提前角既考虑了比较少的NOx排放量，又获得了最大的压力峰值，所以点火提前角为47°CA 时最合理。

图10 不同点火位置的NOx 生成量曲线对比Fig.10 Comparison of productions of NOx at different ignition advance angles

4 结论

1)通过对Fluent 软件的二次开发，建立了符合转子发动机工作过程的湍流模型、燃烧模型等，并将计算结果与已有文献［7］数据进行对比，建立了符合火花点燃式转子发动机燃烧过程的二维模拟模型。

2)燃烧室内部涡流对火焰传播起着积极的加速作用，火花塞点火时应于涡流区向单向流过渡的区域，并且其附近的流场速度不能太大。也就是说，点火初期，火焰中心应在比较稳定的气流环境中发展，中期和后期应该有较剧烈的涡流运动作用火焰燃烧区域，使火焰能同时向燃烧室前部和后部传播。

3)燃烧室内的涡流对火焰传播起到了积极的加速作用，但是随着转子运动，涡流会因燃烧室容积减小而受到挤压并消失，在涡流消失时刻一定的情况下，为了尽量充分利用涡流对火焰传播的作用时间，应该适当地增大点火提前角。

4)计算工况条件下，当点火提前角为47°CA时，压力峰值和燃烧速率的整体趋势是最高的。以47°CA 为分水岭，点火提前角增加或降低时压力峰值和燃烧速率整体上均减小。

References)

［1］王奉明，程卫华. 转子发动机简介［J］. 现代军事，2006(11):59 -61.WANG Feng-ming，CHENG Wei-hua. Introduction of rotary engines［J］. Modern Military，2006(11):59 -61. (in Chinese)

［2］卢发，余乃彪. 三角转子发动机［M］.北京:国防工业出版社，1990.LU Fa，YU Nai-biao. Wankel engine［M］.Beijing:National Defense Industry Press，1990. (in Chinese)

［3］朱剑明，彭代勇.世界能源现状与内燃机的发展机遇［J］.内燃机工程，2011，32(2):80 -84.ZHU Jian-ming，PENG Dai-yong. Current world oil situation and development opportunities for IC engine［J］.Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2011，32(2):80 -84. (in Chinese)

［4］Abraham J，Bracco F V. Comparisons of computed and measured pressure in a premixed-charge natural-gas-fueled rotary engine［J］. SAE Transactions，1989，98:117 -131.

［5］马凡华，王宇，汪俊君，等. 不同点火提前角时HCNG 发动机的燃烧与排放特性［J］. 内燃机工程，2008，29(4):23 -27.MA Fan-hua，WANG Yu，WANG Jun-jun，et al. Combustion and emission characteristics of a HCNG engine under various spark timings［J］. Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2008，29(4):23 -27. (in Chinese)

［6］潘剑锋，范宝伟，陈瑞，等. 点火位置对天然气转子发动机燃烧的影响［J］. 内燃机工程，2013，34(1):1 -7.PAN Jian-feng，FAN Bao-wei，CHEN Rui，et al. Effects of ignition position on combustion process in natural gas-fueled rotary engine［J］. Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2013，34(1):1 -7. (in Chinese)

［7］Abraham J，Bracco F V. 3D computation of premixed-charge natural gas combustion in rotary engines［J］.SAE Technical，1991，100(4):611 -617.

［8］Abraham J，Bracco F V. Comparisons of computed and measured mean velocity and turbulence intensity in a motored rotary engine［J］. SAE Transactions，1989，97(9):1701 -1713.

［9］李晓春，潘剑锋，李德桃，等.亚毫米平行板通道内燃烧过程的数值模拟［J］.小型内燃机与摩托车，2010，39(3):33 -39.LI Xiao-chun，PAN Jian-feng，LI Dei-tao，et al. Numerical simulation of the combustion process in the parallel plated combustor under one millimeter［J］. Small Internal Combustion Engine and Motorcycle，2010，39(3):33 -39. (in Chinese)

［10］De Filippis M，Hamady F，Novak M，et al. Effects of pocket configuration on the flow field in a rotary engine assembly［J］.SAE Transactions，1992，101(3):427 -441.