基于缸內(nèi)壓力振蕩的冷EGR對(duì)汽油機(jī)爆震特性的影響

舒歌群，潘家營(yíng)，衛(wèi)海橋，史 寧(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

基于缸內(nèi)壓力振蕩的冷EGR對(duì)汽油機(jī)爆震特性的影響

舒歌群，潘家營(yíng)，衛(wèi)海橋，史 寧
(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

基于內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)壓力波動(dòng)方程研究了冷廢氣再循環(huán)(EGR)對(duì)汽油機(jī)爆震特性的影響．由KIVA-3V燃燒程序的三維流場(chǎng)推導(dǎo)出內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)壓力波動(dòng)方程，并分別從均值壓力和波動(dòng)壓力角度來(lái)討論冷EGR對(duì)汽油機(jī)爆震的影響規(guī)律．分析了不同冷EGR 率下燃燒室溫度、均值壓力和波動(dòng)壓力等燃燒特性. 結(jié)果表明：隨著冷EGR 率的增加，缸內(nèi)燃燒溫度、壓力升高率大大降低，燃燒持續(xù)期明顯增加；同時(shí)，缸內(nèi)壓力波動(dòng)幅值明顯降低而均值壓力變化不大，可見(jiàn)引入適當(dāng)?shù)睦銭GR率對(duì)汽油機(jī)高頻壓力振蕩有很好的抑制作用．最后，對(duì)缸內(nèi)壓力波動(dòng)進(jìn)行頻譜特性分析，探討了燃燒室空腔共鳴和發(fā)動(dòng)機(jī)爆震之間的關(guān)系．

波動(dòng)方程；均值壓力；波動(dòng)壓力；冷廢氣再循環(huán)；爆震

目前，隨著石油資源的短缺和燃料燃燒所帶來(lái)的大氣污染問(wèn)題的日益加劇，節(jié)能減排已成為汽車工業(yè)發(fā)展趨勢(shì)的重要方向．發(fā)動(dòng)機(jī)小型化(也被稱為“發(fā)動(dòng)機(jī)高強(qiáng)化”)是指通過(guò)增加平均有效壓力來(lái)降低氣缸容積而保持功率不變，或者提高功率和扭矩而不增加氣缸容積，同時(shí)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的效率．發(fā)動(dòng)機(jī)小型化是目前最有前途的用來(lái)改善燃油經(jīng)濟(jì)性、滿足廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation，EGR)排放法規(guī)并具有可接受的成本與效益比的方法之一[1]．

為了保證小型化發(fā)動(dòng)機(jī)正常的功率和扭矩輸出，往往需要通過(guò)增壓和提高壓縮比等途徑來(lái)提高缸內(nèi)平均有效壓力(BMEP)．然而，增壓或提高壓縮比會(huì)大大增加汽油機(jī)發(fā)生爆震的傾向，這也是限制汽油機(jī)小型化的最大障礙之一．

爆震成因非常復(fù)雜，目前尚沒(méi)有較為統(tǒng)一的結(jié)論，主流的學(xué)說(shuō)主要有自燃說(shuō)、爆燃說(shuō)和火焰加速說(shuō)[2]．這3種觀點(diǎn)都認(rèn)為爆震特有的沖擊波、氣體壓力振蕩和噪聲是燃燒能量急劇釋放的結(jié)果．對(duì)于汽油機(jī)而言，缸內(nèi)壓力波動(dòng)是爆震的典型表現(xiàn)形式．雖然很多研究[3]表明汽油機(jī)爆震時(shí)，質(zhì)量燃燒率和火焰?zhèn)鞑ニ俾识己芨?，并伴有壓力迅速升高、壓力高頻振蕩，但是很少有學(xué)者從發(fā)動(dòng)機(jī)爆震時(shí)缸內(nèi)壓力波動(dòng)角度來(lái)研究爆震問(wèn)題[4]；同時(shí)，爆震強(qiáng)度和壓力波動(dòng)幅值之間的量化關(guān)系也不明確．

隨著小型化汽油機(jī)平均有效壓力的升高，不可避免地增加了缸內(nèi)燃燒溫度，從而造成了發(fā)動(dòng)機(jī)爆震傾向[5]．EGR技術(shù)作為降低NOx排放的最有效手段，已經(jīng)在柴油機(jī)上得到了廣泛的應(yīng)用，隨著汽油機(jī)小型化的發(fā)展，一些柴油機(jī)上的先進(jìn)技術(shù)被逐漸應(yīng)用到汽油機(jī)上，如廢氣渦輪增壓等．因此，可以將柴油機(jī)成熟的EGR技術(shù)引用到汽油機(jī)上來(lái)研究其對(duì)小型化汽油機(jī)爆震的影響[6]．Diana等利用廢氣稀釋的作用，采用11%的EGR率將汽油機(jī)壓縮比提高到了13.5，唯一不足的是試驗(yàn)機(jī)是自然吸氣式，這大大降低了正常的功率輸出[7]．Grandin等[8]結(jié)合渦輪增壓和EGR技術(shù)有效地克服了這個(gè)缺陷，研究表明EGR技術(shù)能夠在提高平均有效壓力或者壓縮比的同時(shí)，對(duì)爆震起到很好的抑制作用．雖然這些研究從缸內(nèi)平均有效壓力的角度定性分析了EGR技術(shù)對(duì)爆震的抑制作用，但是幾乎很少有學(xué)者從爆震特有的壓力振蕩角度來(lái)研究EGR技術(shù)對(duì)汽油機(jī)爆震的影響．此外，采用EGR技術(shù)還可以在部分負(fù)荷下降低汽油機(jī)的節(jié)氣損失，在全負(fù)荷下提高了汽油機(jī)的爆震極限．

壓力波動(dòng)本質(zhì)上屬于聲學(xué)特性．為了進(jìn)一步揭示燃燒過(guò)程中強(qiáng)烈的高頻壓力振蕩特性，本文在前期工作[9]的基礎(chǔ)上，首先從理論上推導(dǎo)了宏觀壓力均值方程和微觀壓力波動(dòng)方程，然后分別從均值壓力和波動(dòng)壓力兩個(gè)方面來(lái)討論冷EGR對(duì)汽油機(jī)爆震特性的影響規(guī)律，得出EGR技術(shù)對(duì)汽油機(jī)高頻壓力振蕩的抑制機(jī)理；同時(shí)分析了燃燒室空腔共鳴和發(fā)動(dòng)機(jī)爆震之間的關(guān)系．

1 內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)壓力波動(dòng)方程

為了準(zhǔn)確地對(duì)缸內(nèi)壓力波動(dòng)情況進(jìn)行描述，文獻(xiàn)[10]從理論上推導(dǎo)出了宏觀尺度的缸內(nèi)壓力變化方程和微觀尺度的壓力波動(dòng)方程，將氣缸壓力p分解為均值部分和波動(dòng)值部分，即

在內(nèi)燃機(jī)燃燒過(guò)程中，由于氣體的各種運(yùn)動(dòng)會(huì)產(chǎn)生各種各樣的壓力源項(xiàng)．基于KIVA燃燒程序可以獲得這些源項(xiàng)的數(shù)學(xué)表達(dá)式，同時(shí)將氣流中所有偏離波動(dòng)方程的激勵(lì)項(xiàng)放到波動(dòng)方程右邊作為激勵(lì)源，進(jìn)行內(nèi)燃機(jī)氣缸內(nèi)壓力波動(dòng)的推導(dǎo)和求解，分別得到內(nèi)燃機(jī)燃燒時(shí)氣體振動(dòng)狀態(tài)的二階偏微分均值壓力方程和波動(dòng)方程．

基于質(zhì)量守恒方程、能量方程、理想氣體狀態(tài)方程及理想氣體小振幅聲速公式，可以獲得宏觀尺度氣缸壓力均值方程為

進(jìn)而由質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量方程以及宏觀尺度氣缸壓力均值方程式(2)可以推導(dǎo)出關(guān)于氣缸壓力瞬時(shí)波動(dòng)壓力p′的方程為

式(3)是一個(gè)強(qiáng)迫波動(dòng)方程，方程的右邊為造成氣缸壓力波動(dòng)的力源項(xiàng)，其中右邊第1項(xiàng)表示燃燒過(guò)程中燃燒在空間上的分布，第2項(xiàng)表示燃燒室氣體紊流運(yùn)動(dòng)，第3項(xiàng)表示噴射、黏性應(yīng)力、重力等變化項(xiàng)．由于篇幅有限，具體推導(dǎo)過(guò)程可參考文獻(xiàn)[11]．

2 研究對(duì)象

本文研究了冷EGR對(duì)汽油機(jī)壓力振蕩特性的影響．EGR率的定義[12]為

式中：nEGR為參與廢氣再循環(huán)的排氣的物質(zhì)的量，mol；nair/fuel為空燃混合氣的物質(zhì)的量，mol．

選取經(jīng)過(guò)改裝的95,mm缸徑的單缸二沖程汽油機(jī)作為研究對(duì)象，試驗(yàn)機(jī)運(yùn)行參數(shù)如表1所示．試驗(yàn)中為了使試驗(yàn)機(jī)達(dá)到預(yù)期的壓力振蕩強(qiáng)度，燃料選擇研究法辛烷值為53的汽油，同時(shí)點(diǎn)火提前角設(shè)為30°,CA BTDC，并根據(jù)振蕩幅值的大小判斷發(fā)生爆震的傾向[13]．內(nèi)燃機(jī)燃燒過(guò)程中缸內(nèi)壓力分布極不均勻，本研究中火花塞和Kistler 6125壓力傳感器的幾何安裝位置如圖1(a)所示．

表1 試驗(yàn)機(jī)參數(shù)及工況Tab.1 Parameters of test engine and operating condition

模擬計(jì)算時(shí)，認(rèn)為燃油已與空氣按化學(xué)計(jì)量比1∶14.8均勻混合；為了簡(jiǎn)化模型，盡可能將不必要的干擾因素排除在外，進(jìn)排氣門未納入模型中；燃燒室剛性壁面作為全反射邊界條件處理，同時(shí)燃燒室模型采用自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)，燃燒室網(wǎng)格模型如圖1(b)所示．點(diǎn)火模型采用發(fā)動(dòng)機(jī)多維模擬中最常見(jiàn)的直接在點(diǎn)火單元中加入能量的模擬方法，同時(shí)根據(jù)空燃比、氣體流動(dòng)狀態(tài)等適當(dāng)調(diào)整初始點(diǎn)火半徑和點(diǎn)火能量；同時(shí)，由于發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)中末端混合氣溫度的變化與活塞上行壓縮、火焰前鋒壓縮、熱傳遞以及末端混合氣焰前反應(yīng)放熱有關(guān)，因此模型中引入了shell模型來(lái)考慮火焰鋒面前方預(yù)熱氣體的自燃狀況用以描述爆震現(xiàn)象[14]．計(jì)算中采用化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)主導(dǎo)作用的基于特征時(shí)間的燃燒模型[15-16]來(lái)描述發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程．化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型采用基于標(biāo)準(zhǔn)異辛烷和正庚烷的簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)構(gòu)架，該機(jī)理包括41個(gè)組分和130個(gè)反應(yīng)，結(jié)果表明此模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程，同時(shí)計(jì)算效率較高[17]．從圖2可以看到燃燒開(kāi)始之后最小時(shí)間步長(zhǎng)小于微秒級(jí)，并且單個(gè)循環(huán)運(yùn)行的平均時(shí)間在70,h以上．

圖3和圖4分別顯示了試驗(yàn)機(jī)在典型爆震循環(huán)下的缸內(nèi)壓力試驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果．如圖所示，當(dāng)缸內(nèi)壓力曲線接近峰值時(shí)燃燒室內(nèi)出現(xiàn)了大幅高頻壓力振蕩．比較圖3和圖4可以發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)最高壓力(含波動(dòng)壓力)值在10,MPa左右；同時(shí)，通過(guò)對(duì)比模擬和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的幅值特性和頻率特性(FFT)曲線[11]發(fā)現(xiàn)，模擬和試驗(yàn)獲得的壓力振蕩幅值分別為4.1,MPa和3.8,MPa，由此可見(jiàn)，模擬和試驗(yàn)壓力曲線達(dá)到了很好的吻合．需要指出的是，圖4中缸內(nèi)壓力振蕩趨勢(shì)持續(xù)時(shí)間相對(duì)較長(zhǎng)，主要原因是燃燒室壁面做全反射處理減緩了壓力波的快速衰減，同時(shí)這也與模型網(wǎng)格、信號(hào)濾波特性密切相關(guān)．總體來(lái)講，模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確地反映了爆震燃燒時(shí)強(qiáng)烈的壓力振蕩過(guò)程，說(shuō)明此模型能夠滿足缸內(nèi)壓力波動(dòng)的計(jì)算要求．

圖1 缸壓傳感器位置和燃燒室網(wǎng)格模型Fig.1 Location of pressure sensor and mesh model of combustion chamber

圖2 KIVA計(jì)算過(guò)程中的時(shí)間步長(zhǎng)Fig.2 Time-step of calculation process by KIVA

圖3 缸內(nèi)壓力的實(shí)驗(yàn)值Fig.3 Experimental data of in-cylinder pressure

圖4 缸內(nèi)壓力的模擬值Fig.4 Calculated results of in-cylinder pressure

3 冷EGR對(duì)缸內(nèi)壓力的影響

內(nèi)燃機(jī)燃燒過(guò)程中，當(dāng)末端氣體發(fā)生了自燃這種不正常的燃燒現(xiàn)象時(shí)，其化學(xué)能的劇烈釋放會(huì)引起壓力波或沖擊波在燃燒室內(nèi)傳播，燃燒室空腔被迫在其共振頻率處產(chǎn)生共鳴，通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體向外輻射的壓力波動(dòng)傳播，產(chǎn)生了尖銳的金屬噪音；隨后，這些壓力波會(huì)逐漸被燃燒室壁面衰減．當(dāng)引入適量的EGR率后，一方面由于廢氣對(duì)可燃混合氣體產(chǎn)生的稀釋作用使滯燃期和燃燒持續(xù)期相應(yīng)地延長(zhǎng)，另一方面可以保持末端氣體溫度低于自燃的臨界溫度，從而使能量相對(duì)緩慢地釋放出來(lái)，壓力波動(dòng)的幅值也會(huì)相應(yīng)地減小．文獻(xiàn)[18]中提到，由EGR引起的溫度變化范圍最高可達(dá)1,000～1,100,K．

3.1 冷EGR對(duì)均值壓力的影響

由于發(fā)動(dòng)機(jī)排放產(chǎn)物中含有大量的N2、CO2及H2O，其中N2、CO2常常被視為惰性氣體．對(duì)于冷EGR的模擬研究，本文基于調(diào)整進(jìn)氣混合氣中EGR率來(lái)實(shí)現(xiàn)，其初始溫度與進(jìn)氣溫度相同；同時(shí)，試驗(yàn)機(jī)不同EGR率下的運(yùn)行工況和化學(xué)當(dāng)量比基本保持不變．首先討論冷EGR率分別為4%、6%、8%、10%時(shí)的缸內(nèi)均值壓力和溫度模擬結(jié)果，并與EGR率為0時(shí)的曲線進(jìn)行對(duì)比分析，如圖5和圖6所示．

比較圖5中的5條壓力曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨著EGR率的增加，壓力升高率顯著降低，急燃期顯著向后推移．同時(shí)，4%～10% EGR率對(duì)應(yīng)的均值壓力峰值基本保持不變，說(shuō)明本文所研究的低濃度的EGR率沒(méi)有對(duì)缸內(nèi)均值壓力部分產(chǎn)生明顯影響．若繼續(xù)增加EGR率則缸內(nèi)壓力會(huì)出現(xiàn)明顯下降，當(dāng)EGR率達(dá)到30%左右時(shí)會(huì)出現(xiàn)點(diǎn)火困難的情況，主要原因是過(guò)大的EGR率會(huì)嚴(yán)重稀釋可燃混合氣體，從而使空燃比超出著火極限，影響正?；鹧婧诵牡男纬桑煌瑫r(shí)過(guò)大的EGR率會(huì)降低火焰?zhèn)鞑ニ俣?，進(jìn)而造成燃燒惡化．由于EGR中三原子分子比熱容相對(duì)較大，同時(shí)含有惰性氣體，一般認(rèn)為采用EGR后會(huì)降低缸內(nèi)最高燃燒溫度，從而降低NOx排放，而本文討論的重點(diǎn)在于引入EGR后對(duì)燃燒過(guò)程的影響，這里僅從引入冷EGR后對(duì)爆震燃燒的抑制的角度展開(kāi)討論.

圖5 不同EGR率下的均值壓力Fig.5 Mean pressure under different EGR ratios

圖6 不同EGR率下的缸內(nèi)溫度Fig.6 In-cylinder temperature under different EGR ratios

由圖6可知，隨著EGR率的增加，著火滯燃期延長(zhǎng)，同時(shí)缸內(nèi)燃燒溫度有一定程度的降低．與0 EGR率下的溫度曲線相比，6% EGR率和10% EGR率下的溫度曲線最大值分別下降了2.8%和5.5%．這主要是因?yàn)樵谏呦嗤瑴囟鹊臈l件下，三原子分子吸熱量更多(如CO2摩爾熱容為37,J/(mol·K))，同時(shí)，引入冷EGR后對(duì)可燃混合氣體起到了稀釋作用，燃料化學(xué)能釋放速度降低，從而使得燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)．圖7顯示了不同EGR率下的燃燒持續(xù)期的變化，可見(jiàn)隨著EGR率的增加，燃燒持續(xù)期明顯增加.

圖7 不同EGR率下的燃燒持續(xù)期Fig.7 Combustion duration under different EGR ratios

3.2 冷EGR對(duì)波動(dòng)壓力的影響

由圖8可知，隨著EGR率的增加，點(diǎn)火滯燃期和燃燒持續(xù)期增加得越來(lái)越明顯，這與均值壓力曲線變化趨勢(shì)基本一致．同時(shí)，波動(dòng)壓力幅值隨著冷EGR率的增加明顯減?。c4% EGR率的波動(dòng)壓力峰值相比，6%和8% EGR率所對(duì)應(yīng)的波動(dòng)壓力峰值分別下降了11.6%和28.6%．主要是因?yàn)榛瘜W(xué)反應(yīng)放熱的減緩在一定程度上降低了對(duì)燃燒室內(nèi)波動(dòng)壓力的激勵(lì)作用．由此可見(jiàn)，適當(dāng)?shù)匾隕GR對(duì)汽油機(jī)高頻壓力振蕩有很好的抑制作用．

圖9給出了不同EGR率下的最大壓力變化情況．由圖可知，加入適量的EGR率后最大均值壓力有所增加，其中EGR率從0到4%變化過(guò)程中最大均值壓力提升最為明顯，約為1.9%；主要原因是采用EGR以后缸內(nèi)溫度有所降低，從而在一定程度上減少了傳熱損失和高溫下氣體分子的離解．當(dāng)EGR率在4%～8%范圍內(nèi)增加時(shí)最大壓力值的影響不再明顯，而當(dāng)EGR率達(dá)到10%后最大均值壓力出現(xiàn)明顯的下降，這可能是由于EGR率的增加造成了燃燒的惡化．對(duì)于最大波動(dòng)壓力的變化，隨著EGR率的增加，大幅壓力高頻振蕩得到了明顯的抑制，特別是當(dāng)EGR率超過(guò)6%后，燃燒室內(nèi)最大波動(dòng)壓力顯著下降．但是，注意到6% EGR率是一個(gè)反常情況，此時(shí)最大均值壓力是最高，而最大波動(dòng)壓力與0 EGR率下的最大波動(dòng)壓力相當(dāng)，約為1.5,MPa；這可能是因?yàn)橐隕GR后在一定程度上降低了火焰燃燒速度，從而引起燃燒室末端區(qū)域氣體發(fā)生自燃造成了爆震的發(fā)生，這可以從圖10所示6% EGR率時(shí)的放熱率曲線得出相應(yīng)的結(jié)論．

圖8 不同EGR率下的波動(dòng)壓力Fig.8 Oscillation pressure under different EGR ratios

圖9 不同EGR率對(duì)最大壓力的影響Fig.9 Impact of EGR ratio on the maximum pressure

圖10 6% EGR率下的放熱率和已燃?xì)怏w分?jǐn)?shù)Fig.10Heat release and burnt mass fraction at 6% EGR ratio

由于發(fā)動(dòng)機(jī)爆震和燃燒室空腔共鳴有著密切聯(lián)系[19-20]，因此本文最后對(duì)缸內(nèi)壓力波動(dòng)曲線進(jìn)行頻譜特性分析，以了解缸內(nèi)壓力振蕩和空腔共鳴之間的關(guān)系．

由圖11中不同EGR率下的波動(dòng)壓力頻譜特性可以看出，在5.8,kHz和11,kHz處出現(xiàn)共振峰，說(shuō)明在燃燒過(guò)程中該點(diǎn)將被激發(fā)出這一階模態(tài)，其振動(dòng)能量在這一頻率附近分布較大．爆震時(shí)缸內(nèi)壓力波動(dòng)特性主要集中在高頻域內(nèi)，對(duì)比4條曲線，除了6% EGR率曲線外，隨著EGR率的增加，其振蕩幅值明顯下降．同時(shí)可以看出，空腔共振頻率并沒(méi)有出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)移，說(shuō)明在本文所研究的EGR率范圍沒(méi)有大幅改變缸內(nèi)燃燒溫度，以致于明顯影響缸內(nèi)壓力波的傳播速度．然而，由于燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)空腔共鳴特性有直接影響，所以將來(lái)要在考慮燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)的情況下深入研究空腔共鳴與爆震之間的關(guān)系．

圖11 不同EGR率下的波動(dòng)壓力頻譜特性Fig.11 Oscillation pressure spectrum characteristics under different EGR ratios

4 結(jié) 論

(1) 本文從內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)壓力波動(dòng)方程出發(fā)，分別從均值壓力和波動(dòng)壓力兩個(gè)方面來(lái)討論冷EGR對(duì)汽油機(jī)爆震的影響，發(fā)現(xiàn)所研究的低濃度冷EGR能夠?qū)ζ蜋C(jī)燃燒過(guò)程產(chǎn)生一定影響．

(2) 采用不同的冷EGR率后，著火滯燃期和燃燒持續(xù)期會(huì)相應(yīng)地延長(zhǎng)，壓力升高率明顯下降，從而在一定程度上抑制了末端氣體發(fā)生自燃．主要原因是EGR的稀釋作用和熱物理特性影響了燃燒過(guò)程中可燃?xì)怏w的化學(xué)反應(yīng)．

(3) 在一定范圍內(nèi)隨著EGR率的增加，均值壓力曲線基本保持不變，但是波動(dòng)壓力幅值隨著EGR率的增加明顯降低，這說(shuō)明通過(guò)引入適量的冷EGR率，可以有效地抑制汽油機(jī)高頻壓力振蕩．

(4) 對(duì)缸內(nèi)波動(dòng)壓力曲線進(jìn)行頻譜特性分析發(fā)現(xiàn)，隨著EGR率的增加，其幅值明顯下降；但是空腔共振頻率并沒(méi)有出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)移，說(shuō)明本文所研究的EGR范圍沒(méi)有大幅改變缸內(nèi)燃燒溫度以致于明顯影響到缸內(nèi)壓力波的傳播．

［1］ Podevin P，Clenci A，Descombes G. Influence of the lubricating oil pressure and temperature on the performance at low speeds of a centrifugal compressor for an automotive engine[J]. Applied Thermal Engineering，2011，31(2)：194-201.

［2］ Duzinauskas P V. Examination of methods used to characterize engine knock[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit，USA，1992：1992-92-0808.

［3］ Bradley D，Kalghatgi G T. Influence of auto-ignition delay time characteristics of different fuels on pressure waves and knock in reciprocating engines[J]. Combustion and Flame，2009，156：2307-2318.

［4］ Hettinger A，Kulzer A. A new method to detect knocking zones[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit, USA，2009：2009-01-0698.

［5］ Fontana G，Galloni E. Experimental analysis of a sparkignition engine using exhaust gas recycle at WOT operation[J]. Applied Energy，2010，87(7)：2187-2193.

［6］ Lumsden G，Eddleston D，Sykes R. Comparing lean burn and EGR[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit，USA，1997：1997-97-0505.

［7］ Han S，Cheng W K. Design and demonstration of a spark ignition engine operating in a stratified-EGR mode[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit，USA，1998：1998-98-0122.

［8］ Grandin B，Angstrom H E，Stalhammar P. Knock suppression in a turbocharged SI engine by using cooled EGR[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit，USA，1998：1998-98-2476.

［9］ 韋靜思. 內(nèi)燃機(jī)燃燒過(guò)程中熱聲耦合機(jī)理的研究[D].天津：天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，2009. Wei Jingsi. Research on Thermo-Acoustic Coupling Mechanism in the Combustion Process of Internal Combustion Engines[D]. Tianjin： School of Mechanical Engineering，Tianjin University，2009 (in Chinese).

［10］ Culick F E C. Stability of three-dimensional motions in a combustion chamber[J]. Combustion Science and Technology，1975，10(3/4)：109-124.

［11］ 韋靜思，舒歌群，衛(wèi)海橋. 內(nèi)燃機(jī)爆震燃燒過(guò)程中燃燒室內(nèi)聲學(xué)分析[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2010，28(5)：427-434. Wei Jingsi，Shu Gequn, Wei Haiqiao. Acoustics analysis of combustion chamber during knocking combustion of internal combustion engines[J]. Transactions of CSICE，2010，28(5)：427-434 (in Chinese).

［12］ Chen R，Milovanovic N. A computational study into the effect of exhaust gas recycling on homogeneous charge compression ignition combustion in internal combustion engines fuelled with methane[J]. International Journal of Thermal Sciences，2002，41(9)：805-813.

［13］ Merola S S，Bianca M. Knock investigation by flame and radical species detection in spark ignition engine for different fuels[J]. Energy Conversion and Management, 2007，48：2897-2910.

［14］ 傅茂林，李建權(quán)，王良昱，等. 火花點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)的末端氣體自燃及爆震的研究[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào)，1997，18(2)：246-250. Fu Maolin，Li Jianquan，Wang Liangyu，et al. Research on end-gas auto-ignition and knock of sparkignited engines[J]. Journal of Engineering Thermophysics，1997，18(2)：246-250 (in Chinese).

［15］ Reitz R D. Assessment of wall heat transfer models for premixed-charge engine combustion computation[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit，USA， 1991：1991-91-0267.

［16］ Andreassi L，Cordiner S，Mulone V，et al. An analysis of 3D simulation of SI combustion with an improved version of the KIVA-3V code： Numerical formulation and experimental validation[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit，USA，2003：2003-01-0012.

［17］ Ra Y，Reitz R D. A reduced chemical kinetic model for IC engine combustion simulations with primary reference fuels[J]. Combustion and Flame，2008，155：713-738.

［18］ Westbrook C K. Chemical kinetics of hydrocarbon ignition in practical combustion systems[C]// Proceedings of the Combustion Institute. Edinburgh，England，2000，28(2)：1563-1577.

［19］ Chiriac R，Radu B，Apostolescu N. Defining knock characteristics and autoignition condition of LPG with a possible correlation for the control strategy in a SI engine[C]// SAE World Congress and Exhibition. Detroit，USA，2006：2006-01-0227.

［20］ Draper C S，Morse P M. Acoustical analysis of the pressure waves accompanying detonation in the internal combustion engine[J]. Journal of the Acoustical Society of America，1939，10 (3)：259.

（責(zé)任編輯：金順愛(ài)）

Impact of Cooled EGR on SI Engine Knocking Characteristics Based on In-Cylinder Pressure Oscillations

Shu Gequn，Pan Jiaying，Wei Haiqiao，Shi Ning
(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Impact of cooled exhaust gas recirculation (EGR) on spark-ignited (SI) engine knocking characteristics was researched based on pressure wave equation of internal combustion engines. A pressure wave equation was derived from the three-dimensional flow field of KIVA-3V program，and the impact pattern of cooled EGR on SI engine knock was discussed in terms of mean pressure and oscillating pressure. Calculated results of in-cylinder temperature，mean pressure and oscillating pressure under different cooled EGR ratios were analyzed，and it is found that with the increase of cooled EGR ratio，combustion temperature and rate of pressure rise decrease rapidly，and combustion duration increases obviously. Meanwhile，the amplitude of in-cylinder pressure oscillation decreases significantly without obvious variation in mean pressure，which indicates that the application of appropriate cooled EGR ratio has a good inhibition effect on high-frequency pressure oscillations. Finally，spectrum analysis of in-cylinder pressure oscillations was carried out in order to investigate the relations between cavity resonance of combustion chamber and engine knock.

wave equation；mean pressure；oscillating pressure；cooled EGR；knock

TK402

A

0493-2137(2014)06-0551-07

10.11784/tdxbz201301048

2013-01-28；

2013-03-07.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51176138)；天津市應(yīng)用基礎(chǔ)與前沿技術(shù)研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(12JCZDJC28800).

舒歌群（1964— ），男，教授，sgq@tju.edu.cn.

衛(wèi)海橋，haiqiaowei@tju.edu.cn.