馬富康，趙長祿，趙振峰，王豪

（1.北京理工大學(xué)機械與車輛學(xué)院，北京100081；2.中北大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，山西太原030051）

對置活塞二沖程汽油機缸內(nèi)滾流的組織與利用

馬富康1，2，趙長祿1，趙振峰1，王豪1

（1.北京理工大學(xué)機械與車輛學(xué)院，北京100081；2.中北大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，山西太原030051）

通過三維計算流體力學(xué)軟件AVL-Fire模擬了對置活塞二沖程（OP2S）缸內(nèi)直噴汽油機的掃氣、混合氣形成和燃燒過程，對比分析了3種不同的缸內(nèi)流動組織方案，包括：平頂活塞加均勻掃氣、平頂活塞加非均勻掃氣和凹坑活塞加非均勻掃氣對氣流運動和掃氣過程的影響。同時，針對采用非均勻進(jìn)氣腔的平頂活塞和凹坑活塞方案，分析混合氣形成和燃燒過程。結(jié)果表明：均勻進(jìn)氣方式可組織較強的渦流，有利于掃氣效率的提高；非均勻進(jìn)氣方式可組織滾流，有利于提高壓縮過程缸內(nèi)的湍動能?！鞍伎踊钊臃蔷鶆驋邭狻钡膾邭庀到y(tǒng)更有利于組織滾流和維持缸內(nèi)湍流強度，并在點火時刻火花塞附近形成可供穩(wěn)定著火的可燃混合氣。凹坑活塞燃燒室相比平頂活塞燃燒室，其缸內(nèi)湍動能提高了1.5倍，燃油蒸發(fā)量提高了10%，有利于形成均勻混合氣和加速燃燒過程。

動力機械工程；對置活塞；二沖程；缸內(nèi)流動；滾流；混合

0 引言

對置活塞二沖程（OP2S）發(fā)動機是一種結(jié)構(gòu)區(qū)別于傳統(tǒng)發(fā)動機的往復(fù)活塞式內(nèi)燃機，取消了氣缸蓋和配氣機構(gòu)，依靠氣缸套上的進(jìn)排氣口實現(xiàn)換氣過程，具有高效、高功率密度和平衡性好等優(yōu)點［1］。在能源與環(huán)境危機的背景下，隨著現(xiàn)代設(shè)計技術(shù)的應(yīng)用，OP2S發(fā)動機已被人們重新重視起來［2-5］。OP2S汽油機采用傳統(tǒng)曲柄連桿機構(gòu)在缸體兩側(cè)對稱布置，并通過鏈傳動實現(xiàn)了對置活塞的同步運動；采用“氣口-氣口”式直流掃氣和缸內(nèi)直噴技術(shù)，可有效避免油氣短路，實現(xiàn)較好的油氣混合［6-8］。OP2S汽油機由于其自身的結(jié)構(gòu)特點，具有振動小、噪聲低和功率密度高等特點，而且便于小型化和輕量化設(shè)計，因此可用于無人機和小型水下艦艇動力，或者電動車增程器動力和小型電站［9］。

直噴式汽油機缸內(nèi)混合氣的形成直接影響后續(xù)的燃燒組織，而缸內(nèi)流場是影響混合氣形成的主要因素之一。缸內(nèi)氣流必須要滿足:1）從微觀上要求在氣缸內(nèi)具有高強度的湍流，以促進(jìn)燃油與空氣的混合；2）從宏觀上要求有組織的平均氣流運動，以形成均勻的混合氣［10］。直噴式汽油機可以利用的缸內(nèi)空氣運動主要有3種形式:渦流、滾流和擠流。對于傳統(tǒng)發(fā)動機而言，缸內(nèi)氣流運動的組織和強弱在很大程度上取決于進(jìn)氣道的設(shè)計、進(jìn)氣門的形狀、缸徑行程比及燃燒室的形狀等。而OP2S汽油機由于取消了氣缸蓋結(jié)構(gòu)，燃燒室由對置活塞頂面組成，噴油器和火花塞均采用在氣缸套側(cè)壁布置的形式，缸內(nèi)氣流運動主要依靠進(jìn)氣口的流通特性和進(jìn)氣腔內(nèi)對氣流的組織。同時，由于二沖程工作模式，OP2S汽油機沒有獨立的進(jìn)排氣沖程，工質(zhì)更替時間短；燃油噴射過程處于排氣口關(guān)閉后的壓縮過程，油氣混合時間短。本文針對OP2S缸內(nèi)直噴汽油機的工作特點，開展其掃氣過程缸內(nèi)流動的組織和壓縮過程缸內(nèi)直噴混合氣的形成和燃燒研究，可為OP2S缸內(nèi)直噴汽油機缸內(nèi)氣流運動、燃油噴霧和燃燒室形狀的匹配提供依據(jù)。

1 OP2S汽油機掃氣系統(tǒng)

1.1 OP2S汽油機

OP2S汽油機采取無氣缸蓋和無氣門機構(gòu)設(shè)計、噴油器和火花塞在氣缸套圓周方向布置、直流掃氣系統(tǒng)、兩對置活塞組成燃燒室系統(tǒng)，并采用鏈傳動實現(xiàn)對置曲柄連桿機構(gòu)的同步工作。詳細(xì)結(jié)構(gòu)原理見圖1，相關(guān)參數(shù)見表1.

圖1 OP2S汽油機結(jié)構(gòu)原理Fig.1 Configuration of OP2S gasoline engine

表1 OP2S汽油機主要參數(shù)Tab.1 Main technical parameters

1.2 直流掃氣系統(tǒng)缸內(nèi)流動的組織

OP2S發(fā)動機缸內(nèi)渦流的組織可通過進(jìn)氣口的徑向傾角的設(shè)計而獲得，如圖2（a）所示。由于進(jìn)氣口的徑向傾角的導(dǎo)流作用，缸內(nèi)氣流進(jìn)入氣缸的同時形成繞氣缸軸線方向運動的渦流動量矩。同時，通過進(jìn)氣腔的結(jié)構(gòu)設(shè)計對缸內(nèi)流動進(jìn)行組織，包括均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)和非均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)，如圖3（a）和圖3（b）。通過非均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)可以使進(jìn)氣過程中遠(yuǎn)離進(jìn)氣腔入口的氣口附近氣流受到氣腔壁面的摩擦及結(jié)構(gòu)突變造成沿程損失，氣流速度和流量降低；而靠近進(jìn)氣腔入口的氣口附近氣流動量損失少，氣流運動速度和流量較大，如圖2（b）所示。兩側(cè)氣流進(jìn)入氣缸后相互作用形成繞垂直氣缸軸線方向運動的滾流動量矩。

圖2 缸內(nèi)流動組織示意圖Fig.2 In-cylinder flow organization

圖3 不同進(jìn)氣腔和活塞結(jié)構(gòu)Fig.3 Different intake chambers and piston crown structures

此外，通過對置活塞頂面導(dǎo)流凹坑的設(shè)計，見圖3（c），可實現(xiàn)在進(jìn)排氣初始和終了過程中對缸內(nèi)流動的定向引導(dǎo)，并且在壓縮過程可利用凹坑的導(dǎo)流作用進(jìn)一步組織缸內(nèi)滾流，如圖2（c）所示。同時，對置活塞的凹坑設(shè)計可在壓縮內(nèi)止點附近產(chǎn)生較強的擠流運動，如圖2（d）所示。

2 模型建立及驗證

2.1 一維仿真模型的建立

OP2S汽油機掃氣過程進(jìn)排氣口的流動可視為等熵流動。其中，亞臨界狀態(tài)描述為

超臨界狀態(tài)描述為

式中:dms/dφ為氣口處的質(zhì)量流量（kg/°CA）；μs為進(jìn)氣口的流量系數(shù)；n為發(fā)動機轉(zhuǎn)速（r/min）；Fs為進(jìn)氣口流通面積隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的函數(shù)；ps為進(jìn)口壓力（MPa）；pz為出口壓力（MPa）；g為重力加速度（m/s2）；k為絕熱指數(shù)，取1.41；R為氣體常數(shù)，取8.31 J/（mol·K）；T為氣體溫度（K）。

對于直流掃氣過程，可假設(shè)為完全掃氣、完全混合和完全短路3種極端情況。實際掃氣過程是多種掃氣模式的組合，本文采用“組合排氣”掃氣模型，將掃氣過程分為兩個階段:在掃氣初期，進(jìn)入氣缸的空氣較少，排出已燃廢氣，即完全清掃模型；在掃氣中后期，進(jìn)入氣缸的空氣量增多，少量空氣與廢氣混合，排出的是含有廢氣成分濃度較高的氣體，即“濃排氣”掃氣模型?！敖M合排氣”模型為

式中:ηs為掃氣效率；l0為給氣比；l0c為完全清掃階段與濃排氣掃氣階段的分界點；λ為掃氣模型的指數(shù)；e為自然對數(shù)的底數(shù)，取2.72.

根據(jù)實際發(fā)動機參數(shù)，采用GT-Power軟件進(jìn)行工作過程仿真并對模型進(jìn)行標(biāo)定。計算過程分別采用SI Wiebe和Woschni GT模型對放熱率和傳熱進(jìn)行模擬。通過一維仿真模型進(jìn)行性能預(yù)測得到缸內(nèi)以及進(jìn)排氣腔的初始壓力和溫度等邊界條件。

2.2 三維仿真模型的建立

應(yīng)用AVL-Fire軟件建立OP2S汽油機工作過程計算流體力學(xué)（CFD）仿真模型。分別對進(jìn)排氣腔進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對進(jìn)排氣口處進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化，缸體部分通過分別定義進(jìn)排氣活塞的運動規(guī)律進(jìn)行一個工作循環(huán)的動網(wǎng)格劃分，其中進(jìn)氣道網(wǎng)格數(shù)為83 062，排氣道網(wǎng)格數(shù)為85 989，氣缸體網(wǎng)格數(shù)為88 256，總網(wǎng)格數(shù)為257 307，網(wǎng)格見圖4.

在直流掃氣過程中，氣體的三維黏性流動存在渦旋、分離、混合分層等流動現(xiàn)象，選擇k-ε模型作為湍流模型。由于噴油器布置在氣缸中心截面的X軸方向上，氣缸軸線為Y方向，所以定義滾流繞Y軸的氣流運動為渦流，繞Z軸的氣流運動為滾流，分別表達(dá)為

圖4 組合結(jié)構(gòu)CFD模型Fig.4 Computational mesh of OP2S engine

式中:mi為單個計算網(wǎng)格的質(zhì)量；xi、yi、zi分別為單個計算網(wǎng)格幾何中心的坐標(biāo)；ui、vi、wi為單個網(wǎng)格3個坐標(biāo)下的速度分量。

2.3 掃氣模型校驗

CFD計算的邊界條件和初始條件通過一維缸內(nèi)工作過程仿真來確定，見表2.同時，可通過一維、三維的耦合仿真來進(jìn)行模型校驗［4］。

表2 邊界條件和初始條件Tab.2 Boundary and initial conditions

針對3.1節(jié)中3種試驗方案，在標(biāo)定轉(zhuǎn)速6000 r/min時，進(jìn)行一維、三維掃氣過程對比驗證。通過標(biāo)定掃氣模型指數(shù)λ，一維性能預(yù)測和三維數(shù)值仿真所得給氣比和掃氣效率基本吻合，確保一維仿真的掃氣模型合理，見表3.

表3 掃氣過程計算結(jié)果對比Tab.3 Comparison of results in scavenging process

2.4 噴霧模型校驗

在噴霧過程模擬中，噴霧模型采用離散液滴模型，其中包含噴霧粒子的蒸發(fā)、破碎、交互碰撞聚合和湍流擴散等子模型；同時選用Huh/Gosman破碎模型、Nordin油滴間相互作用模型、k-ε湍流模型和標(biāo)準(zhǔn)壁面方程。選擇噴油壓力10 MPa下的噴油速率［11］，參閱文獻(xiàn)［12］對Huh/Gosman破碎模型進(jìn)行了調(diào)整標(biāo)定，見表4.

表4 Huh/Gosman模型標(biāo)定系數(shù)Tab.4 Calibration coefficients of Huh/Gosman model

針對方案3，在標(biāo)定轉(zhuǎn)速6 000 r/min時，進(jìn)行一維、三維缸內(nèi)工作過程對比驗證［4］。圖5為該工況下一維性能預(yù)測和三維數(shù)值仿真的缸內(nèi)壓力曲線。兩種仿真方法在掃氣過程和壓縮初期缸內(nèi)壓力曲線吻合較好，而一維仿真計算的燃燒模型不考慮混合氣品質(zhì)對燃燒過程的影響，其缸內(nèi)壓力的升高過程較三維仿真提前。同時，由于一維仿真計算對缸內(nèi)傳熱過程的簡化，在膨脹末期和排氣過程缸內(nèi)壓力相對三維仿真結(jié)果較高。通過一維、三維缸內(nèi)工作過程對比，表明仿真模型及其參數(shù)的選取和設(shè)置合理，可較為準(zhǔn)確的模擬缸內(nèi)流動組織和混合氣形成。

圖5 缸內(nèi)壓力曲線對比Fig.5 Comparison of in-cylinder pressures

3 缸內(nèi)滾流的組織過程分析

3.1 分析方案

選擇進(jìn)氣口的徑向傾角為15°，分別設(shè)計均勻進(jìn)氣腔和非均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)以及平頂活塞和凹坑活塞結(jié)構(gòu)，研究標(biāo)定轉(zhuǎn)速下掃氣和壓縮過程缸內(nèi)流動的組織特點，不同方案見表5.

表5 不同的缸內(nèi)流動組織方案Tab.5 Different schemes of in-cylinder flow organization

3.2 缸內(nèi)流動分析

缸內(nèi)氣流運動可分解為繞氣缸軸向運動的渦流和繞垂直氣缸軸線運動的滾流，因此可分別用渦流比和滾流比來表征缸內(nèi)渦流和滾流強度。圖6為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下采不同方案的缸內(nèi)滾流對比。在掃氣過程初期，缸內(nèi)氣流的相互干擾，定向流動組織較差，出現(xiàn)反向的滾流運動，即滾流比小于0.方案1和方案2結(jié)果表明:用平頂活塞時，均勻進(jìn)氣對應(yīng)的缸內(nèi)氣流幾乎沒有滾流運動，而非均勻進(jìn)氣對應(yīng)的缸內(nèi)滾流比在進(jìn)氣初期和中期以及壓縮過程中均不斷上升，分別在200°CA和310°CA左右達(dá)到最大值，而在進(jìn)氣后期和壓縮后期由于滾流受壓破碎，滾流比不斷降低。

方案2和方案3采用非均勻進(jìn)氣方式，缸內(nèi)滾流變化趨勢一致，方案3的滾流比大于方案2.由于凹坑活塞對應(yīng)的排氣口開啟較早以及排氣活塞凹坑的導(dǎo)流作用，排氣初始方案3的缸內(nèi)滾流比較大，此過程的缸內(nèi)滾流主要由于非均勻排氣產(chǎn)生。隨著掃氣過程的進(jìn)行，由于非均勻進(jìn)氣和進(jìn)氣活塞凹坑導(dǎo)流所產(chǎn)生的滾流逐步增強，缸內(nèi)滾流比提高。在外止點過后的掃氣后期，隨著缸內(nèi)氣流運動速度的降低，缸內(nèi)滾流比減小，直到進(jìn)氣口關(guān)閉時缸內(nèi)滾流比達(dá)到最小值。在壓縮過程，由于氣流運動的慣性效應(yīng)和對置活塞對缸內(nèi)氣流的定向組織，缸內(nèi)滾流比增加。由于對置活塞的凹坑結(jié)構(gòu)在掃氣終了對進(jìn)氣過程的定向引導(dǎo)和在壓縮過程對缸內(nèi)氣流的定向組織，方案3的滾流比大于方案2.但是隨著壓縮過程的繼續(xù)進(jìn)行，大尺度定向流動被壓縮破碎，缸內(nèi)滾流比降低，并在內(nèi)止點前二者趨于一致。

圖6 不同方案的缸內(nèi)滾流對比Fig.6 Comparison of in-cylinder tumble ratios

圖7 不同方案的缸內(nèi)渦流對比Fig.7 Comparison of in-cylinder swirl ratios

圖7為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下不同方案的缸內(nèi)渦流對比。方案1和方案2結(jié)果表明:在相同進(jìn)氣口的徑向傾角時，均勻進(jìn)氣方式組織的缸內(nèi)渦流水平明顯高于非均勻進(jìn)氣方式；采用非均勻進(jìn)氣方式配合進(jìn)氣口的徑向傾角可有效組織缸內(nèi)斜軸滾流。針對非均勻進(jìn)氣方式的平頂活塞和凹坑活塞，其缸內(nèi)渦流變化趨勢一致，方案3的渦流比小于方案2.由于凹坑活塞頂面的凹坑結(jié)構(gòu)使得進(jìn)氣口提前打開，方案3中缸內(nèi)渦流的組織較方案2提前。同時，由于活塞凹坑的設(shè)計加劇了進(jìn)氣口周向流動的不均勻性，滾流動量增強而渦流動量減弱，影響缸內(nèi)渦流的組織，所以在掃氣過程和壓縮過程中方案3的渦流比均低于方案2.在外止點過后，隨著掃氣過程的結(jié)束，缸內(nèi)氣流渦旋運動速度降低；同時，隨著對置活塞的壓縮，缸內(nèi)大尺度渦流被壓縮破碎，渦流比降低。

對比分析方案2和方案3的不同對置活塞頂面結(jié)構(gòu)在壓縮內(nèi)止點附近缸內(nèi)擠流運動情況，如圖8所示。針對平頂活塞方案，定義缸內(nèi)氣流的徑向速度為擠流運動速度；針對凹坑活塞方案，定義缸內(nèi)氣流導(dǎo)入凹坑的方向為擠流方向，即X軸方向。在標(biāo)定轉(zhuǎn)速下，方案2的平頂活塞在內(nèi)止點附近對缸內(nèi)徑向擠流作用極小，即氣流徑向運動速度趨于0；而方案3的凹坑活塞在內(nèi)止點附近對缸內(nèi)擠流作用較大，氣流徑向運動速度相對于內(nèi)止點對稱出現(xiàn)。

圖8 不同方案的缸內(nèi)擠流對比Fig.8 Comparison of in-cylinder squishes

圖9為在點火時刻（340°CA）通過噴油器中心線縱截面的缸內(nèi)氣流運動情況。通過活塞凹坑的設(shè)計產(chǎn)生擠流，并在對置活塞凹坑內(nèi)產(chǎn)生滾流。這種“滾流加擠流”的氣流運動有利于增強點火時刻的缸內(nèi)湍動能，促進(jìn)火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖9 點火時刻缸內(nèi)流速Fig.9 In-cylinder flow velocity at ignition

圖10為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下不同方案的缸內(nèi)湍動能對比。方案1和方案2結(jié)果表明:在掃氣過程初期，非均勻進(jìn)氣方式由于缸內(nèi)滾流的不斷產(chǎn)生和發(fā)展，其湍動能水平較高，在190°CA左右達(dá)到峰值。在壓縮過程中，非均勻進(jìn)氣方式組織的缸內(nèi)滾流由于壓縮不斷破碎成湍流，但同時由于渦流的衰減和后期滾流的不斷產(chǎn)生，缸內(nèi)湍動能水平下降較慢，甚至在340°CA時出現(xiàn)較小的峰值；均勻進(jìn)氣方式對應(yīng)的缸內(nèi)氣流由于滾流分量極小而渦流比較大，渦流在壓縮作用不斷衰減導(dǎo)致缸內(nèi)湍動能水平也隨壓縮過程的進(jìn)行不斷衰減。在壓縮內(nèi)止點前，非均勻進(jìn)氣方式對應(yīng)的缸內(nèi)湍動能水平高于均勻進(jìn)氣方式。采用非均勻進(jìn)氣結(jié)合進(jìn)氣口的徑向傾角可組織缸內(nèi)斜軸滾流，在壓縮過程中滾流成分不斷破碎形成湍流，因此在內(nèi)止點前缸內(nèi)湍動能出現(xiàn)峰值。

圖10 不同方案的缸內(nèi)湍動能對比Fig.10 Comparison of in-cylinder TKEs of Schemes 1，2 and 3

方案2和方案3結(jié)果表明:針對非均勻進(jìn)氣方式的平頂活塞和凹坑活塞，缸內(nèi)湍動能在隨著掃氣過程的進(jìn)行不斷增強；在壓縮過程中由于渦流的不斷剪切耗散，缸內(nèi)平均湍動能水平下降；而在壓縮內(nèi)止點附近，由于壓縮擠流的影響，湍動能增加。在掃氣初始的缸內(nèi)湍動能變化趨勢一致，且方案3的湍動能較方案2大。隨著掃氣過程的進(jìn)行，缸內(nèi)湍動能不斷增強。在外止點過后，由于方案3對缸內(nèi)滾流和渦流的持續(xù)組織，其湍動能變化較??；而方案2中滾流比較低，其湍動能下降明顯。方案3由于能夠組織相對穩(wěn)定的缸內(nèi)滾流和渦流，其壓縮過程在缸內(nèi)具有較高的湍動能水平，并在壓縮內(nèi)止點附近由于擠流組織，其缸內(nèi)湍動能增加，且相比方案2增加顯著。分析表明，持續(xù)的缸內(nèi)滾流和渦流可實現(xiàn)缸內(nèi)較高的湍動能持續(xù)，且有效的擠流組織能夠進(jìn)一步增強缸內(nèi)湍動能水平。

4 缸內(nèi)流動對工作過程影響

4.1 掃氣過程分析

圖11為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下不同方案對掃氣效率和給氣比的影響。均勻進(jìn)氣方式在掃氣過程中可以組織較強的渦流，有利于直流掃氣過程的進(jìn)行，同時其缸內(nèi)滾流水平極低可有效避免新鮮空氣與廢氣的摻混，掃氣效率較高。非均勻進(jìn)氣方式在掃氣過程中所組織的渦流較低，同時由于非均勻進(jìn)氣在缸內(nèi)滾流的組織，容易導(dǎo)致新鮮空氣與廢氣摻混，掃氣效率較低。此外，由于均勻進(jìn)氣的掃氣流動阻力較小，流量較大，方案1的給氣比大于方案2和方案3.

圖11 不同方案的換氣品質(zhì)對比Fig.11 Comparison of scavenging processes of Schemes 1，2 and 3

掃氣過程受掃氣正時影響的同時，缸內(nèi)流動對掃氣過程同樣存在重要的影響。對比3種掃氣方案，方案3由于采用凹坑活塞結(jié)構(gòu)比方案2的掃氣過程提前且掃氣持續(xù)期較長。方案2由于采用平頂活塞結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)渦流的影響較小，缸內(nèi)滾流比較低，因此掃氣效率較高。方案3的凹坑活塞結(jié)構(gòu)可增強缸內(nèi)的非均勻進(jìn)氣，影響缸內(nèi)渦流的組織，渦流比較低、滾流比較高，因此掃氣效率較低。由于缸內(nèi)流動形式組織的不同，方案3相對于方案2的掃氣效率較低，而給氣比接近。方案3在掃氣中期的缸內(nèi)滾流比較大，不利于掃氣流動，其給氣比較低；而掃氣后期二者給氣比趨于一致。

4.2 混合氣形成分析

缸內(nèi)直噴式汽油機缸內(nèi)流動直接影響混合氣的形成與分布［13］。渦流的特點是持續(xù)時間長，在缸內(nèi)的徑向發(fā)散少，對保持混合氣的相對集中和分層有利，需要結(jié)合擠流來促進(jìn)燃油的蒸發(fā)，常用在噴霧引導(dǎo)的燃燒系統(tǒng)中。滾流為軸向運動的氣流，便于油束的軸向引導(dǎo)，而且容易轉(zhuǎn)變?yōu)樾∫?guī)模的湍流來促進(jìn)油氣混合，其近壁流速較高也有利于壁面油膜的蒸發(fā)。擠流只有當(dāng)活塞運動到上止點附近才比較顯著，可以加強渦流和滾流的強度，需要結(jié)合其他的流動形式共同對混合氣的形成和燃燒發(fā)揮作用。

OP2S汽油機在標(biāo)定工況下要求點火時刻（340°CA）在缸內(nèi)形成均勻混合氣，在火花塞附近的一定區(qū)域內(nèi)形成較濃的混合氣。圖12為從噴油時刻至內(nèi)止點時刻燃油噴射量與燃油蒸發(fā)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。在點火時刻，曲軸轉(zhuǎn)角為340°CA，方案3的燃油蒸發(fā)量達(dá)到噴射量的96%，較方案2提高了10%.

圖12 燃油蒸發(fā)量對比Fig.12 Comparison of fuel evaporations of Schemes 2 and 3

混合氣均勻度的定義為

式中:ψi為該步長下每個網(wǎng)格的當(dāng)量空燃比；為該步長下缸內(nèi)平均當(dāng)量空燃比；Vi為單個網(wǎng)格的體積；為整個氣缸的實時體積［10］。

圖13為缸內(nèi)混合氣的均勻度。相比方案2，方案3的混合氣均勻度提高了8%.通過凹坑活塞對滾流進(jìn)行組織，改善了缸內(nèi)氣體流動，有利于燃油的破碎、蒸發(fā)和霧化，加強噴霧初期在缸內(nèi)燃油和空氣的宏觀混合，并且在壓縮后期較高的湍動能有利于燃油和空氣微觀混合。

圖14為點火時刻（340°CA）缸內(nèi)燃空當(dāng)量比的分布。方案3的火花塞附近混合氣較濃且缸內(nèi)總體分布均勻；方案2的混合氣當(dāng)量比分布不均勻且火花塞遠(yuǎn)端混合氣較濃，不利于穩(wěn)定點火。

圖13 缸內(nèi)混合氣均勻度Fig.13 Comparison of mixture uniformities of Schemes 2 and 3

圖14 點火時刻缸內(nèi)混合氣分布Fig.14 Distribution of mixture concentration at ignition

4.3 燃燒過程分析

在掃氣過程和混合氣形成研究的基礎(chǔ)上，分析OP2S汽油機在標(biāo)定工況下的燃燒過程。在仿真計算中，點火模型采用Spherical model，燃燒模型采用Extended Coherent flame model。在標(biāo)定工況下，放熱率和缸內(nèi)壓力曲線如圖15所示。方案3在點火時刻（340°CA）具有較高的湍動能和火花附近較濃的混合氣分布，文獻(xiàn)［10］表明:當(dāng)燃空當(dāng)量比為1.1～1.2時，滯燃期最短，層流燃燒速率最快。因此，方案3的燃燒過程較快，其放熱速率明顯高于方案2，快速燃燒使得缸內(nèi)壓力峰值增大16.1%且提前6°CA.方案3在不改變進(jìn)排氣口尺寸和位置時，其活塞頂?shù)陌伎咏Y(jié)構(gòu)相比平頂活塞會使得換氣持續(xù)延長，有效工作容積減小，壓縮比和膨脹比均降低。因此，通過改善缸內(nèi)流動組織和混合形成實現(xiàn)理想的燃燒過程組織的同時，應(yīng)該進(jìn)一步通過對進(jìn)排氣口尺寸和位置的設(shè)計保證合理的掃氣正時和持續(xù)以及壓縮比和膨脹比，從而實現(xiàn)在改善燃燒過程組織的同時不降低有效工作容積和整機性能。

圖15 放熱率和缸內(nèi)壓力Fig.15 Rate of heat release and in-cylinder pressure

5 結(jié)論

1）方案1采用均勻進(jìn)氣方式可組織較強的缸內(nèi)渦流，有利于掃氣效率的提高；方案2和方案3采用非均勻進(jìn)氣方式在組織缸內(nèi)渦流的同時可組織滾流，容易出現(xiàn)廢氣摻混，但滾流的組織有利于提高壓縮過程缸內(nèi)的湍動能水平。

2）方案3通過非均勻進(jìn)氣方式和對置活塞頂面導(dǎo)流凹坑結(jié)構(gòu)，可實現(xiàn)缸內(nèi)合理的流動組織和平均湍動能變化；相比方案2，其高湍動能持續(xù)過程較長，在點火時刻提高了1.5倍。

3）方案3對滾流的組織有利于混合氣的形成，在點火時刻燃油蒸發(fā)量較方案2提高了10%；相比方案2，其火花塞周圍燃空當(dāng)量比較濃，可滿足OP2S缸內(nèi)直噴汽油機采用均勻混合氣燃燒模式。

4）方案3相比方案2，缸內(nèi)混合氣分布更均勻合理，湍動能更高，有利于火核的形成和發(fā)展，缸內(nèi)壓力和放熱率均得到提高。

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In-cylinder Tumble Organization and Utilization of an Opposed-piston Two-stroke Gasoline Engine

MA Fu-kang1，2，ZHAO Chang-lu1，ZHAO Zhen-feng1，WANG Hao1
（1.School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Technology，Beijing 100081，China；2.School of Mechanical and Power Engineering，North University of China，Taiyuan 030051，Shanxi，China）

The processes of intake，mixture formation and combustion of opposed-piston two-stroke（OP2S）gasoline direct injection engine are simulated by AVL-Fire code.The effects of three scavenging system configurations，viz.，flat piston-uniform scavenging chamber，flat piston-non-uniform scavenging chamber and pit piston non-uniform scavenging chamber，on the in-cylinder fluid flow and scavenging process are comparatively analyzed.Test verification is also carried out.The effects of flat piston-non-uniform scavenging chamber and pit piston-non-uniform scavenging chamber on the mixture formation and combustion process are comparatively analyzed.Results show that the uniform scavenging chamber can organize swirl and increase scavenging efficiency，and the non-uniform scavenging chamber can organize tumble and increase turbulent kinetic energy.Pit top surface of piston with non-uniform scavenging chamber is favorable to organize tumble and maintain the in-cylinder turbulence intensity.It helps to form the combustible mixture around spark plug at ignition.Compared with flat piston-non-uniform scavenging chamber，the turbulent kinetic energy of pit piston-non-uniform scavenging chamber is increased by 150 percent and its fuel evaporation is increased by 10 percent at ignition，which is favorable to form moreuniform mixture and accelerate combustion process.

power machinery eugineering；opposed-piston；two-stroke；in-cylinder flow；tumble；mixing

TK412

A

1000-1093（2015）09-1601-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.09.001

2015-01-26

國家部委科研基金項目（B2220110005）

馬富康（1979—），男，博士研究生。E-mail:mfknuc@126.com；趙長祿（1963—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail:clzhao@bit.edu.cn