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滾流燃燒室對(duì)對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)工作過(guò)程的影響*

摘要：針對(duì)對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)工作過(guò)程的特點(diǎn)，對(duì)比平頂活塞組成的燃燒室，設(shè)計(jì)了對(duì)置凹坑活塞組成的滾流燃燒室。采用3維流場(chǎng)仿真軟件Fire建立該發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型，對(duì)比分析兩種燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)掃氣過(guò)程和混合氣形成的影響。研究結(jié)果表明：所設(shè)計(jì)的滾流燃燒室通過(guò)活塞頂?shù)膶?dǎo)流凹坑組織缸內(nèi)氣體定向流動(dòng)，形成更強(qiáng)的滾流；在掃氣過(guò)程初期加強(qiáng)了渦流運(yùn)動(dòng)，促進(jìn)廢氣掃除，并在壓縮后期產(chǎn)生了“擠流+滾流”的氣流運(yùn)動(dòng)，提高缸內(nèi)平均湍流動(dòng)能；滾流燃燒室較平頂燃燒室的燃油蒸發(fā)率提高10%，缸內(nèi)混合氣平均燃空當(dāng)量比在1.05。

關(guān)鍵詞：對(duì)置活塞二沖程滾流混合氣

引言

對(duì)置活塞二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)由于具有較高熱效率和高功率密度，曾在小型飛行器、船用動(dòng)力等領(lǐng)域廣泛使用[1]。但隨著排放法規(guī)的日益嚴(yán)格，使其使用范圍受到限制。近年來(lái)，二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)通過(guò)采用缸內(nèi)直噴技術(shù)和電動(dòng)機(jī)械增壓技術(shù)，可避免油氣短路，實(shí)現(xiàn)良好的油氣混合品質(zhì)，因此受到人們的重新重視[2-3]。該類型發(fā)動(dòng)機(jī)憑借其振動(dòng)小、噪聲低和功率密度高等特點(diǎn)，便于小型化和輕量化設(shè)計(jì)，因此可用于無(wú)人機(jī)、小型水下艦艇動(dòng)力或者電動(dòng)車增程器動(dòng)力[4-5]。

對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)采用直流掃氣方式完成工質(zhì)更替，與四沖程發(fā)動(dòng)機(jī)相比沒(méi)有獨(dú)立的進(jìn)排氣沖程，因此工質(zhì)更替時(shí)間較短、油氣混合時(shí)間較短。而缸內(nèi)直噴汽油機(jī)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)和油氣混合品質(zhì)又有很高的要求，所以開展對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)缸內(nèi)工作過(guò)程的研究非常重要[6]。文獻(xiàn)[7]表明對(duì)于對(duì)置活塞式發(fā)動(dòng)機(jī)，滾流比渦流更有利于改善缸內(nèi)工作過(guò)程。然而，對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)具有小缸徑、短行程的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，氣口尺寸較小，不利于通過(guò)氣口設(shè)計(jì)進(jìn)行大尺度的流動(dòng)組織。文獻(xiàn)[8-9]表明，燃燒室結(jié)構(gòu)影響缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)特征，活塞頂幾何形狀對(duì)缸內(nèi)氣體流動(dòng)具有引導(dǎo)作用。本文通過(guò)改進(jìn)燃燒室結(jié)構(gòu)的途徑來(lái)改善對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的缸內(nèi)流動(dòng)與油氣混合品質(zhì)，利用仿真手段對(duì)比分析了所提出的由對(duì)置凹坑活塞組成的滾流燃燒室與平頂燃燒室對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)組織、掃氣過(guò)程以及混合氣形成的影響規(guī)律，為燃燒室結(jié)構(gòu)進(jìn)一步優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。

1燃燒室結(jié)構(gòu)

1.1對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)

對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)采用“氣口—?dú)饪凇笔街绷鲯邭?，進(jìn)、排氣活塞鏡像布置于氣缸內(nèi)，為實(shí)現(xiàn)非對(duì)稱掃氣，通過(guò)進(jìn)、排氣曲軸之間的相位角設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)排氣活塞相位領(lǐng)先進(jìn)氣活塞相位15°CA。由于對(duì)置活塞式發(fā)動(dòng)機(jī)取消了氣缸蓋，不存在活塞上止點(diǎn)，因此定義進(jìn)排氣活塞相對(duì)距離最小的位置為內(nèi)止點(diǎn)。噴油器和火花塞布置于燃燒室周向，燃燒室由進(jìn)排氣活塞頂面和氣缸體組成。發(fā)動(dòng)機(jī)輸出動(dòng)力由鏈條匯合并對(duì)外輸出，其原理示意圖如圖1所示，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1　對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)原理結(jié)構(gòu)示意圖

表1　對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)參數(shù)

對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)的進(jìn)排氣口分別位于缸套兩端，新鮮空氣經(jīng)增壓進(jìn)入氣缸，進(jìn)排氣口的開關(guān)由進(jìn)排氣活塞控制。進(jìn)氣口的徑向傾角為10°，如圖2所示。

圖2　對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)進(jìn)氣口示意圖

1.2滾流燃燒室設(shè)計(jì)

對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)的進(jìn)氣腔與氣缸垂直布置，氣口分布均勻，難以在缸內(nèi)產(chǎn)生滾流運(yùn)動(dòng)，不利于混合氣的形成，進(jìn)氣過(guò)程如圖3a）所示。為了加強(qiáng)缸內(nèi)的滾流運(yùn)動(dòng)，結(jié)合直流掃氣過(guò)程的特點(diǎn)，在原本的平頂活塞頂上設(shè)計(jì)導(dǎo)流凹坑，實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)流動(dòng)的定向組織，如圖3b）所示，從而提高滾流強(qiáng)度?；钊斀Y(jié)構(gòu)如圖4所示。通過(guò)對(duì)凹坑深度和內(nèi)止點(diǎn)間隙的調(diào)整保持壓縮比不變。

圖3　對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)示意圖

圖4　凹坑活塞

2仿真模型的建立

2.1 CFD模型

本文利用AVL-Fire軟件建立了對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)工作過(guò)程CFD仿真模型。分別對(duì)進(jìn)排氣道進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對(duì)進(jìn)排氣口處進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化，見圖5。其中，進(jìn)氣道網(wǎng)格數(shù)110463，排氣道網(wǎng)格數(shù)111755，平頂燃燒室的最大網(wǎng)格數(shù)為352225，滾流燃燒室的最大網(wǎng)格數(shù)為374573。

在計(jì)算過(guò)程中，湍流模型采用模型；蒸發(fā)模型選用Dukowicz模型；破碎模型選用Huh/Gosman模型；油滴間相互作用模型采用Nordin[10]。

圖5　對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)網(wǎng)格模型

2.2邊界條件

根據(jù)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)，采用GT-Power軟件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了工作過(guò)程仿真并標(biāo)定。放熱率和壁面?zhèn)鳠岱謩e采用SI Wiebe和Woschni GT模型對(duì)其進(jìn)行模擬。針對(duì)標(biāo)定工況（15kW@6000r/min），通過(guò)性能預(yù)測(cè)得到缸內(nèi)壓縮初始?jí)毫?.13MPa和氣缸壁面初始溫度445K及活塞頂初始溫度540K，計(jì)算邊界條件見表2。

表2　計(jì)算邊界條件

2.3掃氣模型校驗(yàn)

在1200 r/min時(shí)，利用Fire軟件對(duì)采用平頂燃燒室的發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)行掃氣過(guò)程模擬，并將仿真所得的缸壓曲線與倒拖實(shí)驗(yàn)所測(cè)相對(duì)比，如圖6所示。從圖中可以看出，兩條曲線吻合較好，因此可以采用上述模型模擬發(fā)動(dòng)機(jī)掃氣過(guò)程。

2.4噴霧模型的標(biāo)定

圖6　掃氣過(guò)程缸內(nèi)壓力對(duì)比

噴霧過(guò)程是缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的重要工作過(guò)程，對(duì)混合氣形成和燃燒具有重要的影響[11]。采用Fire軟件搭建定容彈模型模擬了燃油的噴霧過(guò)程，并通過(guò)定容彈的噴霧試驗(yàn)對(duì)模型進(jìn)行標(biāo)定。噴霧試驗(yàn)所研究的噴油器是原理樣機(jī)上采用的6孔高壓噴油器，霧束分布如圖7所示，各噴孔直徑為0.2 mm，噴霧測(cè)量的試驗(yàn)條件如表3所示。

圖7　噴油器霧束空間分布

表3　噴霧試驗(yàn)條件

圖8為上述試驗(yàn)條件和計(jì)算條件下，噴霧仿真結(jié)果與定容彈試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。對(duì)比顯示，兩者吻合較好，因此選用該噴油器參數(shù)及相應(yīng)噴霧模型可以較好地模擬缸內(nèi)的混合氣形成過(guò)程。

圖8　噴霧試驗(yàn)與噴霧模擬對(duì)比

3仿真結(jié)果與分析

3.1缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)分析

對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)采用均質(zhì)混合氣燃燒模式，要求缸內(nèi)氣流具有適當(dāng)?shù)钠骄鶜饬鬟\(yùn)動(dòng)速度以實(shí)現(xiàn)油氣的宏觀混合，同時(shí)應(yīng)具有較高強(qiáng)度的湍流以滿足油氣之間微觀混合[6]。因此，對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)應(yīng)合理組織缸內(nèi)流動(dòng)。

對(duì)于采用帶導(dǎo)流凹坑活塞頂?shù)臐L流燃燒室，在進(jìn)氣口剛打開時(shí)，氣口整體流通面積較小，活塞頂凹坑缺口對(duì)應(yīng)的流通面積所占比重較大。因此從凹坑進(jìn)入氣缸的流動(dòng)更強(qiáng)，產(chǎn)生了非均勻進(jìn)氣，加強(qiáng)了缸內(nèi)的渦流運(yùn)動(dòng)，如圖9所示。隨著活塞的下行，氣口流通面積增大，非均勻進(jìn)氣的流動(dòng)減弱，而活塞頂對(duì)進(jìn)氣的導(dǎo)流作用增強(qiáng)。

圖9　非均勻進(jìn)氣示意圖

在流動(dòng)計(jì)算中，采用渦流比SR和滾流比TR衡量進(jìn)氣過(guò)程中缸內(nèi)渦流和滾流的變化。由于噴油器布置在氣缸中心截面的X軸方向上，所以定義渦流繞Y軸運(yùn)動(dòng)，滾流繞Z軸運(yùn)動(dòng)。渦流比和滾流比的計(jì)算公式為式中：mi為網(wǎng)格微元的質(zhì)量，ri為微元到轉(zhuǎn)動(dòng)中心軸的距離，vi為旋轉(zhuǎn)線速度，N為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。

圖10顯示兩種燃燒室方案的缸內(nèi)渦流比變化情況。進(jìn)氣口打開初期，由于氣口徑向傾角的作用，兩方案缸內(nèi)均產(chǎn)生渦流。滾流燃燒室因?yàn)榉蔷鶆蜻M(jìn)氣的原因，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度明顯大于平頂燃燒室，有利于換氣初期的快速掃氣，減少殘余廢氣；隨著活塞的下行，氣口流通面積增大，非均勻進(jìn)氣的流動(dòng)減弱，兩者增長(zhǎng)速率趨于一致，最大值均在外止點(diǎn)過(guò)后；壓縮行程中，由于氣流內(nèi)部消耗及氣流與壁面的摩擦消耗，渦流比呈減弱趨勢(shì)。

圖10　渦流比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律

圖11中顯示了兩種燃燒室方案的缸內(nèi)滾流比變化情況。換氣初期，兩者滾流比一致，隨著活塞的下行，氣口流通面積增大，活塞速度降低，活塞頂凹坑對(duì)進(jìn)氣的導(dǎo)流作用加強(qiáng)，因此滾流燃燒室的滾流比增長(zhǎng)速率大于平頂燃燒室。兩方案均在200°CA取得最大值，隨著氣口流通面積的下降，進(jìn)氣流動(dòng)減弱，滾流比下降。在進(jìn)氣口關(guān)閉后，滾流充量被壓縮導(dǎo)致慣性矩減少，流動(dòng)角動(dòng)量衰減較少，滾流的角速度增大，因此滾流比出現(xiàn)上升。

圖11　滾流比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律

圖12　點(diǎn)火時(shí)刻氣缸縱向截面上的速度分布

圖12顯示了在點(diǎn)火時(shí)刻通過(guò)噴油器中心線縱截面的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)情況。由于凹坑的存在，平頂部分對(duì)氣流產(chǎn)生擠壓，流向凹坑。在凹坑區(qū)域，通過(guò)擠流和由相位差導(dǎo)致的進(jìn)、排活塞速度差，在凹坑內(nèi)靠近排氣活塞側(cè)產(chǎn)生了滾流。這種“滾流+擠流”的氣流運(yùn)動(dòng)有利于改善燃燒，提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能[12]。

與氣流運(yùn)動(dòng)相對(duì)應(yīng)的是湍流動(dòng)能的變化，如圖13所示。在曲軸轉(zhuǎn)角140°CA之前，兩者湍流動(dòng)能增長(zhǎng)趨勢(shì)一致；之后，采用滾流燃燒室的缸內(nèi)平均湍流動(dòng)能明顯高于平頂燃燒室，在內(nèi)止點(diǎn)處則高達(dá)98%。滾流燃燒室的活塞頂凹坑設(shè)計(jì)在換氣過(guò)程產(chǎn)生了更強(qiáng)的渦流和滾流充量，加強(qiáng)了缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)；在壓縮過(guò)程中，大尺度的滾流破碎成小尺度的渦導(dǎo)致湍動(dòng)能升高。相比平頂燃燒室，其高湍動(dòng)能區(qū)域分布范圍更廣，有利于油氣的混合，在壓縮內(nèi)止點(diǎn)湍動(dòng)能強(qiáng)度明顯提高，有利于火焰的傳播。

圖13　湍流動(dòng)能

3.2缸內(nèi)掃氣過(guò)程分析

對(duì)于對(duì)置活塞二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)，掃氣過(guò)程是新鮮空氣強(qiáng)制將燃燒室內(nèi)的廢氣排擠出氣缸。圖14顯示了兩方案各自從進(jìn)氣口打開到排氣口關(guān)閉過(guò)程中缸內(nèi)殘余廢氣的情況。

圖14　缸內(nèi)殘余廢氣云圖

圖14a）顯示了掃氣初期氣缸中心橫截面的殘余廢氣分布，結(jié)合圖8分析，由于缸內(nèi)產(chǎn)生渦流，新鮮充量形成繞氣缸軸線旋轉(zhuǎn)的“空氣活塞”，將廢氣掃除，滾流燃燒室推擠速度更快，但兩者均在氣缸壁面處存在廢氣“滯留”區(qū)域。圖14b）顯示了氣口流通面積最大時(shí)刻氣缸中心橫截面的殘余廢氣分布，結(jié)合圖10和圖11分析，滾流燃燒室缸內(nèi)滾流較強(qiáng)，與渦流結(jié)合成斜軸渦流，改善了氣缸壁面處的氣流運(yùn)動(dòng)，減少?gòu)U氣“滯留”[13]。圖14c）顯示了排氣口關(guān)閉時(shí)刻氣缸水平截面的殘余廢氣分布，從圖中可以看出，平頂燃燒室方案的氣缸壁面處存在廢氣“滯留”區(qū)域，而滾流燃燒室基本沒(méi)有廢氣殘余在缸內(nèi)。

3.3混合氣形成分析

缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)直接影響到缸內(nèi)混合氣的形成與分布，理想狀況下要求在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)形成均勻混合氣[14]。圖15表示了從噴油時(shí)刻至內(nèi)止點(diǎn)時(shí)刻燃油噴射量與燃油蒸發(fā)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。在點(diǎn)火時(shí)刻，即340°CA，滾流燃燒室的燃油基本蒸發(fā)，達(dá)到噴射量的94%，較平頂燃燒室提高10%。

圖15　燃油噴射量和燃油蒸發(fā)量曲線

圖16顯示了至內(nèi)止點(diǎn)時(shí)刻缸內(nèi)混合氣的均勻度，相比平頂燃燒室，滾流燃燒室混合氣均勻度提高了8%。滾流燃燒室由于其對(duì)滾流的組織，改善了缸內(nèi)氣體流動(dòng)，有利于燃油的破碎、蒸發(fā)、霧化，加強(qiáng)噴霧初期缸內(nèi)燃油和空氣的宏觀混合，并且在壓縮后期較高的湍動(dòng)能有利于燃油和空氣微觀混合[15]?；旌蠚饩鶆蚨鹊亩x為式中：ψi為該步長(zhǎng)下每個(gè)網(wǎng)格的當(dāng)量空燃比數(shù)值，ψ為該步長(zhǎng)下的缸內(nèi)平均當(dāng)量空燃比，Voli為單個(gè)網(wǎng)格的體積，ΣVoli為整個(gè)氣缸的實(shí)時(shí)體積。

圖16　缸內(nèi)混合氣均勻度

圖17顯示了點(diǎn)火時(shí)刻兩種燃燒室結(jié)構(gòu)缸內(nèi)燃空當(dāng)量比的分布。與平頂燃燒室相比，采用滾流燃燒室，缸內(nèi)混合氣總體分布均勻，平均當(dāng)量比為1.05。

圖17　點(diǎn)火時(shí)刻混合氣分布

4 結(jié)論

1）滾流燃燒室可組織更強(qiáng)的渦流和滾流，有效改善了平頂燃燒室在氣缸壁面流動(dòng)較差的情況；相比平頂燃燒室，其高湍動(dòng)能區(qū)域分布范圍更廣、更均勻，內(nèi)止點(diǎn)時(shí)刻提高了98%。

2）滾流燃燒室對(duì)流動(dòng)的組織提高了新鮮充量掃除廢氣的速度和均勻性，掃氣結(jié)束后缸內(nèi)沒(méi)有廢氣滯留。

3）相比平頂燃燒室，滾流燃燒室在點(diǎn)火時(shí)刻燃油蒸發(fā)量較平頂活塞燃燒室提高10%且混合氣更均勻，缸內(nèi)平均空燃比為1.05，可滿足對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)采用均質(zhì)混合氣燃燒模式。

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Effect of Tumble Combustion Chamber on Working Process of Opposed-Piston Two-Stroke Gasoline Engine

Wang Hao1，Zhao Zhenfeng1，Wang Bin2，Yu Xia2，Shang Haikun3
1- Fundamental Science on Vehicular Power System Laboratory, School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Technology（Beijing，100081，China）；2- Technology Research Institute of Shanxi
Diesel Engine Factory；3- Hebei Huabei Diesel Engine Co.，Ltd.

Abstract：Focusing on the working process of opposed-piston two-stroke engine，a tumble combustion chamber that constituted of optimized pistons with a directed pit was designed based on the flat combustion chamber. The difference between the tumble combustion chamber and flat chamber about scavenging process and mixture formation were investigated with AVL Fire software. The results show that tumble combustion chamber has stronger tumble flow with enough scavenging efficiency and better swirl flow is organized in scavenging process. The tumble flow and squish flow are generated in the late of compression process in the tumble combustion chamber, that can improve turbulent kinetic energy. The fuel rate of evaporation increased 10% compared with flat combustion chamber and fuel-air equivalence ratio reached 1.05 in the tumble combustion chamber.

Keywords：Opposed-piston，Two-stroke，Tumble，Mixing

收稿日期：（2015-03-29）

通訊作者：趙振峰（1974-），男，副教授，主要研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)總體設(shè)計(jì)與性能。

文章編號(hào)：2095-8234（2015）03-0017-06

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

中圖分類號(hào)：TK421.8

作者簡(jiǎn)介：王豪（1991-），男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)槠蜋C(jī)缸內(nèi)直噴技術(shù)。

*基金項(xiàng)目：國(guó)家部委級(jí)基礎(chǔ)研究項(xiàng)目（B22201100055）。
王豪
1趙振峰
1王斌
2于霞
2商海昆
3（1-北京理工大學(xué)車輛動(dòng)力系統(tǒng)技術(shù)重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室北京100081 2-山西柴油機(jī)廠工藝研究所3-河北華北柴油機(jī)有限責(zé)任公司）