鄭子輝，汪小憨，蔣利橋，趙黛青（. 中國科學(xué)院廣州能源研究所，廣州 50640；2. 中國科學(xué)院大學(xué)，北京 00049）

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二沖程微擺發(fā)動機的三維數(shù)值模擬*

鄭子輝1，2，汪小憨1?，蔣利橋1，趙黛青1
（1. 中國科學(xué)院廣州能源研究所，廣州 510640；2. 中國科學(xué)院大學(xué)，北京 100049）

摘 要：介紹了二沖程微型擺動式發(fā)動機的主要結(jié)構(gòu)和工作原理，運用CFD軟件對發(fā)動機燃燒室進行三維建模，耦合既定的正弦擺動規(guī)律對燃燒室的流場進行計算。分析了工作過程各個階段的流場特征，并對不同擺動頻率下燃燒室的平均壓力和燃燒效率進行對比。結(jié)果表明，相同進氣溫度下，擺臂頻率越低，燃燒效率越高且平均壓力的峰值越大。

關(guān)鍵詞：微能源系統(tǒng)；擺式發(fā)動機；數(shù)值模擬；頻率；燃燒效率

0 前 言

近年來，隨著便攜式電子產(chǎn)品的微型化，基于燃料燃燒的微型能源動力系統(tǒng)由于其高能量密度的特點逐漸成為國內(nèi)外學(xué)者的研究熱點［1-3］。微型擺動式內(nèi)燃發(fā)動機（MICSE）作為其中的一種，由于結(jié)構(gòu)相對簡單、易于加工和組裝，被認(rèn)為是一種可以大規(guī)模使用的微動力裝置［4］。理想的二沖程微型擺動式發(fā)動機通過奧拓循環(huán)做功，一般認(rèn)為，縮短燃燒時間、提高燃燒室內(nèi)峰值壓力能有效提高發(fā)動機的輸出功率和效率。在MICSE的特征尺度（厘米量級）下［1］，燃燒室內(nèi)的燃燒效率強烈受到湍流作用的影響［5］。目前，國內(nèi)關(guān)于擺臂式發(fā)動機的研究仍處于剛剛起步的階段，相關(guān)的設(shè)計方法和標(biāo)準(zhǔn)尚有待進一步完善和統(tǒng)一。周雄等［6］建立了MICSE熱力循環(huán)分析的零維數(shù)學(xué)模型，分析了點火提前系數(shù)和燃燒持續(xù)時間對燃燒特性參數(shù)的影響，以此來指導(dǎo)微型擺動式發(fā)動機的設(shè)計。內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)的郭志平教授等［7］提出了一種二沖程的微型擺動式發(fā)動機，并對其工作過程進行了熱力學(xué)和動力學(xué)分析。與前人的研究不同，本文利用CFD軟件結(jié)合用戶自定義程序的方法模擬正弦擺動的規(guī)律，耦合流場和化學(xué)反應(yīng)對微型擺動式發(fā)動機的燃燒室進行三維動態(tài)建模，模擬發(fā)動機各個工作階段的流場變化。

1 結(jié)構(gòu)及工作過程

本文研究的二沖程微型擺動式發(fā)動機與文獻［6］類似，結(jié)構(gòu)如圖1所示，尺寸參數(shù)如表1。通過軸輸出動力的中心擺臂在扇形腔內(nèi)左右擺動，把上下兩個大腔室分成4個互不相通的小燃燒腔。其中，上部分兩個燃燒腔共用中間一個排氣口，排氣口設(shè)置在扇形腔的一個端面。扇形腔的另一端面的左右兩邊設(shè)置兩個進氣口。

圖1 發(fā)動機主體結(jié)構(gòu)圖：（a）燃燒腔剖面圖；（b）排氣罩Fig. 1 Major structure of the engine: （a） combustion chamber profile； （b） exhaust hood

表1 計算模型的基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of the calculation model

排氣口通過擺臂運動控制大小和開合，擺臂遮擋則關(guān)，不遮擋則連通，不需要閥門控制。進氣口閥門為電磁閥，通過固定進氣流率和進氣時間控制單次進氣量，排氣口關(guān)閉時同時關(guān)閉進氣口。預(yù)混氣的點火通過電火花實現(xiàn)。

從左上燃燒腔開始，沿順時針方向，對4個小燃燒腔分別命名為A、B、C、D。以A腔室為例，擺臂位于右止點時處于排氣階段，擺臂開始往左回擺；當(dāng)擺臂位于掃氣口關(guān)閉前的某一時刻時，進氣口打開，進入掃氣階段；排氣口關(guān)閉后進入壓縮階段，直至左止點；通過電火花點燃A腔內(nèi)的高溫高壓氣體，預(yù)混氣體快速燃燒并膨脹推動擺臂向右做功；擺臂左壁面運動至排氣口位置時，排氣口與外界連通，進入排氣階段，直到右止點，完成一個二沖程的完整工作周期。A、B、C、D的工作狀態(tài)相同，相鄰兩個燃燒腔工作相位分別相差半個周期。在后面的研究中，我們采用數(shù)值模擬的方法再現(xiàn)和分析以上工作過程。

2 計算模型

2.1 計算區(qū)域和網(wǎng)格劃分

由對稱性可知，發(fā)動機4個燃燒腔的流場特性只有工作相位的差別，所以提取A燃燒室作為計算區(qū)域。對計算區(qū)域進行三維建模，簡化的計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分如圖2所示。在排氣和掃氣過程增加進氣室和排氣室，進入壓縮階段后取消進、排氣室的計算區(qū)域，只計算燃燒室內(nèi)的流場。

圖2 計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分Fig. 2 Calculation region and meshing

2.2 動網(wǎng)格模型

擺臂式發(fā)動機中心擺的運動規(guī)律近似為余弦運動，擺臂中心線的運動規(guī)律可認(rèn)為是一個以擺動幅值一半為半徑的勻速圓周運動在時間軸上的投影［7］。則燃燒腔A右壁面的擺動方程為：

式中：θ為擺動角度；θmax'為擺臂中心擺幅；f為擺動頻率；φ為擺動方程初始相位；Δθ為1/2擺臂角度，取7.5o。

擺臂的運動規(guī)律通過 fluent軟件的自定義函數(shù)編程實現(xiàn)，計算區(qū)域中體網(wǎng)格的更新采用鋪層法。

2.3 邊界條件和反應(yīng)模型

計算所用燃料為丁烷（C4H10）和空氣的混合物，燃料化學(xué)當(dāng)量比為0.6。進氣采用質(zhì)量流率入口邊界條件，大小為0.000 692 kg/s，出口邊界條件為壓力出口，擺動壁面通過動網(wǎng)格實現(xiàn)，其他壁面為絕熱邊界條件。選用標(biāo)準(zhǔn)k-?雙方程模型模擬燃燒室內(nèi)的流場，近壁面處理方式選用標(biāo)準(zhǔn)邊界函數(shù)。點火通過火花點火模型實現(xiàn)。燃燒室的燃燒過程為湍流預(yù)混燃燒，化學(xué)反應(yīng)模型選用渦耗散概念模型（EDC模型）。

3 計算結(jié)果及分析

與其他的微型發(fā)動機相比，擺動式發(fā)動機最大的結(jié)構(gòu)特點是擺臂的運動導(dǎo)致燃燒室的容積呈現(xiàn)規(guī)律性的變化。為了比較不同擺臂頻率下燃燒室內(nèi)參數(shù)隨擺臂位置的變化，定義無量綱的時間參數(shù) t' = t × f，其中，t為實際運行時間，f為擺臂頻率，t' = 1為一個周期。當(dāng)發(fā)動機在不同頻率下運行的時候，同樣的無量綱時間t' 對應(yīng)著同樣的擺臂位置。

3.1 工作過程流場特征分析

對工作頻率為50 Hz，進氣溫度為700 K的工況進行數(shù)值模擬，各個過程的計算結(jié)果分析如下。

3.1.1 壓縮過程

進氣結(jié)束時，燃燒腔內(nèi)充滿化學(xué)當(dāng)量比為 0.6的預(yù)混氣體。壓縮過程持續(xù)約5.3 ms，速度矢量場隨無量綱時間t' 的變化情況如圖3所示。燃燒腔內(nèi)的速度場呈渦旋狀，剛開始時進氣口附近的流速較高，隨著壓縮的進行，渦旋中的流體速度逐漸降低，整個速度場趨于均勻。在快到達右止點時，流場中整體速度大小已相差不大，在燃燒腔內(nèi)逆時針旋轉(zhuǎn)。壓縮過程中燃燒腔內(nèi)氣流的旋轉(zhuǎn)主要是由進氣過程引起的，因此進氣口和進氣條件對壓縮過程的速度場影響較大。

3.1.2 燃燒與膨脹過程

設(shè)置點火提前角為零，假設(shè)在點火之前燃燒腔內(nèi)不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。在右止點處點火，燃料在燃燒腔內(nèi)迅速燃燒，同時膨脹做功。燃燒過程持續(xù)約2 ms，燃燒室內(nèi) C4H10的質(zhì)量濃度分布隨無量綱時間 t' 的變化情況如圖4所示，圖中切面為垂直于擺動壁面把燃燒腔均勻分為兩部分的橫截面。燃料從點火位置開始消耗，并逐步向整個燃燒腔擴散。燃燒腔內(nèi)存在燃燒死角，主要是由于其距離點火位置最遠，且當(dāng)?shù)氐牧魉佥^低，不利于火焰的擴散。

圖3 壓縮過程流場速度分布圖Fig. 3 Velocity distribution of compressing process

圖4 燃燒過程的燃料濃度分布圖Fig. 4 Fuel concentration distribution of combustion process

燃燒開始的同時，氣體開始進行膨脹做功過程，持續(xù)時間約 5.3 ms。膨脹過程壓力隨無量綱時間 t'的變化情況如圖5所示。壓力在點火開始后迅速上升，短時間到達峰值后逐漸下降。同一時刻燃燒腔內(nèi)壓力在幾何空間上基本是均勻分布。

圖5 膨脹過程的壓力分布圖Fig. 5 Pressure distribution of expansion process

3.1.3 排氣過程

圖6為排氣過程中速度矢量的三維分布圖。t' = 0.61為剛到達排氣口位置時的速度矢量分布，流場的速度與擺臂擺動的方向一致，越靠近擺臂，流速越高；排氣口打開時，燃燒腔內(nèi)的高溫高壓氣體迅速從排氣口流出，燃燒腔內(nèi)的壓力迅速降低至排氣壓力；隨著擺臂繼續(xù)向右運動，燃燒室內(nèi)出現(xiàn)局部的負(fù)壓環(huán)境，排氣口開始出現(xiàn)回流，燃燒室內(nèi)流場在回流的影響下逐漸形成渦旋；從圖中還可以看出，擺動式發(fā)動機的排氣過程雖然很短，但是由于擺臂的往返運動，排氣過程并不穩(wěn)定，回流的存在對于排氣的效率以及后續(xù)的進氣和壓縮過程都有一定的影響。同時，燃燒腔內(nèi)的各個角落的流場速度比較低，是渦旋流場比較難擴散到的地方，這種死角的存在也會降低排氣的效率，是設(shè)計中需要重點規(guī)避的問題。

圖6 排氣過程流場速度分布圖Fig. 6 Velocity distribution of exhausting process

3.1.4 掃氣過程

掃氣過程位于排氣過程的最后階段，從進氣口流入的新鮮氣體把燃燒腔內(nèi)殘留的少量氣體從排氣口擠出。在排氣口關(guān)閉時同時關(guān)閉進氣口，自此完成一個循環(huán)，進入下一個周期的壓縮階段。

3.2 擺臂頻率對燃燒特性的影響分析

3.2.1 擺臂頻率對燃燒進程的影響

以燃料燃盡率（消耗 C4H10的百分比）表示燃燒的進程。以點火時刻作為零時刻，排氣時刻為t' = 0.265。燃料燃盡率隨無量綱時間參數(shù)的變化曲線如圖7所示。初始階段反應(yīng)進行得非常緩慢，燃燒區(qū)尚未充分發(fā)展（如圖4所示）。在反應(yīng)的中期，火焰區(qū)擴大，燃燒速度增長迅速。反應(yīng)的后期，燃燒區(qū)域隨著燃料的消耗變小，燃燒速度減小。由于燃燒速度受湍流混合速率和化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)共同影響，從圖7可以看出，提高進氣溫度能提高壓縮終了的湍流強度和化學(xué)反應(yīng)的速度，從而提高燃燒速度。30 Hz時，進氣溫度為500 K和700 K的工況下，燃盡率達到90%所需的時間分別為2.0 ms和1.1 ms。而進氣溫度為500 K時，擺動頻率為40 Hz和50 Hz的工況在燃盡率為 90%和 69%時已經(jīng)到達排氣位置，未燃?xì)怏w從排氣口排除造成燃燒效率下降。在相同的溫度下，隨著擺動頻率的增大，壓縮終了的湍流強度也增大，但容積的變化速率也隨之增大。雖然頻率的增大會提高整個流場的湍流度，有利于提高湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣龋瑯訒岣呷紵坏娜莘e變化速率，導(dǎo)致燃料的停留時間過短，不利于充分燃燒，特別是在進氣溫度比較低時，頻率增加過大，將導(dǎo)致燃盡率大大降低。

圖7 擺臂頻率對燃盡率的影響Fig. 7 Influence of swing frequency on burning rate

3.2.2 擺臂頻率對壓力的影響

不同進氣溫度下擺臂頻率對燃燒腔內(nèi)平均壓力的影響如圖8所示。壓縮過程不同頻率的壓力變化曲線基本重合，改變頻率對壓力基本沒有影響。點火開始后，頻率越低，壓力曲線的峰值越靠近左止點，峰值越高。這種趨勢在低進氣溫度下更明顯。壓力曲線的變化趨勢是與燃盡率曲線對應(yīng)的，低頻率時燃燒速率快，在同樣的時間間隔內(nèi)釋放出更多的熱量，而且容積變化率小，因此壓力上升更快，迅速達到壓力的峰值。在進氣溫度為 500 K，擺動頻率為50 Hz時，由于燃燒釋放的熱量對壓力的影響與容積變化對壓力的影響相當(dāng)，因此壓力升高的幅度有限。在進氣溫度為700 K時，雖然不同頻率下燃燒的速率仍有不同，但本文討論的工況均能完全燃燒，且燃燒持續(xù)時間足夠短，因此壓力都能在短時間內(nèi)達到峰值。

圖8 擺臂頻率對壓力的影響Fig. 8 Influence of swing frequency on pressure

4 結(jié) 論

本文建立了二沖程微型擺動式發(fā)動機燃燒腔的三維數(shù)值模擬模型，通過對各個工作過程的數(shù)值模擬，分析了各個工作過程燃燒室內(nèi)的流場特征。同時，針對擺動式發(fā)動機的特點，計算了不同頻率和進氣溫度下燃燒室內(nèi)的燃燒特性，并定義了適用于分析擺式發(fā)動機壓力和燃盡率變化的無量綱時間尺度，分析了頻率對燃盡率和壓力的影響，結(jié)果表明：

（1）頻率越低，燃燒隨無量綱時間進行得越快，燃盡率越高，在進氣溫度較低時，降低頻率能有效提高排氣時的燃盡率；

（2）頻率越低，燃燒室內(nèi)的平均壓力峰值越大，且壓力達到峰值的位置越靠近上止點，這種情況在進氣溫度越低時越明顯。

參考文獻：

［1］ DAHM W J A， NI J， MIJIT K， et al. Micro internal combustion swing engine （MICSE） for portable power generation systems［C］//Proceedings of the 40th AIAA aerospace sciences meeting and exhibit. Reno， NV: American Institute of Aeronautics and Astronautics，2002. DOI: 10.2514/6.2002-722.

［2］ EPSTEIN A H， SENTURIA S D， AL-MIDANI O， et al. Micro-heat engines， gas turbines， and rocket engines-The MIT microengine project［C］//Proceedings of the 28th fluid dynamics conference. Snowmass Village， CO，U.S.A.: American Institute of Aeronautics and Astronautics， 1997: 1773. DOI: 10.2514/6.1997-1773.

［3］ FERNANDEZ-PELLO A C. Micropower generation using combustion: issues and approaches［J］. Proceedings of the combustion institute， 2002， 29（1）: 883-899. DOI: 10.1016/S1540-7489（02）80113-4.

［4］ JU Y G， MARUTA K. Microscale combustion: technology development and fundamental research［J］. Progress in energy and combustion science， 2011， 37（6）: 669-715. DOI: 10.1016/j.pecs.2011.03.001.

［5］ GU Y X， DAHM W J A. Turbulence-augmented minimization of combustion time in mesoscale internal combustion engines［C］//Proceedings of the 44th AIAA aerospace sciences meeting and exhibit. Reno， Nevada: American Institute of Aeronautics and Astronautics，2006.

［6］ 周雄， 孔文俊. 燃燒特征參數(shù)對MICSE性能及熱力過程的影響［J］. 工程熱物理學(xué)報， 2015， 36（5）: 1125-1129.

［7］ 郭志平， 張仕民. 新型二沖程微型擺式內(nèi)燃機的設(shè)計方法［M］. 北京: 國防工業(yè)出版社， 2013.

［8］ TURN S R. 燃燒學(xué)導(dǎo)論: 概念與應(yīng)用［M］. 姚強， 李水清， 王宇， 譯. 第2版. 北京: 清華大學(xué)出版社， 2009.

Three-dimensional Numerical Simulation of a Two-stroke Micro Internal Combustion Swing Engine

ZHENG Zi-hui1，2， WANG Xiao-han1， JIANG Li-qiao1， ZHAO Dai-qing1
（1. Guangzhou Institute of Energy Conversion， Chinese Academy of Sciences， Guangzhou 510640， China；2. University of Chinese Academy of Sciences， Beijing 100049， China）

Abstract：Main structure and working processes of a two-stroke Micro Internal Combustion Swing Engine （MICSE） was introduced. A three-dimensional calculation model of the combustion chamber of the engine was established and fluid flow in the chamber was simulated coupled with sine swing using CFD software. Flow field characteristic of each process was analyzed. Mean pressure and combustion efficiency of different swing frequency was compared. The results indicate that the combustion efficiency and peak of mean pressure increases with decrease in frequency under the same inlet temperature.

Key words：micro energy system； swing engine； numerical simulation； frequency； combustion efficiency

中圖分類號：TK4

文獻標(biāo)志碼：A

doi：10.3969/j.issn.2095-560X.2016.02.002

文章編號：2095-560X（2016）02-0088-06

* 收稿日期：2016-01-31

修訂日期：2016-03-02

基金項目：國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃項目（973計劃）（2014CB239600）；廣東省科技計劃項目（2014A050503054）

通信作者：?汪小憨，E-mail：wangxh@ms.giec.ac.cn

作者簡介：

鄭子輝（1991-），男，碩士研究生，主要從事微型擺動式發(fā)動機的數(shù)值模擬。

汪小憨（1978-），男，博士，研究員，碩士生導(dǎo)師，主要從事固/液燃料的清潔燃燒及污染控制技術(shù)的研究。