黃云龍，楊廣文，李 洲

（南京模擬技術(shù)研究所，南京 210016）

0 引言

目前，國內(nèi)外已有多位學(xué)者針對二沖程發(fā)動機(jī)的分層掃氣開展了研究。Gordan[3]在二沖程發(fā)動機(jī)的設(shè)計(jì)和仿真中指出采用分層掃氣可以有效減少新鮮充量短路損失，具有降低油耗和燃油消耗率的優(yōu)點(diǎn)。分層掃氣按掃氣形式可以分為直流掃氣和回流掃氣。根據(jù)進(jìn)氣特點(diǎn)，分層掃氣發(fā)動機(jī)多采用回流掃氣方式[4]，可以更好的提高進(jìn)氣效率；Rinaldini 等[5]比較了二沖程航空柴油機(jī)回流掃氣與直流掃氣時缸內(nèi)流場的異同，以及發(fā)動機(jī)運(yùn)行條件對2 種掃氣方式的影響；胡春天等[6]建立仿真模型，基于動力性能、經(jīng)濟(jì)性能、掃氣性能進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，對掃氣道、排氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)的不同組合優(yōu)化分析；Mattarelli[7]、潘鐘鍵[8]、陳林林[9]、顧誦芬[10]、杜發(fā)榮等[11]建立了航空二沖程重油發(fā)動機(jī)機(jī)掃氣模型，并研究了發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速、氣口參數(shù)等因素對掃氣質(zhì)量的影響；蔣炎坤等[12]、魏明銳等[13]、朱圣柳[14]、羅光輯等[15]對二沖程分層掃氣發(fā)動機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)與仿真研究，但是由于雙進(jìn)氣口分層掃氣形式涉及的影響因素繁多，相互之間關(guān)系復(fù)雜，分層掃氣這種優(yōu)秀的方案想要成熟運(yùn)用，還需要做大量的研究工作；英國Blair教授[16]最早提出了雙進(jìn)氣口的分層掃氣方案用于解決排放及油耗問題。

目前，中國對航空二沖程活塞發(fā)動機(jī)的分層掃氣研究還處于基礎(chǔ)階段，未見成熟產(chǎn)品運(yùn)用。本文針對某型航空二沖程活塞分層掃氣發(fā)動機(jī)，運(yùn)用3 維計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）軟件Fluent 研究此發(fā)動機(jī)的掃氣過程，并對比了常規(guī)掃氣與分層掃氣短路損失，揭示分層掃氣的缸內(nèi)流場分布。

1 分層掃氣工作原理

分層掃氣發(fā)動機(jī)具有2個進(jìn)氣系統(tǒng)，如圖1所示。在缸體設(shè)置純空氣進(jìn)氣口和混合氣進(jìn)氣口，一方面，當(dāng)活塞上行時，曲軸箱產(chǎn)生負(fù)壓，純空氣進(jìn)氣口與活塞導(dǎo)流槽和掃氣道導(dǎo)通，純空氣首先儲存在掃氣道中；另一方面，燃油噴入混合氣通道中與純空氣摻混成混合氣，活塞繼續(xù)上升中混合氣進(jìn)氣口與曲軸箱導(dǎo)通，混合氣進(jìn)入曲軸箱中?；钊闲袎嚎s混合氣點(diǎn)火燃燒，到達(dá)上止點(diǎn)后膨脹作功下行，下行過程中排氣口首先與缸內(nèi)導(dǎo)通，部分廢氣排出氣缸外部，活塞繼續(xù)下行，掃氣口與缸內(nèi)導(dǎo)通，儲存在掃氣道的純空氣首先進(jìn)行掃氣，混合氣緊跟其后在缸內(nèi)形成分層掃氣，將廢氣從排氣口掃出，該掃氣形式能減小燃油掃氣短路損失，有效降低發(fā)動機(jī)燃油消耗率。

圖1 分層掃氣二沖程發(fā)動機(jī)原理

2 仿真過程

2.1 物理模型

本方案發(fā)動機(jī)采用分層掃氣方式，掃氣道初始結(jié)構(gòu)參考設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，采用回流掃氣，掃氣道仰角85°（如圖2 所示），掃氣道平射角110°（如圖3 所示），燃燒室采用半球形結(jié)構(gòu)。雙缸對置二沖程發(fā)動機(jī)，2缸進(jìn)氣過程一致，仿真過程考慮單側(cè)氣缸的氣體的運(yùn)動過程。計(jì)算區(qū)域?yàn)闅飧?、掃氣道和排氣道。通過UG軟件建立的方案3 維流道模型，如圖4所示。

圖2 掃氣道仰角

圖3 掃氣道平射角

圖4 3維流道模型

2.2 網(wǎng)格劃分

合理的網(wǎng)格劃分是保證計(jì)算收斂的前提，網(wǎng)格生成的好壞直接影響燃燒模擬的準(zhǔn)確性。結(jié)合活塞發(fā)動機(jī)的工作特點(diǎn)，將進(jìn)排氣道區(qū)域設(shè)置為靜態(tài)網(wǎng)格區(qū)域；將氣缸工作區(qū)域設(shè)置為動態(tài)網(wǎng)格區(qū)域。由于活塞在動態(tài)運(yùn)動過程中與進(jìn)排氣氣道存在氣流運(yùn)動，在部件連接處設(shè)置INTERFACE。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性對比后，確定了初始網(wǎng)格數(shù)量為193305個?；钊谏现裹c(diǎn)、90°CA 曲軸轉(zhuǎn)角、下止點(diǎn)的網(wǎng)格模型如圖5 所示。

圖5 網(wǎng)格模型

2.3 邊界條件

在模擬過程中，進(jìn)氣口壓力、缸內(nèi)壓力及排氣道口壓力對掃氣氣流的速度及缸內(nèi)燃燒廢氣的排出速度有直接影響，因此將進(jìn)出口邊界設(shè)定為壓力邊界，氣缸壓力值由1 維仿真軟件GT-power 給定。溫度、湍動脈動動能及湍流混合長度為經(jīng)驗(yàn)值。仿真邊界初始條件見表1。

狗子這才滿意了，卻又問：“你來找江老師嗎？他一早就出去了。”雪螢說：“阿姨有事，你去玩你的吧?！闭f著，“蹬蹬蹬”上樓去了。狗子追上來，纏著她：“阿姨，你這段時間忙什么呢？怎么這么久不來了？阿姨，你陪我玩吧?！毖┪灮剡^頭，說：“狗子，阿姨有重要的事要做，改天陪你玩好不好？”

表1 仿真邊界初始條件

2.4 缸內(nèi)流動數(shù)學(xué)模型分析及選取

缸內(nèi)的氣體流動模擬根據(jù)質(zhì)量、動量和能量守恒定律來求解平均輸運(yùn)方程。

（1）質(zhì)量守恒方程張量形式的連續(xù)方程。

式中：i=1，2，3；ρ為流體的密度；ui為i方向的速度分量。

（2）動量平衡方程。

式中：ρgi和Fi分別為i方向上的重力體積力和外部體積力；Fi為包含了其他的模型相關(guān)源項(xiàng)；τij為應(yīng)力張量。

式中：cs為組分s 的體積濃度；ρcs是該組分的質(zhì)量濃度；Ds為該組分的擴(kuò)散系數(shù)；Ss為單位時間內(nèi)該組分的生產(chǎn)率。

（4）能量守恒方程。

式中：keff為有效熱傳導(dǎo)系數(shù)；Jj為組分j的擴(kuò)散流量；Sh為流體的內(nèi)熱源及由于粘性作用流體機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能的部分。

（5）理想氣體模型。

式中：R為氣體常數(shù)；Ms為組分s的摩爾質(zhì)量。

3 仿真分析

3.1 掃氣過程分析

分層掃氣模型中進(jìn)氣道內(nèi)設(shè)置為純空氣，進(jìn)氣道進(jìn)口設(shè)置為混合煤油氣體；而常規(guī)掃氣過程進(jìn)氣口與掃氣道內(nèi)均設(shè)置為混合煤油氣體。2 種掃氣模型在不同曲軸轉(zhuǎn)角下煤油氣體質(zhì)量分布對比如圖6所示。

圖6 2種掃氣模型在不同曲軸轉(zhuǎn)角下煤油氣體質(zhì)量分布

從圖中可見，掃氣口打開角度為114°CA、140°CA時，常規(guī)掃氣混合煤油氣已進(jìn)入氣缸內(nèi)參與掃氣，而分層掃氣在170°CA 時，混合煤油氣才小部分進(jìn)入氣缸。本方案掃氣過程存在明顯的分層，從而減小了大量濃混合氣直接流出缸外而造成的短路損失。

2種掃氣方案排氣口煤油氣體質(zhì)量流量如圖7所示。從圖中可見，采用常規(guī)掃氣時，煤油氣體從排氣口逸出時間比分層掃氣的提前，在160 ℃A 時煤油開始逸出，逸出量占總進(jìn)油量的比值為31.4%。采用分層掃氣時，由于空氣先行進(jìn)行掃氣，因而煤油從排氣口逸出時間明顯滯后，在200 ℃A左右時煤油開始逸出，其逸出量占總進(jìn)油量的比值為18.2%?？傻梅謱訏邭膺^程短路損失相比于常規(guī)掃氣過程的減少42%，因此可知分層掃氣過程顯著減小了掃氣過程短路損失。

圖7 2種掃氣方案排氣口煤油氣體質(zhì)量流量

3.2 掃氣道容積影響分析

對于常規(guī)二沖程發(fā)動機(jī)而言，進(jìn)排氣口的比時面值、形狀以及掃氣口的平射角、仰射角都會影響發(fā)動機(jī)的掃氣性能。而對于分層掃氣發(fā)動機(jī)而言，除了以上因素，掃氣道的容積和形狀是非常關(guān)鍵的因素：在發(fā)動機(jī)掃氣前，需要在掃氣道中存儲足量的純空氣，主要通過掃氣道的容積來保證。過少的空氣量起不到顯著減小短路損失的效果；過多的空氣量又會使發(fā)動機(jī)燃燒不穩(wěn)定。

以下將通過優(yōu)化掃氣道容積的方法對發(fā)動機(jī)掃氣性能進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

為了評價不同方案掃氣性能的優(yōu)劣，建立了掃氣仿真模型，模擬發(fā)動機(jī)在6500 r/min 轉(zhuǎn)速時，發(fā)動機(jī)從100ATDC到260ATDC轉(zhuǎn)角的整個掃排氣過程。通過后處理的數(shù)據(jù)分析，對掃氣過量空氣系數(shù)、掃氣效率、燃油捕獲率和缸內(nèi)存油量進(jìn)行對比評價，各評價參數(shù)定義見表2。

表2 掃氣評價參數(shù)

通過改變掃氣道寬度，設(shè)計(jì)了0.8、0.9、1.1、1.2、1.3 倍原容積v的掃氣道3 維模型?？紤]到掃氣道容積的變化會影響曲軸箱壓縮比，對不同掃氣道容積下曲軸箱壓縮比進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果見表3。

表3 變掃氣道容積下的曲軸箱壓縮比

從表中可見，與原曲軸箱壓縮比相比，曲軸箱壓縮比的最大變化率為-1.1%，掃氣道容積的變化對曲軸箱壓縮比影響可忽略不計(jì)，計(jì)算時采用相同邊界條件，邊界條件同表2。

不同掃氣道容積下的仿真計(jì)算結(jié)果見表4。

表4 不同容積掃氣道掃氣性能對比

從表中可見，隨著掃氣道容積增大，過量空氣系數(shù)增大，缸內(nèi)廢氣清掃更為干凈，掃氣效率逐漸提高。當(dāng)選用1.3v掃氣道時，相比原掃氣道，掃氣效率提高2%，燃油捕獲率提高1.8%。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

選取排量為90 mL 的二沖程發(fā)動機(jī)，保持發(fā)動機(jī)掃氣道仰角85°和掃氣道平射角110°不變，改變掃氣蓋寬度使得掃氣道容積變?yōu)樵瓉淼?.3 倍，如圖8 所示。據(jù)此可以獲得3 種狀態(tài)的發(fā)動機(jī)：（1）掃氣道容積不變且沒有采用分層掃氣。（2）掃氣道容積不變但采用了分層掃氣。（3）掃氣道容積變?yōu)?.3 倍且采用了分層掃氣。將這3 種狀態(tài)的發(fā)動機(jī)分別與測功機(jī)連接并進(jìn)行臺架性能試驗(yàn)。考慮飛行平臺巡航功率需求，此次試驗(yàn)的節(jié)氣門開度取60%，轉(zhuǎn)速測量范圍為5000～8000 r/min，以500 r/min 為梯度，共設(shè)置7 個測試點(diǎn)測量發(fā)動機(jī)功率和油耗率，其中，以1號發(fā)動機(jī)最高油耗率作為基準(zhǔn)，對各工況點(diǎn)油耗率做量綱化處理，具體測試數(shù)據(jù)如圖9、10 所示。圖中：1、2、3 號發(fā)動機(jī)分別對應(yīng)傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)、1.0V掃氣道分層掃氣發(fā)動機(jī)和1.3V掃氣道分層掃氣發(fā)動機(jī)。

圖8 1.3倍容積掃氣道蓋

圖9 不同掃氣道容積下的發(fā)動機(jī)功率對比

從圖中可見，分層掃氣發(fā)動機(jī)油耗率比傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的約降低40%，改變掃氣道容積省油效果可達(dá)10%左右；由于分層掃氣過程對充量系數(shù)影響，分層發(fā)動機(jī)升功率低于傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)的。

圖10 不同掃氣道容積下的發(fā)動機(jī)油耗對比

5 結(jié)論

（1）通過仿真計(jì)算可得，分層掃氣過程短路損失相比于常規(guī)掃氣過程的減少42%。

（2）當(dāng)選用1.3v掃氣道時，相比原掃氣道，掃氣效率提高2%，燃油捕獲率提高1.8%。

（3）試驗(yàn)數(shù)據(jù)測量結(jié)果表明，分層掃氣發(fā)動機(jī)最低油耗率比傳統(tǒng)二沖程發(fā)動機(jī)的約降低40%，改變掃氣道容積省油效果明顯，可達(dá)10%左右。