黃 盟,曹廣州,魏民祥,楊浩鵬,趙卓文

(1.南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院, 南京 210016) (2.南京航空航天大學(xué) 無(wú)人機(jī)研究院, 南京 210016)

0 引言

二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、功重比高、維修方便、成本低等優(yōu)點(diǎn),被廣泛用作小型無(wú)人機(jī)動(dòng)力源,這使得二沖程活塞發(fā)動(dòng)機(jī)在航空領(lǐng)域占有不可或缺的獨(dú)特優(yōu)勢(shì)[1]。二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)沒(méi)有復(fù)雜的配氣機(jī)構(gòu),體積小、質(zhì)量輕、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量小,非常適合作為小型航空飛行器的動(dòng)力來(lái)源[2-3]。二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)按照點(diǎn)火方式分為點(diǎn)燃式和壓燃式,點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)一般更適合于需求功率在88 kW以下的平臺(tái)上運(yùn)用。通常,二沖程點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)主要以蒸發(fā)性好、辛烷值高、易點(diǎn)燃的汽油作為燃料。由于汽油閃點(diǎn)低(-45～-25 ℃),使二沖程汽油機(jī)在軍用環(huán)境下儲(chǔ)存和使用時(shí),容易引起火災(zāi)或爆炸等事故,在一定程度上限制了其使用。相比汽油,航空重油燃料(通常指輕柴油、航空煤油)的閃點(diǎn)較高,這使得航空重油燃料在儲(chǔ)存、運(yùn)輸和使用的過(guò)程中更加安全[4]。因此航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)燃用煤油已是國(guó)防所需,而進(jìn)氣管電噴的航空活塞多缸發(fā)動(dòng)機(jī)若是燃用煤油會(huì)存在明顯的缸間進(jìn)氣差異[5],即多缸發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸之間的工作狀況存在一定的差異,研究造成這種缸間進(jìn)氣差異的原因?qū)τ诙_程進(jìn)氣管電噴航空活塞多缸發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要意義。

國(guó)外德?tīng)柛９镜腒ainz等[6]對(duì)一臺(tái)四沖程汽油機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)研究,獨(dú)立測(cè)量了各缸的空燃比,發(fā)現(xiàn)各缸的空燃比會(huì)存在10%左右的差異,他們認(rèn)為存在差異的原因是缸體和進(jìn)氣道存在制造誤差,這種誤差會(huì)導(dǎo)致進(jìn)氣分配得不均勻。國(guó)內(nèi)昆明理工大學(xué)的賈德文等[7]通過(guò)建立某發(fā)動(dòng)機(jī)的GT-power仿真模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,分析進(jìn)氣總管和進(jìn)氣歧管的結(jié)構(gòu)參數(shù)以及進(jìn)氣正時(shí)對(duì)進(jìn)氣均勻性的影響程度;研究結(jié)果表明,減小進(jìn)氣總管直徑和進(jìn)氣歧管長(zhǎng)度有利于改善進(jìn)氣歧管內(nèi)混合氣的流動(dòng)質(zhì)量,經(jīng)過(guò)優(yōu)化后,使發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣不均勻度由原機(jī)的10.35%降低到2.19%。北京理工大學(xué)的崔華盛等[8]開(kāi)展了發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)部分工況下各缸的排氣溫度差異較大,而后對(duì)節(jié)氣門(mén)全開(kāi)時(shí)進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻各缸封存的新鮮空氣質(zhì)量進(jìn)行定量分析,認(rèn)為發(fā)火次序和進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)導(dǎo)致了進(jìn)氣的不均勻性。南京航空航天大學(xué)的梁永勝[9]通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)倒拖試驗(yàn),測(cè)量了每個(gè)氣缸內(nèi)的壓力變化,以此來(lái)衡量各缸的進(jìn)氣量,并且計(jì)算了噴油器的流量特性曲線,用于調(diào)整噴油策略以改善缸間空燃比一致性。通過(guò)對(duì)一維仿真模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果的分析,認(rèn)為發(fā)動(dòng)機(jī)各缸工作不均勻的主要原因是各缸進(jìn)氣充量的不均勻,這將導(dǎo)致兩缸的最大燃燒壓力不同,試驗(yàn)和仿真結(jié)果表明兩缸的最大缸壓相差0.1～0.5 MPa,在怠速工況下最大缸壓差異最小,在小負(fù)荷時(shí)缸壓差異較大,并且隨節(jié)氣門(mén)開(kāi)度增大缸壓差異減小。McGough等[10]為了研究烏克蘭6TD型號(hào)的對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)的換氣過(guò)程,采用示蹤氣體法記錄了這臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)在各種工況下的瞬時(shí)進(jìn)氣流場(chǎng),研究了不同進(jìn)氣壓力下各缸的換氣性能。哈爾濱工業(yè)大學(xué)的李浩[11]針對(duì)二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)的換氣過(guò)程對(duì)不同傾角下?lián)Q氣過(guò)程中氣缸內(nèi)速度場(chǎng)、O2和CO2的質(zhì)量分布以及湍動(dòng)能的變化的進(jìn)行了分析,結(jié)果表明進(jìn)氣傾角會(huì)對(duì)換氣過(guò)程中氣缸內(nèi)速度場(chǎng)、O2和CO2的質(zhì)量分布以及氣流湍動(dòng)能造成影響;進(jìn)氣傾角可以提高換氣質(zhì)量,減小換氣死角區(qū)域面積,使換氣進(jìn)程延長(zhǎng);過(guò)大的進(jìn)氣傾角會(huì)導(dǎo)致氣缸軸線附近區(qū)域換氣質(zhì)量較差。

以上國(guó)內(nèi)外學(xué)者大多關(guān)注發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣不均勻所產(chǎn)生的后果,尋求解決方法以改善各缸的進(jìn)氣均勻性,本文在此研究背景下,采用CFD仿真技術(shù)對(duì)該發(fā)動(dòng)機(jī)不同工況的進(jìn)氣過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬,分析發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣不均勻的內(nèi)在機(jī)理,進(jìn)而為進(jìn)氣系統(tǒng)的優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。同時(shí),仿真結(jié)果對(duì)該發(fā)動(dòng)機(jī)的噴油點(diǎn)火控制策略具有指導(dǎo)意義。

1 一維性能仿真

1.1 模型搭建及驗(yàn)證

圖1為本文中研究的試驗(yàn)機(jī),為方便后續(xù)介紹,將圖1中的左缸標(biāo)記為1缸,右缸標(biāo)記為2缸。

圖1 試驗(yàn)機(jī)實(shí)物圖

相比于汽油,RP-3航空煤油不易被點(diǎn)燃,而且由于航空煤油黏度大,不易揮發(fā),噴射霧化效果差,在溫度不高的情況下,燃油顆粒很容易在進(jìn)氣過(guò)程中重聚形成更大的油滴[12]。為了更加全面地了解發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀況,在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架標(biāo)定試驗(yàn)結(jié)束之后分別拆卸了兩缸的火花塞,左側(cè)火花塞沒(méi)有明顯的積碳,呈現(xiàn)出土黃色,表明該缸燃燒較充分,而右側(cè)火花塞出現(xiàn)明顯積碳,缸內(nèi)燃燒不充分,表明了二沖程點(diǎn)燃式進(jìn)氣管電噴航空煤油發(fā)動(dòng)機(jī)確實(shí)存在各缸工作不一致的問(wèn)題。

發(fā)動(dòng)機(jī)的一維性能仿真模型融合了計(jì)算流體力學(xué)、計(jì)算傳熱學(xué)、工程熱力學(xué)和燃燒學(xué)的基本理論,能夠?qū)Πl(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中的氣流運(yùn)動(dòng)、傳熱和燃燒等現(xiàn)象進(jìn)行仿真計(jì)算,從而得到發(fā)動(dòng)機(jī)不同工況下的性能數(shù)據(jù),如氣缸壓力、燃燒放熱率、輸出功率等[13]。利用GT-Power軟件建立原型機(jī)的整機(jī)一維仿真計(jì)算模型需知道發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何結(jié)構(gòu)參數(shù),以及二沖程原型發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)。表1給出了二沖程原型機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)。

表1 二沖程原型發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過(guò)程,GT-Power將發(fā)動(dòng)機(jī)分為了不同的模塊進(jìn)行建模,不同模塊之間會(huì)進(jìn)行數(shù)據(jù)的交互傳遞,從而模擬發(fā)動(dòng)機(jī)完整的運(yùn)行過(guò)程。圖2為本文建立的二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)一維性能仿真模型。

圖2 二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)一維性能仿真模型

分析發(fā)動(dòng)機(jī)三維結(jié)構(gòu)發(fā)現(xiàn)左右缸的掃氣口相對(duì)于進(jìn)氣口并非完全對(duì)稱,因此在模型建立時(shí)針對(duì)兩缸設(shè)置了不同的進(jìn)氣管長(zhǎng)度,并且考慮兩缸的積碳和磨損情況,設(shè)置了不同的壁面摩擦因數(shù),從而保證了一維性能仿真模型能夠模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣不均勻現(xiàn)象。

為了保證一維性能仿真模型能夠準(zhǔn)確地模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的工作情況,需要利用發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)仿真模型進(jìn)行校核,圖3為發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架系統(tǒng)實(shí)物圖。

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架系統(tǒng)的實(shí)物圖

通過(guò)對(duì)仿真模型的修正,直至誤差在可接受范圍內(nèi)。轉(zhuǎn)速在3 200、4 600、6 000 r/min時(shí)不同節(jié)氣門(mén)開(kāi)度下試驗(yàn)功率與仿真功率的對(duì)比如圖4所示。可以看出一維性能仿真模型能夠在低轉(zhuǎn)速、中等轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速工況下較為準(zhǔn)確地模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出功率,兩者誤差在5%以內(nèi)。圖5是轉(zhuǎn)速在4 000 r/min節(jié)氣門(mén)開(kāi)度為60%時(shí)左右兩缸的試驗(yàn)缸壓與仿真缸壓的對(duì)比,試驗(yàn)缸壓與仿真缸壓之間的誤差在8%以內(nèi),2個(gè)氣缸的最大爆發(fā)壓力相差不大,兩缸最大爆發(fā)壓力之差的試驗(yàn)值為0.09 MPa,仿真值為0.14 MPa,基本滿足研究發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣不均勻性的仿真要求,證明本文建立的一維性能仿真模型準(zhǔn)確性較高,可用于后續(xù)仿真結(jié)果的分析。

圖4 在不同轉(zhuǎn)速、不同節(jié)氣門(mén)開(kāi)度下試驗(yàn)功率與仿真功率的對(duì)比

圖5 左右兩缸試驗(yàn)缸壓與仿真缸壓的對(duì)比圖

1.2 一維仿真結(jié)果分析

通過(guò)1.1節(jié)建立的一維性能仿真模型,計(jì)算了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時(shí)不同節(jié)氣門(mén)開(kāi)度下2個(gè)缸的最大缸壓,結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同節(jié)氣門(mén)開(kāi)度下兩缸最大壓力對(duì)比圖

從圖6可以看出,在低轉(zhuǎn)速工況下,節(jié)氣門(mén)開(kāi)度為15%時(shí)兩缸差異最大,左缸的缸壓比右缸高 0.73 MPa,之后隨著節(jié)氣門(mén)開(kāi)度的增大缸壓差異不斷縮小。原因可能是節(jié)氣門(mén)開(kāi)度增大時(shí),兩缸的充氣效率都較大,導(dǎo)致兩缸的缸壓差異不大,而在小節(jié)氣門(mén)開(kāi)度下由于節(jié)氣門(mén)的節(jié)流效應(yīng)導(dǎo)致在特定節(jié)氣門(mén)開(kāi)度下兩缸之間的進(jìn)氣不均勻,節(jié)流效應(yīng)會(huì)隨節(jié)氣門(mén)開(kāi)度的增大而減弱,造成在低轉(zhuǎn)速大開(kāi)度時(shí)兩缸進(jìn)氣更加均勻。

一維性能仿真計(jì)算的結(jié)果為三維模擬提供了方向。由于三維仿真計(jì)算周期長(zhǎng),不能對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的每種工況都進(jìn)行模擬,然而現(xiàn)已發(fā)現(xiàn)二沖程原型機(jī)在低轉(zhuǎn)速小開(kāi)度時(shí)進(jìn)氣不均勻性最強(qiáng),因此三維模擬只針對(duì)該工況進(jìn)行分析。同時(shí)一維性能仿真計(jì)算也為三維模擬提供了邊界條件,如進(jìn)氣口壓力和排氣口壓力。圖7和圖8分別為發(fā)動(dòng)機(jī)在 3 000 r/min節(jié)氣門(mén)開(kāi)度為15%時(shí)進(jìn)、排氣口壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系。

圖7 進(jìn)氣口壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系

圖8 排氣口壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系

2 三維仿真模型建立

2.1 流場(chǎng)域模型及網(wǎng)格劃分

對(duì)本文研究的二沖程點(diǎn)燃式進(jìn)氣管電噴航空煤油發(fā)動(dòng)機(jī),根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣原理利用UG軟件建立了如圖9所示的流場(chǎng)域的幾何結(jié)構(gòu)。空氣和燃油通過(guò)進(jìn)氣入口進(jìn)入曲軸箱,在曲軸箱內(nèi)受到曲軸的攪拌而混合均勻,當(dāng)活塞上頂面打開(kāi)掃氣口時(shí)通過(guò)掃氣道進(jìn)入氣缸,通過(guò)排氣道進(jìn)入外界環(huán)境。

圖9 原型機(jī)進(jìn)氣流場(chǎng)域結(jié)構(gòu)圖

本文根據(jù)網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)情況和氣流流動(dòng)情況將原型機(jī)的進(jìn)氣流場(chǎng)域分為3個(gè)部分:

1) 左右兩缸的燃燒室、掃氣道和排氣道;

2) 曲軸旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)區(qū)域和活塞底部流場(chǎng)區(qū)域;

3) 進(jìn)氣入口和曲軸箱內(nèi)部流場(chǎng)區(qū)域。

隨著活塞頂面的上下運(yùn)動(dòng),3個(gè)區(qū)域的流場(chǎng)域有需要連通的地方,如掃、排氣口周期性地打開(kāi)和關(guān)閉,這些地方通過(guò)在Fluent軟件中設(shè)置網(wǎng)格交界面實(shí)現(xiàn)流動(dòng)物理量的互通。針對(duì)不同的區(qū)域劃分了不同類型的網(wǎng)格。對(duì)于活塞底部流場(chǎng)區(qū)域和燃燒室內(nèi)活塞頂部運(yùn)動(dòng)區(qū)域劃分結(jié)構(gòu)性的三棱柱網(wǎng)格,對(duì)于結(jié)構(gòu)復(fù)雜不規(guī)則的其他區(qū)域劃分非結(jié)構(gòu)性的四面體網(wǎng)格,分區(qū)網(wǎng)格的劃分結(jié)果如圖10—圖12所示。

圖11 曲軸旋轉(zhuǎn)區(qū)域和活塞底部的網(wǎng)格

圖12 進(jìn)氣入口和曲軸箱流場(chǎng)網(wǎng)格

從圖中可以看出,在劃分網(wǎng)格時(shí)針對(duì)流場(chǎng)域的細(xì)小角落進(jìn)行了局部網(wǎng)格加密,3個(gè)區(qū)域的網(wǎng)格質(zhì)量大部分在0.5以上。由于燃燒室和曲軸箱幾何結(jié)構(gòu)過(guò)于復(fù)雜,導(dǎo)致在燃燒室邊沿區(qū)域和曲軸箱凹槽處網(wǎng)格質(zhì)量較低,網(wǎng)格質(zhì)量最低在0.2附近,但所有網(wǎng)格都沒(méi)有出現(xiàn)負(fù)體積的情況。

綜上所述,對(duì)于3個(gè)區(qū)域的網(wǎng)格劃分結(jié)果能夠滿足Fluent軟件計(jì)算模型的基本使用要求。

2.2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

針對(duì)本文研究的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣不均勻性問(wèn)題,進(jìn)氣流場(chǎng)域的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜,不便于對(duì)全部網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證?？紤]到氣缸掃氣部分的仿真結(jié)果直接影響了兩缸進(jìn)氣不均勻性的判定,有必要對(duì)氣缸掃氣部分進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。利用ICEM軟件對(duì)氣缸掃氣部分劃分了較稀疏、稀疏、密集、較密集4種類型的網(wǎng)格結(jié)構(gòu),其網(wǎng)格數(shù)量分別為13.3萬(wàn)、38.3萬(wàn)、57.9萬(wàn)和75.4萬(wàn)。選擇每個(gè)時(shí)間步下的氣缸壓力作為網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證參數(shù),分別對(duì)這4種類型的網(wǎng)格進(jìn)行了計(jì)算,每種網(wǎng)格計(jì)算的氣缸平均壓力結(jié)果如圖13所示。

圖13 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果

從圖13中可以看出網(wǎng)格數(shù)量對(duì)氣缸峰值壓力的影響最大,而密集網(wǎng)格和較密集網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果之間的誤差非常小,可以忽略不計(jì),因此本文選用網(wǎng)格數(shù)量為57.9萬(wàn)的密集網(wǎng)格。

2.3 計(jì)算模型條件設(shè)置

對(duì)于曲軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)本文采用滑移網(wǎng)格模型,通過(guò)設(shè)置旋轉(zhuǎn)區(qū)域、旋轉(zhuǎn)軸以及旋轉(zhuǎn)速度定義曲軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。該模型可以模擬曲軸和流體工質(zhì)的相對(duì)運(yùn)動(dòng),兩者會(huì)在壁面處產(chǎn)生瞬態(tài)相互作用,并且滑移網(wǎng)格模型不涉及網(wǎng)格的形變,計(jì)算過(guò)程更加穩(wěn)定,可以滿足求解曲軸旋轉(zhuǎn)攪拌問(wèn)題的需要。

Fluent軟件中的液滴破碎模型包括泰勒類比模型(TAB)、波動(dòng)模型(WAVE)、隨機(jī)二次液滴模型(SSD)等。其中WAVE模型和SSD模型適用于高韋伯?dāng)?shù)、高噴霧速度的工況,而TAB模型適用于低韋伯?dāng)?shù)且噴霧液滴速度較低的工況[14-15],針對(duì)本文研究的二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣過(guò)程,燃油顆粒運(yùn)動(dòng)速度不高,因此選用TAB模型模擬燃油液滴的破碎。TAB模型以彈性力學(xué)為基礎(chǔ),將液滴的振蕩破碎過(guò)程類比為彈簧阻尼系統(tǒng)的振動(dòng)過(guò)程[16]。

為解決因進(jìn)氣過(guò)程復(fù)雜流動(dòng)導(dǎo)致的求解發(fā)散問(wèn)題,本文將發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣流場(chǎng)分成2部分計(jì)算,分別為曲軸箱攪動(dòng)部分和氣缸掃氣部分,如圖14所示。

圖14 曲軸箱攪動(dòng)部分和氣缸掃氣部分的流場(chǎng)域

在氣缸掃氣部分由于左右兩缸內(nèi)部的流場(chǎng)區(qū)域在幾何結(jié)構(gòu)上完全一樣,只有掃氣道入口的邊界條件不同,先利用曲軸箱攪動(dòng)部分計(jì)算出兩缸掃氣道入口流體工質(zhì)的速度、溫度、組分比例等邊界條件,分別設(shè)置左右兩缸的入口邊界條件進(jìn)行單獨(dú)計(jì)算,這樣既能反映發(fā)動(dòng)機(jī)真實(shí)的進(jìn)氣情況,又能減少整體的網(wǎng)格數(shù)量,還避免了求解發(fā)散問(wèn)題。

曲軸箱攪動(dòng)部分入口壓力邊界條件已在上文中給出,出口邊界條件采用環(huán)境壓力;混合氣濃度設(shè)置為當(dāng)量比混合氣;燃油噴霧的粒徑分布模型選擇Rosin-Rammler模型,燃油噴霧采用掃氣口面噴射,各掃氣道的噴油開(kāi)始時(shí)刻和結(jié)束時(shí)刻根據(jù)曲軸箱部分掃氣道內(nèi)開(kāi)始進(jìn)入混合氣時(shí)刻和該掃氣道內(nèi)進(jìn)入煤油的質(zhì)量確定,不同工況的參數(shù)設(shè)置如表2所示。

表2 不同噴油粒徑的參數(shù)設(shè)置

2.4 進(jìn)氣評(píng)價(jià)指標(biāo)

二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣評(píng)價(jià)指標(biāo)不同于四沖程發(fā)動(dòng)機(jī),四沖程發(fā)動(dòng)機(jī)可以采用進(jìn)氣質(zhì)量流量的大小來(lái)衡量進(jìn)氣過(guò)程的優(yōu)劣[17-18]。對(duì)于二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)而言,進(jìn)排氣口的開(kāi)啟有一定的重疊角,進(jìn)排氣過(guò)程同時(shí)進(jìn)行,其掃氣品質(zhì)可由掃氣效率、捕獲率和充量系數(shù)表示[7,19]。

2.4.1換氣過(guò)程評(píng)價(jià)指標(biāo)

1) 掃氣效率:掃氣效率定義為每循環(huán)留在缸內(nèi)的新鮮混合氣質(zhì)量與缸內(nèi)氣體總質(zhì)量的比值[20-21],如式(1)所示

ηs=mn/ma

(1)

式中:ηs為掃氣效率;mn為每循環(huán)留在缸內(nèi)的新鮮混合氣質(zhì)量;ma為缸內(nèi)氣體總質(zhì)量。

掃氣效率越高,表明缸內(nèi)新鮮混合氣質(zhì)量越大,殘余廢氣質(zhì)量越小。

2)捕獲率:捕獲率給出了在總進(jìn)氣質(zhì)量一定的情況下被封存在缸內(nèi)的新鮮混合氣數(shù)量[22]。在進(jìn)氣條件確定的前提下,捕獲率越高表明每循環(huán)留在缸內(nèi)的新鮮混合氣越多,這有助于提高內(nèi)燃機(jī)功率。其表達(dá)式如式(2)所示

ηt=mn/ma

(2)

式中:ηt為捕獲率;ms為每循環(huán)供給的新鮮混合氣質(zhì)量。

3) 充量系數(shù):充量系數(shù)定義為每循環(huán)留在缸內(nèi)的混合氣質(zhì)量與標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下氣缸工作容積能夠容納的新鮮混合氣質(zhì)量的比值,如式(3)所示

ηc=mn/ml

(3)

式中:ηc為捕獲率;ml為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下氣缸工作容積能夠容納的新鮮混合氣質(zhì)量。

2.4.2進(jìn)氣不均勻度評(píng)價(jià)指標(biāo)

混合氣經(jīng)由曲軸箱分配到兩缸的掃氣道,再通過(guò)掃氣作用封存到氣缸中,因此決定兩缸進(jìn)氣不均勻性的指標(biāo)由曲軸箱分配不均勻度和兩缸掃氣差異度2部分組成。

1) 曲軸箱分配不均勻度:曲軸箱分配不均勻度衡量了掃氣口開(kāi)啟期間進(jìn)入兩缸掃氣道的新鮮混合氣質(zhì)量的差異,表示為式(4)

(4)

式中:φk為曲軸箱分配不均勻度;mk1為進(jìn)入左缸掃氣道的新鮮混合氣質(zhì)量;mk2為進(jìn)入右缸掃氣道的新鮮混合氣質(zhì)量。

當(dāng)該值為0時(shí)表明流向兩缸的新鮮混合氣質(zhì)量相等,不存在分配不均勻;當(dāng)該值越接近1時(shí)表明曲軸箱分配不均勻度越高,流向兩缸的新鮮混合氣質(zhì)量差異越大。

2) 兩缸掃氣差異度:兩缸掃氣差異度衡量了兩缸封存新鮮混合氣質(zhì)量的差別,該差別可以分別由兩缸的掃氣效率、捕獲率和充量系數(shù)表示,在本文中兩缸掃氣差異度表示為式(5)

φc=|ηs1-ηs2|

(5)

式中:φc為兩缸掃氣差異度;ηs1為左缸掃氣效率;ηs2為右缸掃氣效率。

兩缸掃氣差異度顯示了兩缸獲得新鮮混合氣能力的強(qiáng)弱差異。當(dāng)該值為0時(shí),表明提供同樣多的新鮮混合氣兩缸能夠獲得的新鮮混合氣數(shù)量相等;該值越接近1時(shí),表明在相同條件下兩缸獲得新鮮混合氣數(shù)量的差異越大。

3) 兩缸進(jìn)氣不均勻度:通過(guò)前文的分析,原型機(jī)進(jìn)氣不均勻度在物理意義上是由曲軸箱分配不均勻度和兩缸掃氣差異度疊加導(dǎo)致的,本文將其表示為式(6)

(6)

當(dāng)該值為0時(shí)表明兩缸封存的新鮮混合氣數(shù)量相同;該值越大表明兩缸在同一個(gè)循環(huán)內(nèi)可用于燃燒做功的新鮮混合氣數(shù)量差異越大,此時(shí)在點(diǎn)火條件相同的情況下會(huì)引起兩缸的燃燒差異,導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速波動(dòng),運(yùn)行不穩(wěn)定。

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 曲軸箱內(nèi)仿真結(jié)果分析

圖15為曲軸旋轉(zhuǎn)一周不同轉(zhuǎn)角下的煤油蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布云圖。為了獲得較為合理的模擬結(jié)果,設(shè)置好邊界條件運(yùn)行一個(gè)循環(huán),采用第二個(gè)循環(huán)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析,由此可以看到上循環(huán)殘留的煤油質(zhì)量分布。

圖15 曲軸箱內(nèi)一個(gè)循環(huán)不同轉(zhuǎn)角下的煤油蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布云圖

由圖15可以看出,由于曲軸的旋轉(zhuǎn)攪動(dòng)作用,左右兩缸掃氣道中的混合氣濃度呈現(xiàn)周期性的變化。在進(jìn)氣初期左缸掃氣道內(nèi)的煤油含量普遍較低,隨著曲軸轉(zhuǎn)角越過(guò)180°,曲軸箱內(nèi)的煤油蒸汽被曲軸部分掃向左側(cè),但右側(cè)掃氣道內(nèi)的煤油含量依然維持在較高的水平。

觀察整個(gè)進(jìn)氣過(guò)程中掃氣道內(nèi)的煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖,不難看出右缸掃氣道煤油的質(zhì)量分?jǐn)?shù)普遍保持在較高的數(shù)值,尤其是進(jìn)氣初期右缸掃氣道內(nèi)的煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯高于左缸,隨著曲軸的旋轉(zhuǎn)攪動(dòng),左缸掃氣道內(nèi)的混合氣濃度才逐漸升高。

根據(jù)試驗(yàn)時(shí)的實(shí)際油耗量,設(shè)置轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時(shí)每循環(huán)的供油量為37.6 mg,用單個(gè)循環(huán)的供油總質(zhì)量乘以各掃氣道內(nèi)煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)所占的比例即可得到流過(guò)各掃氣道的煤油質(zhì)量。為計(jì)算單個(gè)循環(huán)進(jìn)入曲軸箱的新鮮混合氣總質(zhì)量,需將橫坐標(biāo)的曲軸轉(zhuǎn)角數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化為時(shí)間,已知仿真轉(zhuǎn)速為3 000 r/min,可得每度曲軸轉(zhuǎn)角對(duì)應(yīng)的時(shí)間為5.56×10-5s,每度曲軸轉(zhuǎn)角下的質(zhì)量流量在時(shí)間軸上做積分可得到進(jìn)入曲軸箱內(nèi)的新鮮混合氣總質(zhì)量,根據(jù)掃氣道內(nèi)的煤油質(zhì)量和空燃比數(shù)據(jù)可計(jì)算出各掃氣道內(nèi)的新鮮混合氣質(zhì)量。表3為進(jìn)氣過(guò)程中各掃氣道流過(guò)的煤油質(zhì)量和混合氣質(zhì)量的計(jì)算結(jié)果。

表3 進(jìn)氣過(guò)程兩缸掃氣道內(nèi)混合氣參數(shù)計(jì)算結(jié)果 mg

結(jié)果表明,進(jìn)入左缸掃氣道的新鮮混合氣充量和煤油質(zhì)量分別為102.27 mg和16.59 mg,進(jìn)入右缸掃氣道的新鮮混合氣充量和煤油質(zhì)量分別為107.03 mg和21.01 mg。

3.2 氣缸內(nèi)掃氣過(guò)程分析

通過(guò)對(duì)曲軸箱內(nèi)進(jìn)氣流動(dòng)仿真結(jié)果的處理,獲得了各掃氣道內(nèi)煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系,此數(shù)據(jù)可作為氣缸進(jìn)氣過(guò)程的邊界條件,如圖16所示。兩缸的排氣口在98°CA ATDC時(shí)開(kāi)啟,在262°CA ATDC時(shí)關(guān)閉,而掃氣口在116°CA ATDC時(shí)開(kāi)啟,在244°CA ATDC時(shí)關(guān)閉。因此本節(jié)主要分析120～270°CA ATDC之間不同曲軸轉(zhuǎn)角下各組分的分布情況,為計(jì)算原型機(jī)的進(jìn)氣不均勻度做準(zhǔn)備。

圖16 不同曲軸轉(zhuǎn)角下左右缸煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布云圖

從圖16可以看出主掃氣口雖然正對(duì)排氣口,由于掃氣道壁面的引流作用以及副掃氣口來(lái)流的對(duì)沖,氣流并沒(méi)有直接流向排氣口,而是流向燃燒室頂部,幾乎遍歷了整個(gè)燃燒室,避免進(jìn)氣短路的同時(shí)也提高了掃氣效率。

當(dāng)曲軸位置在180°CA ATDC時(shí),右缸燃燒室內(nèi)煤油的分布情況明顯比左缸更加均勻,而左缸燃燒室中心位置出現(xiàn)了滾流,部分混合氣已經(jīng)開(kāi)始流入排氣道;隨著活塞頂部的繼續(xù)運(yùn)動(dòng),兩缸燃燒室內(nèi)的煤油分布變得更加均勻,當(dāng)曲軸位置在240°CA ATDC時(shí),2個(gè)切面上的煤油分布非常均勻,同時(shí)看到排氣道內(nèi)的煤油占比也逐漸增大,兩缸都不可避免地出現(xiàn)了排氣損失。

為了模擬2個(gè)氣缸的已燃廢氣排出過(guò)程,將上止點(diǎn)位置燃燒室內(nèi)的氣體成分設(shè)置為CO2,通過(guò)計(jì)算排氣口關(guān)閉時(shí)缸內(nèi)殘留的CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)即可計(jì)算氣缸的掃氣效率,見(jiàn)圖17所示。

如圖17所示,在掃氣口打開(kāi)初期2個(gè)氣缸燃燒室內(nèi)CO2的流動(dòng)情況差異不大,整個(gè)掃氣過(guò)程中氣缸內(nèi)的CO2沿著主掃氣口到排氣口的方向逐漸排出,而當(dāng)曲軸位置在150°CA ATDC時(shí),右缸燃燒室中心部位CO2濃度快速減少,相比左缸出現(xiàn)了明顯的濃度差異,此時(shí)右缸燃燒室內(nèi)新鮮混合氣與廢氣之間的摻混更加均勻,在氣缸中心部位混合氣的濃度比CO2濃度更高,可以將更多的CO2排擠到排氣口附近,而左缸燃燒室內(nèi)的CO2依然占據(jù)了大部分空間。

為了定量分析廢氣與新鮮混合氣充量在氣缸內(nèi)的占比,通過(guò)仿真得出不同曲軸轉(zhuǎn)角下氣缸內(nèi)新鮮混合氣充量和殘余廢氣的平均占比以及缸內(nèi)平均空燃比,如圖18所示。

圖18中CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)代表氣缸內(nèi)燃燒廢氣的占比;新鮮混合氣充量的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)和氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)之和,代表可燃混合氣的占比;空燃比則為氧氣質(zhì)量與煤油質(zhì)量的比值。

對(duì)比兩缸燃燒廢氣和新鮮混合氣充量的變化曲線,并未發(fā)現(xiàn)明顯的差異,數(shù)據(jù)顯示曲軸位置在270°CA ATDC時(shí)左缸CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.223,右缸CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.207;左缸新鮮混合氣充量的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.191,而右缸新鮮混合氣充量的質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.194,左右缸的換氣情況差異不大。然而兩缸的空燃比數(shù)據(jù)顯示出了較大的差異,雖然空燃比的變化趨勢(shì)相差不大,但可以明顯看出左缸的空燃比上升更快,兩缸的空燃比在210°CA ATDC附近逐漸趨于穩(wěn)定,數(shù)據(jù)顯示曲軸位置在270°CA ATDC時(shí)左缸的空燃比為9.107而右缸的空燃比為6.927,由于左右缸各掃氣道入口處的煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)并不相同,導(dǎo)致右缸燃燒室內(nèi)封存的新鮮混合氣濃度更高。

圖18 左右缸的新鮮混合氣充量、CO2和空燃比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

換氣過(guò)程評(píng)價(jià)指標(biāo)的計(jì)算結(jié)果如表4所示?？芍獌筛椎牟东@率和充量系數(shù)相差不大,而掃氣效率差異最明顯,兩缸相差0.016。由于兩缸的結(jié)構(gòu)相同且掃氣口和排氣口開(kāi)啟閉合角度也相同,導(dǎo)致兩缸捕獲率和充量系數(shù)沒(méi)有明顯差異,然而進(jìn)入兩缸的新鮮混合氣充量差異造成了兩缸掃氣效率的差異,進(jìn)入右缸的新鮮混合氣充量濃度比左缸更大,使得右缸中更多的CO2被排擠出氣缸,從而導(dǎo)致右缸的掃氣效率比左缸更高。

表4 兩缸的掃氣效率、捕獲率和充量系數(shù)

3.3 整機(jī)缸間進(jìn)氣差異分析

經(jīng)過(guò)曲軸箱內(nèi)以及兩缸內(nèi)CFD模擬結(jié)果的數(shù)據(jù)處理,獲得了計(jì)算二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣評(píng)價(jià)指標(biāo)的流場(chǎng)數(shù)據(jù),根據(jù)式(4)—式(6)以及表3和表4的相關(guān)數(shù)據(jù)可計(jì)算出兩缸的進(jìn)氣不均勻度評(píng)價(jià)指標(biāo),計(jì)算結(jié)果顯示曲軸箱分配不均勻度為2.27%,兩缸掃氣差異度為1.6%,兩缸的進(jìn)氣不均勻度為1.48%。

除此之外,兩缸的捕獲率差異只有0.1%,這表示在相同進(jìn)氣量的情況下兩缸封存的新鮮混合氣質(zhì)量幾乎一樣,但是兩缸封存的新鮮混合氣充量濃度上的差異較大,掃氣口關(guān)閉時(shí)刻左缸的空燃比與右缸的空燃比相差2.18,右缸的新鮮混合氣充量濃度更大,觀察表3中的數(shù)據(jù)不難發(fā)現(xiàn)右缸掃氣道內(nèi)流過(guò)的煤油質(zhì)量更多,這將導(dǎo)致兩缸混合氣濃度上的差異。因此可以認(rèn)為兩缸進(jìn)氣不均勻的主要原因是曲軸箱分配不均勻,有必要進(jìn)一步對(duì)曲軸箱部分的流場(chǎng)細(xì)節(jié)進(jìn)行分析。

在氣缸進(jìn)氣初期,由于曲拐的攪動(dòng)作用曲軸箱左側(cè)聚集了稀混合氣,隨著曲軸的繼續(xù)運(yùn)動(dòng),左側(cè)混合氣逐漸變濃,當(dāng)活塞越過(guò)下止點(diǎn)后氣缸的進(jìn)氣過(guò)程將持續(xù)至244°CA ATDC,這時(shí)掃氣口完全關(guān)閉,燃燒室內(nèi)不再進(jìn)入新鮮混合氣。圖19為210～240°CA ATDC曲軸箱內(nèi)部不同切面的煤油含量分布云圖。此時(shí)曲軸箱底部的大量煤油已被曲拐帶動(dòng)至曲軸箱左側(cè),可以明顯看到左側(cè)區(qū)域的煤油含量高于右側(cè)區(qū)域的煤油含量,盡管如此右側(cè)區(qū)域的煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)依然在0.04之上,沒(méi)有出現(xiàn)極端的稀混合氣,而在這個(gè)過(guò)程中掃氣口的流通面積也在不斷的減小,盡管曲軸箱左側(cè)區(qū)域的煤油含量足夠高,但已錯(cuò)過(guò)了最佳的進(jìn)氣時(shí)刻,最終導(dǎo)致左缸燃燒室內(nèi)的混合氣濃度低于右缸。

圖19 活塞上行時(shí)曲軸箱內(nèi)部不同切面的煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

3.4 噴油粒徑對(duì)進(jìn)氣的影響

原型機(jī)采用了單孔噴油器,該噴油器在噴油過(guò)程中燃油幾乎呈柱狀噴入進(jìn)氣道,油滴的初始粒徑極大,即使在加熱缸頭的情況下冷起動(dòng)依舊困難,并且容易導(dǎo)致火花塞積碳,初步判斷較大的燃油顆?？赡軙?huì)影響氣缸的換氣情況,進(jìn)而影響氣缸內(nèi)混合氣的分布,因此針對(duì)表2所示的工況1和工況2分別進(jìn)行了模擬,噴油開(kāi)始時(shí)刻即為掃氣口開(kāi)啟時(shí)刻98°CA ATDC,噴油結(jié)束時(shí)刻根據(jù)各掃氣道內(nèi)流過(guò)的煤油質(zhì)量和質(zhì)量流量確定。

最終在排氣口關(guān)閉時(shí),代表大粒徑工況1的氣缸掃氣效率為71.8%,而代表小粒徑工況2的氣缸掃氣效率為72.9%,左缸的掃氣效率獲得了1.1%的提升,最終的結(jié)果顯示工況1右缸的掃氣效率為73.1%,工況2右缸的掃氣效率為73.5%,2種情況的掃氣效率均略大于左缸,如圖20和圖21所示。

圖20 排氣口關(guān)閉后左缸燃油顆粒分布

圖21 排氣口關(guān)閉后左缸燃油顆粒分布

通過(guò)式(5)計(jì)算2種工況下的氣缸掃氣差異度,結(jié)果顯示工況1的掃氣差異度為1.3%,而工況2的掃氣差異度為0.6%,說(shuō)明噴霧粒徑的減小不但能提升氣缸的掃氣效率,同時(shí)也縮小了兩缸的掃氣差異,但噴霧粒徑的減小對(duì)右缸掃氣效率的影響不大。

4 結(jié)論

以二沖程點(diǎn)燃式進(jìn)氣管電噴航空煤油發(fā)動(dòng)機(jī)為原型機(jī)研究其進(jìn)氣不均勻性,采用CFD數(shù)值模擬的方法探究原型機(jī)兩缸進(jìn)氣不均勻原理,基于進(jìn)氣原理,建立了兩缸進(jìn)氣不均勻度的評(píng)價(jià)指標(biāo),分別對(duì)2部分流場(chǎng)的仿真結(jié)果進(jìn)行了分析,發(fā)現(xiàn)了原型機(jī)進(jìn)氣不均勻的內(nèi)在原因,并探究了噴霧粒徑對(duì)兩缸掃氣品質(zhì)的影響規(guī)律。最后根據(jù)仿真結(jié)果對(duì)整機(jī)的進(jìn)氣過(guò)程進(jìn)行分析,在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min、15%節(jié)氣門(mén)開(kāi)度的工況條件下得出的結(jié)論如下:

1) 曲軸箱區(qū)域仿真結(jié)果顯示,單循環(huán)中進(jìn)入左缸掃氣道的新鮮混合氣充量和煤油質(zhì)量分別為102.27 mg和16.59 mg,進(jìn)入右缸掃氣道的新鮮混合氣充量和煤油質(zhì)量分別為107.03 mg和21.01 mg,曲軸箱分配不均勻度為2.27%。

2) 氣缸掃氣區(qū)域的仿真結(jié)果顯示左缸的掃氣效率為77.7%,而右缸的掃氣效率為79.3%,兩缸的掃氣差異度為1.6%,影響整機(jī)進(jìn)氣不均勻的關(guān)鍵是曲軸箱分配得不均勻。

3) 針對(duì)不同粒徑的缸內(nèi)流動(dòng)仿真結(jié)果顯示,更小的噴油粒徑能夠提升氣缸的掃氣效率,縮小兩缸進(jìn)氣的差異度。