王豪， 趙振峰， 趙長(zhǎng)祿， 馬富康

(北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081)

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對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)混合氣形成的數(shù)值研究

王豪， 趙振峰， 趙長(zhǎng)祿， 馬富康

(北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081)

針對(duì)對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)缸徑小、沖程長(zhǎng)的特點(diǎn)，利用三維CFD軟件AVL-Fire對(duì)缸內(nèi)噴霧方向進(jìn)行優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)全負(fù)荷工況下(6 000 r/min)的缸內(nèi)混合氣均勻混合；并且基于優(yōu)選的噴霧方向，研究部分負(fù)荷工況下(2 000 r/min)二次噴射策略(不同噴油時(shí)刻和噴油比例)對(duì)缸內(nèi)混合氣分層分布的影響。結(jié)果顯示，增大排氣側(cè)3束噴霧的中心線與氣缸中心面夾角β會(huì)導(dǎo)致燃油蒸發(fā)率降低，而增大進(jìn)氣側(cè)3束噴霧的中心線與氣缸中心面夾角α有利于提高缸內(nèi)混合氣的均勻度；在部分負(fù)荷時(shí)，當(dāng)?shù)谝淮螄娪蜁r(shí)刻為內(nèi)止點(diǎn)前140°曲軸轉(zhuǎn)角，第二次噴射時(shí)刻為內(nèi)止點(diǎn)前60°曲軸轉(zhuǎn)角，第二次噴油量為總噴油量的33%時(shí)，缸內(nèi)形成理想的混合氣分層分布。

對(duì)置活塞發(fā)動(dòng)機(jī)； 二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)； 燃油霧化； 二次噴射； 混合氣形成

隨著能源與環(huán)境危機(jī)的不斷加劇，內(nèi)燃機(jī)行業(yè)面臨前所未有的挑戰(zhàn)，人們不斷研究和開發(fā)能夠提高燃油經(jīng)濟(jì)性和降低排放的新型動(dòng)力系統(tǒng)[1]。對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)既具有二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)升功率高、功率密度大的優(yōu)點(diǎn)，又具有對(duì)置式發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)平穩(wěn)、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單的優(yōu)點(diǎn)，并且通過(guò)采用電輔助機(jī)械增壓和缸內(nèi)直噴技術(shù)，可有效避免燃油短路，因此該類型發(fā)動(dòng)機(jī)引起人們廣泛關(guān)注[2-4]。該發(fā)動(dòng)機(jī)憑借其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，便于小型化和輕量化設(shè)計(jì)，可用于無(wú)人設(shè)備、小型水下艦艇動(dòng)力或者電動(dòng)車增程器發(fā)動(dòng)機(jī)[5]。

對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)采用缸內(nèi)直噴技術(shù)，混合氣的形成直接影響后續(xù)的燃燒組織。理想的缸內(nèi)混合氣分布應(yīng)滿足低速小負(fù)荷時(shí)缸內(nèi)形成分層混合氣，高速大負(fù)荷時(shí)形缸內(nèi)形成均勻混合氣[6]。對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)工質(zhì)更替和油氣混合時(shí)間短且噴油器在氣缸套側(cè)壁布置，為了實(shí)現(xiàn)油氣均勻混合，噴油時(shí)刻應(yīng)在不出現(xiàn)燃油短路的條件下盡可能提前，因此噴油方向是影響混合氣形成的重要因素[7-8]。文獻(xiàn)[9]表明，燃油霧束應(yīng)與燃燒室結(jié)構(gòu)合理匹配，充分利用缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)區(qū)域，避免燃油碰撞氣缸壁。同時(shí)，二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)存在低負(fù)荷時(shí)燃燒不規(guī)則變動(dòng)問(wèn)題，主要原因就是缸內(nèi)換氣質(zhì)量變差。文獻(xiàn)[10]研究發(fā)現(xiàn)，通過(guò)采用混合氣分層分布可以解決由于提高掃氣效率而導(dǎo)致的火花塞周圍空燃比過(guò)稀的問(wèn)題。

本研究通過(guò)建立對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)模型，并基于燃油霧束與燃燒室合理匹配的原則，研究全負(fù)荷工況時(shí)噴霧方向?qū)Ω變?nèi)均勻混合氣形成的影響。同時(shí)，基于優(yōu)選的噴霧方向，研究部分負(fù)荷工況時(shí)二次噴油時(shí)刻和二次噴油量對(duì)形成分層混合氣的影響，為缸內(nèi)混合氣形成的優(yōu)化提供依據(jù)。

1 模型建立

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)饪凇笔街绷鲯邭猓M(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°曲軸轉(zhuǎn)角。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)，即等效上止點(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，其原理示意見圖1，結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)主要參數(shù)

1.2 計(jì)算模型

本研究利用CFD軟件Fire建立了對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)工作過(guò)程仿真模型。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2)。其中，進(jìn)氣道網(wǎng)格數(shù)110 463，排氣道網(wǎng)格數(shù)111 755，氣缸體網(wǎng)格數(shù)352 225。在計(jì)算過(guò)程中，湍流模型采用κ-ε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模型[11]。

1.3 邊界條件與初始化

三維CFD模型的溫度邊界采用恒溫邊界，給定進(jìn)、排氣腔壁面溫度，進(jìn)、排氣活塞表面溫度和氣缸壁面溫度(見表2)。計(jì)算開始時(shí)刻的缸內(nèi)和進(jìn)氣腔內(nèi)氣體的壓力和溫度由一維仿真軟件采用 GT-Power計(jì)算提供，其中放熱率和壁面?zhèn)鳠岱謩e采用SI Wiebe和Woschni GT模型。

表2 計(jì)算邊界條件

1.4 噴霧模型標(biāo)定

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[12]。為研究缸內(nèi)噴霧，采用Fire軟件建立定容彈模型模擬燃油噴霧過(guò)程，并通過(guò)定容彈的噴霧試驗(yàn)對(duì)模型標(biāo)定，噴霧試驗(yàn)的臺(tái)架示意見圖3。圖4示出定容彈網(wǎng)格，為保證中心噴霧區(qū)的計(jì)算精度，采用中心密外圍疏的網(wǎng)格布置。

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，霧束分布見圖5所示，各噴孔直徑為0.2 mm，噴霧測(cè)量的試驗(yàn)條件見表3。

表3 噴霧試驗(yàn)條件

圖6示出上述試驗(yàn)條件和計(jì)算條件下，不同時(shí)刻噴霧模擬結(jié)果與定容彈試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。對(duì)比結(jié)果顯示，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。

2 噴霧方案設(shè)計(jì)

目前對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)采用商業(yè)化缸內(nèi)直噴高壓噴油器，并未考慮對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)缸徑小、沖程長(zhǎng)且噴油器周向布置的特點(diǎn)，從而導(dǎo)致缸內(nèi)空間利用率低，濕壁現(xiàn)象嚴(yán)重。為提高燃油蒸發(fā)率和混合氣均勻度，有必要針對(duì)該發(fā)動(dòng)機(jī)的特點(diǎn)，對(duì)噴霧組織方式進(jìn)行優(yōu)化。

缸內(nèi)燃油霧束分布見圖7。以氣缸中心截面為中心面，采用進(jìn)排氣側(cè)非對(duì)稱噴霧方案，在進(jìn)氣側(cè)和排氣側(cè)各有3束噴霧(見圖7a)。因?yàn)閲娪推鞑贾梦恢迷跉飧字行拿嫔锨野l(fā)動(dòng)機(jī)的缸徑小，如果將6束噴霧布置在同一側(cè)易發(fā)生油滴之間的碰撞，而將油束分為進(jìn)、排氣側(cè)各3束可以利用發(fā)動(dòng)機(jī)沖程長(zhǎng)的特點(diǎn)，改善了油束對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)區(qū)域的利用。其中，α和β分別為進(jìn)氣側(cè)和排氣側(cè)3束噴霧的中心線與中心面的夾角，即噴射角。在進(jìn)排氣兩側(cè)各自確定一個(gè)截面使3束噴霧在截面上的落點(diǎn)均勻分布并形成正三角形，霧束的中心線距離截面圓心1/2R(見圖7b)。截面的位置由圖中的噴射角α和β確定，截面垂直于氣缸軸線且通過(guò)3束噴霧的中心線與氣缸軸線的交點(diǎn)。在不同方案中，選擇不同的噴射角α和β(見表4)，通過(guò)調(diào)整霧束之間的夾角，保證進(jìn)排氣兩側(cè)的霧束在對(duì)應(yīng)截面上的落點(diǎn)分布均相同。若噴射角α和β太小，會(huì)加劇油滴間的觸碰；相反α和β太大會(huì)加劇油滴碰撞活塞頂。結(jié)合對(duì)置活塞的相對(duì)運(yùn)動(dòng)規(guī)律，對(duì)表4中的4種方案進(jìn)行研究，優(yōu)選出合適的噴霧方向。

表4 噴油器霧束分布方案

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 均勻混合氣形成研究

在6 000 r/min的全負(fù)荷工況下，噴油開始時(shí)刻為排氣口關(guān)閉時(shí)刻，即內(nèi)止點(diǎn)前140°曲軸轉(zhuǎn)角，噴油壓力為13 MPa，研究噴霧方向?qū)旌蠚夥植嫉挠绊?。圖8顯示了在點(diǎn)火時(shí)刻(內(nèi)止點(diǎn)前20°曲軸轉(zhuǎn)角)的燃油蒸發(fā)率，與樣機(jī)噴油器相比，4種方案的燃油蒸發(fā)率均有提高。在4種方案對(duì)比中可以發(fā)現(xiàn)，方案1和方案2的排氣側(cè)噴射角β較小，缸內(nèi)的燃油蒸發(fā)率較高。圖9示出內(nèi)止點(diǎn)前100°曲軸轉(zhuǎn)角噴霧在缸內(nèi)的分布情況。結(jié)合圖8和圖9分析，因?yàn)閷?duì)置活塞二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)采用直流掃氣，氣流從進(jìn)氣口流向排氣口，排氣側(cè)的噴射方向與氣流運(yùn)動(dòng)方向相同，并且排氣活塞的運(yùn)動(dòng)相位比進(jìn)氣活塞提前15°曲軸轉(zhuǎn)角，所以較大的排氣側(cè)噴射角會(huì)使較多的燃油碰撞氣缸壁和活塞頂，在氣缸壁面生成油膜，導(dǎo)致蒸發(fā)速率下降。而進(jìn)氣側(cè)的噴霧由于與氣流相向運(yùn)動(dòng)，貫穿距離減少并且破碎加快，液滴碰壁較少。因此排氣側(cè)噴射角β對(duì)燃油蒸發(fā)率的影響大于進(jìn)氣側(cè)噴射角α。

噴霧方向的改變會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)規(guī)律的變化，影響混合氣的形成。圖10顯示了從燃油噴射至內(nèi)止點(diǎn)時(shí)刻不同方案的缸內(nèi)湍動(dòng)能和混合氣均勻度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律?；旌蠚饩鶆蚨鹊亩x為

(1)

由圖10可知，噴射角α和β越小，缸內(nèi)湍動(dòng)能越高；而缸內(nèi)混合氣均勻度主要受到進(jìn)氣側(cè)噴射角α的影響，α增大有利于提高混合氣均勻度。在點(diǎn)火時(shí)刻(內(nèi)止點(diǎn)前20°曲軸轉(zhuǎn)角)，方案2和方案4的混合氣均勻度比方案3提高了12%，比方案1提高了28%。因?yàn)樵谙嗤r下，油滴的初始速度和缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)速度基本不變，噴射角的改變會(huì)導(dǎo)致氣流與油滴的相對(duì)速度發(fā)生變化，由韋伯?dāng)?shù)可知，相對(duì)速度的提高有利于油滴的破碎、霧化。而進(jìn)氣側(cè)噴射角的增大會(huì)使霧束在水平方向的速度分量增大，導(dǎo)致與氣流的相對(duì)速度提高，有利于加強(qiáng)噴霧初期缸內(nèi)燃油和空氣的宏觀混合。

(2)

式中：W為湍動(dòng)能；ρ為流體密度；v為相對(duì)速度；l為特征長(zhǎng)度；σ為表面張力。

綜合上述分析，在全負(fù)荷工況(6 000r/min)下，選擇進(jìn)氣側(cè)噴射角α為45°，排氣側(cè)噴射角β為15°時(shí)，既可以實(shí)現(xiàn)最大的燃油蒸發(fā)率，又可以保證較高的混合氣均勻度和缸內(nèi)湍動(dòng)能。

3.2 分層混合氣形成研究

基于全負(fù)荷工況下對(duì)燃油噴射方向的研究，采用表4中的方案2作為噴霧方向，研究二次噴射(不同噴油時(shí)刻和噴油比例)策略對(duì)缸內(nèi)分層混合氣形成的影響。轉(zhuǎn)速選取部分負(fù)荷工況的典型轉(zhuǎn)速2 000r/min，噴油壓力為13MPa，第一次噴油時(shí)刻為內(nèi)止點(diǎn)前140°曲軸轉(zhuǎn)角，總過(guò)量空氣系數(shù)φa為1.2。采用兩次噴油策略，第一次噴油的目的是要在氣缸內(nèi)形成稀薄的均勻混合氣，第二次噴油要在特定區(qū)域提高混合氣濃度，通過(guò)兩次噴油相互配合，在點(diǎn)火時(shí)刻火花塞周圍形成適宜濃度的混合氣分布[13-14]。本研究二次噴射策略方案見表5。

圖11顯示了不同噴射策略下的缸內(nèi)燃油蒸發(fā)率。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，二次噴油時(shí)刻過(guò)晚和二次噴油量過(guò)多都會(huì)降低燃油蒸發(fā)率，不利于混合氣的形成。二次噴油時(shí)刻推遲，二次噴油量對(duì)缸內(nèi)燃油蒸發(fā)率的影響增大。

表5 二次噴油策略方案

對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)的火花塞周向布置在氣缸上，可布置的數(shù)目和位置靈活，因此缸內(nèi)理想的混合氣分布是在氣缸壁面附近產(chǎn)生一個(gè)或兩個(gè)混合氣濃區(qū)。圖12示出在點(diǎn)火時(shí)刻(內(nèi)止點(diǎn)前20°曲軸轉(zhuǎn)角)，氣缸中心截面的混合氣燃空當(dāng)量比分布。從圖中可以看出，相同噴油量下，過(guò)早噴油會(huì)使混合氣分布均勻，導(dǎo)致缸內(nèi)沒(méi)有可燃混合氣區(qū)域的產(chǎn)生，過(guò)晚噴油會(huì)致使燃油碰壁加劇，導(dǎo)致混合氣的濃區(qū)遠(yuǎn)離氣缸壁面。當(dāng)二次噴射油量較大時(shí)，噴油時(shí)刻需要提前以減少噴霧碰壁。噴油策略為方案5時(shí)，通過(guò)兩次噴油形成的混合氣分層分布合理，滿足對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)對(duì)分層混合氣的要求。

選取方案5作為二次噴射的噴油策略，在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣分布的濃區(qū)布置兩個(gè)火花塞，布置位置見圖13。

圖14示出燃燒室平均燃空當(dāng)量比和火花塞周圍(以火花塞間隙中點(diǎn)為中心10 mm直徑球形區(qū)域內(nèi))平均燃空當(dāng)量比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。從圖中可以看出，在點(diǎn)火時(shí)刻，燃燒室平均燃空當(dāng)量比為0.85，火花塞局部燃空當(dāng)量比為1.1，形成了穩(wěn)定的可燃混合氣區(qū)。文獻(xiàn)[15]表明，當(dāng)燃空當(dāng)量比處于1.1～1.2時(shí)，滯燃期短，層流燃燒速率快，有利于改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能。此外，兩個(gè)火花塞周圍混合氣當(dāng)量比的分布較為對(duì)稱，保證了兩側(cè)火焰前鋒面向燃燒室中心的一致傳播。

4 結(jié)論

a) 結(jié)合對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將缸內(nèi)燃油噴射方向設(shè)計(jì)成進(jìn)氣側(cè)3束，排氣側(cè)3束；增大排氣側(cè)噴射角β會(huì)導(dǎo)致燃油蒸發(fā)率降低，而增大進(jìn)氣側(cè)噴射角α有利于提高缸內(nèi)混合氣的均勻度；

b) 當(dāng)進(jìn)氣側(cè)噴射角α取45°，排氣側(cè)噴射角β取15°時(shí)，缸內(nèi)燃油蒸發(fā)率和混合氣均勻度較高，在全負(fù)荷工況時(shí)缸內(nèi)形成均勻混合氣；

c) 二次噴油時(shí)刻和噴油量均影響燃油蒸發(fā)率和混合氣的形成；當(dāng)二次噴射油量一定時(shí)，過(guò)早噴油會(huì)使混合氣分布更均勻，不利于混合氣分層，過(guò)晚噴油會(huì)致使燃油碰壁加劇，不利于燃油蒸發(fā)；

d) 部分負(fù)荷工況時(shí)，采用二次噴射策略，第一次噴油時(shí)刻為內(nèi)止點(diǎn)前140°曲軸轉(zhuǎn)角，二次噴油時(shí)刻為內(nèi)止點(diǎn)前60°曲軸轉(zhuǎn)角，且二次噴油量占總噴油量的33%時(shí)，缸內(nèi)形成較為理想的分層混合氣。

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[編輯： 潘麗麗]

Numerical Simulation on Mixture Formation of Opposed-piston Two-stroke GDI Engine

WANG Hao, ZHAO Zhenfeng, ZHAO Changlu, MA Fukang

(School of Mechanical Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

For the characteristics of small bore and long stroke for opposed-piston two-stroke engine, the spray direction was optimized with CFD AVL Fire software and the homogenous mixture formed in full load at 6 000 r/min. The effects of second injection strategy with different injection timing and injection ratio on mixture stratification in part load at 2 000 r/min were studied based on optimized spray direction. The results show that the increase of angle between the central line of three fuel sprays in exhaust side and the central plane of cylinder can reduce fuel evaporation and the increase of angle in intake side can improve uniformity index of mixture. The first injection at 140°CA BTDC and the second injection at 60°CA BTDC with 33% total fuel injection quantity finally lead to ideal in-cylinder mixture stratified distribution in part load.

opposed-piston engine; two-stroke engine； fuel atomization； second injection; mixture formation

2015-03-25；

2015-05-18

國(guó)家部委級(jí)基礎(chǔ)研究項(xiàng)目(B2220110005)

王豪(1991—)，男，碩士，主要研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程與性能匹配；wh87110119@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.04.009

TK411.2

B

1001-2222(2015)04-0043-06