劉宇航， 張付軍， 高宏力， 王蘇飛

(北京理工大學(xué) 機械與車輛學(xué)院， 北京 100081)

0 引言

對置活塞二沖程柴油機具有高功率密度[1]、高指示熱效率[2]等特點。其應(yīng)用領(lǐng)域主要集中在軍用車輛[3-4]、輔助動力裝置[5-6]及輕型載重車輛方面。換氣過程的研究對于二沖程發(fā)動機的設(shè)計十分重要。由于二沖程發(fā)動機進(jìn)氣和排氣是同時完成的，進(jìn)入氣缸的新鮮充量與缸內(nèi)廢氣之間會發(fā)生置換、摻混和直接短路的現(xiàn)象。因此，減少換氣過程中新鮮充量短路對于換氣系統(tǒng)設(shè)計具有重要意義。

對于新鮮充量短路現(xiàn)象的研究方法主要有一維計算和三維計算。對于三維計算，由于其能夠詳細(xì)給出流體域中流體流動狀態(tài)，較適合于缸內(nèi)流動[7]、抑制短路機構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計[8]和燃燒室設(shè)計[9]等，但是該方法的計算量相對較大。對于一維計算，從1914年Hopkins[10]提出完全混合模型開始，人們關(guān)于二沖程發(fā)動機氣體短路問題已經(jīng)提出了很多假設(shè)模型[11-14]。一維計算所需計算量較小，更適合于發(fā)動機整體設(shè)計參數(shù)的確定[15-16]以及設(shè)計參數(shù)影響規(guī)律研究。

在發(fā)動機領(lǐng)域，GT-Power是一款應(yīng)用廣泛的一維軟件。到目前為止，利用GT-Power軟件對二沖程發(fā)動機新鮮充量短路進(jìn)行描述的研究仍然較少。因此，本文利用GT-Power軟件對換氣過程中新鮮充量短路現(xiàn)象進(jìn)行研究，并討論了進(jìn)排氣壓差、排氣背壓和氣口尺寸等發(fā)動機設(shè)計參數(shù)對新鮮充量短路現(xiàn)象的影響規(guī)律。由于一維計算計算量小、速度快，本文工作可以在發(fā)動機前期設(shè)計中迅速掌握設(shè)計參數(shù)影響規(guī)律，大致確定參數(shù)選擇范圍，具有一定的指導(dǎo)意義。

1 換氣系統(tǒng)介紹

如圖1所示為對置活塞二沖程柴油機換氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖。圖1中：進(jìn)氣口和排氣口分別布置在氣缸兩側(cè)。由于進(jìn)排氣口在缸套上呈周向布置，進(jìn)排氣口外部需布置進(jìn)排氣腔。進(jìn)排氣活塞水平對置地布置在缸套內(nèi)，進(jìn)排氣口的開閉由活塞控制。氣口呈長方形，與氣缸軸線平行的方向定義為氣口高度，與氣缸軸線垂直的方向定義為氣口寬度。

2 新鮮充量短路分析

如圖2中左圖所示，對置活塞二沖程柴油機的換氣過程可以分為自由排氣階段、掃氣階段和后充氣階段3個子階段[17]。自由排氣階段只有排氣口開啟，缸內(nèi)廢氣在缸內(nèi)壓力驅(qū)動下流入排氣管中。掃氣階段是進(jìn)氣口和排氣口同時開啟的階段，新鮮充量通過進(jìn)氣口進(jìn)入氣缸中，與缸內(nèi)廢氣發(fā)生置換和摻混。后充氣階段只有進(jìn)氣口開啟，新鮮充量在進(jìn)氣管壓力和氣流慣性作用下被壓縮入缸內(nèi)。

掃氣階段是新鮮充量發(fā)生短路的換氣子階段。如圖2中新鮮充量短路途徑框圖所示，新鮮充量進(jìn)入缸內(nèi)后，其去向分為3個方面：1)通過將缸內(nèi)廢氣置換出缸外而被封存在缸內(nèi)，這部分新鮮充量并沒有發(fā)生短路；2)進(jìn)入氣缸后不斷與缸內(nèi)廢氣發(fā)生摻混，通過新鮮充量與缸內(nèi)廢氣混合氣的形式將缸內(nèi)廢氣置換出缸外；3)進(jìn)入氣缸后并沒有與缸內(nèi)廢氣發(fā)生任何混合，而直接發(fā)生短路。本文中主要關(guān)注后兩部分新鮮充量。

如圖2中右圖所示，新鮮充量短路問題與進(jìn)排氣壓力、缸內(nèi)壓力以及缸內(nèi)廢氣比例有關(guān)。進(jìn)排氣壓差的大小決定了新鮮充量進(jìn)入缸內(nèi)的動量大小，若進(jìn)入氣缸時的氣流動量大，則發(fā)生短路的可能性就大，反之則較小。當(dāng)缸內(nèi)壓力較小時，新鮮充量可以順利進(jìn)入氣缸，但當(dāng)排氣管壓力大于缸內(nèi)壓力時可能發(fā)生排氣管中氣體回流的現(xiàn)象，影響換氣過程。缸內(nèi)廢氣的多少也是決定新鮮充量短路的重要因素。當(dāng)缸內(nèi)廢氣較多時一定質(zhì)量的新鮮充量進(jìn)入缸內(nèi)能夠置換出較多廢氣，但是隨著換氣過程的繼續(xù)，缸內(nèi)廢氣越來越少，進(jìn)入相同質(zhì)量的新鮮充量能夠清掃的缸內(nèi)廢氣也越來越少。

3 一維模型建立

3.1 綜合掃氣曲線

完全分層模型和完全混合模型很早就被提出并用于評價二沖程發(fā)動機換氣過程[17]。完全分層模型是指新鮮充量進(jìn)入缸內(nèi)后不與缸內(nèi)廢氣發(fā)生混合，將缸內(nèi)廢氣置換出缸外。完全混合模型是指新鮮充量進(jìn)入缸內(nèi)后立刻與缸內(nèi)廢氣發(fā)生完全混合，以混合氣的形式將缸內(nèi)廢氣攜帶出缸外。隨著計算流體力學(xué)的發(fā)展，基于流體力學(xué)計算的綜合掃氣曲線被提出來并用以評價二沖程發(fā)動機換氣過程，這一曲線在發(fā)動機一維仿真中得到廣泛應(yīng)用。

圖3所示為本文所研究的對置活塞二沖程柴油機綜合掃氣曲線。曲線的詳細(xì)計算過程以及試驗驗證已經(jīng)在文獻(xiàn)[18]中給出。橫坐標(biāo)為缸內(nèi)殘余廢氣系數(shù)，表示缸內(nèi)廢氣質(zhì)量與新鮮充量質(zhì)量的比值?？v坐標(biāo)為排氣腔殘余廢氣系數(shù)，表示排氣腔中廢氣質(zhì)量與新鮮充量質(zhì)量的比值。由右向左分析曲線可知：第1階段，換氣過程更加類似于完全分層模型；第2階段，曲線開始下降，表示進(jìn)入缸內(nèi)的新鮮充量開始出現(xiàn)短路，進(jìn)入排氣管中；第3階段，隨著缸內(nèi)廢氣減少，進(jìn)入缸內(nèi)的大部分新鮮充量發(fā)生了短路現(xiàn)象。此曲線將作為一維模型的邊界條件。

3.2 一維模型

采用GT-Power軟件，以綜合掃氣曲線為邊界條件建立對置活塞二沖程柴油機的一維仿真模型，如圖4所示。模型主要包括3個子系統(tǒng)和3個控制單元。增壓系統(tǒng)和中冷系統(tǒng)用來為換氣過程提供必要的進(jìn)排氣壓差和進(jìn)氣密度。發(fā)動機功率控制單元通過控制噴油器噴油量來控制發(fā)動機功率。進(jìn)排氣壓差控制單元通過調(diào)節(jié)機械增壓器轉(zhuǎn)速來調(diào)節(jié)進(jìn)排氣壓差。排氣背壓控制單元通過控制旁通閥的開度來實現(xiàn)排氣背壓的調(diào)節(jié)。仿真邊界條件在表1中列出。換氣過程中的平均進(jìn)排氣壓差保持在0.013 MPa，平均排氣背壓為0.18 MPa.

表1 一維仿真邊界條件

4 結(jié)果分析與討論

4.1 一維結(jié)果分析

由于二沖程發(fā)動機在換氣過程中進(jìn)排氣口都處于開啟狀態(tài)，進(jìn)排氣管壓力及缸內(nèi)壓力的高低決定了整個換氣過程。圖5給出了換氣過程期間進(jìn)排氣管壓力及缸內(nèi)的壓力關(guān)系曲線。為了更好地仿真進(jìn)排氣管的壓力脈動現(xiàn)象，根據(jù)GT-Power軟件幫助文檔[19]的建議，將進(jìn)排氣管進(jìn)行離散處理，進(jìn)氣管離散數(shù)量取缸徑的0.4倍，排氣管離散數(shù)量取缸徑的0.55倍。由于對置活塞二沖程柴油機缸徑為100 mm，進(jìn)氣管離散數(shù)量為40，排氣管離散數(shù)量為55. 換氣過程從-78°CA開始，至68°CA結(jié)束。從圖5中可以看出，整個換氣過程中進(jìn)排氣管壓力和缸內(nèi)壓力不斷波動。在自由排氣階段(-78～-54°CA)排氣口打開，缸內(nèi)壓力迅速下降，缸內(nèi)廢氣迅速進(jìn)入排氣管中。此時排氣管中的氣體溫度較高且速度較快，因此排氣管中的壓力迅速降低。由于此階段進(jìn)氣口并沒有開啟，進(jìn)氣管壓力較高且壓力波動較小。掃氣階段開始初期(-54°CA)，新鮮空氣開始進(jìn)入缸內(nèi)，進(jìn)氣管壓力出現(xiàn)明顯下降。由于氣流慣性作用，缸內(nèi)氣體繼續(xù)流入排氣管中，缸內(nèi)壓力仍然有明顯下降。隨著進(jìn)氣口的打開和缸內(nèi)壓力的降低，排氣管中的氣體流速降低、流量增加，排氣管壓力呈增加趨勢。隨后進(jìn)排氣管壓力和缸內(nèi)壓力都有較小波動，壓差也較為不明顯。掃氣過程后期由于氣口開啟面積減小，缸內(nèi)壓力和進(jìn)氣管的壓力不斷增加，流入排氣管的氣體流量減小，因此排氣管壓力保持在0.18 MPa左右。

圖6給出了排氣管中短路新鮮充量的變化曲線。

由圖6可見，當(dāng)自由排氣階段開始后，由于缸內(nèi)高溫高壓，缸內(nèi)廢氣迅速流出缸外。缸內(nèi)二氧化碳質(zhì)量曲線也明顯下降。掃氣階段開始后，缸內(nèi)二氧化碳質(zhì)量曲線下降速度逐漸減緩，在后充氣階段時已經(jīng)接近0.在自由排氣階段開始前(-78°CA前)，排氣管中的短路新鮮充量質(zhì)量占比保持在0.34左右。此時排氣管中的新鮮充量是上一循環(huán)中短路的新鮮充量留在排氣管中所造成的。隨著自由排氣階段的開始，缸內(nèi)廢氣開始進(jìn)入排氣管中，排氣管中短路新鮮充量質(zhì)量占比曲線迅速下降，在很短時間內(nèi)減小為0. 這表明該階段排入排氣管中的氣體都為已燃廢氣。當(dāng)掃氣過程開始后，出現(xiàn)A段曲線所示的峰值。這主要是由于該階段缸內(nèi)壓力小于排氣管壓力(見圖5中的-52～-43°CA)，排氣管中的氣體倒流入缸內(nèi)，由于排氣管體積較小，與排氣管相連的排氣腔中會有一部分氣體倒流入排氣管中。排氣腔中含有上一循環(huán)中短路的新鮮充量，因此排氣管中出現(xiàn)新鮮充量，曲線出現(xiàn)波動。這一過程隨著掃氣過程的進(jìn)行、缸內(nèi)廢氣重新進(jìn)入排氣管中而逐漸消失。在B段曲線中，排氣管中短路新鮮充量質(zhì)量占比隨曲軸轉(zhuǎn)角的增加呈逐漸上升趨勢。這主要是由于此階段中進(jìn)入缸內(nèi)的新鮮充量大部分與缸內(nèi)廢氣發(fā)生置換，將缸內(nèi)廢氣推出缸外。小部分與缸內(nèi)廢氣發(fā)生摻混，形成混合氣并流入排氣管。隨著缸內(nèi)廢氣比例的減少，進(jìn)入氣缸中的新鮮充量攜帶缸內(nèi)廢氣的能力逐漸減弱，因此排出缸外的混合氣中新鮮充量成分逐漸增加，造成了排氣管中短路新鮮充量質(zhì)量占比曲線的緩慢增加。曲線在C點處出現(xiàn)拐點，這是由于缸內(nèi)廢氣的比例下降到一定程度后，新鮮充量對廢氣的攜帶能力迅速下降，此時進(jìn)入排氣管中的大部分是新鮮充量，從而造成曲線的迅速上升(D段)。

4.2 壓差對新鮮充量短路影響

從圖7中可以看出，A段曲線峰值隨著壓差的減小而逐漸增加。這主要是由于壓差的減小會導(dǎo)致二沖程發(fā)動機換氣過程惡化，使缸內(nèi)壓力降低，排氣管氣體更容易發(fā)生倒流現(xiàn)象，造成曲線上升。用排氣管壓力最小值與缸內(nèi)壓力最小值的差值表示這一趨勢，結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出，隨著壓差增加，排氣管壓力最小值與缸內(nèi)壓力最小值的差值越來越小，與A段曲線的趨勢完全相同。

由圖7的B段曲線可以看出，壓差越大，B段曲線持續(xù)時間越長，曲線隨曲軸轉(zhuǎn)角上升越明顯，這說明壓差越大、缸內(nèi)廢氣比例下降越快。由于新鮮充量攜帶廢氣的能力下降較快，進(jìn)入排氣管中的短路新鮮充量質(zhì)量占比上升越快。當(dāng)壓差為0.010 MPa和0.008 MPa時，曲線沒有出現(xiàn)明顯的拐點。由壓差為0.012 MPa、0.014 MPa、0.016 MPa的曲線可以看出，壓差越大、拐點出現(xiàn)時刻越早。這說明壓差越大，缸內(nèi)廢氣清掃過程越迅速，新鮮充量攜帶廢氣的能力會較早出現(xiàn)衰減。

由圖7的D段曲線可以看出，當(dāng)壓差較低時曲線仍然保持在一個較低范圍，這說明換氣結(jié)束后排出缸內(nèi)的氣體仍然以缸內(nèi)廢氣為主，此時仍有很多廢氣存留在缸內(nèi)、沒有被新鮮充量所替代，不利于發(fā)動機性能的提升。

綜上所述可以看出，壓差增加會使新鮮充量大量短路的時刻提前，但是對于整個換氣過程而言，如果壓差較小則缸內(nèi)廢氣不能被有效地清掃。

4.3 排氣背壓對新鮮充量短路影響

不同排氣背壓下排氣管短路新鮮充量質(zhì)量占比如圖9所示。

從圖9中可以看出，排氣背壓的升高對A段曲線影響不大，但是會使B段曲線到達(dá)C點的時間延后。這說明在壓差不變情況下，排氣背壓升高會使換氣過程更加困難，缸內(nèi)廢氣比例下降較慢，因此新鮮充量攜帶廢氣的能力下降得也較慢，進(jìn)入排氣管中的短路新鮮充量質(zhì)量占比也會上升得較慢。由各曲線的C點可以看出，排氣背壓越大，C點出現(xiàn)得越晚。這是因為排氣背壓的提高會使缸內(nèi)氣體排出氣缸的難度增加，所以缸內(nèi)廢氣比例下降較慢，新鮮充量攜帶廢氣的能力會在更長時間之后才下降。當(dāng)背壓低于0.16 MPa時，掃氣過程結(jié)束時刻(65°CA)排氣管中短路新鮮充量質(zhì)量占比接近1.0，說明進(jìn)入排氣管中的氣體都為已燃廢氣。而增大背壓時，曲線相對背壓較小時有所下降，但是下降程度有限。

綜上所述可知，排氣背壓增加會使新鮮充量出現(xiàn)大量短路的時刻推后。背壓較小時缸內(nèi)廢氣清掃較徹底，背壓較大時缸內(nèi)廢氣清掃程度下降。

4.4 氣口參數(shù)對新鮮充量短路影響

4.4.1 進(jìn)氣口參數(shù)對新鮮充量短路影響

由于對置活塞二沖程發(fā)動機是由進(jìn)排氣口完成換氣過程的，氣口參數(shù)對于新鮮充量的短路量必然有較強的影響作用。下面研究進(jìn)氣口高度和寬度對新鮮充量短路量的影響。將進(jìn)氣口高度與發(fā)動機沖程的比值作為進(jìn)氣口高度無量綱化參數(shù)；將所有進(jìn)氣口寬度的總和與缸套周長的比值作為進(jìn)氣口寬度無量綱化參數(shù)。

由圖10中可以看出，隨著進(jìn)氣口高度增加，A段曲線峰值逐漸降低。這是因為當(dāng)進(jìn)氣口高度較小時進(jìn)氣口面積較小，換氣過程的惡化會導(dǎo)致缸內(nèi)壓力降低，排氣口發(fā)生氣體回流的可能性增加。排氣腔回流入排氣管的氣體增多，A段曲線峰值增加(見圖11)。

對于圖10的B段曲線而言，由于氣口高度增加會使氣口開啟面積增加，在掃氣過程中排氣管內(nèi)短路新鮮充量質(zhì)量占比的上升速率較大?；谕瑯拥脑?，若缸內(nèi)廢氣成分質(zhì)量比例下降較快，則曲線出現(xiàn)拐點的時刻會提前，如曲線B及拐點C所示。而通過觀察曲線D可以發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣口高度較大時缸內(nèi)廢氣的置換程度較高，這主要是由于氣口面積增加使整個換氣過程得到了改善。

不同進(jìn)氣口寬度下排氣管短路新鮮充量質(zhì)量占比如圖12所示。由圖12可見，隨著進(jìn)氣口寬度的增加，A段曲線峰值下降并不明顯。B段曲線到D段曲線之間的拐點有所提前。這說明較大進(jìn)氣口寬度能夠更快地完成一定比例的缸內(nèi)廢氣清掃過程。對于D段曲線而言，進(jìn)氣口寬度增加會使曲線在換氣過程結(jié)束時刻進(jìn)入排氣管中的新鮮充量比例成分更多，也從側(cè)面說明了換氣過程完成得更加徹底。但整體而言，進(jìn)氣口寬度增加對曲線的影響較小。

4.4.2 排氣口參數(shù)對新鮮充量短路影響

排氣口參數(shù)對新鮮充量短路影響方式與進(jìn)氣口參數(shù)有所不同。進(jìn)氣口主要是通過影響流經(jīng)進(jìn)氣口的單位質(zhì)量流量而影響整個換氣過程。由于排氣口在換氣過程中比進(jìn)氣口先打開，排氣口參數(shù)的改變勢必影響自由排氣階段缸內(nèi)廢氣進(jìn)入排氣管中的質(zhì)量。自由排氣過程更多的廢氣流出缸外意味著缸內(nèi)壓力和缸內(nèi)廢氣質(zhì)量的降低，這都會影響掃氣過程中的新鮮充量短路情況。下面同樣通過改變進(jìn)排氣口的高度和寬度進(jìn)行研究。定義排氣口高度與發(fā)動機沖程的比值作為排氣口高度的無量綱化參數(shù)；所有排氣口寬度的總和與缸套周長的比值作為排氣口寬度無量綱化參數(shù)。

圖13所示為不同排氣口高度下排氣管短路新鮮充量質(zhì)量占比。由圖13可以看出，對于A段曲線而言，排氣口高度增加不僅會使峰值增大而且會使峰值出現(xiàn)時刻提前。這是因為排氣口高度增加使排氣口開始時刻提前，A段曲線峰值出現(xiàn)的時刻也相應(yīng)提前；排氣口高度增加使排氣管壓力最小值與缸內(nèi)壓力最小值差值增大，A段曲線峰值也增大(見圖14)。

排氣口高度增加對B段曲線和曲線拐點C的影響不明顯。從D段曲線可以看出，排氣口高度增加會使換氣過程結(jié)束后排氣管中的短路新鮮充量質(zhì)量占比增加。這說明排氣口高度增加有利于缸內(nèi)廢氣的清掃。

由圖15可以看出，氣口寬度增加會使A段曲線峰值增加但增加不明顯。對曲線其他部分的影響也較小。因此，相比于進(jìn)排氣口高度變化，進(jìn)排氣口寬度變化對新鮮充量的短路影響較小。

5 結(jié)論

1) 對置活塞二沖程柴油機換氣過程中，新鮮充量的短路不可避免。短路新鮮充量最終都進(jìn)入了排氣管中。因此通過排氣管中短路新鮮充量的質(zhì)量占比可以體現(xiàn)換氣過程中新鮮充量短路的情況。

2) 進(jìn)排氣壓差不僅會影響換氣過程中新鮮充量出現(xiàn)大量短路的時刻，而且會影響缸內(nèi)廢氣的清掃程度。因此，如果希望換氣過程中有較少的新鮮充量短路，則應(yīng)減小進(jìn)排氣壓差；如果希望缸內(nèi)廢氣得到有效清掃，則應(yīng)選擇較大的進(jìn)排氣壓差。

3) 排氣背壓對于換氣過程中新鮮充量出現(xiàn)大量短路的時刻有較明顯影響，但對換氣過程結(jié)束后排氣管中新鮮充量的質(zhì)量占比影響不大。因此，從減少新鮮充量短路的角度而言，可以選擇較大的排氣背壓。

4) 對于對置活塞二沖程柴油機進(jìn)排氣口高度而言，進(jìn)氣口高度改變對新鮮充量出現(xiàn)大量短路的時刻和換氣過程結(jié)束后排氣管中新鮮充量的質(zhì)量占比都有較大影響。排氣口高度改變對新鮮充量出現(xiàn)大量短路的時刻影響不明顯，但較大的排氣口高度會使換氣過程結(jié)束時排氣管中新鮮充量的質(zhì)量占比較大，這意味著缸內(nèi)廢氣清掃較為完善。因此，對置活塞二沖程柴油機進(jìn)氣口高度的選擇需要仔細(xì)考量。對于排氣口而言，可以選擇較大的排氣口高度以提升缸內(nèi)廢氣的清掃程度。

5) 對置活塞二沖程柴油機進(jìn)排氣口寬度改變對于排氣管中短路新鮮充量的質(zhì)量占比影響并不十分明顯。當(dāng)進(jìn)排氣口寬度較大、換氣結(jié)束時，排氣管中短路新鮮充量的質(zhì)量占比會有所提升，這意味著排氣口寬度對缸內(nèi)廢氣的清掃有積極作用。因此，對于對置活塞二沖程柴油機而言，較大的進(jìn)排氣口寬度是有利的。

參考文獻(xiàn)(References)

[1] Redon F, Kalebjian C, Kessler J, et al. Meeting stringent 2025 emissions and fuel efficiency regulations with an opposed-piston, light-duty diesel engine[C]∥ SAE 2014 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2014.

[2] Herold R E, Wahl M H, Regner G, et al. Thermodynamic benefits of opposed-piston two-stroke engines[C]∥SAE 2011 World Congress & Exhibition. Rosemont, IL, US: Society of Automotive Engineers, 2011.

[3] Wallace F J, Wright E J. Characteristics of a two-stroke opposed-piston compression-ignition engine operating at high boost[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, 1965, 180(1): 147-189.

[4] 曾望，劉建國.烏克蘭T-84主戰(zhàn)坦克深度分析[J].國外坦克，2011(11):11-20.

ZENG Wang, LIU Jian-guo. Intensive exploration of Ukraine T-84 main battle tank[J]. Foreign Tank, 2011(11):11-20.(in Chinese)

[5] Hofbauer P. Opposed piston opposed cylinder (OPOC) engine for military ground vehicles[C]∥SAE 2005 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2005.

[6] Franke M, Huang H, Liu J P, et al. Opposed piston opposed cylinder (opocTM) 450 hp engine: performance development [C]∥SAE 2006 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2006.

[7] Wu Y N, Wang Y, Zhen X D, et al. Three-dimensional CFD (computational fluid dynamics) analysis of scavenging process in a two-stroke free-piston engine [J]. Energy, 2014,68(C): 167-173.

[8] Ferrara G, Balduzzi F, Vichi G.An innovative solution for two-stroke engines to reduce the short-circuit effects[C]∥SAE 2012 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2012.

[9] Tribotte P, Ravet F, Dugue V, et al. Two strokes diesel engine-promising solution to reduce CO2emissions[J]. Procedia-Social and Behavioral Sciences, 2012, 48(9):2295-2314.

[10] Hopkinson B. The charging of two-cycle internal-combustion engines[J]. Naval Engineers Journal, 2010, 26(3):974-985.

[11] Benson R S, Brandham P T. A method for obtaining a quantitative assessment of the influence of charging efficiency on two-stroke engine performance[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1969, 11(3):303-312.

[12] Sher E, Harari R. A simple and realistic model for the scavenging process in a crankcase-scavenged two-stroke cycle engine[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, 1991, 205(2):129-137.

[13] Streit E E, Borman G L. Mathematical simulation of a large turbocharged two-stroke diesel engine[C]∥SAE 1971 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 1971.

[14] Wallace F, Cave P. Experimental and analytical scavenging studies on a two cycle opposed piston diesel engine[C]∥SAE 1971 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 1971.

[15] Laget O, Ternel C, Thiriot J, et al. Preliminary design of a two-stroke uniflow diesel engine for passenger car[J]. SAE International Journal of Engines, 2013, 6(1):596-613.

[16] Bozza F, Gimelli A. A comprehensive 1D model for the simulation of a small size two-stroke SI engine[C]∥SAE 2004 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2004.

[17] Heywood J B. Internal combustion engine fundamentals[M]. New York，NY,US: Mcgraw-Hill, 1988: 235-237.

[18] Liu Y H, Zhang F J, Zhao Z F, et al. Study on the synthetic scavenging model validation method of opposed-piston two-stroke diesel engine[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 104(1): 184-192.

[19] Gamma Technologies Inc.. GT-Power user`s manual and tutorial, GT-Suite TM version 7.3[M]. Westmont, IL, US: Gamma Technologies Inc., 2006.