對置活塞二沖程缸內直噴汽油機混合氣形成的數值研究

王豪， 趙振峰， 趙長祿， 馬富康

(北京理工大學機械與車輛學院， 北京 100081)

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對置活塞二沖程缸內直噴汽油機混合氣形成的數值研究

王豪， 趙振峰， 趙長祿， 馬富康

(北京理工大學機械與車輛學院， 北京 100081)

針對對置活塞二沖程汽油機缸徑小、沖程長的特點，利用三維CFD軟件AVL-Fire對缸內噴霧方向進行優(yōu)化，實現全負荷工況下(6 000 r/min)的缸內混合氣均勻混合；并且基于優(yōu)選的噴霧方向，研究部分負荷工況下(2 000 r/min)二次噴射策略(不同噴油時刻和噴油比例)對缸內混合氣分層分布的影響。結果顯示，增大排氣側3束噴霧的中心線與氣缸中心面夾角β會導致燃油蒸發(fā)率降低，而增大進氣側3束噴霧的中心線與氣缸中心面夾角α有利于提高缸內混合氣的均勻度；在部分負荷時，當第一次噴油時刻為內止點前140°曲軸轉角，第二次噴射時刻為內止點前60°曲軸轉角，第二次噴油量為總噴油量的33%時，缸內形成理想的混合氣分層分布。

對置活塞發(fā)動機； 二沖程發(fā)動機； 燃油霧化； 二次噴射； 混合氣形成

隨著能源與環(huán)境危機的不斷加劇，內燃機行業(yè)面臨前所未有的挑戰(zhàn)，人們不斷研究和開發(fā)能夠提高燃油經濟性和降低排放的新型動力系統(tǒng)[1]。對置活塞二沖程汽油機既具有二沖程發(fā)動機升功率高、功率密度大的優(yōu)點，又具有對置式發(fā)動機運轉平穩(wěn)、結構簡單的優(yōu)點，并且通過采用電輔助機械增壓和缸內直噴技術，可有效避免燃油短路，因此該類型發(fā)動機引起人們廣泛關注[2-4]。該發(fā)動機憑借其結構特點，便于小型化和輕量化設計，可用于無人設備、小型水下艦艇動力或者電動車增程器發(fā)動機[5]。

對置活塞二沖程汽油機采用缸內直噴技術，混合氣的形成直接影響后續(xù)的燃燒組織。理想的缸內混合氣分布應滿足低速小負荷時缸內形成分層混合氣，高速大負荷時形缸內形成均勻混合氣[6]。對置活塞二沖程汽油機工質更替和油氣混合時間短且噴油器在氣缸套側壁布置，為了實現油氣均勻混合，噴油時刻應在不出現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[9]表明，燃油霧束應與燃燒室結構合理匹配，充分利用缸內氣流運動區(qū)域，避免燃油碰撞氣缸壁。同時，二沖程發(fā)動機存在低負荷時燃燒不規(guī)則變動問題，主要原因就是缸內換氣質量變差。文獻[10]研究發(fā)現，通過采用混合氣分層分布可以解決由于提高掃氣效率而導致的火花塞周圍空燃比過稀的問題。

本研究通過建立對置活塞二沖程缸內直噴汽油機模型，并基于燃油霧束與燃燒室合理匹配的原則，研究全負荷工況時噴霧方向對缸內均勻混合氣形成的影響。同時，基于優(yōu)選的噴霧方向，研究部分負荷工況時二次噴油時刻和二次噴油量對形成分層混合氣的影響，為缸內混合氣形成的優(yōu)化提供依據。

1 模型建立

1.1 對置活塞二沖程汽油機

對置活塞二沖程缸內直噴汽油機采用“氣口—氣口”式直流掃氣，進、排氣活塞鏡像布置于氣缸內，為實現非對稱掃氣，通過進、排氣曲軸之間的相位角設計實現排氣活塞相位領先進氣活塞相位15°曲軸轉角。由于對置活塞式發(fā)動機取消了氣缸蓋，不存在活塞上止點，因此定義進排氣活塞相對距離最小的位置為內止點，即等效上止點。噴油器和火花塞布置于燃燒室周向，燃燒室由進排氣活塞頂面和氣缸體組成。發(fā)動機輸出動力由鏈條匯合并對外輸出，其原理示意見圖1，結構參數見表1。

表1 對置活塞二沖程汽油機主要參數

1.2 計算模型

本研究利用CFD軟件Fire建立了對置活塞二沖程缸內直噴汽油機工作過程仿真模型。分別對進排氣道進行網格劃分，并對進排氣口處進行局部網格細化(見圖2)。其中，進氣道網格數110 463，排氣道網格數111 755，氣缸體網格數352 225。在計算過程中，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、排氣腔壁面溫度，進、排氣活塞表面溫度和氣缸壁面溫度(見表2)。計算開始時刻的缸內和進氣腔內氣體的壓力和溫度由一維仿真軟件采用 GT-Power計算提供，其中放熱率和壁面?zhèn)鳠岱謩e采用SI Wiebe和Woschni GT模型。

表2 計算邊界條件

1.4 噴霧模型標定

噴霧過程是缸內直噴汽油機的重要工作過程，對混合氣形成和燃燒具有重要的影響[12]。為研究缸內噴霧，采用Fire軟件建立定容彈模型模擬燃油噴霧過程，并通過定容彈的噴霧試驗對模型標定，噴霧試驗的臺架示意見圖3。圖4示出定容彈網格，為保證中心噴霧區(qū)的計算精度，采用中心密外圍疏的網格布置。

噴霧試驗所研究的噴油器是原理樣機上采用的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，噴霧測量的試驗條件見表3。

表3 噴霧試驗條件

圖6示出上述試驗條件和計算條件下，不同時刻噴霧模擬結果與定容彈試驗結果對比。對比結果顯示，兩者吻合較好，因此選用該噴油器參數及相應噴霧模型可以較好地模擬缸內的混合氣形成過程。

2 噴霧方案設計

目前對置活塞二沖程汽油機采用商業(yè)化缸內直噴高壓噴油器，并未考慮對置活塞二沖程汽油機缸徑小、沖程長且噴油器周向布置的特點，從而導致缸內空間利用率低，濕壁現象嚴重。為提高燃油蒸發(fā)率和混合氣均勻度，有必要針對該發(fā)動機的特點，對噴霧組織方式進行優(yōu)化。

缸內燃油霧束分布見圖7。以氣缸中心截面為中心面，采用進排氣側非對稱噴霧方案，在進氣側和排氣側各有3束噴霧(見圖7a)。因為噴油器布置位置在氣缸中心面上且發(fā)動機的缸徑小，如果將6束噴霧布置在同一側易發(fā)生油滴之間的碰撞，而將油束分為進、排氣側各3束可以利用發(fā)動機沖程長的特點，改善了油束對缸內流動區(qū)域的利用。其中，α和β分別為進氣側和排氣側3束噴霧的中心線與中心面的夾角，即噴射角。在進排氣兩側各自確定一個截面使3束噴霧在截面上的落點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3束噴霧的中心線與氣缸軸線的交點。在不同方案中，選擇不同的噴射角α和β(見表4)，通過調整霧束之間的夾角，保證進排氣兩側的霧束在對應截面上的落點分布均相同。若噴射角α和β太小，會加劇油滴間的觸碰；相反α和β太大會加劇油滴碰撞活塞頂。結合對置活塞的相對運動規(guī)律，對表4中的4種方案進行研究，優(yōu)選出合適的噴霧方向。

表4 噴油器霧束分布方案

3 計算結果及分析

3.1 均勻混合氣形成研究

在6 000 r/min的全負荷工況下，噴油開始時刻為排氣口關閉時刻，即內止點前140°曲軸轉角，噴油壓力為13 MPa，研究噴霧方向對混合氣分布的影響。圖8顯示了在點火時刻(內止點前20°曲軸轉角)的燃油蒸發(fā)率，與樣機噴油器相比，4種方案的燃油蒸發(fā)率均有提高。在4種方案對比中可以發(fā)現，方案1和方案2的排氣側噴射角β較小，缸內的燃油蒸發(fā)率較高。圖9示出內止點前100°曲軸轉角噴霧在缸內的分布情況。結合圖8和圖9分析，因為對置活塞二沖程發(fā)動機采用直流掃氣，氣流從進氣口流向排氣口，排氣側的噴射方向與氣流運動方向相同，并且排氣活塞的運動相位比進氣活塞提前15°曲軸轉角，所以較大的排氣側噴射角會使較多的燃油碰撞氣缸壁和活塞頂，在氣缸壁面生成油膜，導致蒸發(fā)速率下降。而進氣側的噴霧由于與氣流相向運動，貫穿距離減少并且破碎加快，液滴碰壁較少。因此排氣側噴射角β對燃油蒸發(fā)率的影響大于進氣側噴射角α。

噴霧方向的改變會導致缸內氣流運動規(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止點時刻不同方案的缸內湍動能和混合氣均勻度隨曲軸轉角的變化規(guī)律。混合氣均勻度的定義為

(1)

由圖10可知，噴射角α和β越小，缸內湍動能越高；而缸內混合氣均勻度主要受到進氣側噴射角α的影響，α增大有利于提高混合氣均勻度。在點火時刻(內止點前20°曲軸轉角)，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%。因為在相同工況下，油滴的初始速度和缸內的氣流運動速度基本不變，噴射角的改變會導致氣流與油滴的相對速度發(fā)生變化，由韋伯數可知，相對速度的提高有利于油滴的破碎、霧化。而進氣側噴射角的增大會使霧束在水平方向的速度分量增大，導致與氣流的相對速度提高，有利于加強噴霧初期缸內燃油和空氣的宏觀混合。

(2)

式中：W為湍動能；ρ為流體密度；v為相對速度；l為特征長度；σ為表面張力。

綜合上述分析，在全負荷工況(6 000r/min)下，選擇進氣側噴射角α為45°，排氣側噴射角β為15°時，既可以實現最大的燃油蒸發(fā)率，又可以保證較高的混合氣均勻度和缸內湍動能。

3.2 分層混合氣形成研究

基于全負荷工況下對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(不同噴油時刻和噴油比例)策略對缸內分層混合氣形成的影響。轉速選取部分負荷工況的典型轉速2 000r/min，噴油壓力為13MPa，第一次噴油時刻為內止點前140°曲軸轉角，總過量空氣系數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，通過兩次噴油相互配合，在點火時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燃油蒸發(fā)率。從圖中可以發(fā)現，二次噴油時刻過晚和二次噴油量過多都會降低燃油蒸發(fā)率，不利于混合氣的形成。二次噴油時刻推遲，二次噴油量對缸內燃油蒸發(fā)率的影響增大。

表5 二次噴油策略方案

對置活塞二沖程汽油機的火花塞周向布置在氣缸上，可布置的數目和位置靈活，因此缸內理想的混合氣分布是在氣缸壁面附近產生一個或兩個混合氣濃區(qū)。圖12示出在點火時刻(內止點前20°曲軸轉角)，氣缸中心截面的混合氣燃空當量比分布。從圖中可以看出，相同噴油量下，過早噴油會使混合氣分布均勻，導致缸內沒有可燃混合氣區(qū)域的產生，過晚噴油會致使燃油碰壁加劇，導致混合氣的濃區(qū)遠離氣缸壁面。當二次噴射油量較大時，噴油時刻需要提前以減少噴霧碰壁。噴油策略為方案5時，通過兩次噴油形成的混合氣分層分布合理，滿足對置活塞二沖程汽油機對分層混合氣的要求。

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

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

4 結論

a) 結合對置活塞二沖程汽油機的結構特點，將缸內燃油噴射方向設計成進氣側3束，排氣側3束；增大排氣側噴射角β會導致燃油蒸發(fā)率降低，而增大進氣側噴射角α有利于提高缸內混合氣的均勻度；

b) 當進氣側噴射角α取45°，排氣側噴射角β取15°時，缸內燃油蒸發(fā)率和混合氣均勻度較高，在全負荷工況時缸內形成均勻混合氣；

c) 二次噴油時刻和噴油量均影響燃油蒸發(fā)率和混合氣的形成；當二次噴射油量一定時，過早噴油會使混合氣分布更均勻，不利于混合氣分層，過晚噴油會致使燃油碰壁加劇，不利于燃油蒸發(fā)；

d) 部分負荷工況時，采用二次噴射策略，第一次噴油時刻為內止點前140°曲軸轉角，二次噴油時刻為內止點前60°曲軸轉角，且二次噴油量占總噴油量的33%時，缸內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

國家部委級基礎研究項目(B2220110005)

王豪(1991—)，男，碩士，主要研究方向為發(fā)動機工作過程與性能匹配；wh87110119@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.04.009

TK411.2

B

1001-2222(2015)04-0043-06