對置活塞發動機側置燃燒室性能仿真研究

康與寧，李向榮,易光明，楊偉，劉福水

(1.北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081；2.河北華北柴油機有限責任公司，石家莊 050081；3.中北大學 能源動力工程學院，太原 030051)

0 概述

21世紀以來世界性的能源危機與環境污染問題給發動機技術發展帶來了新一輪的挑戰，節能減排成為未來發動機的發展趨勢。以煤、石油和天然氣為代表的化石能源因其高能量密度優勢在未來幾十年內仍將作為主要消耗能源[1]，因而在傳統發動機上采用新技術提高熱效率并減少污染物排放勢在必行。在采用增壓中冷、可變技術及新型控制系統等技術改善傳統發動機性能的同時，研究者們也在力求通過采用新型動力形式突破傳統發動機局限性以獲得更好的發動機綜合性能[2-5]，在此背景下對置活塞發動機以其自平衡性好、熱效率高、結構簡單等優勢受到研究者的廣泛關注。

對置活塞發動機的特點是在一個氣缸中有一對活塞相對運動，大多采用二沖程工作循環和氣口換氣方式，無氣缸蓋和配氣機構。相比傳統四沖程發動機，對置活塞發動機水平布置、活塞相對運動的方式使其具備良好的自平衡性；氣缸蓋的取消使得對置活塞發動機散熱面積更小，熱效率更高。但采用二沖程工作循環的對置活塞發動機換氣時間短，新鮮充量與缸內廢氣摻混情況較嚴重，此外對置活塞發動機噴油器布置在缸套上，沿氣缸徑向噴油，這一特點使得對置活塞發動機燃燒組織困難。綜上，挖掘對置活塞發動機潛力，采用現代技術優化和改進對置活塞發動機是實現對置活塞發動機更大范圍應用的重要途徑[6]。

目前國外大多數新型對置活塞發動機尚處于試驗研究階段，但也有一些性能較為優越的產品被開發出來，如美國Ecomotors公司的對置活塞對置氣缸發動機[7]、Achates公司的對置活塞二沖程發動機[8]和Pinnacle公司的對置活塞四沖程發動機[9]。國內北京理工大學、清華大學、中北大學、湖南大學等高校對對置活塞發動機換氣過程、混合氣形成及燃燒過程等展開了一系列研究。文獻[10]中研究了對置活塞二沖程柴油機的換氣過程，仿真計算結果表明優化發動機進排氣口高度和寬度能夠提高掃氣效率增大缸內新鮮充量，通過選用合理的進氣口傾角和仰角能夠提高缸內渦流和滾流水平。文獻[11]中研究了對置活塞對置氣缸發動機的換氣過程，研究表明采用單層進氣口雙層排氣口的布置方法具有更高的掃氣效率，但充量系數和進氣量有所降低，通過正交試驗得出增大進氣壓力是提高發動機功率的最有效手段。文獻[12]中研究了噴油器噴油角度、噴油提前角和燃燒室徑深比對發動機燃燒性能的影響，結果表明合理的噴油角度、噴孔數量和互不干涉的油束有利于改善缸內油氣混合，隨著燃燒室徑深比增大發動機碳煙排放顯著降低。文獻[13]中研究了對置活塞柴油機缸內噴霧燃燒過程，仿真結果表明通過合理布置噴孔及設計預噴和后噴方案能同時降低NOx和碳煙排放。綜上可知，通過優化氣口結構、匹配好噴霧與燃燒室可提高對置活塞發動機性能。

目前對置活塞發動機燃燒室仍以傳統發動機中心燃燒室為主，為更好地適應對置活塞發動機噴油器180°安裝在缸套上的布置方式，本文中提出一種新型側置燃燒室方案，將燃燒室位置由活塞中心移至活塞兩側與噴油器位置對應，并對使用側置燃燒室的對置活塞發動機性能展開研究，探索在對置活塞發動機使用側置燃燒室的性能提升效果。

1 側置燃燒室方案

對置活塞發動機燃燒室由兩個活塞頂面及氣缸壁間的空間組成，目前大多采用的是中心淺坑型燃燒室。為避免噴嘴與活塞頂面干涉并盡量減少噴霧濕壁，在燃燒室朝向噴油器的兩側一般會設計燃油噴霧的包絡面，這使得對置活塞發動機燃燒室的徑深比相對較大，在壓縮終點處難以形成促進油氣混合的壓縮擠流和膨脹逆擠流，如圖1所示；此外，燃油易在氣缸中心集中導致燃燒惡化。

圖1 對置活塞發動機中心淺坑燃燒室

為解決上述問題，本文中提出了一種應用于對置活塞發動機上的側置燃燒室方案，將活塞燃燒室位置由中心移至兩側，與噴油器位置相對應，燃油在進氣側活塞與排氣側活塞之間的燃燒室凹坑內與空氣混合燃燒。參照傳統發動機燃燒室結構獲得了側置ω燃燒室與側置側卷流燃燒室的形狀，如圖2所示。

圖2 對置活塞發動機側置ω燃燒室與側置側卷流燃燒室

側置燃燒室的結構參數參照傳統燃燒室的結構參數定義。以ω燃燒室為例，傳統發動機上位于活塞中心的ω燃燒室看作由某一特定形狀截面繞活塞中心軸線旋轉形成，可采用喉口直徑d、凸臺高度ht、過渡圓半徑r和凸臺傾角β這4個參數描述截面形狀，對于側置燃燒室，將燃燒室截面的旋轉軸由活塞中心移至活塞側壁，截面旋轉形成的空間區域即為側置燃燒室區域。除以上4個參數外，側置燃燒室中心角γ可由喉口直徑d與活塞直徑D確定，因此側置燃燒室幾何形狀由活塞直徑D、喉口直徑d、凸臺高度ht、過渡圓半徑r和凸臺傾角β確定，兩種燃燒室下的活塞截面與俯視圖形狀如圖3所示。

圖3 中心、側置ω燃燒室的剖視圖和俯視圖

以同樣的方法定義側置側卷流燃燒室的結構參數，可由活塞直徑D、喉口直徑d、凸臺高度ht、過渡圓半徑r、凸臺傾角β、燃燒室圓心角α和分流造型高度ha定義幾何形狀，如圖4所示。

圖4 中心、側置側卷流燃燒室的剖視圖和俯視圖

本研究中的發動機主要技術參數如表1所示。

表1 發動機主要技術參數

在本研究的發動機上使用以上兩種側置燃燒室，并與中心燃燒室進行對比，通過發動機性能仿真研究側置燃燒室在改善對置活塞發動機燃燒性能上的效果。選取燃燒室喉口直徑為70 mm的兩組側置燃燒室進行研究，通過控制凸臺高度ht保持壓縮比不變，并使用相同喉口直徑的中心燃燒室作為對照進行仿真研究。3種燃燒室方案下的燃燒室結構參數如表2所示。

表2 燃燒室結構參數

使用側置燃燒室時，由于活塞側壁存在缺口，導致相同的活塞運動規律下氣口開閉相位相對中心燃燒室發生變化，因此在開始燃燒室性能仿真之前，需要針對側置燃燒室進行發動機氣口參數調整，排除由于燃燒室結構差異帶來的換氣過程變化導致的性能差異。

2 發動機氣口參數調整

2．1 仿真模型的建立

本文中選用文獻[14]中的發動機數據，基于GT-Power軟件建立了柴油機一維性能仿真模型，如圖5所示，仿真模型主要參數如表3所示。

圖5 對置活塞發動機一維性能仿真模型

表3 仿真模型主要參數

由于在仿真模型中沒有對應對置活塞發動機的氣缸模塊，需要將進排氣活塞等效為一個活塞，活塞運動規律如圖6所示。

圖6 活塞運動規律曲線

2．2 仿真模型的驗證

標定轉速下的缸壓和放熱率仿真曲線與文獻[14]中的試驗數據對比如圖7所示。由圖7可知，仿真結果與試驗數據吻合較好，仿真結果能夠反映實際情況。

圖7 缸壓、瞬時放熱率仿真值與試驗值比較

2．3 燃燒室結構對氣口面積變化影響分析

對置活塞發動機的一大特點是通過活塞運動控制氣口的開閉。對于淺坑式燃燒室，為噴油器噴孔而設置的活塞側壁缺口幾乎可忽略不計，氣口的開閉由活塞頂面與氣口兩邊相對位置確定；但對于側置燃燒室而言，側置燃燒室在活塞側壁上產生的缺口面積較大，不可忽略，沿側壁缺口的底邊與氣口兩邊的相對位置決定氣口的開閉。相同位置不同活塞對應氣口開啟面積如圖8所示。

圖8 相同位置不同燃燒室活塞氣口開啟面積差異

在一維仿真模型中，中心燃燒室與側置燃燒室的差異主要體現在氣口面積變化曲線不同，使用側置燃燒室的對置活塞發動機相比中心燃燒室進排氣口早開角和晚關角均增大，如圖9所示。氣口開閉相位的不同導致不同燃燒室下的發動機換氣過程存在差異。

圖9 原機氣口高度下不同燃燒室對應氣口面積變化曲線

評價對置活塞發動機換氣過程質量的參數主要有掃氣效率、給氣比和捕獲率[10]。掃氣效率定義為換氣結束時留在氣缸內新鮮充量的質量與進氣狀態下充滿氣缸的新鮮空氣質量之比；給氣比定義為循環內流過氣口的氣體質量與進氣管狀態下充滿氣缸的新鮮空氣質量之比；捕獲率定義為換氣結束時留在氣缸內新鮮充量的質量與循環內流過氣口的氣體質量之比。三者滿足掃氣效率等于給氣比乘以捕獲率的關系。

本文中選取指示功率、掃氣效率與捕獲率作為評價不同燃燒室換氣過程的參數，將各燃燒室氣口面積變化曲線代入模型中計算得到原機氣口高度下不同燃燒室的模型仿真結果,如表4所示。

表4 不同燃燒室計算結果

由計算結果可知，相比中心淺坑燃燒室，原機氣口高度下各側置燃燒室的指示功率均降低，掃氣效率提高，捕獲率降低。這是由于側置燃燒室的活塞側壁存在缺口，使得排氣門提早打開而進氣門推遲關閉，延長了氣口重疊期，掃氣更加充分，但排氣門早開會使缸內氣體提早逸出氣缸，循環做功減少，排氣門的晚關導致缸內充量減少，從而導致指示功率下降，因此需要對氣口參數進行調整。

2．4 氣口參數調整過程

為使3種燃燒室下的換氣參數保持一致，使用側置燃燒室時需要采用與使用中心燃燒室時不同的氣口方案。將缸套上的氣口分為兩部分：第一部分對應側置燃燒室缺口，缺口的底邊與氣口邊緣的相對位置隨活塞運動發生變化，從而影響第一部分氣口開啟程度，其高度定為L1；第二部分對應燃燒室以外區域，活塞頂面與氣口邊緣的相對位置隨活塞運動發生變化，從而影響第二部分氣口開啟程度，其高度定為L2。將第一部分氣口向外移動，距離為x，如圖10所示，通過第一部分氣口的移動可以減小氣門早開角和晚關角，利于延后排氣減少缸內氣體逸出，提高換氣質量。

圖10 側置燃燒室對應氣口方案

以側置ω燃燒室為例，保持L1=L2=24 mm不變，增大移動距離x的氣口面積變化曲線如圖11所示。由圖11可知，移動距離由0增大至8 mm的過程中氣口早開角和晚關角均有所減小，最大氣口開啟面積不變，繼續增大移動距離會導致最大氣口開啟面積減小。這是因為側置燃燒室在活塞側壁對應缺口并非規則圖形，活塞運動至最外側時氣口底邊不完全與燃燒室底邊接觸。

圖11 不同移動距離下進氣口面積變化曲線

保持L1=L2=24 mm不變，分別增大進氣側和排氣側的氣口移動距離x，得到不同移動距離下的發動機性能參數變化如圖12所示。由圖12可知，在進氣口移動距離不變時，隨著排氣口移動距離增大，指示功率先增大后減小，掃氣效率減小，捕獲率增大；當排氣口移動距離不變時，隨著進氣口移動距離增大，指示功率先增大后減小，掃氣效率略微降低，捕獲率變化較小。

圖12 改變氣口移動距離性能參數變化情況

以側置燃燒室換氣性能參數與中心淺坑燃燒室相同為目標進行計算，得到不同燃燒室氣口參數如表5所示，性能參數計算結果如表6所示。由表可知，經過氣口參數調整，3種燃燒室下掃氣效率和捕獲率基本相同，側置燃燒室對應指示功率有所升高，說明通過改變氣口參數能夠解決使用側置燃燒室引起換氣過程差異導致的性能下降問題。

表5 各燃燒室氣口高度調整結果

表6 氣口調整后各燃燒室性能參數

3 燃燒室性能仿真

為進一步研究不同燃燒室下對置活塞發動機燃燒性能的差異，選用文獻[14]中的發動機數據，基于AVL FIRE軟件建立了對置活塞發動機三維性能仿真模型，基于一維仿真結果獲取進氣口關閉時刻對應缸內壓力和溫度作為初始條件，計算標定轉速下自進氣口關閉時刻至排氣口打開時刻缸內工作過程。仿真模型主要參數如表7所示。

表7 仿真模型主要參數

由于原機采用雙噴油器對置噴射，為節約計算時間建立了燃燒室二分之一模型進行仿真研究，如圖13所示。通過網格獨立性校驗確定燃燒室網格尺寸為1 mm，模型中選取的各子模型如表8所示。

圖13 燃燒室三維仿真模型

表8 仿真模型選用子模型

標定轉速下的缸壓和放熱率仿真曲線與試驗數據對比如圖14所示。由圖14可知仿真結果與試驗數據吻合較好，仿真結果能夠反映實際情況。

圖14 仿真值與試驗值對比

本仿真模型中采用4孔噴油器，進排氣側各有兩束燃油噴霧噴至燃燒室內與空氣混合燃燒，由于本研究的3種燃燒室結構存在一定差異，因此需要分別對不同燃燒室進行油束夾角的優化。將各噴孔油束中心線與噴油器噴嘴中心線之間夾角的兩倍定為θ1，同側的兩束燃油噴霧在氣缸橫截面上的投影形成的夾角定為θ2，如圖15所示，由θ1和θ2可確定每束燃油噴霧的空間位置。

圖15 油束夾角示意圖

不同燃燒室最優θ2大小可根據以往燃燒室性能優化的結論進行確定。對于中心燃燒室和側置ω燃燒室，為充分利用燃燒室周向空間，應將油束布置在平分燃燒室周向空間的位置；對于側置側卷流燃燒室，為發揮分流造型對油束的導向作用，應使油束落點正對分流造型尖端[15]。在確定θ2后通過改變θ1大小確定不同燃燒室的最優油束夾角，仿真結果如圖16所示，各燃燒室下最優油束夾角和指示功率如表9所示。

表9 油束夾角優化結果

圖16 油束夾角優化結果

由圖16可知中心淺坑燃燒室、側置ω燃燒室和側置側卷流燃燒室的最佳θ1分別為10°、30°和30°。這是由于中心淺坑燃燒室受噴霧包絡面限制需要采用較小的油束夾角避免過多燃油附壁，側置燃燒室沿氣缸軸向方向空間較大，因而可采用更大的θ1。

由表9可知側置側卷流燃燒室方案的指示功率大于中心淺坑型燃燒室和側置ω燃燒室。

最優油束夾角下3種燃燒室仿真瞬時放熱率曲線如圖17所示。由圖17可知，在預混燃燒階段中心淺坑燃燒室的放熱率較高，兩種側置燃燒室放熱率較低且差距較小。在擴散燃燒階段前期，中心淺坑燃燒室在上止點后5°左右達到放熱率峰值，兩種側置燃燒室在上止點后8°左右達到放熱率峰值，且側置側卷流燃燒室相比中心淺坑燃燒室和側置ω燃燒室放熱更快，說明擴散燃燒階段側置側卷流燃燒室內油氣混合較為充分，燃燒持續期短，熱效率高，因此指示功率較高。

圖17 不同燃燒室瞬時放熱率曲線

為進一步揭示不同燃燒室的燃燒機理，沿非對角的兩組油束中心線作燃燒室切片，得到沿氣缸軸向和沿氣缸徑向的兩組不同燃燒室內油氣當量比的分布情況，如圖18和圖19所示。由圖可知，上止點前中心淺坑燃燒室內油束在噴霧包絡面形成的狹窄區域內發展，空間油氣混合受限；上止點后5°時在燃燒室中心來自發動機上下兩組噴油器的噴霧頭部發生碰撞，燃燒室中心油氣當量比增大，對燃燒過程不利；兩側活塞運動速度有差異，排氣側高溫流體向進氣側運動過程使得油束向進氣側方向偏斜，加劇了燃油濕壁和性能惡化。對于兩種側置燃燒室，油束周圍空間寬闊，利于破碎油滴向周圍擴散，在上止點位置時燃油與燃燒室壁面接觸，在側置ω燃燒室中燃油在壁面附近發生堆積，少量燃油擴散至油束之間和缸壁附近空氣未利用區域內，在近壁面區域油氣當量比保持在2.0左右。而側置側卷流燃燒室內油束在分流造型作用下形成卷流運動，向油束之間和缸壁附近兩側空氣未利用區域擴散，近壁面區域油氣當量比保持在1.5左右，兩組油束中間形成干涉壁射流增大了燃油擴散面積，在分流造型作用下油氣混合較為均勻，因此側置側卷流燃燒室方案相比中心淺坑燃燒室方案和側置ω燃燒室方案燃燒性能更好。

圖18 不同曲軸轉角下燃燒室沿氣缸軸向切片油氣當量比分布

圖19 不同曲軸轉角下燃燒室沿氣缸徑向切片油氣當量比分布

4 結論

(1) 原對置活塞發動機直接使用側置燃燒室時由于氣口提前打開延后關閉導致缸內充量減少，指示功率降低，通過調整氣口參數能夠提高使用側置燃燒室的發動機性能，達到原機換氣質量。

(2) 側置側卷流燃燒室內分流造型能夠使燃油形成卷流運動及干涉壁射流，從而增大了燃油擴散面積，解決了使用側置ω燃燒室近壁面區域的燃油堆積和使用中心淺坑燃燒室油束碰撞導致的局部混合氣過濃問題，油氣混合更加充分，燃燒放熱速度更快，功率和效率更高。在對置活塞發動機上應用側置側卷流燃燒室對提升發動機性能具有重要意義。