馬富康，趙長(zhǎng)祿，趙振峰，王豪

（1.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京100081；2.中北大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，山西太原030051）

對(duì)置活塞二沖程汽油機(jī)缸內(nèi)滾流的組織與利用

馬富康1，2，趙長(zhǎng)祿1，趙振峰1，王豪1

（1.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京100081；2.中北大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，山西太原030051）

通過(guò)三維計(jì)算流體力學(xué)軟件AVL-Fire模擬了對(duì)置活塞二沖程（OP2S）缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的掃氣、混合氣形成和燃燒過(guò)程，對(duì)比分析了3種不同的缸內(nèi)流動(dòng)組織方案，包括：平頂活塞加均勻掃氣、平頂活塞加非均勻掃氣和凹坑活塞加非均勻掃氣對(duì)氣流運(yùn)動(dòng)和掃氣過(guò)程的影響。同時(shí)，針對(duì)采用非均勻進(jìn)氣腔的平頂活塞和凹坑活塞方案，分析混合氣形成和燃燒過(guò)程。結(jié)果表明：均勻進(jìn)氣方式可組織較強(qiáng)的渦流，有利于掃氣效率的提高；非均勻進(jìn)氣方式可組織滾流，有利于提高壓縮過(guò)程缸內(nèi)的湍動(dòng)能?！鞍伎踊钊臃蔷鶆驋邭狻钡膾邭庀到y(tǒng)更有利于組織滾流和維持缸內(nèi)湍流強(qiáng)度，并在點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近形成可供穩(wěn)定著火的可燃混合氣。凹坑活塞燃燒室相比平頂活塞燃燒室，其缸內(nèi)湍動(dòng)能提高了1.5倍，燃油蒸發(fā)量提高了10%，有利于形成均勻混合氣和加速燃燒過(guò)程。

動(dòng)力機(jī)械工程；對(duì)置活塞；二沖程；缸內(nèi)流動(dòng)；滾流；混合

0 引言

對(duì)置活塞二沖程（OP2S）發(fā)動(dòng)機(jī)是一種結(jié)構(gòu)區(qū)別于傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)的往復(fù)活塞式內(nèi)燃機(jī)，取消了氣缸蓋和配氣機(jī)構(gòu)，依靠氣缸套上的進(jìn)排氣口實(shí)現(xiàn)換氣過(guò)程，具有高效、高功率密度和平衡性好等優(yōu)點(diǎn)［1］。在能源與環(huán)境危機(jī)的背景下，隨著現(xiàn)代設(shè)計(jì)技術(shù)的應(yīng)用，OP2S發(fā)動(dòng)機(jī)已被人們重新重視起來(lái)［2-5］。OP2S汽油機(jī)采用傳統(tǒng)曲柄連桿機(jī)構(gòu)在缸體兩側(cè)對(duì)稱布置，并通過(guò)鏈傳動(dòng)實(shí)現(xiàn)了對(duì)置活塞的同步運(yùn)動(dòng)；采用“氣口-氣口”式直流掃氣和缸內(nèi)直噴技術(shù)，可有效避免油氣短路，實(shí)現(xiàn)較好的油氣混合［6-8］。OP2S汽油機(jī)由于其自身的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，具有振動(dòng)小、噪聲低和功率密度高等特點(diǎn)，而且便于小型化和輕量化設(shè)計(jì)，因此可用于無(wú)人機(jī)和小型水下艦艇動(dòng)力，或者電動(dòng)車增程器動(dòng)力和小型電站［9］。

直噴式汽油機(jī)缸內(nèi)混合氣的形成直接影響后續(xù)的燃燒組織，而缸內(nèi)流場(chǎng)是影響混合氣形成的主要因素之一。缸內(nèi)氣流必須要滿足:1）從微觀上要求在氣缸內(nèi)具有高強(qiáng)度的湍流，以促進(jìn)燃油與空氣的混合；2）從宏觀上要求有組織的平均氣流運(yùn)動(dòng)，以形成均勻的混合氣［10］。直噴式汽油機(jī)可以利用的缸內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)主要有3種形式:渦流、滾流和擠流。對(duì)于傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)而言，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的組織和強(qiáng)弱在很大程度上取決于進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)、進(jìn)氣門的形狀、缸徑行程比及燃燒室的形狀等。而OP2S汽油機(jī)由于取消了氣缸蓋結(jié)構(gòu)，燃燒室由對(duì)置活塞頂面組成，噴油器和火花塞均采用在氣缸套側(cè)壁布置的形式，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)主要依靠進(jìn)氣口的流通特性和進(jìn)氣腔內(nèi)對(duì)氣流的組織。同時(shí)，由于二沖程工作模式，OP2S汽油機(jī)沒(méi)有獨(dú)立的進(jìn)排氣沖程，工質(zhì)更替時(shí)間短；燃油噴射過(guò)程處于排氣口關(guān)閉后的壓縮過(guò)程，油氣混合時(shí)間短。本文針對(duì)OP2S缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的工作特點(diǎn)，開(kāi)展其掃氣過(guò)程缸內(nèi)流動(dòng)的組織和壓縮過(guò)程缸內(nèi)直噴混合氣的形成和燃燒研究，可為OP2S缸內(nèi)直噴汽油機(jī)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)、燃油噴霧和燃燒室形狀的匹配提供依據(jù)。

1 OP2S汽油機(jī)掃氣系統(tǒng)

1.1 OP2S汽油機(jī)

OP2S汽油機(jī)采取無(wú)氣缸蓋和無(wú)氣門機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)、噴油器和火花塞在氣缸套圓周方向布置、直流掃氣系統(tǒng)、兩對(duì)置活塞組成燃燒室系統(tǒng)，并采用鏈傳動(dòng)實(shí)現(xiàn)對(duì)置曲柄連桿機(jī)構(gòu)的同步工作。詳細(xì)結(jié)構(gòu)原理見(jiàn)圖1，相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1.

圖1 OP2S汽油機(jī)結(jié)構(gòu)原理Fig.1 Configuration of OP2S gasoline engine

表1 OP2S汽油機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main technical parameters

1.2 直流掃氣系統(tǒng)缸內(nèi)流動(dòng)的組織

OP2S發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)渦流的組織可通過(guò)進(jìn)氣口的徑向傾角的設(shè)計(jì)而獲得，如圖2（a）所示。由于進(jìn)氣口的徑向傾角的導(dǎo)流作用，缸內(nèi)氣流進(jìn)入氣缸的同時(shí)形成繞氣缸軸線方向運(yùn)動(dòng)的渦流動(dòng)量矩。同時(shí)，通過(guò)進(jìn)氣腔的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)進(jìn)行組織，包括均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)和非均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)，如圖3（a）和圖3（b）。通過(guò)非均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)可以使進(jìn)氣過(guò)程中遠(yuǎn)離進(jìn)氣腔入口的氣口附近氣流受到氣腔壁面的摩擦及結(jié)構(gòu)突變?cè)斐裳爻虛p失，氣流速度和流量降低；而靠近進(jìn)氣腔入口的氣口附近氣流動(dòng)量損失少，氣流運(yùn)動(dòng)速度和流量較大，如圖2（b）所示。兩側(cè)氣流進(jìn)入氣缸后相互作用形成繞垂直氣缸軸線方向運(yùn)動(dòng)的滾流動(dòng)量矩。

圖2 缸內(nèi)流動(dòng)組織示意圖Fig.2 In-cylinder flow organization

圖3 不同進(jìn)氣腔和活塞結(jié)構(gòu)Fig.3 Different intake chambers and piston crown structures

此外，通過(guò)對(duì)置活塞頂面導(dǎo)流凹坑的設(shè)計(jì)，見(jiàn)圖3（c），可實(shí)現(xiàn)在進(jìn)排氣初始和終了過(guò)程中對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的定向引導(dǎo)，并且在壓縮過(guò)程可利用凹坑的導(dǎo)流作用進(jìn)一步組織缸內(nèi)滾流，如圖2（c）所示。同時(shí)，對(duì)置活塞的凹坑設(shè)計(jì)可在壓縮內(nèi)止點(diǎn)附近產(chǎn)生較強(qiáng)的擠流運(yùn)動(dòng)，如圖2（d）所示。

2 模型建立及驗(yàn)證

2.1 一維仿真模型的建立

OP2S汽油機(jī)掃氣過(guò)程進(jìn)排氣口的流動(dòng)可視為等熵流動(dòng)。其中，亞臨界狀態(tài)描述為

超臨界狀態(tài)描述為

式中:dms/dφ為氣口處的質(zhì)量流量（kg/°CA）；μs為進(jìn)氣口的流量系數(shù)；n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速（r/min）；Fs為進(jìn)氣口流通面積隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的函數(shù)；ps為進(jìn)口壓力（MPa）；pz為出口壓力（MPa）；g為重力加速度（m/s2）；k為絕熱指數(shù)，取1.41；R為氣體常數(shù)，取8.31 J/（mol·K）；T為氣體溫度（K）。

對(duì)于直流掃氣過(guò)程，可假設(shè)為完全掃氣、完全混合和完全短路3種極端情況。實(shí)際掃氣過(guò)程是多種掃氣模式的組合，本文采用“組合排氣”掃氣模型，將掃氣過(guò)程分為兩個(gè)階段:在掃氣初期，進(jìn)入氣缸的空氣較少，排出已燃廢氣，即完全清掃模型；在掃氣中后期，進(jìn)入氣缸的空氣量增多，少量空氣與廢氣混合，排出的是含有廢氣成分濃度較高的氣體，即“濃排氣”掃氣模型?！敖M合排氣”模型為

式中:ηs為掃氣效率；l0為給氣比；l0c為完全清掃階段與濃排氣掃氣階段的分界點(diǎn)；λ為掃氣模型的指數(shù)；e為自然對(duì)數(shù)的底數(shù)，取2.72.

根據(jù)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)，采用GT-Power軟件進(jìn)行工作過(guò)程仿真并對(duì)模型進(jìn)行標(biāo)定。計(jì)算過(guò)程分別采用SI Wiebe和Woschni GT模型對(duì)放熱率和傳熱進(jìn)行模擬。通過(guò)一維仿真模型進(jìn)行性能預(yù)測(cè)得到缸內(nèi)以及進(jìn)排氣腔的初始?jí)毫蜏囟鹊冗吔鐥l件。

2.2 三維仿真模型的建立

應(yīng)用AVL-Fire軟件建立OP2S汽油機(jī)工作過(guò)程計(jì)算流體力學(xué)（CFD）仿真模型。分別對(duì)進(jìn)排氣腔進(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，缸體部分通過(guò)分別定義進(jìn)排氣活塞的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行一個(gè)工作循環(huán)的動(dòng)網(wǎng)格劃分，其中進(jìn)氣道網(wǎng)格數(shù)為83 062，排氣道網(wǎng)格數(shù)為85 989，氣缸體網(wǎng)格數(shù)為88 256，總網(wǎng)格數(shù)為257 307，網(wǎng)格見(jiàn)圖4.

在直流掃氣過(guò)程中，氣體的三維黏性流動(dòng)存在渦旋、分離、混合分層等流動(dòng)現(xiàn)象，選擇k-ε模型作為湍流模型。由于噴油器布置在氣缸中心截面的X軸方向上，氣缸軸線為Y方向，所以定義滾流繞Y軸的氣流運(yùn)動(dòng)為渦流，繞Z軸的氣流運(yùn)動(dòng)為滾流，分別表達(dá)為

圖4 組合結(jié)構(gòu)CFD模型Fig.4 Computational mesh of OP2S engine

式中:mi為單個(gè)計(jì)算網(wǎng)格的質(zhì)量；xi、yi、zi分別為單個(gè)計(jì)算網(wǎng)格幾何中心的坐標(biāo)；ui、vi、wi為單個(gè)網(wǎng)格3個(gè)坐標(biāo)下的速度分量。

2.3 掃氣模型校驗(yàn)

CFD計(jì)算的邊界條件和初始條件通過(guò)一維缸內(nèi)工作過(guò)程仿真來(lái)確定，見(jiàn)表2.同時(shí)，可通過(guò)一維、三維的耦合仿真來(lái)進(jìn)行模型校驗(yàn)［4］。

表2 邊界條件和初始條件Tab.2 Boundary and initial conditions

針對(duì)3.1節(jié)中3種試驗(yàn)方案，在標(biāo)定轉(zhuǎn)速6000 r/min時(shí)，進(jìn)行一維、三維掃氣過(guò)程對(duì)比驗(yàn)證。通過(guò)標(biāo)定掃氣模型指數(shù)λ，一維性能預(yù)測(cè)和三維數(shù)值仿真所得給氣比和掃氣效率基本吻合，確保一維仿真的掃氣模型合理，見(jiàn)表3.

表3 掃氣過(guò)程計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.3 Comparison of results in scavenging process

2.4 噴霧模型校驗(yàn)

在噴霧過(guò)程模擬中，噴霧模型采用離散液滴模型，其中包含噴霧粒子的蒸發(fā)、破碎、交互碰撞聚合和湍流擴(kuò)散等子模型；同時(shí)選用Huh/Gosman破碎模型、Nordin油滴間相互作用模型、k-ε湍流模型和標(biāo)準(zhǔn)壁面方程。選擇噴油壓力10 MPa下的噴油速率［11］，參閱文獻(xiàn)［12］對(duì)Huh/Gosman破碎模型進(jìn)行了調(diào)整標(biāo)定，見(jiàn)表4.

表4 Huh/Gosman模型標(biāo)定系數(shù)Tab.4 Calibration coefficients of Huh/Gosman model

針對(duì)方案3，在標(biāo)定轉(zhuǎn)速6 000 r/min時(shí)，進(jìn)行一維、三維缸內(nèi)工作過(guò)程對(duì)比驗(yàn)證［4］。圖5為該工況下一維性能預(yù)測(cè)和三維數(shù)值仿真的缸內(nèi)壓力曲線。兩種仿真方法在掃氣過(guò)程和壓縮初期缸內(nèi)壓力曲線吻合較好，而一維仿真計(jì)算的燃燒模型不考慮混合氣品質(zhì)對(duì)燃燒過(guò)程的影響，其缸內(nèi)壓力的升高過(guò)程較三維仿真提前。同時(shí)，由于一維仿真計(jì)算對(duì)缸內(nèi)傳熱過(guò)程的簡(jiǎn)化，在膨脹末期和排氣過(guò)程缸內(nèi)壓力相對(duì)三維仿真結(jié)果較高。通過(guò)一維、三維缸內(nèi)工作過(guò)程對(duì)比，表明仿真模型及其參數(shù)的選取和設(shè)置合理，可較為準(zhǔn)確的模擬缸內(nèi)流動(dòng)組織和混合氣形成。

圖5 缸內(nèi)壓力曲線對(duì)比Fig.5 Comparison of in-cylinder pressures

3 缸內(nèi)滾流的組織過(guò)程分析

3.1 分析方案

選擇進(jìn)氣口的徑向傾角為15°，分別設(shè)計(jì)均勻進(jìn)氣腔和非均勻進(jìn)氣腔結(jié)構(gòu)以及平頂活塞和凹坑活塞結(jié)構(gòu)，研究標(biāo)定轉(zhuǎn)速下掃氣和壓縮過(guò)程缸內(nèi)流動(dòng)的組織特點(diǎn)，不同方案見(jiàn)表5.

表5 不同的缸內(nèi)流動(dòng)組織方案Tab.5 Different schemes of in-cylinder flow organization

3.2 缸內(nèi)流動(dòng)分析

缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)可分解為繞氣缸軸向運(yùn)動(dòng)的渦流和繞垂直氣缸軸線運(yùn)動(dòng)的滾流，因此可分別用渦流比和滾流比來(lái)表征缸內(nèi)渦流和滾流強(qiáng)度。圖6為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下采不同方案的缸內(nèi)滾流對(duì)比。在掃氣過(guò)程初期，缸內(nèi)氣流的相互干擾，定向流動(dòng)組織較差，出現(xiàn)反向的滾流運(yùn)動(dòng)，即滾流比小于0.方案1和方案2結(jié)果表明:用平頂活塞時(shí)，均勻進(jìn)氣對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)氣流幾乎沒(méi)有滾流運(yùn)動(dòng)，而非均勻進(jìn)氣對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)滾流比在進(jìn)氣初期和中期以及壓縮過(guò)程中均不斷上升，分別在200°CA和310°CA左右達(dá)到最大值，而在進(jìn)氣后期和壓縮后期由于滾流受壓破碎，滾流比不斷降低。

方案2和方案3采用非均勻進(jìn)氣方式，缸內(nèi)滾流變化趨勢(shì)一致，方案3的滾流比大于方案2.由于凹坑活塞對(duì)應(yīng)的排氣口開(kāi)啟較早以及排氣活塞凹坑的導(dǎo)流作用，排氣初始方案3的缸內(nèi)滾流比較大，此過(guò)程的缸內(nèi)滾流主要由于非均勻排氣產(chǎn)生。隨著掃氣過(guò)程的進(jìn)行，由于非均勻進(jìn)氣和進(jìn)氣活塞凹坑導(dǎo)流所產(chǎn)生的滾流逐步增強(qiáng)，缸內(nèi)滾流比提高。在外止點(diǎn)過(guò)后的掃氣后期，隨著缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)速度的降低，缸內(nèi)滾流比減小，直到進(jìn)氣口關(guān)閉時(shí)缸內(nèi)滾流比達(dá)到最小值。在壓縮過(guò)程，由于氣流運(yùn)動(dòng)的慣性效應(yīng)和對(duì)置活塞對(duì)缸內(nèi)氣流的定向組織，缸內(nèi)滾流比增加。由于對(duì)置活塞的凹坑結(jié)構(gòu)在掃氣終了對(duì)進(jìn)氣過(guò)程的定向引導(dǎo)和在壓縮過(guò)程對(duì)缸內(nèi)氣流的定向組織，方案3的滾流比大于方案2.但是隨著壓縮過(guò)程的繼續(xù)進(jìn)行，大尺度定向流動(dòng)被壓縮破碎，缸內(nèi)滾流比降低，并在內(nèi)止點(diǎn)前二者趨于一致。

圖6 不同方案的缸內(nèi)滾流對(duì)比Fig.6 Comparison of in-cylinder tumble ratios

圖7 不同方案的缸內(nèi)渦流對(duì)比Fig.7 Comparison of in-cylinder swirl ratios

圖7為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下不同方案的缸內(nèi)渦流對(duì)比。方案1和方案2結(jié)果表明:在相同進(jìn)氣口的徑向傾角時(shí)，均勻進(jìn)氣方式組織的缸內(nèi)渦流水平明顯高于非均勻進(jìn)氣方式；采用非均勻進(jìn)氣方式配合進(jìn)氣口的徑向傾角可有效組織缸內(nèi)斜軸滾流。針對(duì)非均勻進(jìn)氣方式的平頂活塞和凹坑活塞，其缸內(nèi)渦流變化趨勢(shì)一致，方案3的渦流比小于方案2.由于凹坑活塞頂面的凹坑結(jié)構(gòu)使得進(jìn)氣口提前打開(kāi)，方案3中缸內(nèi)渦流的組織較方案2提前。同時(shí)，由于活塞凹坑的設(shè)計(jì)加劇了進(jìn)氣口周向流動(dòng)的不均勻性，滾流動(dòng)量增強(qiáng)而渦流動(dòng)量減弱，影響缸內(nèi)渦流的組織，所以在掃氣過(guò)程和壓縮過(guò)程中方案3的渦流比均低于方案2.在外止點(diǎn)過(guò)后，隨著掃氣過(guò)程的結(jié)束，缸內(nèi)氣流渦旋運(yùn)動(dòng)速度降低；同時(shí)，隨著對(duì)置活塞的壓縮，缸內(nèi)大尺度渦流被壓縮破碎，渦流比降低。

對(duì)比分析方案2和方案3的不同對(duì)置活塞頂面結(jié)構(gòu)在壓縮內(nèi)止點(diǎn)附近缸內(nèi)擠流運(yùn)動(dòng)情況，如圖8所示。針對(duì)平頂活塞方案，定義缸內(nèi)氣流的徑向速度為擠流運(yùn)動(dòng)速度；針對(duì)凹坑活塞方案，定義缸內(nèi)氣流導(dǎo)入凹坑的方向?yàn)閿D流方向，即X軸方向。在標(biāo)定轉(zhuǎn)速下，方案2的平頂活塞在內(nèi)止點(diǎn)附近對(duì)缸內(nèi)徑向擠流作用極小，即氣流徑向運(yùn)動(dòng)速度趨于0；而方案3的凹坑活塞在內(nèi)止點(diǎn)附近對(duì)缸內(nèi)擠流作用較大，氣流徑向運(yùn)動(dòng)速度相對(duì)于內(nèi)止點(diǎn)對(duì)稱出現(xiàn)。

圖8 不同方案的缸內(nèi)擠流對(duì)比Fig.8 Comparison of in-cylinder squishes

圖9為在點(diǎn)火時(shí)刻（340°CA）通過(guò)噴油器中心線縱截面的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)情況。通過(guò)活塞凹坑的設(shè)計(jì)產(chǎn)生擠流，并在對(duì)置活塞凹坑內(nèi)產(chǎn)生滾流。這種“滾流加擠流”的氣流運(yùn)動(dòng)有利于增強(qiáng)點(diǎn)火時(shí)刻的缸內(nèi)湍動(dòng)能，促進(jìn)火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖9 點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)流速Fig.9 In-cylinder flow velocity at ignition

圖10為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下不同方案的缸內(nèi)湍動(dòng)能對(duì)比。方案1和方案2結(jié)果表明:在掃氣過(guò)程初期，非均勻進(jìn)氣方式由于缸內(nèi)滾流的不斷產(chǎn)生和發(fā)展，其湍動(dòng)能水平較高，在190°CA左右達(dá)到峰值。在壓縮過(guò)程中，非均勻進(jìn)氣方式組織的缸內(nèi)滾流由于壓縮不斷破碎成湍流，但同時(shí)由于渦流的衰減和后期滾流的不斷產(chǎn)生，缸內(nèi)湍動(dòng)能水平下降較慢，甚至在340°CA時(shí)出現(xiàn)較小的峰值；均勻進(jìn)氣方式對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)氣流由于滾流分量極小而渦流比較大，渦流在壓縮作用不斷衰減導(dǎo)致缸內(nèi)湍動(dòng)能水平也隨壓縮過(guò)程的進(jìn)行不斷衰減。在壓縮內(nèi)止點(diǎn)前，非均勻進(jìn)氣方式對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)湍動(dòng)能水平高于均勻進(jìn)氣方式。采用非均勻進(jìn)氣結(jié)合進(jìn)氣口的徑向傾角可組織缸內(nèi)斜軸滾流，在壓縮過(guò)程中滾流成分不斷破碎形成湍流，因此在內(nèi)止點(diǎn)前缸內(nèi)湍動(dòng)能出現(xiàn)峰值。

圖10 不同方案的缸內(nèi)湍動(dòng)能對(duì)比Fig.10 Comparison of in-cylinder TKEs of Schemes 1，2 and 3

方案2和方案3結(jié)果表明:針對(duì)非均勻進(jìn)氣方式的平頂活塞和凹坑活塞，缸內(nèi)湍動(dòng)能在隨著掃氣過(guò)程的進(jìn)行不斷增強(qiáng)；在壓縮過(guò)程中由于渦流的不斷剪切耗散，缸內(nèi)平均湍動(dòng)能水平下降；而在壓縮內(nèi)止點(diǎn)附近，由于壓縮擠流的影響，湍動(dòng)能增加。在掃氣初始的缸內(nèi)湍動(dòng)能變化趨勢(shì)一致，且方案3的湍動(dòng)能較方案2大。隨著掃氣過(guò)程的進(jìn)行，缸內(nèi)湍動(dòng)能不斷增強(qiáng)。在外止點(diǎn)過(guò)后，由于方案3對(duì)缸內(nèi)滾流和渦流的持續(xù)組織，其湍動(dòng)能變化較?。欢桨?中滾流比較低，其湍動(dòng)能下降明顯。方案3由于能夠組織相對(duì)穩(wěn)定的缸內(nèi)滾流和渦流，其壓縮過(guò)程在缸內(nèi)具有較高的湍動(dòng)能水平，并在壓縮內(nèi)止點(diǎn)附近由于擠流組織，其缸內(nèi)湍動(dòng)能增加，且相比方案2增加顯著。分析表明，持續(xù)的缸內(nèi)滾流和渦流可實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)較高的湍動(dòng)能持續(xù)，且有效的擠流組織能夠進(jìn)一步增強(qiáng)缸內(nèi)湍動(dòng)能水平。

4 缸內(nèi)流動(dòng)對(duì)工作過(guò)程影響

4.1 掃氣過(guò)程分析

圖11為標(biāo)定轉(zhuǎn)速下不同方案對(duì)掃氣效率和給氣比的影響。均勻進(jìn)氣方式在掃氣過(guò)程中可以組織較強(qiáng)的渦流，有利于直流掃氣過(guò)程的進(jìn)行，同時(shí)其缸內(nèi)滾流水平極低可有效避免新鮮空氣與廢氣的摻混，掃氣效率較高。非均勻進(jìn)氣方式在掃氣過(guò)程中所組織的渦流較低，同時(shí)由于非均勻進(jìn)氣在缸內(nèi)滾流的組織，容易導(dǎo)致新鮮空氣與廢氣摻混，掃氣效率較低。此外，由于均勻進(jìn)氣的掃氣流動(dòng)阻力較小，流量較大，方案1的給氣比大于方案2和方案3.

圖11 不同方案的換氣品質(zhì)對(duì)比Fig.11 Comparison of scavenging processes of Schemes 1，2 and 3

掃氣過(guò)程受掃氣正時(shí)影響的同時(shí)，缸內(nèi)流動(dòng)對(duì)掃氣過(guò)程同樣存在重要的影響。對(duì)比3種掃氣方案，方案3由于采用凹坑活塞結(jié)構(gòu)比方案2的掃氣過(guò)程提前且掃氣持續(xù)期較長(zhǎng)。方案2由于采用平頂活塞結(jié)構(gòu)對(duì)缸內(nèi)渦流的影響較小，缸內(nèi)滾流比較低，因此掃氣效率較高。方案3的凹坑活塞結(jié)構(gòu)可增強(qiáng)缸內(nèi)的非均勻進(jìn)氣，影響缸內(nèi)渦流的組織，渦流比較低、滾流比較高，因此掃氣效率較低。由于缸內(nèi)流動(dòng)形式組織的不同，方案3相對(duì)于方案2的掃氣效率較低，而給氣比接近。方案3在掃氣中期的缸內(nèi)滾流比較大，不利于掃氣流動(dòng)，其給氣比較低；而掃氣后期二者給氣比趨于一致。

4.2 混合氣形成分析

缸內(nèi)直噴式汽油機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)直接影響混合氣的形成與分布［13］。渦流的特點(diǎn)是持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)，在缸內(nèi)的徑向發(fā)散少，對(duì)保持混合氣的相對(duì)集中和分層有利，需要結(jié)合擠流來(lái)促進(jìn)燃油的蒸發(fā)，常用在噴霧引導(dǎo)的燃燒系統(tǒng)中。滾流為軸向運(yùn)動(dòng)的氣流，便于油束的軸向引導(dǎo)，而且容易轉(zhuǎn)變?yōu)樾∫?guī)模的湍流來(lái)促進(jìn)油氣混合，其近壁流速較高也有利于壁面油膜的蒸發(fā)。擠流只有當(dāng)活塞運(yùn)動(dòng)到上止點(diǎn)附近才比較顯著，可以加強(qiáng)渦流和滾流的強(qiáng)度，需要結(jié)合其他的流動(dòng)形式共同對(duì)混合氣的形成和燃燒發(fā)揮作用。

OP2S汽油機(jī)在標(biāo)定工況下要求點(diǎn)火時(shí)刻（340°CA）在缸內(nèi)形成均勻混合氣，在火花塞附近的一定區(qū)域內(nèi)形成較濃的混合氣。圖12為從噴油時(shí)刻至內(nèi)止點(diǎn)時(shí)刻燃油噴射量與燃油蒸發(fā)量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。在點(diǎn)火時(shí)刻，曲軸轉(zhuǎn)角為340°CA，方案3的燃油蒸發(fā)量達(dá)到噴射量的96%，較方案2提高了10%.

圖12 燃油蒸發(fā)量對(duì)比Fig.12 Comparison of fuel evaporations of Schemes 2 and 3

混合氣均勻度的定義為

式中:ψi為該步長(zhǎng)下每個(gè)網(wǎng)格的當(dāng)量空燃比；為該步長(zhǎng)下缸內(nèi)平均當(dāng)量空燃比；Vi為單個(gè)網(wǎng)格的體積；為整個(gè)氣缸的實(shí)時(shí)體積［10］。

圖13為缸內(nèi)混合氣的均勻度。相比方案2，方案3的混合氣均勻度提高了8%.通過(guò)凹坑活塞對(duì)滾流進(jìn)行組織，改善了缸內(nèi)氣體流動(dòng)，有利于燃油的破碎、蒸發(fā)和霧化，加強(qiáng)噴霧初期在缸內(nèi)燃油和空氣的宏觀混合，并且在壓縮后期較高的湍動(dòng)能有利于燃油和空氣微觀混合。

圖14為點(diǎn)火時(shí)刻（340°CA）缸內(nèi)燃空當(dāng)量比的分布。方案3的火花塞附近混合氣較濃且缸內(nèi)總體分布均勻；方案2的混合氣當(dāng)量比分布不均勻且火花塞遠(yuǎn)端混合氣較濃，不利于穩(wěn)定點(diǎn)火。

圖13 缸內(nèi)混合氣均勻度Fig.13 Comparison of mixture uniformities of Schemes 2 and 3

圖14 點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣分布Fig.14 Distribution of mixture concentration at ignition

4.3 燃燒過(guò)程分析

在掃氣過(guò)程和混合氣形成研究的基礎(chǔ)上，分析OP2S汽油機(jī)在標(biāo)定工況下的燃燒過(guò)程。在仿真計(jì)算中，點(diǎn)火模型采用Spherical model，燃燒模型采用Extended Coherent flame model。在標(biāo)定工況下，放熱率和缸內(nèi)壓力曲線如圖15所示。方案3在點(diǎn)火時(shí)刻（340°CA）具有較高的湍動(dòng)能和火花附近較濃的混合氣分布，文獻(xiàn)［10］表明:當(dāng)燃空當(dāng)量比為1.1～1.2時(shí)，滯燃期最短，層流燃燒速率最快。因此，方案3的燃燒過(guò)程較快，其放熱速率明顯高于方案2，快速燃燒使得缸內(nèi)壓力峰值增大16.1%且提前6°CA.方案3在不改變進(jìn)排氣口尺寸和位置時(shí)，其活塞頂?shù)陌伎咏Y(jié)構(gòu)相比平頂活塞會(huì)使得換氣持續(xù)延長(zhǎng)，有效工作容積減小，壓縮比和膨脹比均降低。因此，通過(guò)改善缸內(nèi)流動(dòng)組織和混合形成實(shí)現(xiàn)理想的燃燒過(guò)程組織的同時(shí)，應(yīng)該進(jìn)一步通過(guò)對(duì)進(jìn)排氣口尺寸和位置的設(shè)計(jì)保證合理的掃氣正時(shí)和持續(xù)以及壓縮比和膨脹比，從而實(shí)現(xiàn)在改善燃燒過(guò)程組織的同時(shí)不降低有效工作容積和整機(jī)性能。

圖15 放熱率和缸內(nèi)壓力Fig.15 Rate of heat release and in-cylinder pressure

5 結(jié)論

1）方案1采用均勻進(jìn)氣方式可組織較強(qiáng)的缸內(nèi)渦流，有利于掃氣效率的提高；方案2和方案3采用非均勻進(jìn)氣方式在組織缸內(nèi)渦流的同時(shí)可組織滾流，容易出現(xiàn)廢氣摻混，但滾流的組織有利于提高壓縮過(guò)程缸內(nèi)的湍動(dòng)能水平。

2）方案3通過(guò)非均勻進(jìn)氣方式和對(duì)置活塞頂面導(dǎo)流凹坑結(jié)構(gòu)，可實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)合理的流動(dòng)組織和平均湍動(dòng)能變化；相比方案2，其高湍動(dòng)能持續(xù)過(guò)程較長(zhǎng)，在點(diǎn)火時(shí)刻提高了1.5倍。

3）方案3對(duì)滾流的組織有利于混合氣的形成，在點(diǎn)火時(shí)刻燃油蒸發(fā)量較方案2提高了10%；相比方案2，其火花塞周圍燃空當(dāng)量比較濃，可滿足OP2S缸內(nèi)直噴汽油機(jī)采用均勻混合氣燃燒模式。

4）方案3相比方案2，缸內(nèi)混合氣分布更均勻合理，湍動(dòng)能更高，有利于火核的形成和發(fā)展，缸內(nèi)壓力和放熱率均得到提高。

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In-cylinder Tumble Organization and Utilization of an Opposed-piston Two-stroke Gasoline Engine

MA Fu-kang1，2，ZHAO Chang-lu1，ZHAO Zhen-feng1，WANG Hao1
（1.School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Technology，Beijing 100081，China；2.School of Mechanical and Power Engineering，North University of China，Taiyuan 030051，Shanxi，China）

The processes of intake，mixture formation and combustion of opposed-piston two-stroke（OP2S）gasoline direct injection engine are simulated by AVL-Fire code.The effects of three scavenging system configurations，viz.，flat piston-uniform scavenging chamber，flat piston-non-uniform scavenging chamber and pit piston non-uniform scavenging chamber，on the in-cylinder fluid flow and scavenging process are comparatively analyzed.Test verification is also carried out.The effects of flat piston-non-uniform scavenging chamber and pit piston-non-uniform scavenging chamber on the mixture formation and combustion process are comparatively analyzed.Results show that the uniform scavenging chamber can organize swirl and increase scavenging efficiency，and the non-uniform scavenging chamber can organize tumble and increase turbulent kinetic energy.Pit top surface of piston with non-uniform scavenging chamber is favorable to organize tumble and maintain the in-cylinder turbulence intensity.It helps to form the combustible mixture around spark plug at ignition.Compared with flat piston-non-uniform scavenging chamber，the turbulent kinetic energy of pit piston-non-uniform scavenging chamber is increased by 150 percent and its fuel evaporation is increased by 10 percent at ignition，which is favorable to form moreuniform mixture and accelerate combustion process.

power machinery eugineering；opposed-piston；two-stroke；in-cylinder flow；tumble；mixing

TK412

A

1000-1093（2015）09-1601-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.09.001

2015-01-26

國(guó)家部委科研基金項(xiàng)目（B2220110005）

馬富康（1979—），男，博士研究生。E-mail:mfknuc@126.com；趙長(zhǎng)祿（1963—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail:clzhao@bit.edu.cn