自由活塞直線發(fā)電機(jī)換氣品質(zhì)影響因素研究*

傅煜　王哲　臧鵬飛　孫晨樂

（同濟(jì)大學(xué)新能源汽車工程中心，上海　201804）

自由活塞直線發(fā)電機(jī)換氣品質(zhì)影響因素研究*

傅煜王哲臧鵬飛孫晨樂

（同濟(jì)大學(xué)新能源汽車工程中心，上海201804）

基于自由活塞直線發(fā)電機(jī)系統(tǒng)搭建零維Matlab/Simulink模型和三維AVL Fire模型相耦合的仿真體系，并驗證其精確性。基于該仿真體系分析了自由活塞發(fā)動機(jī)的運(yùn)動特性和換氣過程，并研究氣口高度和氣道角度對換氣品質(zhì)的影響規(guī)律。結(jié)果表明，大掃排氣口高度、65°主掃氣道傾角和50°副掃氣道仰角有利于提高掃氣效率；小掃排氣口高度、小主掃氣道傾角和大副掃氣道仰角有利于提高缸內(nèi)湍動能。

主題詞：自由活塞直線發(fā)電機(jī)換氣品質(zhì)氣口高度氣道角度

1　前言

自由活塞直線發(fā)電機(jī)（FPLG）作為一種新型的發(fā)電裝置，由起動發(fā)電一體化的直線電機(jī)和取消了曲柄連桿機(jī)構(gòu)的自由活塞發(fā)動機(jī)（FPE）耦合而成。該系統(tǒng)具有壓縮比可變、燃料適應(yīng)性強(qiáng)、摩擦損耗低等優(yōu)勢，受到國內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)的廣泛關(guān)注［1～4］。研究人員在研究過程中發(fā)現(xiàn)，良好、高效的換氣系統(tǒng)是保證FPLG穩(wěn)定著火的基礎(chǔ)，更是保證系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的前提。然而該系統(tǒng)的FPE由傳統(tǒng)二沖程汽油機(jī)（TSE）改造而來，其回流掃氣式和氣口式的換氣系統(tǒng)存在換氣過程時間短、新鮮充量氣口倒灌和短路損失等缺點(diǎn)，使換氣品質(zhì)降低，影響FPE動力性和經(jīng)濟(jì)性，進(jìn)一步影響系統(tǒng)穩(wěn)定性。

本文基于FPLG的運(yùn)行特點(diǎn)，建立零維Matlab/Simu-link模型和三維AVL FIRE模型相耦合的仿真體系，研究氣口高度和氣道角度對FPLG換氣品質(zhì)的影響。

2　仿真體系建立

2.1FPLG系統(tǒng)簡介

FPLG采用雙活塞對置的形式，直線電機(jī)位于兩個水平對置的FPE中間，電機(jī)動子和發(fā)動機(jī)活塞連桿機(jī)構(gòu)固定連接，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1　FPLG系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

系統(tǒng)起動時，直線電機(jī)處于電動模式，其動子帶動活塞連桿組件以一定頻率直線往復(fù)運(yùn)動，當(dāng)活塞運(yùn)動的頻率及行程滿足著火條件時，發(fā)動機(jī)噴油與點(diǎn)火；當(dāng)發(fā)動機(jī)穩(wěn)定燃燒后，直線電機(jī)切換為發(fā)電模式，此時活塞連桿組件帶動電機(jī)動子直線往復(fù)運(yùn)動，使直線電機(jī)持續(xù)發(fā)電，實現(xiàn)化學(xué)能-機(jī)械能-電能的依次轉(zhuǎn)化。

為深入研究FPLG，設(shè)計開發(fā)了試驗樣機(jī)［5］，其中FPE由傳統(tǒng)TSE去除曲柄連桿機(jī)構(gòu)并重新設(shè)計掃氣箱改造而來，同時改進(jìn)了供油方式和點(diǎn)火系統(tǒng)。根據(jù)FPE的結(jié)構(gòu)與性能及FPLG的起動與發(fā)電要求，設(shè)計研發(fā)永磁三相直線ISG電機(jī)，將其與兩邊的FPE相耦合［6］。臺架試驗的主要設(shè)備及傳感器參數(shù)如表1所列。

表1　試驗用主要設(shè)備和傳感器參數(shù)

2.2零維Matlab/Simulink模型

基于Matlab/Simulink平臺搭建FPLG系統(tǒng)的仿真模型，以獲得系統(tǒng)的運(yùn)動特性，為后續(xù)的AVL FIRE三維仿真模型提供初始條件和邊界條件。

為驗證Simulink仿真模型的準(zhǔn)確性，在直線電機(jī)起動力為300 N、起動力換向位置為極限位置前4.5 mm、循環(huán)噴油量為1.68 mg、直線電機(jī)電磁負(fù)載331N、點(diǎn)火位置為極限位置前3 mm的工況下，將仿真結(jié)果與樣機(jī)試驗結(jié)果進(jìn)行對比，起動階段的活塞位移曲線對比如圖2所示?？梢?，在系統(tǒng)起動過程中，仿真曲線和實測曲線總體趨勢基本一致，誤差小于6.0%。因此，Simulink仿真模型具有一定的精確性。

圖2　起動階段活塞位移曲線對比

2.3三維AVL FIRE模型

基于發(fā)動機(jī)實機(jī)在Catia中建立換氣系統(tǒng)幾何模型，包括燃燒室、排氣道、掃氣箱?？紤]到掃氣箱內(nèi)氣體流動不作為研究重點(diǎn)，因此將不規(guī)則的掃氣箱簡化為等體積圓柱體［7］。鑒于整個幾何模型為對稱模型，為了減少計算量，取模型的一半進(jìn)行分析。

將幾何模型導(dǎo)入Hypermesh軟件進(jìn)行二維網(wǎng)格化以獲得高質(zhì)量面網(wǎng)格。在仿真軟件AVL FIRE中導(dǎo)入面網(wǎng)格以生成靜網(wǎng)格和動網(wǎng)格。動網(wǎng)格包括燃燒室和部分掃氣箱，分別模擬系統(tǒng)運(yùn)行時燃燒室和掃氣箱的容積變化。動網(wǎng)格和靜網(wǎng)格之間的接觸部分是實際流體聯(lián)通區(qū)域，由FIRE軟件中的Arbitrary Connect功能實現(xiàn)［8］。最終生成的三維模型由26萬個六面體網(wǎng)格組成。

三維仿真邊界條件如表2所列。部分初始條件如湍動能和耗散率等通過經(jīng)驗公式計算或取經(jīng)驗值來初步確定［9］。壓力、溫度和密度等初始條件則根據(jù)零維仿真和試驗初步確定，并在三維模型中進(jìn)行循環(huán)迭代計算，直到初始條件的誤差不超過5%。所確定的關(guān)鍵初始條件如表3所列。

表2　關(guān)鍵邊界參數(shù)

表3　關(guān)鍵初始條件

缸內(nèi)流動的仿真結(jié)果在目前的試驗條件下難以直接驗證，因此采用整個循環(huán)的缸壓結(jié)果來間接評價CFD模型的可靠性。將三維CFD計算所得的缸壓曲線與零維仿真和試驗結(jié)果進(jìn)行對比，如圖3所示?？梢姡?條缸壓曲線總體變化趨勢相近，其峰值誤差小于5.4%，因此三維CFD仿真具有一定可靠性。

3　自由活塞發(fā)動機(jī)換氣過程分析

該系統(tǒng)的發(fā)動機(jī)采用回流掃氣方式，掃氣口布置形式為兩個對稱的主掃氣口和兩個對稱的副掃氣口。主副掃氣口各自在縱橫方向上有一定傾斜角（圖4），新鮮充量能沿氣缸壁和活塞頂流動，形成回流并將廢氣擠出。

圖3　三維CFD仿真缸壓驗證結(jié)果

圖4　主副掃氣道角度示意

在驗證三維CFD仿真可靠性的基礎(chǔ)上，獲得系統(tǒng)在換氣過程中掃排氣口的質(zhì)量流量以及缸內(nèi)廢氣系數(shù)和廢氣質(zhì)量，分別如圖5和圖6所示。在圖5中正值代表氣流流入氣缸，負(fù)值代表相反方向（下文同）。

圖5　掃排氣口質(zhì)量流量示意

圖6　缸內(nèi)廢氣質(zhì)量和殘余廢氣系數(shù)示意

從排氣口率先開啟到掃氣口開啟為換氣過程的自由排氣階段（94°-126°），此時氣缸內(nèi)充斥著高溫高壓廢氣，與排氣道形成較高的壓力差，促使缸內(nèi)廢氣迅速流出。由于缸壓迅速下降至排氣道壓力，在自由排氣階段后期缸內(nèi)廢氣不再排出，甚至出現(xiàn)排氣口倒灌的現(xiàn)象。此階段共排出47.2%的廢氣。

從掃氣口開啟到掃氣口關(guān)閉為強(qiáng)制掃氣階段（126°-219°），掃氣箱內(nèi)的壓縮氣體與缸內(nèi)廢氣再次形成壓力差，促使新鮮充量流入氣缸。由于主掃氣道的氣口面積較大，提供的橫向掃氣氣流較為強(qiáng)勁，并與副掃氣道涌出的縱向掃氣氣流協(xié)同作用于氣缸，在掃氣口開啟后的20°內(nèi)迅速將廢氣擠壓至排氣口排出。在強(qiáng)制掃氣階段的中后期再次出現(xiàn)掃氣口和排氣口倒灌的現(xiàn)象。此階段共排出41.6%的廢氣。

從掃氣口關(guān)閉到排氣口關(guān)閉為過后排氣階段（219°-249°），缸內(nèi)壓力和溫度與排氣道趨于一致，氣體流動較前兩個階段放緩，共排出3.9%的廢氣。

由于取消了曲柄連桿機(jī)構(gòu)，F(xiàn)PE與TSE的活塞位移曲線呈現(xiàn)不同的特征，如圖7所示，其中Y軸零點(diǎn)處表示氣缸壁上沿位置?？梢?，F(xiàn)PE的上止點(diǎn)和壓縮比比TSE的高，且在上止點(diǎn)附近的活塞瞬時加速度大，造成活塞在上止點(diǎn)附近停留時間較短。另外，F(xiàn)PE的排氣口開啟相位角較晚，而關(guān)閉相位角較早，使得在相同轉(zhuǎn)速下?lián)Q氣時間相對較少。

圖7　TSE和FPE活塞位移曲線

為對換氣品質(zhì)進(jìn)行量化評價設(shè)立3個性能指標(biāo)：掃氣效率、捕獲率和換氣終了時的缸內(nèi)湍動能。掃氣效率表明了缸內(nèi)廢氣被新鮮充量清掃干凈的程度，與峰值缸壓和發(fā)動機(jī)功率成正比；捕獲率表明新鮮充量從排氣口直接逃逸的情況，用于輔助評價換氣品質(zhì)；湍動能則是表征氣流運(yùn)動劇烈程度的重要參數(shù)，較大的湍動能有利于提高燃燒時的火焰?zhèn)鞑ニ俣龋s短燃燒持續(xù)期，提高放熱率，提升發(fā)動機(jī)性能［10］。定義掃氣效率和捕獲率公式為：

式中，ηs為掃氣效率；φt為捕獲率；m1為換氣結(jié)束后缸內(nèi)新鮮充量質(zhì)量；m0為換氣結(jié)束后缸內(nèi)氣體總質(zhì)量；m2為換氣過程中通過掃氣口的新鮮充量質(zhì)量。

將傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)在上述FPE的工況（轉(zhuǎn)速1 800 r/min、壓縮比11）下進(jìn)行仿真計算并對比換氣品質(zhì)，結(jié)果如表4所列。可見，TSE的掃氣效率略高于FPE，而兩者的捕獲率基本持平，這可能是由兩者活塞位移曲線的不同造成的，TSE在換氣階段的曲軸轉(zhuǎn)角范圍較大，在同轉(zhuǎn)速下掃氣更充分；FPE在換氣結(jié)束后的缸內(nèi)湍動能較大，這可能是由其活塞平均速度較高，使缸內(nèi)空氣運(yùn)動較為劇烈所致。

表4　兩種發(fā)動機(jī)換氣品質(zhì)對比

4　氣口高度對換氣品質(zhì)的影響

4.1排氣口高度的影響

排氣口的高度對FPE的換氣過程和燃燒過程具有重要影響，不僅影響掃氣相位角和換氣過程時長，還影響氣口式發(fā)動機(jī)的有效行程和壓縮比。為探究排氣口高度對換氣過程的影響，設(shè)定16 mm、18 mm、20 mm（原排氣口高度）、22 mm、24mm 5種高度。經(jīng)迭代計算，5種三維模型在換氣開始時的部分初始參數(shù)如表5所列?？梢?，換氣過程開始時的缸壓和缸溫隨著排氣口高度的減小而降低。這是因為排氣口高度的降低使排氣口延遲開啟，使做功行程中缸壓和缸溫下降更多。

表5　不同排氣口高度下的初始條件

圖8為排氣口高度對換氣品質(zhì)的影響?？梢?，隨著排氣口高度的增大，掃氣效率逐漸上升，捕獲率逐漸下降。這是因為延遲開啟的排氣口延長了換氣時間，使掃氣更加充分，但也使更多的新鮮充量流出氣缸，造成捕獲率降低。而排氣口高度越小，其換氣結(jié)束后的缸內(nèi)湍動能越大，有利于燃燒過程的快速進(jìn)行。圖9為3種排氣口高度下通過排氣口的質(zhì)量流量趨勢圖?？梢姡趶?qiáng)制排氣階段（126°-219°）排氣道質(zhì)量流量變化趨勢基本相同，而在自由排氣階段和過后排氣階段，排氣口高度越大，排出氣體越多。另外，在自由排氣階段后期出現(xiàn)了排氣口倒灌現(xiàn)象，其倒灌量隨著排氣口高度的增大即自由排氣時間的延長而增多。

圖8　排氣口高度對換氣品質(zhì)的影響

圖9　排氣口高度對排氣口質(zhì)量流量的影響

4.2掃氣口高度的影響

掃氣口高度決定了掃氣口面積，直接影響掃氣氣流在掃氣道內(nèi)的流通能力。由于副掃氣道的流量較小，故本次仿真對副掃氣口不作改動。對主掃氣口設(shè)定9 mm、10 mm、11 mm（原氣口高度）、12 mm、13mm 5種高度，用以探究掃氣口高度對換氣過程的影響。計算結(jié)果如圖10和圖11所示?？梢姡S著主掃氣口高度增大，掃氣開啟時刻提前，質(zhì)量流量和掃氣量增大，使得掃氣充分，進(jìn)而掃氣效率逐步提高。換氣結(jié)束后的缸內(nèi)湍動能則隨著氣口高度的增大而遞減；而捕獲率則呈現(xiàn)波動的趨勢，影響規(guī)律不明顯。

圖10　主掃氣口高度對換氣品質(zhì)的影響

5　掃氣道角度對換氣品質(zhì)的影響

掃氣道布置角度是換氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的重要參數(shù)，決定換氣過程中缸內(nèi)空氣的運(yùn)動方式。主掃氣道傾角主要形成缸內(nèi)渦流，副掃氣道仰角則可形成缸內(nèi)滾流，兩者共同作用以組織缸內(nèi)氣流運(yùn)動并影響換氣品質(zhì)。

圖11　主掃氣口高度對主掃氣口質(zhì)量流量的影響

5.1主掃氣道傾角的影響

為探究不同主掃氣道傾角的影響規(guī)律，分別建立主掃氣道傾角為45°、50°、55°、60°、65°、70°和75°時的三維模型，在FIRE中進(jìn)行仿真計算。圖12為主掃氣道傾角對換氣品質(zhì)的影響。可見，掃氣效率隨著主掃氣道傾角的增大呈先上升后下降的趨勢，并在65°傾角時掃氣效率達(dá)到最大值；而捕獲率和湍動能則隨著傾角的增大而逐步下降。傾角越小，缸內(nèi)湍動能越大，越有利于提高燃燒速度和加快火焰?zhèn)鞑?。圖13為不同主掃氣道傾角下通過主掃氣口的氣體質(zhì)量流量曲線。隨著傾角增大，質(zhì)量流量就越大，通過掃氣口的新鮮充量也越多。這是因為在氣口面積不變的情況下，氣體的流通能力與傾角成正比。

圖12　主掃氣道傾角對換氣過程的影響

圖13　主掃氣道傾角對主掃氣口質(zhì)量流量的影響

圖14為不同主掃氣道傾角的三維模型截面1在不同曲軸轉(zhuǎn)角時的廢氣分布云圖和流場跡線圖。由圖14可知，活塞下行剛開啟掃氣口時大量新鮮充量進(jìn)入氣缸，在缸內(nèi)形成大尺度滾流。隨著掃氣口的逐漸開啟，滾流分裂為兩個小滾流，右側(cè)小滾流隨著活塞面下沉并破碎消失，左側(cè)小滾流則上升并在下止點(diǎn)時重新形成占據(jù)整個氣缸的大尺度滾流。從該過程可以看出，傾角越小，左側(cè)滾流形成得越快，右側(cè)滾流消失得也越快。自下止點(diǎn)起，由于掃氣箱和缸內(nèi)壓力已持平，掃氣氣流消失甚至出現(xiàn)倒灌現(xiàn)象，由左側(cè)滾流發(fā)展而來的大尺度滾流將始終占據(jù)整個氣缸，并隨著活塞上行直到上止點(diǎn)。其中可見50°傾角的滾流中心上升的比較快?？v觀整個換氣過程可知，主掃氣道傾角越小，缸內(nèi)氣體流動越劇烈，說明湍流速度越大，與圖12中湍動能的變化趨勢相符。

圖14　不同主掃氣道的廢氣分布云圖和流場跡線圖

缸內(nèi)廢氣分布情況基本與氣流流向相對應(yīng)。由于換氣過程前期掃氣氣流沖入氣缸造成氣流紊亂，缸內(nèi)廢氣分布很不均勻，然而在換氣過程中后期，大尺度滾流的存在使得缸內(nèi)廢氣分布趨于一致。

5.2副掃氣道仰角的影響

為探究副掃氣道仰角對換氣過程的影響規(guī)律，分別建立仰角為35°、40°、45°、50°和55°的三維模型，仿真結(jié)果如圖15所示?？梢?，隨著副掃氣道仰角的增大，掃氣效率先增大再減小，并在50°時具有最大值；捕獲率呈先增大再減小的趨勢，并在40°處出現(xiàn)最大值；而換氣結(jié)束后的缸內(nèi)湍動能則隨著仰角的增大而逐漸增大。圖16為不同副掃氣道仰角下，新鮮充量通過副掃氣口的質(zhì)量流量變化，可見仰角越大，副掃氣道的氣體流通能力越好，掃氣氣體和倒灌氣體的質(zhì)量流量都隨之越大。

圖15　副掃氣道仰角對換氣品質(zhì)的影響

圖16　副掃氣道仰角對副掃氣口質(zhì)量流量的影響

圖17為不同傾角的三維模型的截面2在不同曲軸轉(zhuǎn)角時的廢氣分布云圖和流場跡線圖。掃氣口剛打開時，缸內(nèi)未形成有效大尺度滾流。此時從較大角度的副掃氣道出來的氣流流向更靠近氣缸中心，能更快速的排擠缸內(nèi)廢氣。這股掃氣氣流流至缸頂后在右側(cè)形成了小型滾流。而在缸頂左側(cè)出現(xiàn)的小型滾流則主要是由主掃氣道涌出的氣流經(jīng)左側(cè)缸壁流至頂端形成。隨著活塞下行，氣缸右上角形成了較大滾流，其中心逐漸向左轉(zhuǎn)移，并在下止點(diǎn)時形成占據(jù)整個氣缸的大尺度滾流。在此期間，較大仰角模型中的滾流受掃氣氣流的影響，形成稍慢。然而在下止點(diǎn)之后這些大滾流趨于一致，并無太大差別。

圖17　不同副掃氣道的廢氣分布云圖和流場跡線圖

6　結(jié)束語

a.由于活塞運(yùn)動特性的不同，在相同轉(zhuǎn)速和壓縮比下，相比于傳統(tǒng)二沖程發(fā)動機(jī)，自由活塞發(fā)動機(jī)的掃氣效率略低，而缸內(nèi)湍動能較強(qiáng)。

b.隨著排氣口高度的增加，掃氣效率上升，捕獲率和湍動能則下降；隨著主掃氣口高度的增加，掃氣效率上升，捕獲率波動，而湍動能下降。

c.隨著主掃氣道傾角的增大，掃氣效率先上升后下降，捕獲率和湍動能則下降；隨著副掃氣道仰角的增大，掃氣效率和捕獲率先上升后下降，而湍動能逐漸上升。

d.大掃排氣口高度、65°主掃氣道傾角和50°副掃氣道仰角有利于提升峰值缸壓和功率；小掃排氣口高度、小主掃氣道傾角和大副掃氣道仰角有利于缸內(nèi)空氣運(yùn)動程度的加劇和燃燒過程的加速。

1Rinderknecht F，Kock F.A High Efficient Energy Converter for a Hybrid Vehicle Concept.26th Electric Vehicle Symposium，Los Angeles，2012.

2Kosaka H，Akita T，Moriya K，et al.Development of free piston engine linear generator system part 1-investigation of fundamental characteristics.SAE Technical Papers of SAE 2014 World Congress and Exhibition，Detroit，2014-01-1203.

3李慶峰.自由活塞式內(nèi)燃發(fā)電機(jī)的研究：［學(xué)位論文］.上海：上海交通大學(xué)，2011.

4欒延龍.直線發(fā)動機(jī)設(shè)計開發(fā)及起動優(yōu)化試驗研究：［學(xué)位論文］.上海：同濟(jì)大學(xué)，2013.

5尹兆雷.自由活塞直線發(fā)電機(jī)系統(tǒng)起動性能及控制策略研究：［學(xué)位論文］.上海：同濟(jì)大學(xué)，2015.

6孫晨樂，王哲，鄧俊，等.直線式增程器用直線ISG電機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計與優(yōu)化.汽車工程，2014（9）：1132～1139.

7姜一通.自由活塞內(nèi)燃發(fā)電系統(tǒng)換氣過程研究：［學(xué)位論文］.北京：北京理工大學(xué)，2015.

8毛金龍.自由活塞直線發(fā)電機(jī)工作過程數(shù)值仿真試驗研究：［學(xué)位論文］.北京：北京理工大學(xué)，2011.

9黃霞.自由活塞內(nèi)燃發(fā)電機(jī)仿真：［學(xué)位論文］.上海：上海交通大學(xué)，2013.

10孫晶晶.汽油機(jī)進(jìn)氣及燃燒過程的多維數(shù)值模擬研究：［學(xué)位論文］.北京：北京交通大學(xué)，2008.

（責(zé)任編輯晨曦）

修改稿收到日期為2016年6月1日。

Research on Factors Affecting the Scavenging Quality of Free Piston Linear Generator

Fu Yu，Wang Zhe，Zang Pengfei，Sun Chenle
（Clean Energy Vehicle Engineering Center，Tongji University，Shanghai 201804）

Simulation architecture coupled with zero-dimensional model Matlab/Simulink and three-dimensional model AVL Fire was built based on free piston linear generator（FPLG）and its accuracy passed experimental test.The dynamic characteristics and the scavenging process of FPLG were analyzed based on this simulation architecture and the effect of key structure parameters of the scavenging system including port height and port angle on scavenging quality was studied as well.The results show that，large height of scavenging and exhaust ports，tangential inclination of main scavenging port at 65°and axial inclination of sub scavenging port at 50°can increase scavenging efficiency；small height of scavenging and exhaust ports，small tangential inclination of main scavenging port and large axial inclination of sub scavenging port can enhance the turbulent kinetic energy in cylinder.

Free piston linear generator,Scavenging quality,Port height,Port angle

U464.2

A

1000-3703（2016）09-0047-06

上海市科委項目（14DZ1202802）。