进排气结构参数对微型自由活塞发动机扫气过程影响的数值模拟研究

2021-10-19孙思楠

内燃机工程 2021年5期

柏金，孙思楠，王谦

(江苏大学能源与动力工程学院，镇江 212000)

0 概述

随着微机电系统的不断发展，微型发动机成为核心装置，其中自由活塞发动机[1-2]是20世纪30年代提出的一种新型动力装置，取消了曲柄连杆机构[3]，结构简单，零件数目少，质量轻，适合压燃，且具有污染物排放少、热效率高的优势，结合直线发电机可使得整个发动机结构紧凑且能量密度高，前景可观。均质压燃(homogeneous charge compression ignition, HCCI)燃烧方式具有无需点火装置、气体混合均匀、多点同时着火等优点，微型HCCI[4]自由活塞发动机既解决了燃烧不充分的问题，同时结构简单，能量转化效率高[5]，输出功率较好。

扫气过程是影响微自由活塞发动机的工作效率最主要的环节[6]，进入并存留于气缸内的甲烷与二氧化碳的占比决定了微自由活塞发动机的扫气效果。在常规的二冲程发动机中，由于缺少传动机构，自由活塞发动机无法直接对外输出机械功，通常情况下，自由活塞发动机对外输出功的形式有磁电式和液压式两种。磁电式自由活塞发动机将活塞的运动的机械能以切割磁感线的方式转化为电能输出；液压式自由活塞发动机将活塞的运动的机械能通过液压泵的作用在液压储能装置内储存起来，再对外输出功。由于采用液压储能装置增加了微发动机结构的复杂性，对微尺度加工技术提出了巨大的挑战，因此目前对于微型自由活塞发动机的能量输出形式的设计构想主要以磁电式为主。

自由活塞发动机根据其活塞布置的不同，主要分为单活塞式、双活塞式和对置活塞式3种形式。对微型自由活塞发动机的研究大部分均针对燃烧过程的特性展开分析，容易忽视发动机在扫气过程中很可能带来的扫气不充分、爆震、运行颠簸等问题，故本文中将重点从进排气结构的布置开展研究。由于二冲程发动机扫气过程的特殊性，发动机的功效主要取决于扫气是否完全。扫气[7]过程的核心是气体流动动力学问题，要求在有效的气口条件下使废气尽可能地排挤出气缸。扫气效果较好的情况是在最短的时间内在排气口附近快速排气，且在换气结束后燃烧室内迅速充入最大的新鲜气体量。

针对进排气结构设计，国内外学者也开展了很多工作。文献[8]中基于等效曲轴法某一小型(行程为86 mm，缸径为43 mm)的自由活塞发动机回流扫气过程进行了数值模拟，研究了扫气口的位置及扫气道的仰角对扫气效率及捕获率的影响。文献[9]中针对某一自由活塞发动机回流扫气过程，研究了扫气道的圆周角的设计对回流扫气缸内气体流动及扫气效率的影响，认为过大的进气道圆周角会造成扫气短路现象，从而出现扫气死区。文献[10]中基于Benson/Bradham模型的评价目标函数进行了正交试验分析，讨论了各参数的意义，得出最佳因素组合，详细比较了优化前后的比扫气指标(输送比、捕集效率、扫气效率等)和常规性能指标及气缸内气体组成分布截面图。文献[11]中针对回流式自由活塞发动机进排气结构进行设计与模拟，分析了扫气道仰角和圆周角对扫气品质的影响，结果表明小的扫气道仰角有利于扫气流冲上气缸顶部，但排挤废气的效果变差。文献[12]中对某一对置式二冲程柴油机直流扫气过程进行仿真与优化，分析了扫气口面积对扫气效果的影响，得出扫气口面积增大时扫气流易与废气掺混，不利于扫气品质的提升。文献[13]中建立了排气系统参数优化函数，包括进气道高度、排气道高度、进气道周长比、排气道周长比和对置活塞运动相位差，考虑了入口高度对有效压缩比和有效膨胀比的影响，并以指示平均有效压力(indicated mean effective pressure, IMEP)作为优化目标，而不是以扫气效率为优化目标。结果表明，IMEP可以作为单流净化系统的优化目标，排气口高度是影响发动机捕集比、扫气效率和指示热效率的主要因素，同时也是影响对置式二冲程-缸内直喷式发动机(opposed piston two strokes-gasoline direct injection engine)换气过程的最重要因素。

目前，国内相关研究大多针对常规尺寸的自由活塞发动机，而对微型自由活塞发动机进行研究的文献较少。常规尺寸的双缸对置式自由活塞发动机采用液体燃料，需要设计复杂的高压喷油控制装置[14-15]，起动困难，降低了发动机运行可靠性且不利于环保，同时在以往的单缸微型自由活塞压燃过程中常见的点火方式不再适用，需利用高温燃气推动活塞做功[16]。

由文献调研可知，针对扫气过程的结构研究主要从排气道高度、排气道面积等角度拟定方案，故针对微型自由活塞发动机也可以类比相应的模拟方案，考虑到双气缸往复循环工作过程首先要解决扫气效率问题，本文中研究的主要影响因素有扫气方式、扫气过程的燃烧方式、活塞压燃速度、扫气结构等，重点从单气缸单次压燃开展换气研究工程，为后续双气缸往复换气过程研究提供理论依据。

1 模型建立与试验验证

1.1 物理模型

图1是进排气结构参数示意图。采用GAMBIT软件与FLUENT软件建立微燃烧室的多维动网格模型，并选取合适的边界条件，将化学反应动力学耦合到自由活塞的运动过程中，详细分析每个单元格的温度场、压力场及自由活塞的运动规律，综合定性定量分析研究数据。表1是模型建立初始参数表。针对进排气口间距大小L、进气道倾角α、排气道倾角β、进气道直径Din、排气道直径Dout开展数值模拟研究。本文中微型燃烧室的行程、缸径分别为20 mm、3 mm，且固定了排气口距燃烧室底部的距离为10 mm，此时分别研究各影响因素对扫气过程的分析更为准确。

图1 进排气结构参数示意图

表1 模型建立初始参数

考虑进排气道间距L时，进气道、排气道孔径分别设置为0.6 mm、0.8 mm，最初设置L的最小值为 0.5 mm。考虑到进排气倾角过大或过小时计算网格模型易发散，布置进气道、排气道倾角以15°为基点并不断增大，研究其对扫气过程的影响。微型燃烧室的孔径为 1.5 mm，相比于常规尺寸的发动机缸径有明显差别，所以在研究进气道、排气道孔径时，孔径尺寸不宜超过 1.5 mm，将进气道初始压力设置为0.5 MPa，相比纯压缩工况下，在压燃过程中需要更大的压力使活塞平稳运行，综合考虑下将进气道孔径设为0.4 mm～0.8 mm，排气道孔径设为0.5 mm～0.9 mm。

为定量比较扫气过程的最优方案，将扫气效率记为c2[10]，活塞返回至初始面时的CO2质量分数为M1，打开排气口临界位移点的峰值CO2质量分数为M2，活塞返回至进气口即将打开的临界位移点的CO2质量分数为M3，活塞压燃后产生的峰值CO2与排气口打开而进气口即将打开前的CO2的质量分数差值为M2-M3，活塞压燃后产生的峰值CO2与活塞返回至初始端面的位置时残留在微型燃烧室的CO2的质量分数差值为M2-M1，则：

(1)

若进气口再次打开后充入燃烧室内的CH4质量分数占比大，在排气口持续打开时间段内CO2质量分数较小，则此方案下的扫气效率相对较优。由于单次压缩情况下不易考虑活塞发动机的扫气工况，所以当排气口打开而进气口未打开前，存留在燃烧室内的CO2质量分数较小，且考虑在进气口重新打开后与活塞返回至初始位置时存留在燃烧室内的CO2占比较小，两者结合后可以定量地认为扫气效果最好。扫气过程的研究往往需要多次压缩冲程，本研究可为双气缸往复循环运动的扫气过程研究做理论铺垫。

1.2 数学模型

上述物理模型中忽略传热因素。流体流动要遵循守恒定律，包括质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律；另外本研究还涉及化学组分之间的相互作用，因此还要遵循组分守恒定律。守恒定律通过控制方程进行数学描述。质量守恒方程、能量守恒方程和组分守恒方程分别见式(2)～式(5)。

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：ρ为流体密度；t为时间；ui为xi方向绝对速率；xi为笛卡尔坐标(i=1，2，3)；sm为质量产生源；uj为流体在yj方向的绝对速率；yj为笛卡尔坐标(j=1,2,3);τij为应力张量i、j方向的受力；si为动量产生源相；e为单位质量流体所具内能；qi为xi方向的能量通量；Sh为能量产生源；Ys为组分的质量分数；Fs,j为扩散流量；Rs为组分的质量产生或分解速率。

表2为求解器参数设置。在前期的研究工作中，文献[16]中开展了可视化试验研究，利用耦合动态网格技术和化学反应动力学建立了多维计算模型，结合FLUENT19.2与CHEMKIN计算活塞运动与微型燃烧室内的流动与传热。

表2 求解器参数设置

1.3 模型与试验验证

图2为微型自由活塞发动机的试验台架示意图。设置相同的试验与模拟初始条件：微燃烧室长度为 20 mm，直径为3 mm，混合均质气体为甲烷与空气，初始温度为300 K，初始压力为0.1 MPa，当量比为0.5，自由活塞初速度为16 m/s以实现可靠着火燃烧。

图2 微型自由活塞发动机试验示意图

展开试验研究，单次循环燃烧室内部的燃烧过程图像如图3所示，图中l为自由活塞距燃烧室底部的距离，t0为压燃着火时刻。

图4与图5为试验与模拟关于活塞速度和微燃烧室内压力的对比。从图4可看出，速度的模拟与试验结果吻合较好，二者相差在2%范围内。由图5可知，压力的试验与模拟计算相差在5%范围内。微型自由活塞发动机的核心部件为微燃烧室，尺寸仅几毫米，加工精度要求较高，且没有相关的设计准则，参考单次压燃可视化试验台架的试验结果，加上一组进气道和排气道，故认为该模型同样适用可视化台架试验结果，证明该模型正确。

图3 试验中燃烧室内不同阶段自由活塞距燃烧室底部不同距离的燃烧过程拍摄图像

图4 活塞压燃的试验与模拟结果对比图

图5 压力的试验与模拟结果对比图

2 数值模拟结果对比与分析

2.1 进排气口间距大小L对扫气过程的影响

图6为进排气间距结构参数示意图。

图6 进排气口间距结构参数示意图

如图6所示,以进气道直径为0.6 mm，排气道直径为0.8 mm，进气道、排气道都垂直于燃烧室轴线为例，由于进气道孔径及进气口、排气口倾角会影响单次压燃的扫气效果，故而本小节暂时不考虑其余因素。微尺度下进气口、排气口不宜设置过大，若进气口、排气口直径过大，则燃烧室内压力过大，温度过高，很容易出现爆震现象，不利于扫气过程的研究分析。在计算的过程中，固定排气道的位置，只改变进气道的相对位置，对进排气口间距分别为 0.5 mm、1.0 mm、1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm、3.5 mm、4.0 mm进行了数值模拟计算。

图7和图8分别为在不同进排气口间距条件下，微燃烧室内压力和温度随时间的变化曲线图。

图7 不同进排气口间距条件下压力变化图

图8 不同进排气口间距条件下温度变化图

可以看出随着进排气口间距不断增大，燃烧室内的压力和温度也不断升高。在进排气口间距为 4.0 mm 时，峰值压力约为120 MPa，峰值温度约为 1 800 K。活塞发动机在扫气过程中有热量损失且单次冲击燃烧速度极快，在整个压燃过程中应保证运行工况尽量平稳同时燃烧室内温度不宜过高。活塞由初始位置向燃烧室底部运行，在0—0.38 ms时间段中，进气门、排气门都为打开状态，甲烷与氧气的混合气体开始进入燃烧室中；在0.32—0.90 ms的时间段中，随着活塞的运行，混合气体不断被压缩；在0.90—1.35 ms 的时间段中，混合气体被压燃，甲烷质量分数急剧减少，随着气体的燃烧做功，活塞被反向推回，但进气门、排气门都处于关闭状态；在1.35—1.49 ms的时间段里，排气门开始打开；而在 1.49 ms 后，进气门、排气门都处于开启状态。在初次进气过程中，进气口离排气口的位置越近，进入燃烧室内的新鲜气体越多，从混合气体着火膨胀到进气口重新打开之前，甲烷的质量分数没有发生太大的变化；当进气口重新打开时，由于新鲜气体的流入，甲烷质量分数快速增大，特别是进排气口间距为1 mm时，重新进入新鲜预混气体的含量快速升高，有明显变化。

图9为CO2的质量分数变化曲线图。

图9 不同进排气口间距下CO2质量分数变化图

从图9中可以看出，随着混合气压燃的发生，CO2质量分数极剧增加。活塞在反向运行的过程中，当进气口、排气口都打开时由于废气流入排气道，新鲜气体流入燃烧室，CO2的质量分数不断下降，当进排气口间距为 1.0 mm 时燃烧室中残余的CO2最少。

图10为扫气效率随进排气口间距变化的曲线图。随着进排气口间距的不断增加，c2呈先升高后下降的趋势。

图10 不同进排气口间距下扫气效率曲线

进排气口间距为0.5 mm、1.0 mm、1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm、3.5 mm、4.0 mm时的甲烷质量分数云图见图11。

图11 活塞返回初始位置时甲烷质量分数云图

从图11中可以看出，在活塞返回至初始位置时残留在燃烧室底部的甲烷较少。对比几种方案可知，进排气口间距越小，排气口附近的甲烷质量分数越高。这是因为在单缸快速冲击燃烧过程中，活塞压燃速度较快，有部分甲烷没有得到充分燃烧而被排挤到排气口附近，同时由于进气口再次打开时压力较大，带动部分甲烷向两边扩散，也能说明换气效率提高，新鲜充量不断涌入。通过效率定义可知，在进气口即将打开前，存留在燃烧室中的CO2占比越小或进气口打开后至活塞返回初始端面的CO2占比越大则说明在单次压缩冲程中进排气的扫气效果较好。当进排气口之间的距离在1.0 mm左右时，c2最小，此时微燃烧室中CH4质量占比最大，CO2占比最小，可以定性定量地认为在其他条件相同时，进排气口间距为1.0 mm时扫气效果最好。

2.2 进气道、排气道倾角对扫气过程的影响

2.2.1 进气道倾角α对扫气过程的影响

其他参数保持不变，研究进气道、排气道倾角大小对单缸单次压燃扫气效果的影响，网格模型及参数示意图如图12所示。在计算的过程中，先固定了排气道的倾角β为90°，改变进气道倾角α的大小，分别取30°、45°、60°、75°。

图13和图14分别为α=30°时CH4和CO2的质量分数云图。图15和图16分别为不同α下CH4和CO2的质量分数变化图。

图13 进气道倾角α=30°时CH4质量分数云图

图14 进气道倾角α=30°时CO2质量分数云图

图15 不同进气道倾角α下CH4质量分数变化图(L=1.0 mm，β=90°)

图16 不同进气道倾角α 下CO2质量分数变化图(L=1.0 mm，β=90°)

可以看出，进气道有一定倾角时，气体流向微燃烧室顶部，与活塞压缩行程的方向相同。分析可知，进气道倾角大，燃烧反应时刻滞后，同时当再次进气时充入的预混气体也减少。进气道倾角越小，在压缩过程中CH4的质量分数越大，可以说明进气道一定的倾角有利于新鲜气体流入微燃烧室中。由于进气口、排气口相距较近，再次进气时新鲜气体在高压废气的推动下直接流向排气口，当进气道为30°时活塞返回初始位置时微燃烧室中CH4质量分数最高。在 1.45 ms 时刻进气口再次打开，残留在燃烧室内的CO2含量最低，此时充入的新鲜气体更多，侧面说明在扫气过程中进气道倾角为30°时扫气效果最好。随进气道倾角α不断增加，燃烧室内的压力增加，燃烧反应时刻提前。在α为75°时，峰值压力达到最大值，约为140 MPa。在0.92 ms时刻左右，燃烧室内活塞压缩着火做功，在1.38 ms—1.45 ms时刻左右开始排气，进气口再次打开后充入预混气体。分析可知，进气道倾角增大，燃烧反应时刻滞后，同时当再次进气时充入的预混气体减少。获得结合图13及图14进气道倾角为30°时的CH4与CO2质量分布云图可以定性分析得出，在进气道倾角为30°时扫气效果较好。

2.2.2 排气道倾角β对扫气过程的影响

为了研究排气道倾角β对扫气效果的影响，在进气道倾角为30°时，排气道倾角分别选为30°、45°、60°、75°进行了模拟分析，网格模型及参数示意图如图17所示。

图17 不同排气道倾角结构参数示意图

图18、图19分别为排气道倾角为60°时CH4、CO2质量分数的分布图。从图中可以看出，在进气道倾角不变时，当活塞返回进气口再次打开重新进气后，排气道倾角为75°时残留在燃烧室内的CO2较多。在1.45 ms时燃烧室内开始排气，由于整个燃烧室内压力较高，排气速度较快，排气口倾角较小时高温废气无法在燃烧室底部形成回流涡旋，从而扫气效果较差。

图18 排气道倾角β=60°时CH4质量分数云图

图19 排气道倾角β=60°时CO2质量分数云图

图20为不同排气道倾角下的扫气效率折线图。通过效率定量分析可知，随着排气道倾角增大，在进气口重新打开之前，残留在微燃烧室内的CO2质量分数占比先小幅增大后下降继而再增大，说明在排气道倾角增大时，进气道未打开之前排气道倾角为60°时扫气效果较好，进气口再次打开时的新鲜气体量更多，同时CO2质量分数下降比例最大。

图20 不同排气道倾角β扫气效率曲线图

2.3 进、排气道孔径大小对扫气过程的影响

在之前的研究中，确定了最佳进气道倾角、排气道倾角及间距参数，因此进气道倾角取30°，排气道倾角取60°，进排气口间距取1.0 mm，网格模型及结构参数示意图如图21所示。

图21 不同进排气道孔径结构参数示意图

在发动机的设计过程中，排气口相位在前，进气口相位在后，且排气道孔径需大于进气道孔径以利于发动机扫气。针对进气道孔径为0.4 mm、0.5 mm、0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm，排气道孔径为0.5 mm、0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm开展数值模拟研究。图22截取了3种最优方案活塞返回初始位置时的CH4与CO2质量分布云图。从图中可以直观看出，当进气道孔径为0.5 mm而排气道孔径为 0.6 mm 时，活塞初始位置处的燃烧室底部甲烷含量较高。当进气道孔径为0.4 mm时，残留在燃烧室底部的CH4含量相对较多；而当进气道孔径为0.5 mm时，一次冲压结束后的CH4含量几乎为0，这是因为在压燃过程中燃烧较充分，换气效果较好。同时当进气口再次打开后返回至活塞初始端面处的甲烷也较少，这说明在单次压燃过程中进气道孔径对扫气过程有明显影响。残留在燃烧室的CO2含量随进气道孔径的增大先减少后增多，当进气道孔径为0.6 mm而排气道孔径为0.7 mm时，燃烧室底部残留的CO2较多，在排气口打开之前整个燃烧室分布较均匀，进气口的新鲜气体量较少。

图22 3种最优方案活塞返回时的CH4和CO2质量分布云图

在确定进气道孔径为0.5 mm条件下，选择排气道孔径分别为0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm进行对比。从图23压力对比图分析可知，随着进气道、排气道孔径不断增大，充入燃烧室内的新鲜气体量也增多，接触面积增大使进气与排气过程中的压力相对减小，也能使整个运行工况更加平稳。考虑到在整个扫气过程中CH4与CO2占比是判断扫气过程好坏的关键，对比了不同进气道孔径下的扫气效率如图24所示。从图中可以定量计算分析出在进气道孔径Din为0.5 mm时c2最小，此时扫气效果最佳。综上，在截取的这3种方案下，进气道孔径为0.5 mm、排气道孔径为0.6 mm时扫气效果最好。

图23 不同排气道孔径下压力对比图(Din=0.5 mm)

图24 不同进气道孔径下的扫气效率曲线图

图25为不同排气道孔径下CO2质量分数对比图。从图25中可以看出，在1.39 ms左右进气口打开，燃烧室内开始进入新鲜气体量，结合CO2质量分数对比图可以看出在排气道孔径为0.6 mm时整个燃烧室内的高温废气几乎排出，即在这种方案下扫气效果最优。可以发现，进气道孔径和排气道孔径相差越小，则扫气效果越好。

图25 不同排气道孔径下CO2质量分数(Din=0.5 mm)

随着进气道孔径、排气道孔径差距不断增大，扫气效率不断降低，且在进气道孔径为0.4～0.6 mm时，扫气效率变化幅度较大。这是因为随着进气道孔径、排气道孔径的增加，进入微燃烧室内的均质混合气也增多，燃烧更加充分，燃烧室内压强变大，温度明显上升。由于进排气道伴随一定倾角，使得压缩过程中燃烧室内形成气旋涡流，推动活塞压缩气体，使着火时刻提前。因此，改变进排气道孔径也有助于提高进排气结构扫气效率。在参考常规发动机的设计尺寸下，将微燃烧室直径设为3 mm，而且在设计时理论上排气道孔径要略大于进气道孔径，所以排气道孔径必须控制在1.5 mm以内，考虑到微尺度下要尽可能保证发动机平稳运行，减少热量损失，不宜将进气道、排气道孔径设置过大。综合以上数据，在目前的研究方案中，得到进排气结构最佳设计尺寸为：进气道倾角30°，排气道倾角60°，进排气口间距1.0 mm，进气道孔径0.5 mm，排气道孔径0.6 mm。