二冲程增压直喷汽油机（BUSDIG）的优化设计及性能分析

工程5（2019）535研究发动机和燃料-评论一种高效二冲程发动机概念：增压单流扫气直喷汽油机（BUSDIG）与空气混合动力操作王欣燕，赵华英国伦敦布鲁内尔大学先进动力系统和燃料中心，Uxbridge UB8 3PH，英国阿提奇莱因福奥文章历史记录：2018年7月22日收到2019年1月2日修订2019年3月18日接受在线发售2019年保留字：二冲程发动机单向流扫气发动机设计发动机仿真扫气性能热效率A B S T R A C T提出并设计了一种新型二冲程增压直流扫气直喷汽油机（BUSDIG），以实现发动机的小型化和低转速化，从而提高发动机的性能和效率。在本文中，设计和开发的BUSDIG发动机的概述讨论和总结的关键发现，突出的建议二冲程BUSDIG发动机的发展进展为了最大限度地提高二冲程BUSDIG发动机的扫气性能并为燃油/空气混合过程提供足够的缸内流动，采用三维计算流体动力学（CFD）模拟方法对发动机缸径/冲程比、进气道角度和进气室设计进行了优化。研究了进气道和排气门开度对控制扫气过程的影响。为了实现缸内燃油的最佳分层，采用修正后的Reitz-Diwakar破碎模型对不同喷射策略下的混合气形成过程进行了CFD模拟研究。在对BUSDIG发动机进行优化设计的基础上，利用RicardoWAVE软件对发动机进行了一维数值模拟。结果表明，在稀薄燃烧和喷水条件下，二冲程BUSDIG发动机的最大制动热效率可达47.2%。BUSDIG发动机在化学计量工况下，在1600和4000 r·min-1时分别获得了379 N·m和112 kW·L-1的峰值制动扭矩和峰值制动功率密度。©2019 The Bottoms.Elsevier LTD代表中国工程院出版，高等教育出版社有限公司。这是一篇CC BY-NC-ND许可下的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。1. 介绍发动机小型化和降速技术已被广泛采用，以通过减小发动机尺寸/重量、降低传热损失和摩擦损失以及扩大高效率区域来提高汽车发动机的效率，该高效率区域覆盖实际驾驶循环中的更多发动机工作点。然而，在四冲程发动机中直接应用小型化和低速化会导致严重的异常燃烧，例如爆震燃烧[1]以及低速提前点火[2]。相比之下，由于加倍的点火频率，二冲程发动机[3，4]的峰值缸内压力可以在相同的扭矩输出下降低，这有效地最大限度地降低了在四冲程对应物中观察到的异常燃烧的风险。有效控制自动点火（CAI）燃烧[5*通讯作者。电子邮件地址：www.example.comxinyan.wang @ brunel.ac.uk（X. Wang）。火花辅助CAI燃烧[9，10]由于较大的气门重叠，可以通过在二冲程发动机中捕获热的燃烧气体而容易地实现。此外，紧凑型二冲程发动机提供了更高的功率重量比，这进一步提高了发动机的燃油经济性。针对二冲程发动机的这些优点，设计了一种新型增压直流扫气直喷汽油机（BUSDIG），以提高发动机的动力性和经济性。从2015年开始，伦敦布鲁内尔大学详细研究了二冲程BUSDIG发动机的关键部件和参数（包括发动机缸径/冲程（B/S）比[11]、进气道角度[12-本文总结了高效率二冲程BUSDIG发动机的研究方法和主要成果，以突出其发展的进展https://doi.org/10.1016/j.eng.2019.03.0082095-8099/©2019 THE COMEORS.由爱思唯尔有限公司代表中国工程院和高等教育出版社有限公司出版。这是一个在CC BY-NC-ND许可证下的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程杂志主页：www.elsevier.com/locate/eng536X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535在第2中详细讨论了拟议的二冲程BUSDIG发动机的概念，在第3节中提供了本研究中应用的方法。第4节总结了使用计算流体动力学（CFD）模拟对二冲程BUSDIG发动机关键部件和参数的影响进行的详细研究，而第5节使用一维（1D）发动机模拟探索了BUSDIG发动机在效率和动力性能方面的潜力2. 二冲程BUSDIG发动机图1显示了二冲程BUSDIG发动机的设计示意图。为了最大化二冲程发动机的扫气性能和最小化充电短路现象，采用了直流扫气法[19如图所示，进气歧管端口位于气缸套的底部，活塞顶部的运动直接控制歧管端口的打开和关闭。围绕进气道的进气增压室被设计为将进气道与进气增压系统连接。一个五屋顶气缸盖的设计与两个排气阀的右手边和一个空气传输阀的空气混合操作的左边。可变气门致动（VVA）系统可应用于排气门以辅助控制扫气过程。空气混合动力概念[24]可以通过空气传输阀应用，以将制动能量转换为高压压缩空气，然后可以用于重新启动发动机或补偿增压系统。在空气混合动力操作期间，排气阀被停用，而空气输送阀在上止点（TDC）之前打开，以便将压缩空气收集到高压罐中并制动发动机。除了气缸盖上的排气阀和空气输送阀外，发动机还具有一个中央安装的直喷式喷油器和一个火花塞。通过在气门和排气门关闭后应用直接喷射（DI），设计了一个浅碗活塞，以在火花塞周围形成最佳的分层燃油/空气充量。其他质量标准总结见表1。所采用的直流扫气方式，将VVA系统连接到排气门。因此，可以灵活地调节排气门的气门升程和正时。图1. BUSDIG发动机的设计示意图表1二冲程BUSDIG发动机的规格。属性规格排量0.5 L压缩比14：1气缸盖两个排气阀一个空气转换阀一个中心安装的喷油器一个火花塞活塞碗活塞气缸套上的用于避免或最小化空气短路现象，并保持用于三元催化剂的化学计量混合物。即使对于存在空气短路现象的工况，三元催化剂也可以在大多数排气过程中以可接受的效率发挥作用，因为空气短路通常仅发生在扫气结束时[25]。此外，通过低温燃烧模式（如CAI或火花辅助CAI燃烧）应用稀释或稀薄燃烧，可以在二冲程操作中实现高效和低排放燃烧[26，27]。在最坏的情况下，二冲程发动机仍然可以配备经过良好评估的后处理装置，以解决排放问题[25]。3. 方法3.1. 3D CFD模拟在STAR-CD软件中进行三维（3D）CFD模拟[28]。在模拟中应用了焓守恒方程[30]用于计算流体混合物的传热，而Angelberger壁面函数[31] 用于计算壁面传热。对于燃料喷射建模，液滴尺寸用Rosin-Rammler方程[32]初始化采用O'Rourke模型[28]考虑液滴碰撞采用移动网格技术，通过任意滑动界面（ASI）控制进气道区域与气缸区域之间随活塞运动的连通性，以及排气门区域与气缸区域之间随排气门运动的连通性.根据网格敏感性研究[12]，移动网格的平均网格尺寸为1.6 mm。对 于 没 有 燃 料 喷 射 的 模 拟 ， 时 间 步 长 固 定 在 0.1 曲 柄 角 度（°CA），并且对于具有燃料喷射的情况，时间步长减小到0.05°CA压力隐式算子分裂（PISO）算法[35]用于求解Navier-Stokes1D发动机模拟（详见下一节）用于为CFD模拟提供真实的初始和边界3.2. 一维发动机模拟为了评估二冲程BUSDIG发动机在效率和动力性能方面的潜力，基于优化设计，在Ricardo WAVE软件中对双缸1L BUSDIG发动机进行了 图 2X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535537·×图2. 在Ricardo WAVE中建立BUSDIG发动机的1D发动机仿真模型IMEP：平均有效压力; BMEP：制动平均有效压力; PP：峰值压力; Veff：电压有效值; Orif：孔口; IM：进气歧管; IJ：取水口IP：进气口; EP：排气口; EJ：排气接头EM：排气歧管; Cyl：圆柱体。显示了BUSDIG发动机的一维仿真模型的示意图。在一维发动机模型中，进气歧管和排气门的流量系数根据从三维CFD模拟获得的相应质量流率利用CFD模拟结果对扫气曲线进行了标定，直接喷射定时固定在TDC之前的90 °CA。采用火花点火（SI）Wiebe放热模型，计算BUSDIG发动机的燃烧过程。SI Wiebe函数已被广泛用于描述SI发动机的燃料燃烧速率，它允许独立输入函数形状参数和燃烧持续期。未考虑流动和燃料分层对放热过程的影响。对燃烧相位（50%燃烧质量时的曲轴转角）和燃烧持续时间（燃烧质量的10%-90%）进行扫描，以确定BUSDIG发动机在每个工作点的最佳燃烧性能。为了考虑爆震燃烧，使用爆震子模型[36]预测标准化为爆震事件发生时剩余燃料分数的爆震强度，并将每个操作点的爆震强度控制在0.1以下。缸内峰值压力（PP）和峰值压力上升率（PPRR）分别控制在1.6 ~ 104kPa和10 0 0kPa°CA-1。为了预测BUSDIG发动机的摩擦损失，Chen应用Flynn摩擦模型[37]，并使用实验摩擦数据[38]进行校准。发动机模型中包括一个采用“无映射”方法[39，40]的涡轮增压器系统4. BUSDIG发动机扫气过程对于二冲程发动机是必不可少的，因为其在进气和排气过程之间的重叠相对较长，这可能导致短路现象[41]。与传统的环流和横流扫气方法相比，单向流扫气已被证明具有优越的扫气性能，如光学测量[42，43]和数值模拟[19的本节讨论了BUSDIG发动机的几个关键设计参数对扫气过程、缸内气流运动和随后的燃油/空气混合过程的影响，这些参数包括发动机B/S比、进气道角度、进气增压室、进气道和排气门的开度分布以及直喷策略扫气性能优化的主要目标是在一定增压压力下获得较高的充气效率和扫气效率。CE可以通过将输送比（DR）和捕集效率（TE）相乘来计算，并且直接确定了多少进气新鲜充量可以保留在气缸中以用于随后的燃烧过程。因此，增加DR或TE都会增加CE。更高的CE对于高速高负载运行条件尤其重要，这需要更多的新鲜电荷来满足负载要求。同时，SE确定相对于总保留充量有多少热残余气体将保留在气缸中。考虑到热残余气体对爆震燃烧的潜在影响，期望更高的SE以最小化爆震趋势。强烈的缸内气流运动可以增强直接喷射燃料和缸内混合物的混合过程[44]，这对于具有延迟喷射定时的二冲程发动机是重要的。然而，考虑到由于气流运动[45]而增加的传热损失，最好采用中等涡流和滚流比，以平衡它们对增强BUSDIG发动机的燃油/空气混合和传热损失的影响。4.1. 缸径行程比对于固定的发动机排量，B/S比影响发动机性能和总体尺寸。小的B/S比往往会导致更高的发动机效率，而较大的B/S比会产生更高的功率密度[46]。关于废气排放，增加缝隙体积和较大B/S比的设计产生较高的一氧化碳（CO）和碳氢化合物（HC）排放[47，48]，但较低的氮氧化物（NOx）排放[47]。最重要的是，发动机的性能更受B/S比为二冲程发动机比四冲程计数器，538X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535·部分原因是B/S比对二冲程发动机扫气过程的直接影响[49因此，为了了解B/S比设计对扫气过程的影响，设计了不同的孔径和冲程值，B/S比范围为0.66至1.3，如表2[11]所示。连接杆固定在180mm处所有的设计。图3显示了本节所述的所采用的发动机设计的示意图。首先，采用在气缸两侧具有两组进气道的简化发动机设计来研究B/S比的影响。对于所有的B/S比设计，每个反射端口的宽度保持恒定在20 °。相邻端口之间的间隔每组固定在10°，而两组均为70°。轴向倾角（AIA）和旋流方向角（SOA）分别固定为90 °和20°。参考文献[11]中提供了更多关于不同B/S比下排气口角度对扫气过程影响的信息。将排气口高度固定在14 mm，将排气口打开定时设定为122CA。进气增压压力固定为200 kPa，发动机转速为2000 r min-1。排气门持续时间（ED）和排气门开启正时（EVO）分别固定在126和117 °CA。计算扫气后的涡流比（SR）、滚流比（TR）和交叉滚流比（CTR）[53]，以量化不同B/S比的BUSDIG发动机中的气流运动;结果如图所示。第四章总的来说，在BUSDIG发动机缸内流动的特点是强涡流，但很弱的滚流和交叉滚流。B/S比的增加略微降低了SR，但对TR和CTR的影响较小SR的降低可归因于较大的孔设计以及由于具有较大B/S比设计的增强的充气短路过程而传递到缸内充气的较少动量[11]。四个扫气参数-即DR、TE、SE和CE[12]-用于表征发动机扫气性能;相应的结果如图5所示。随着B/S比的增加，发动机的特点是孔径更大，更短的行程，导致短路现象显著增强，这是由于表2B/S比例的设计。号孔径（mm）行程（mm）B/S比1751130.662801000.80386861.00494721.30图三. B/S比研究的发动机设计示意图。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[11]，©2018。图第四章在280°CA下具有不同B/S比的SR、TR和CTR复制自Ref。[11]经机械工程师学会许可，©2018。图五. B/S比率对DR、TE、SE和CE的影响。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[11]，©2018。进排气口和排气阀[11]。结果，如图5所示，由于较低的清除阻力和较强的短路现象，DR显示出随B/S比增加的趋势。然而，B/S比对SE和CE的影响较小。结果，TE随着B/S比逐渐总体而言，较高的B/S比倾向于增加DR，这反过来又导致SE略高最大的B/S比1.3产生了最高的CE但最低的TE。考虑到发动机的CE和TE性能相对较好，以及随后的燃油/空气混合过程的缸内流动适中，最终选择B/S比为0.8，内径为80 mm，行程为100 mm作为优化设计，并应用于后续的研究。4.2. 扫气口角度与发动机B/S比一样，进气道设计直接影响二冲程发动机的扫气过程。单流扫气二冲程发动机的特征在于气缸套底部的倾斜进气道形成的强涡流运动[43，54，55];此外，SOAX. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535539见图6。 端口角度的定义。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。和AIA对缸内流动和扫气性能的影响最大[22，23，56]。因此，AIA和SOA的研究，以优化缸内流动，最大限度地提高扫气性能的BUSDIG发动机。（AIA和SOA的定义如图所示。 6.）在这一部分的研究中，最佳的B/S比为0.8其他设置，包括进气道和排气道的开启正时、发动机转速和进气增压压力，均与第4.1所述相同。AIA在60 °和90 °之间变化以研究其对清除过程的影响，而SOA固定在20°。如图7所示，无论AIA如何，缸内涡流运动都非常强。在最大AIA（90°）时实现最大SR。相比之下，在中等AIA（68°-75°）时实现了最大TR和CTR。图8显示了AIA对清除性能的影响。由于有效清除面积的增加，DR随AIA呈增加趋势。此外，较大的AIA倾向于使电荷短路最小化，从而改善CE。然而，研究发现，AIA对SE和TE的影响很小。由于不同AIA的气流运动相当，因此更高的扫气性能是优选的，以实现发动机性能的总体改善因此，选择90°的AIA作为BUSDIG发动机的最佳值通过改变SOA的角度（0 ~ 31.5°），研究了SOA对缸内流动和扫气性能的影响。 AIA固定在90°的最佳值。见图7。具有不同AIA的SR、TR和CTR，SD = 116 °CA，ED = 126 °CA，EVO = 117 °CA。复制自Ref。[13]经机械工程师学会许可©2018年。SOA的增加显著增强了缸内涡流运动，这是由于倾斜的进气道对绕涡流轴的进气流的有效引导。SOA和SR之间几乎呈线性相关见图8。 具有不同AIA的DR、TE、SE和CE。SD = 116 °CA，ED = 126 °CA，EVO =117CA。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。图9. 280 °时的SR、TR和CTR ，不同SOA，SD = 116 °CA，ED = 126 °CA，EVO =117 °CA。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。540X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535如图9所示。同时，TR和CTR也随着SOA的增加而略有增加的趋势。不同SOA的扫气性能如图10所示。随着SOA的增大，各通道的有效清除面积减小，DR逐渐减小，当SOA为20°时，CE达到最大。较小的SOA导致气缸中心进气射流的强烈碰撞，并导致更强的短路[13]，从而产生较低的CE。相比之下，更大的SOA导致DR降低，并且由于更强的涡流运动而导致气缸壁附近的早期短路[13];这反过来降低了CE和SE[13]。TE随SOA呈轻微增加趋势，因为DR比CE降低更显著。总体而言，20°的SOA被认为是最佳的，并被应用于随后的研究，因为它提供了最高的CE以及中等的缸内流动运动。图10.具有不同SOA的DR、TE、SE和CE，SD = 116 °CA，ED = 126 °CA，EVO =117 °CA。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。4.3. 进气增压室BUSDIG发动机的进气增压室设计用于容纳进气道，并将其连接到进气增压系统，以提供足够的进气。单流式发动机进气增压室的设计已被证明对缸内气流运动和扫气性能都有影响【22，23，57结果发现，进气增压室的应用可能产生不相同和偏斜的扫气流[23]，较大的进气增压室容积可为扫气过程提供恒定压力[57]。因此，通过3DCFD 模拟[16]研究了进气增压室的几个关键设计参数，以便在BUSDIG发动机中实现足够的缸内流动和更好的扫气性能 在本研究中，应用了12个均匀分布的双端口，每个双端口的宽度设置为20 °，相邻双端口之间的间隔设置为10°。两个端口的AIA和SOA分别固定在90°和20°。其他设置，包括进气口和排气口的打开正时以及增压压力，均与第4.1所述相同。图图11显示了带有进气管的进气增压室的设计和一个储藏室。为了优化BUSDIG发动机缸内流动和扫气性能，确定了进气室的5个重要设计参数，并通过CFD模拟进行了研究第一个设计参数被定义为入口面积相对于出口面积的比率（rI=S）。 图图12和图13显示了在2000 r·min-1时rI = S对缸内流动和扫气性能的 影 响。应注意的是，通过将入口管高度从20 mm增加到40mm，并固定入口管宽度，将rI= S从0.68调整到1.36总体而言，SR随着rI= S的增加而略微减小。扫气过程中，滚流和横滚流由于与强旋流的相互作用，有相互转化的趋势，并随rI= S呈现相反的趋势。TR和CTR之间的这种折衷关系是一种典型的现象，在其他设计中也观察到了这种现象。关于扫气性能，具有最大rI= S（即，1.36）产生最高DR图十一岁进气增压室的设计示意图复制自Ref。[16]经SAE International许可，©2017。X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535541图12. r I = S对280 °CA时SR、TR和CTR的影响。经SAE International许可，转载自参考文献[16]，©2017。图十三. r I = S对DR、TE、SE和CE的影响。经SAE International许可，转载自参考文献[16]，©2017。如图所示， 13岁SE不受rI= S的影响，每种设计的SE固定为0.95总的来说，较大的rI= S导致更好的扫气性能，具有足够的缸内流动运动。连接进气管和扫气室的圆形半径（rR）对缸内气流运动和扫气性能的影响非常有限[16]。因此为简单起见，此处未示出结果。在恒定的排气室高度下，将排气室宽度从22 mm增加到60 mm，排气室容积与气缸位移容积之比（rS=C）从0.84变化到3.02总的来说，在2000 r·min-1时，增压室容积对缸内气流运动有轻微影响[16]。 图 14显示了不同rS = C时的清除性能。结果表明，DR和SE随rS=C单调增加，当rS=C从0.84增加到1.76时，CE从1.25增加到1.41因此，更大的增压室容积对于在BUSDIG发动机中实现更好的增压性能是优选的。进气管和排气管之间的角度（aI= E）为定义为显示入口和出口和排气管。图15示出了I= E对SR、TR和CTR的影响。当I = E从180 °减小到0°时，SR从6.59显著减小到5.08。如图15所示，aI = E为90 °的垂直放置对于促进滚流和交叉滚流的形成非常有效。 在2000 r·min-1时，进气管的朝向对扫气性能的影响有限。总的来说，进气管和排气管放置在同一侧（aI= E= 0°）产生的DR略高于垂直放置（aI= E= 90°），而aI= E对SE和CE影响不大[16]。通过将进气道长度从5 mm增加到20 mm，缸膛与进气道长度之比（rB= PL）从16减小到4。图16比较了不同rB= PL的缸内气流运动。结果表明，当rB= PL从16减小到4时，由于进气道长度越长，进气流量的引导效果越好，SR值越高。然而，rB= PL对扫气性能仅有轻微影响[16]。因此，需要10 mm的最小气道长度来产生足够的缸内涡流运动，以在BUSDIG发动机中实现良好的燃料/空气混合4.4. 进气道和排气门的开口轮廓的影响由于排气门被放置在单流扫气二冲程发动机中的气缸盖上，因此VVA系统可被应用于调节排气门升程/相位并优化扫气过程。VVA系统已被证明可有效控制二冲程发动机中的残余气体量和燃烧过程【60，61】。排气口的开启时间也被证明对扫气性能和燃油消耗有显著影响【62，63】。因此，如本节所述，分析了进气道和排气门不同开度曲线的扫气过程，以阐明其对BUSDIG发动机扫气过程的影响【13】。图17示出了根据本发明的实施例的图17的轮廓。图15. 280 °CA时rI/E对SR、TR和CTR的影响。经SAE International许可，转载自参考文献[16]，©2017。见图14。rS/C对DR、TE、SE和CE的影响。经SAE International许可，转载自参考文献[16]，©2017。见图16。在280 °CA时rB/PL对缸内SR、TR和CTR的影响。复制自Ref。[16]经SAEInternational许可，©2017。542X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535图十七岁（a）排气口和排气阀的开启轮廓，ED为(b) 98 °CA和（c）126 °CA。复制自Ref。[13]经机械工程师学会许可，©2018。在这一部分的研究中使用的标准化进气道开口面积（SA0）和排气门升程（EL0） 如图所示，排气口打开（SPO）正时在116 ° CA至128 °CA之间变化。相应地，通气孔的打开持续时间（SD）从128 °CA减少到104 °CA。关于排气门的开启曲线，在本研究中应用了两个开启持续时间（ED）。对于ED为98°CA的短持续时间设计，EVO从101逐渐延迟至141CA。同样，EVO时间从101 ° CA延迟至127°CA对于ED为126 °CA的长时间设计。对于本节所述的所有情况，均将端口角度固定在最佳值（AIA = 90°，SOA = 20°）。为了表征排气道和排气门的开度曲线之间的关系，以便随后分析它们对扫气过程的影响，用下列方程定义了三个参数，即D开度、D关度和D重叠度，并在图1中示出。 十八岁见图18。Dopen、Dclose和Doverlap的定义。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。D开1/4SPO-EVO开1/4D关闭¼SPC-EVC阀2D重叠1/4分钟SPC;EVC重叠-最大SPO;EVC重叠3分钟其中SPO和SPC分别指排气口打开和关闭; EVO和EVC分别指排气门打开和关闭，图19示出了在排气口的出口处的质量流率和残余气体分数（RGF）分布。确定了四个扫气周期，即早期回流（EB）、回流扫气（BS）、主扫气（MS）和后回流（PB），并在图19中显示，以演示BUSDIG发动机中的典型扫气过程。在第一EB阶段，缸内已燃烧气体可以由于紧接在SPO之后的相对较高的缸内压力而被推回到排气口。当由于缸内压力的下降而使进气和气缸之间的压力平衡时，第二BS阶段开始，其中燃烧气体和进气道中的新鲜充量的混合物进入气缸并且扫气排出缸内燃烧气体。在第三MS阶段，纯新鲜充量（没有来自EB的燃烧气体）开始扫气发动机气缸。此外，在压缩冲程期间，当SPC正时晚于EVC正时时，缸内混合气可以流回进气口;这被定义为PB阶段。基于CFD模拟结果，对排气道和排气门开度对扫气过程的影响以及最终的扫气性能进行了系统的相关性研究。作为作为一个例子，图20示出了EB持续时间（dEB）和D开放之间的负相关性。同样，对其他特征参数进行了详细的相关性研究[13]。结果在图21中提供，其示出了可以应用更大的D开口以最大化SE。对于PB的情况，SPC定时比EVC定时晚的较大D关闭然而，没有PB的情况下，发现相反的趋势。增加D重叠可以有效地改善DR，从而改善无PB病例的SE和CE。与此相反，更大的D重叠被发现，以减少与PB的情况下的DR。因此，可以通过调整参数D关闭和D重叠以刚好避免PB来最大化BUSDIG发动机的扫气性能。关于缸内流动运动，发现图19.根据总质量流率和排气口出口处的RGF曲线定义EB、BS、MS和PB级。 经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535543×图20. D open对d EB的影响。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。参数Dclose与SR呈正相关，与TR呈负相关。为了完全避免BUSDIG发动机中的短路现象，还研究了低排气门升程（3 mm）[15]。所采用的排气门型线和标准化排气口面积如图所示。 22岁图23显示了低升程排气门EVO正时对扫气性能的影响。由于任何EVO计时均未发现短路，因此所有病例的TE均保持在1，CE与DR保持相同当EVO时间从84 °CA推迟到104 °CA时，DR/CE和SE均逐渐降低。这一发现主要归因于通过推迟EVO时间缩短了排污时间然而，EVO正时进一步延迟至124 °CA直接增加了进气和排气过程之间的重叠，导致DR/CE和SE略高因此，这些结果表明，可以通过控制排气门的EVO正时来调节缸内已燃烧气体分数避免了短路现象，并能控制缸内已燃气分率，对于传统的进气道燃料喷射和汽油压缩点火燃烧，通过捕集热的燃烧气体应用于BUSDIG发动机[15]。关于缸内气流运动，最早的EVO正时84 °CA由于最长的放气持续时间而产 生 更 强 的涡 流 运 动 。 随 着 EVO 时 间 从 94 °CA 延 迟 到124 °CA，峰值SR呈下降趋势;然而，TDC时的SR在病例中非常相似。对于所有EVO正时，低排气门升程设计的缸内滚流和交叉滚流运动非常弱[15]。4.5. 缸内混合气形成除了优化BUSDIG发动机的扫气过程外，还需要注意缸内燃料/空气混合物的制备过程，以便在火花塞附近产生化学计量混合物，从而形成稳定的点火核心和更快的火焰传播[64研究发现，喷射正时[68-在这项研究中，在BUSDIG发动机中采用了外开式压电喷油器，以改善燃油经济性和废气排放，因为其独特的功能，包括稳定的再循环模式，较短的穿透，精确和灵活的燃油喷射速率和持续时间，以及多次喷射的快速打开和关闭[73]。为了了解BUSDIG发动机中的缸内燃油喷射和混合气形成，首先在不同背压下，在定容容器中通过光学测量对破碎模型进行校准[17]。接下来，应用校准的破裂模型，以了解具有各种喷射正时和喷射策略的BUSDIG发动机中的缸内燃料喷射和混合物形成过程[18]。应 用 Kelvin-Helmholtz Rayleigh-Taylor （ KHRT ） 和 Reitz-Diwakar破碎模型，并通过相应的测量与一个注射压力的1.8100和1000 kPa的背压。结果表明，在背压为100 kPa时，校正后的图21.排气道及排气门开度与扫气周期、缸内气流运动及扫气性能之关系。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[13]，©2018。544X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535≈≈图22.低升程排气门的开度曲线和标准化的进气道面积。复制自Ref。[15]在布鲁内尔大学的许可©2017。图24.喷射开始（SOI）正时对整个气缸（实线）和火花区（虚线）中平均燃油/空气当量比的影响。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[18]©2018年。图23. EVO时间对DR/CE和SE的影响（所有病例TE = 1）。复制自Ref。[15]经布鲁内尔大学许可，©2017。必不可少[17]因此，校准的图24比较了在总稀燃条件（λ 1.7）下整个发动机气缸和火花区中的平均燃料/空气当量比与分流喷射策略（分流比= 0.5）。分流比被定义为第一次喷射中的燃料质量与总燃料质量的比率。为了描述火花塞周围的燃料分层，将火花塞周围直径为20 mm的球体定义为 如图 24时，分流比为0.5的分流喷射策略产生了最佳的燃料分层，在火花区中具有稍微富的混合物，并且在整个气缸中具有总体贫的混合物。 由于较低的燃料质量，分段喷射减少了每次喷射的穿透，并且将再循环区域定位在火花塞周围，这反过来又在每次喷射之后使火花区中的混合物富集。然而，注意到在280 °CA处的第一次喷射的分流喷射不能有效地稳定TDC之前火花塞周围的浓混合物，尽管第二次喷射延迟到320 °CA略微富集了TDC周围火花区的混合物。通过将分流喷射推迟到300/320°CA，火花区中的混合气稍微浓一些，燃料/空气当量比为在TDC附近，即使在总的稀薄条件（λ 1.7）下，也可以稳定在1.1左右。图25示出了燃料/空气当量比的分布，以阐明具有分开喷射策略的BUSDIG发动机中的混合气制备过程。由第一次喷射产生的富混合气受到缸内流动运动的强烈影响，并在300 °CA处被输送到左侧，如图25的截面A-A所示。另一方面，第一次喷射本身也与缸内流动相互作用，并在喷射后平滑气缸中心的流动运动[18]。因此，第二次喷射形成的浓混合气在截面A-A中从310 °CA在气缸中心非常稳定。这解释了如何使用分次喷射策略实现火花区的最佳富集。5. 发动机性能上一节描述了如何通过3D CFD模拟设计和评估BUSDIG发动机。为优化BUSDIG发动机的性能，对发动机的进气道/进气道比、进气道开度、进气道开度、排气门开度以及喷油策略等关键设计进行了研究。本节介绍如何根据以下内容执行1D发动机模拟最佳的BUSDIG设计。不同的技术，包括更高的压缩比（CR），VVA系统，水喷射，稀释燃烧与废气再循环（EGR），稀薄燃烧，应用在一维发动机模拟，以确定其潜力，以提高发动机性能的二冲程BUSDIG发动机。（1D模型的详细信息见第3.2节。）在模拟过程中，燃烧持续时间和燃烧相位优化内的Wiebe模型在每个工作点。EVO对扫气性能有显著影响（详见第4.4节），也在每个操作点进行了优化。进气道的开启持续时间固定在100 °CA。如图26所示，发动机CR从10增加到16显著提高了发动机效率，从37.27%提高到40.62%。由于改善了扫气性能，还发现ED可有效提高发动机效率，详见第4.4节和参考文献[13]。结果表明，采用水喷射可有效地抑制爆震燃烧，并使发动机效率从40.62%显著提高到X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535545图25.分段喷射时油气当量比的分布。分流比= 0.5，SOI = 280/300 °CA。A-A节：截面B-B：穿过火花塞间隙的垂直面;截面C-C：穿过气缸轴线并垂直于截面B-B的垂直面。经机械工程师协会许可，转载自参考文献[18]，© 2018。图26.采用不同技术的BUSDIG发动机的制动热效率（BTE）。结果表明，在1600 r·min-1、1300 kPa BMEP和213 N·m制动力矩下，喷水技术的BTE为44%，EGR技术在1600 r·min-1、1200 kPa BMEP和190 N·m制动力矩下的BTE为45.4%，λ技术在1600 r·min-1、1100 kPa BMEP和180 N·m制动力矩下的BTE为47.2%。图27. 1.0 L BUSDIG发动机的制动扭矩和制动功率（Lambda 1带喷水）。百分之四十四采用20%EGR的稀释燃烧进一步将发动机效率提高到45.4%。或者，在λ = 2时应用超稀燃烧显著地将发动机效率峰值提高到47.2%。图27显示了1.0 L BUSDIG发动机的制动扭矩和功率曲线。化学计量混合气与水喷射应用，以抑制爆震燃烧。如图27所示，二冲程BUSDIG发动机的低速性能非常有希望，在1600 r·min-1时的峰值扭矩为379N·m。在发动机动力性方面，当转速为4000 r·min-1时，最大制动功率密度可达112 kW·L-1左右。6. 结论为了提高发动机的动力性和降低燃油消耗，提出了一种新型二冲程BUSDIG发动机本文讨论了发动机关键部件和参数的设计和优化，并总结了关键发现，以突出拟议的二冲程BUSDIG发动机的开发进展。主要发现可总结如下：(1) B/S比为0.8，内径为80 mm，行程为100 mm，发现在随后的燃料/空气混合过程中，具有中等缸内流动运动的情况下，可以实现更高的CE和TE546X. 小王， H. 赵/工程 5 （2019年）535≈≈···(2) 关于进气道角度，发现90°的AIA是优选的，以实现更好的扫气性能，并且发现20°的SOA是最佳的，以产生足够的缸内流动和更高的CE。(3) 关于进气室的设计，发现较大的进气口面积与进气道面积之比（rI= S）可产生更好的扫气性能，并具有足够的流动。当增压室容积与发动机排量之比（rS=C）增大到1.76时，压缩比可显著提高。进气管相对于排气管的垂直布置可用于有效地增强缸内滚流和交叉滚流。为了在BUSDIG发动机中产生足够的缸内气流运动，以便随后进行燃油/空气混合，最小进气道长度为10 mm。(4) 在二冲程BUSDIG发动机中，扫气口和排气门的开度对扫气可以使用较大的D开口来改善SE。通过调节D关闭和D重叠，可以在刚好避开PB的情况下获得最佳扫气性能。还发现，低排气门升程可用于完全避免BUSDIG发动机中的短路，并且EVO正时可用于有效地控制扫气性能。(5) 使用校准的Reitz-Diwakar破裂模型进行的发动机模拟表明 ， 具 有 较 晚 喷 射 正 时 （ 30 0 / 3 2 0 ° C A ） 的 分 次 喷 射 策 略可 用 于 在 火 花 塞 周 围 产 生 稳 定 的 富 混 合 气 （ 燃 料 / 空 气 当 量比 1. 1 ） 和总 的 贫混 合 气（ λ 1. 7 ） 。(6) 采用较高的CR、较长的ED、喷水、稀燃和稀释燃烧等措施对提高二冲程BUSDIG发动机的制动热效率是有效的。在λ = 2时，稀薄燃烧达到了47.2%的峰值制动热效率。在1600和4000 r min-1时，BUSDIG发动机的最大制动扭矩为379 Nm，最大制动功率密度为112 kW L-1。确认作者感谢工程和物理科学研究委员会（EPSRC）的财政支持。遵守道德操守准则Xinyan Wang和Hua Zhao声明他们没有利益冲突或财务冲突需要披露。引用[1] 吴晓刚，王晓刚，王晓刚.通过汽油发动机小型化提高效率的挑战。SAE Int JEngines 2009;2（1）：991-1008.[2] [10]张文辉，张文辉. 光点火发动机中润滑油引起的提前点火。 SAE技术文件2014：2014-01-1222。[3] 张文，王文，王文，等.二冲程汽油机多点喷射控制策略的研究.北京：机械工程出版社，2001. 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