張宇 肖進 張宸

摘要：利用CONVERGE軟件建立二沖程自由活塞發(fā)動機的三維計算流體動力學（computational fluid dynamics， CFD）仿真模型，研究掃氣壓力、點火時刻對缸內(nèi)掃氣、燃燒和CO2、NOx、CO廢氣排放的影響。仿真研究結果表明：隨著掃氣壓力增大，缸內(nèi)掃氣效果變好，更多新鮮氣體進入缸內(nèi)，CO2和NOx的生成和排放增加，CO減少；點火時刻影響缸內(nèi)燃燒，隨著點火時刻推遲，缸壓峰值和缸內(nèi)平均溫度降低，CO的生成及排放增加，NOx的生成及排放減少。自由活塞發(fā)動機試驗過程時，應當綜合選取工況條件，使得燃燒、掃氣、排放等達到綜合最優(yōu)效果。

關鍵詞：自由活塞發(fā)動機；二沖程；掃氣；換氣；燃燒；排放；三維CFD仿真

中圖分類號： TK401文獻標志碼：A文章編號：1673-6397（2023）01-0001-08

引用格式：張宇，肖進，張宸. 二沖程自由活塞發(fā)動機掃氣與排放仿真研究［J］.內(nèi)燃機與動力裝置，2023，40（1）：1-8.

ZHANG Yu，XIAO Jin，ZHANG Chen. Simulation study on scavenging and emission of two stroke free piston engine［J］.Internal Combustion Engine & Powerplant， 2023，40（1）：1-8.

0引言

具有曲柄連桿機構的回轉(zhuǎn)式內(nèi)燃機存在結構復雜、機械傳遞鏈長、摩擦損失大、能量轉(zhuǎn)換效率低等明顯缺點[1]。曲軸系統(tǒng)產(chǎn)生的活塞側(cè)向力導致摩擦損失較高，對回轉(zhuǎn)式內(nèi)燃機的性能和機械傳動效率影響顯著[2]。自由活塞式內(nèi)燃機不受曲軸系統(tǒng)限制，具有結構簡單、能量轉(zhuǎn)換率高、摩擦損失低、壓縮比可變、多燃料可行性等諸多優(yōu)點[3-5]。目前應用最廣泛的是將自由活塞式內(nèi)燃機與直線電機結合起來，構成自由活塞直線發(fā)電機，未來應用于增程式新能源汽車用作增程器。

單活塞式自由活塞直線發(fā)電機結構簡單，且有回復裝置，系統(tǒng)運行時更加穩(wěn)定、易于控制[6]。單活塞式自由活塞直線發(fā)電機通常由1臺二沖程自由活塞式內(nèi)燃機、1臺直線電機和1套回復裝置構成。燃料在自由活塞式內(nèi)燃機中燃燒推動活塞移動，將與活塞連接的直線電機動子的動能通過電磁感應作用轉(zhuǎn)化成定子線圈電能進行存儲和利用；回復裝置使活塞部件順利地從下止點回到上止點并進行下一循環(huán)[7]。二沖程發(fā)動機的換氣過程與四沖程發(fā)動機相比主要有3個特點。1）換氣時間短。四沖程發(fā)動機的進氣沖程和排氣沖程的總時間對應的曲軸轉(zhuǎn)角約為380°～435°，二沖程發(fā)動機的換氣過程約為120°～200°。2）換氣重疊期長。四沖程發(fā)動機僅在上止點附近出現(xiàn)氣門疊開期，對應的曲軸轉(zhuǎn)角僅為20°～60°，二沖程發(fā)動機只有進氣口和排氣口同時打開時才能完成換氣，整個換氣過程都為重疊期。3）非強制換氣。四沖程發(fā)動機可以在排氣沖程中利用活塞推動廢氣強制排出氣缸，二沖程發(fā)動機利用新鮮空氣進入進氣口時將廢氣排出。

掃氣及換氣過程對二沖程自由活塞發(fā)動機的正常燃燒以及活塞做功至關重要，國內(nèi)外對掃氣和換氣過程的研究較多。Sigurdsson等[8]通過對不同結構參數(shù)下掃氣模型速度場、壓力場及溫度場的模擬和預測，優(yōu)化了相應掃氣過程； Franke等[9]采用計算流體動力學（computational fluid dynamics， CFD）進行仿真研究，表明發(fā)動機的轉(zhuǎn)速和進、排氣壓力在掃氣過程中及結束后對缸內(nèi)的廢氣分布影響顯著，并且指出殘余廢氣分布于氣缸軸線附近；Liu等[10]從掃氣模型角度研究了對置活塞式自由活塞發(fā)動機的換氣過程，通過CFD仿真計算得出了換氣過程中的廢氣分布，但并未詳細探討廢氣分布規(guī)律；姜國棟等[11]采用ICEALE數(shù)值計算方法研究了直流掃氣二沖程柴油機的氣體流動過程，獲得了與試驗結果擬合度較高的數(shù)據(jù)結果及不同進氣口幾何參數(shù)下內(nèi)燃機的性能預測結果；裴玉姣[12]基于AVLBoost建立了自由活塞柴油機的一維仿真模型，研究了不同工況下進、排氣口高度等結構參數(shù)對換氣過程以及內(nèi)燃機性能的影響，得出了最佳的參數(shù)組合；Wu等[13]為提高內(nèi)燃機燃燒熱效率以及降低廢氣排放，基于自由活塞式內(nèi)燃機換氣過程進行三維CFD仿真，分析了進氣口傾角和高度對換氣效率的影響，并對結構進行了優(yōu)化，掃氣效率提高了11%。

傳統(tǒng)二沖程發(fā)動機由于掃氣時間較短，往往燃燒和排放性能較差[14]，二沖程自由活塞發(fā)動機的燃燒、排放及掃氣對整個自由活塞直線發(fā)電機系統(tǒng)影響較大，需要對其掃氣以及燃燒后排放進行研究。本文中主要對采用緩沖罐提供穩(wěn)定掃氣壓力的自由活塞式內(nèi)燃機在不同掃氣壓力和點火時刻的燃燒、排放以及掃氣情況進行分析，為后續(xù)開展樣機試驗提供參考。

1模型建立與驗證

1.1三維仿真模型建立

自由活塞汽油發(fā)動機的主要技術參數(shù)如表1所示，其中進氣口和排氣口的位置指缸壁處進、排氣口上端中心距活塞運動上止點的垂直高度。

本文中采用緩沖罐作為新鮮空氣進入進氣口的中間裝置，可以使進氣口的掃氣壓力維持相對恒定，并能改變進氣壓力大??；選擇CONVERGE仿真軟件進行特定結構自由活塞式內(nèi)燃機的燃燒排放及掃氣特性研究，CONVERGE軟件在發(fā)動機三維仿真計算時可以自動劃分網(wǎng)格，節(jié)省大量計算時間，提高計算效率。利用CONVERGE三維數(shù)值仿真計算前，在SOLIDWORKS軟件中建立自由活塞發(fā)動機三維模型，模型如圖1所示，發(fā)動機的掃氣系統(tǒng)由2個排氣口和5個進氣口構成，建立自由活塞發(fā)動機三維模型后，由于CONVERGE軟件所需要的三維模型為流體接觸域，因此提取三維模型的內(nèi)部氣體接觸部分并導入到CONVERGE軟件中，添加活塞部分并劃分各區(qū)域，CONVERGE中自由活塞發(fā)動機初步網(wǎng)格劃分模型如圖2所示。

圖1自由活塞發(fā)動機缸體三維模型圖2自由活塞發(fā)動機網(wǎng)格模型由于CONVERGE中沒有針對自由活塞發(fā)動機運動的模塊，因此采用等效曲軸連桿方式對活塞運動進行設置，在曲軸半徑與連桿長度的比即連桿比較小時，曲軸連桿發(fā)動機和自由活塞發(fā)動機在進、排氣口開啟區(qū)域的掃氣過程以及燃燒過程更接近[15]。本文中主要研究掃氣換氣以及排放過程，因此選擇連桿比為1/4的發(fā)動機模型進行仿真計算，即設置等效連桿長度為180 mm。

在進行三維數(shù)值仿真過程中，CONVERGE軟件可以隨活塞移動自動生成運動體網(wǎng)格。在設定基礎網(wǎng)格尺寸過程中，應考慮網(wǎng)格尺寸對計算精度的影響，在正式計算前進行網(wǎng)格無關性的分析與驗證［16］。自由活塞發(fā)動機的幾何形狀較簡單，因此選取基礎網(wǎng)格尺寸分別為3.5、3.0、2.5 mm的立方體網(wǎng)格進行對比計算。以缸內(nèi)壓力作為參考變量，活塞到達上止點時設定為0°，向下止點運動為正方向，計算的起點為-180°，由于前2個循環(huán)的仿真計算結果波動較大，從第3個循環(huán)開始趨于穩(wěn)定，因此選取第3個循環(huán)即曲軸轉(zhuǎn)角540°～900°的計算結果進行對比，同時將橫坐標等效轉(zhuǎn)換成曲軸轉(zhuǎn)角-180°～180°，圖3基礎網(wǎng)格尺寸對缸壓計算結果的影響不同網(wǎng)格尺寸的缸壓計算結果對比如圖3所示。由圖3可知： 3種網(wǎng)格尺寸計算時缸內(nèi)壓力的差別不大，僅缸壓峰值周圍有較小的差異；將該區(qū)域放大后可以發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格尺寸為3.0 mm和2.5 mm時缸壓差異很小。綜合考慮準確性和計算速度，計算過程中采用基礎網(wǎng)格尺寸為3.0 mm進行計算，在計算的過程中網(wǎng)格數(shù)量隨著活塞的移動變化，最大約為13萬左右；同時在計算時還應對關鍵部位進行加密處理，其中對燃燒的氣缸部分、氣缸蓋、進氣口及排氣口進行2倍加密處理，對火花塞點火位置、噴油嘴噴孔處進行3倍嵌入式加密處理，對燃燒以及掃氣過程進行溫度和速度的自適應加密處理。

仿真過程中采用的主要邊界條件如表2所示，物理模型按照常規(guī)汽油機缸內(nèi)直噴燃燒的方式進行設定。

化學反應機理采用包含C、H、O、N 4種化學元素共48種組分以及152種可能的化學反應的基礎燃料（primary reference fuel，PRF）簡化機理；湍流模型采用雷諾平均納維-斯托克斯方程 （ReynoldsAveraged NavierStokes，RANS）模型中的重整化群（renormalization group， RNG）k-ε模型，該模型在內(nèi)燃機流場結構、傳熱以及燃燒排放物預測方面比標準的k-ε模型更接近實測結果［17］；燃燒模型采用SAGE化學求解模型，該模型允許將輸入文件與詳細化學動力學原理運用到發(fā)動機的燃燒模擬中，并且與自適應網(wǎng)格相結合，可以較好地預測燃燒；點火采用賦予對應點火位置點火能量的形式進行點火；NOx生成模型采用燃燒時常用的Extended Zeldovich模型，該模型主要用3個化學反應方程進行描述：

O+N2NO+N， （1）

N+O2NO+O，（2）

N+OHH+NO。（3）

為模擬噴射壓力為9 MPa的缸內(nèi)直噴噴油器，采用適用于噴射速度較高的KH（KelvinHolmholtz）模型；液滴碰撞模型采用ORourke模型，該模型采用簡化BrazierSmith水滴碰撞結果且只考慮聚合與摩擦分離2種可能的統(tǒng)計模型。仿真時的邊界條件按照試驗條件進行設置，為了探究不同掃氣壓力對掃氣結果以及排放結果的影響，結合實驗室緩沖罐能夠提供的掃氣壓力，將掃氣壓力設置為011、012、013、014、015、016 MPa進行仿真計算。

1.2仿真模型驗證

為了驗證三維仿真模型的準確性，將仿真計算缸壓數(shù)據(jù)與試驗臺架缸壓傳感器測得缸壓數(shù)據(jù)進行對比。工況條件為：轉(zhuǎn)速為2000 r/min，每循環(huán)噴油量為20.06 mg，掃氣壓力0.15 MPa，采用大氣壓力自然排氣方式。

圖4三維仿真缸壓與試驗測試結果對比由于發(fā)動機冷起動時數(shù)據(jù)與穩(wěn)定運行時數(shù)據(jù)差別較大，因此選取自由活塞發(fā)動機穩(wěn)定運行后的某循環(huán)缸內(nèi)壓力進行對比，并將自變量轉(zhuǎn)化為曲軸轉(zhuǎn)角為-180°～180°，仿真與試驗結果對比如圖4所示。由圖4可知：試驗與仿真結果在大多數(shù)位置一致，只在上止點附近有較大的差異；曲軸轉(zhuǎn)角為15°時缸壓最大，試驗測得缸壓為5.277 MPa，仿真計算缸壓為4.961 MPa，此時差別最大，約為6%左右，小于10%，在可接受的誤差范圍內(nèi)；在進氣口和排氣口開啟的區(qū)域缸壓幾乎一致，可認為該仿真模型與實測結果基本一致，說明該仿真模型具有一定的可靠性，可進行仿真計算。

2仿真結果分析

2.1評價指標

O2是新鮮空氣的主要成分，可以用來表征缸內(nèi)的燃燒程度及換氣情況；CO2是燃燒產(chǎn)生的典型產(chǎn)物，可以用來表征缸內(nèi)的換氣程度和掃氣情況；NOx和CO是燃燒產(chǎn)生的主要污染物，可以用來表征自由活塞發(fā)動機的廢氣排放情況。為了研究掃氣壓力和點火時刻對發(fā)動機掃氣效果和排放性能的影響，采用缸內(nèi)O2、CO2、CO以及NOx質(zhì)量作為燃燒及排放的相關參數(shù)；對缸內(nèi)壓力、溫度以及放熱率進行分析，研究不同點火時刻對于燃燒以及排放的影響。為量化缸內(nèi)換氣程度，采用殘余廢氣系數(shù)Φr表征換氣程度：

Φr=mr/m1 ，（4）

式中：mr為缸內(nèi)殘留的前一循環(huán)的廢氣質(zhì)量，mg；m1為進入氣缸的新鮮空氣質(zhì)量，mg。

2.2掃氣壓力對缸內(nèi)換氣及排放的影響

為研究掃氣壓力對缸內(nèi)換氣以及燃燒排放的影響，分別設置掃氣壓力為0.11、0.12、0.13、0.14、015、016 MPa，設置發(fā)動機等效轉(zhuǎn)速為2000 r/min，設置點火時刻為上止點前曲軸轉(zhuǎn)角20°，每循環(huán)噴油量固定為20.06 mg（后續(xù)仿真均為20.06 mg）。由于仿真時前2個循環(huán)的波動較大，因此選取后面具有循環(huán)性的周期進行分析，各工況選取同一周期即360°內(nèi)的數(shù)據(jù)進行比較分析，并將曲軸轉(zhuǎn)角等效轉(zhuǎn)化為-60°～300°。不同掃氣壓力下缸內(nèi)O2、CO2、CO、NOx質(zhì)量隨活塞位置即等效曲軸轉(zhuǎn)角變化如圖5所示，掃氣壓力為0.15 MPa時缸內(nèi)溫度變化曲線如圖6所示，不同掃氣壓力對殘余廢氣系數(shù)的影響如圖7所示。

由圖5a）可知：曲軸轉(zhuǎn)角為-20°附近，由于點火進行燃燒，消耗大量O2，O2質(zhì)量迅速降低并且保持在一個較低的水平；曲軸轉(zhuǎn)角為115°時進氣口打開，大量新鮮氣體進入缸內(nèi)，因此O2質(zhì)量迅速增大，同時新鮮氣體對缸內(nèi)進行掃氣，隨著O2濃度的增加，在205°時，O2質(zhì)量達到最大，進氣口和排氣口進出O2的速率達到平衡；隨著活塞上移，O2質(zhì)量逐漸降低，當曲軸轉(zhuǎn)角為270°左右時，進、排氣口都處于關閉狀態(tài)，缸內(nèi)O2質(zhì)量保持恒定直至發(fā)生燃燒。

由圖5b）可知：曲軸轉(zhuǎn)角為-20°時燃燒，產(chǎn)生大量CO2，之后活塞繼續(xù)向下止點移動，在排氣口開啟前缸內(nèi)仍在發(fā)生燃燒，氣體保持高溫高壓狀態(tài)，因此CO2質(zhì)量持續(xù)增加，但由于缸內(nèi)O2質(zhì)量逐步下降，因此CO2的生成速率降低，直至90°左右排氣口打開，但此時進氣口未打開，缸內(nèi)進入純排氣階段，CO2質(zhì)量迅速大量減少；曲軸轉(zhuǎn)角為115°時掃氣口打開，CO2質(zhì)量減少的速率有所降低，這是因為一方面缸內(nèi)近2/3的CO2已經(jīng)排出，殘余CO2濃度降低，同時由于缸內(nèi)壓力下降，使排氣口排出的CO2減少；另一方面是因為進氣口開啟使得缸內(nèi)氣體流場發(fā)生改變，此后直至發(fā)生燃燒前缸內(nèi)CO2質(zhì)量都保持在較低的水平。

由圖5c）可知：CO和CO2的質(zhì)量變化曲線大致相似，均隨發(fā)動機燃燒以及進、排氣口的打開質(zhì)量發(fā)生變化，但CO在燃燒后至進、排氣口打開前部分區(qū)域的質(zhì)量變化趨勢與CO2相反，主要由于燃燒后，缸內(nèi)氣體保持高壓高溫狀態(tài)，促使部分CO轉(zhuǎn)化成CO2，因此CO質(zhì)量有所降低。

由圖5d）及圖6可知：缸內(nèi)NOx產(chǎn)生的峰值是在上止點后曲軸轉(zhuǎn)角15°左右，掃氣壓力0.15 MPa時缸內(nèi)最高溫度也是出現(xiàn)在曲軸轉(zhuǎn)角為15°時，這是因為高溫促進NOx的生成，因此NOx變化趨勢與缸內(nèi)溫度密切相關，而且隨著進、排氣口開啟逐步被排至缸外。

隨著掃氣壓力增加，缸內(nèi)O2在掃氣結束后質(zhì)量也會增加，這主要是因為掃氣壓力較大時，進氣過程中缸內(nèi)保持較大壓力。根據(jù)氣體狀態(tài)方程可知，相同體積的氣體在壓力較大時質(zhì)量也較大，這表明在掃氣壓力較高時掃氣過程能夠維持較高的缸壓和較多的新鮮氣體；隨著掃氣壓力增大，缸內(nèi)CO2質(zhì)量在掃氣結束后減小，這主要是由于在進氣口和排氣口開啟后的掃氣階段，更高的掃氣壓力能夠加劇缸內(nèi)氣體流動，同時也能夠更加有效地推動缸內(nèi)廢氣排出；缸內(nèi)燃燒后的CO2峰值隨著掃氣壓力的增加而增加，這主要是由于缸內(nèi)進行的是富燃料燃燒，掃氣結束后缸內(nèi)O2質(zhì)量增加使得燃燒時生成更多CO2；在掃氣結束后缸內(nèi)CO含量隨著掃氣壓力的增加而減少，原因與CO2的變化類似，但CO的峰值變化與CO2相反，主要是因為缸內(nèi)O2增多會抑制CO生成，使得CO和CO2的相互轉(zhuǎn)化朝有利于CO2生成的方向進行；掃氣過程結束時，缸內(nèi)NOx含量隨著掃氣壓力的增大而增加，但差異不大，主要原因是掃氣壓力較大時，缸內(nèi)燃料燃燒更完全，釋放出更多熱量，使得缸內(nèi)溫度較高，高溫導致生成較多的NOx，因此在掃氣階段結束后缸內(nèi)NOx含量更高，但會維持在相對較低的水平。

由圖7可知：隨著掃氣壓力增加，殘余廢氣系數(shù)降低，這主要是因為掃氣壓力增大后對廢氣的掃除更為徹底。

CO2在掃氣結束的含量隨著掃氣壓力的增加有所減小，但當掃氣壓力到達一定值后，廢氣殘余系數(shù)的下降幅度相比掃氣壓力較小時減小，主要是因為掃氣壓力到達一定值后，缸內(nèi)廢氣已基本被掃除干凈，掃氣壓力為0.15、0.16 MPa時，掃氣結束后CO2含量基本一致，此時影響廢氣殘余系數(shù)的主要因素為進入缸內(nèi)的O2，掃氣壓力更大時缸內(nèi)O2少量增加，因此殘余廢氣系數(shù)少量減少，但此時對于缸內(nèi)的實際掃氣效果已無明顯提升，同時掃氣壓力更大時對于活塞實際對外做出有效功也有負面影響，因此在選擇掃氣壓力時應充分考慮各種因素，選擇合適的掃氣壓力。

2.3點火時刻對缸內(nèi)燃燒及排放的影響

由于點火時刻設置在進、排氣口均關閉之后，點火時刻的改變對掃氣過程并不會產(chǎn)生較大影響，本文中對掃氣效果不作重點分析。改變點火時刻對缸內(nèi)的燃燒及排放產(chǎn)生較大的影響，為研究不同點火時刻對缸內(nèi)燃燒以及排放的影響，分別設置點火時刻為上止點前曲軸轉(zhuǎn)角25°、20°、15°、10°，設置掃氣壓力為0.15 MPa，等效轉(zhuǎn)速設置為2000 r/min。不同點火時刻下缸內(nèi)壓力、放熱率、缸內(nèi)平均溫度、CO質(zhì)量和NOx質(zhì)量隨活塞位置即等效曲軸角變化關系如圖8所示，由于放熱率主要集中在上止點附近，選取上止點前曲軸轉(zhuǎn)角50°至上止點后曲軸轉(zhuǎn)角50°進行分析，其他變量則選取穩(wěn)定運行后一個周期進行討論。

圖8不同點火時刻下缸壓、放熱率、缸內(nèi)平均溫度、CO質(zhì)量、NOx質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線由圖8a）b）c）可知：隨著點火時刻推遲，缸內(nèi)發(fā)生燃燒也推遲，放熱率峰值為燃燒反應最激烈的時刻，其中點火時刻為-25°時峰值放熱率為76 J/（°），剛好出現(xiàn)在上止點即曲軸轉(zhuǎn)角為0°的位置；隨著點火推遲，峰值放熱率降低，對應的時刻后移，點火時刻曲軸轉(zhuǎn)角由-20°降低為-15°時，峰值放熱率下降較大；隨著缸內(nèi)燃燒放熱率下降，缸內(nèi)平均溫度和缸壓峰值隨之降低且出現(xiàn)的時刻后移，其中缸壓峰值在點火時刻為-25°時可以達到622 MPa，出現(xiàn)的時刻為上止點后曲軸轉(zhuǎn)角6°；點火時刻為曲軸轉(zhuǎn)角-10°時缸壓峰值則僅為372 MPa，出現(xiàn)的時刻為上止點后曲軸轉(zhuǎn)角24°，兩者差距較大。主要原因是點火時刻為-25°時，燃燒最劇烈的時刻發(fā)生在上止點附近，此時缸內(nèi)釋放出大量熱量，由于活塞此時位于上止點附近，燃燒室的體積最小，氣體在極小的體積內(nèi)迅速受熱膨脹，根據(jù)氣體狀態(tài)方程，此時的壓強較大，且缸內(nèi)平均溫度較高；點火推遲到-10°時，放熱率大大降低，此時活塞已經(jīng)移動到距離上止點曲軸轉(zhuǎn)角約20°的位置，缸內(nèi)體積較大，缸壓峰值和缸內(nèi)平均溫度也有所降低。

由圖8d）可知：隨著點火時刻推遲，缸內(nèi)CO質(zhì)量峰值上升，且峰值時刻后移。主要原因是點火推遲時，燃燒劇烈反應的時間推遲，缸壓和缸內(nèi)溫度降低，燃燒反應程度降低，不完全燃燒的燃料增多，因此未完全反應產(chǎn)物CO的質(zhì)量也增多，且隨著點火推遲范圍增大，CO質(zhì)量增加的速率也大幅度提高。

由圖8e）可知：隨著點火時刻推遲，缸內(nèi)產(chǎn)生的NOx峰值降低，且峰值出現(xiàn)的時間推遲；缸內(nèi)NOx大部分產(chǎn)生于燃燒后高溫區(qū)，NOx的產(chǎn)生與溫度相關，當點火推遲時，燃燒放熱率下降，缸內(nèi)燃燒最高溫度下降，NOx的最高生成量也會下降，由于點火時刻曲軸轉(zhuǎn)角為-20°與-15°時燃燒放熱率峰值差別較大，缸內(nèi)NOx的峰值相比點火時刻為-15°時有較大幅度地下降；缸內(nèi)NOx質(zhì)量達到最大后，由于溫度逐漸降低，NOx質(zhì)量降低，從缸內(nèi)平均溫度變化可以發(fā)現(xiàn)，點火時刻為-25°比其他3個點火時刻的溫度下降更快，因此其NOx質(zhì)量下降最多；活塞位于曲軸轉(zhuǎn)角50°時，NOx質(zhì)量低于點火時刻為-20°的工況。

3結論

對二沖程自由活塞發(fā)動機進行了CFD仿真，采用CONVERGE軟件進行仿真可以自動劃分網(wǎng)格，提升計算速度；研究了不同掃氣壓力以及點火時刻對發(fā)動機的燃燒、排放以及掃氣效果的影響。

1）掃氣壓力對缸內(nèi)掃氣以及燃燒排放影響明顯，掃氣壓力較大時能掃除更多廢氣，使得更多新鮮氣體進入缸內(nèi)，缸內(nèi)CO2以及NOx的排放增多，CO的排放減少。

2）點火時刻主要影響缸內(nèi)的燃燒以及排放，點火推遲時缸壓峰值以及缸內(nèi)平均溫度都降低，CO排放增加，NOx排放降低。

3）在后續(xù)進行樣機試驗時，應當綜合考慮掃氣壓力、點火時刻等因素，使發(fā)動機缸內(nèi)燃燒更加充分和穩(wěn)定。

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