0引言
双对置柴油机被认为是目前动力产品中除混合动力和清洁柴油机之外的第三种折中方案。美国陆军坦克机动车辆研发工程中心（TARDEC）在提高双对置发动机体积功率和燃料适应性方面进行了探索性研究[1-2]；加利福尼亚州先进推进技术公司（APT）在改善双对置发动机功率密度、燃油消耗以及烟度排放等方面通过了演示验证[3]。国内对双对置发动机研究的相关文献主要包括双对置发动机关键零部件的设计、扫气过程研究、缸内气体流动过程对混合气形成及燃烧的影响等方面。
本文通过一维仿真手段探索了双对置发动机气口结构参数对其扫气过程和整机性能的影响，为双对置发动机进排气系统的设计开发提供理论依据和指导方向。
1总体参数
双对置二冲程柴油机的总体布置方案：左右两排气缸水平对置，每排一个气缸、两个对置活塞，由内外连杆连接到曲轴上；气缸体采用一体化结构，机体沿曲轴中心垂直平分；单泵双轨高压共轨供油系统，每缸两个喷油器；每缸的两个喷油器沿气缸圆周分别垂直于气缸中心线对置，与内外活塞顶相配合，形成组合喷射燃烧结构；直流扫气方式，通过内外活塞开关进排气口，曲轴错拐角度控制进排
气相位；复合增压系统，一级采用涡轮增压，二级机械增压（起动、怠速时实现扫气）；发动机前端布置，驱动附件。
双对置二冲程柴油机的主要技术参数如表1所示。
2结构特点
假设左缸为内容积死点时定义为上止点位置。模型输入设定左缸为第1缸，当左缸在上止点时，各曲柄臂与水平方向的夹角如图1，对应的总体结构横向尺寸布置如图2。经计算得到右缸（2缸）的发火为左缸发火后185°CA。水平对置发动机
根据假定的曲轴错拐角度和进排气口宽度，计算活塞运动规律及其进排气相位，其中配气相位是以活塞顶平面通过进排气口的位置为进排气口开闭位置来确定的，由此进行性能模拟计算的参数输入。
配气相位是以活塞顶平面通过进排气口的位置为进排气口开启位置来确定。进排气口的流通截面积按几何面积计算，并忽略进气口涡流排与直流排之间的格栅宽度。
3计算模型
3.1模型建立
根据双对置二冲程柴油机的主要技术参数及结构特征，建立了GT-POWER一维性能仿真模型，如图3。GT-Power软件是一个模块化的仿真工具，包括发动机的传热模型、燃烧模型及发动机的各个组成
部分，如管路、气缸、气阀、催化器等，其理论基础为管内一维流动和缸内容积法，各离散单元通过相连的边界进行质量、动量及能量的传递和交换。
3.2模型描述
仿真模型中采用恒压气源；Woschni缸内传热模型；
双对置二冲程发动机气口结构对整机性能的影响研究
王尚学；董江峰；许文燕；郝勇刚；陈晋兵
（中国北方发动机研究所，天津300400）
摘要：根据双对置二冲程发动机的活塞运动规律，确定了不同气缸套的进/排气口宽度所对应的气口流通截面积和配气相位，建立了双对置二冲程发动机的GT-Power性能仿真模型，并完成模型的标定。通过仿真手段进行了进/排气口宽度对双对置二冲程发动机性能的影响规律研究，确定了整机最大输出功率对应的进/排气口宽度方案，为二冲程发动机的气口结构设计提供理论指导。
关键词：双对置二冲程发动机;GT-Power模型；气口宽度；性能
表1总体技术参数型式
水平对置2缸二冲程、增压中冷、对置喷油缸径
内
/外活塞行程
几何冲程
内/外连杆长度
排量
有效压缩比
标定功率@标定转速燃油消耗率
最高燃烧压力
100mm
90mm/70mm
160mm
192.5mm/455mm
2.51L
14:1
165kW@3200r/min
≤240g/kW·h
≤18MPa
图1左缸内容积死点时曲柄臂与水平方向的夹角
图2总体结构横向尺寸布置
Internal Combustion Engine &Parts
稳态壁温；一维非定常流动进排气管系计算模型，并用有限容积法求解；管道内流体传给管壁的热量由对流换热经验公式计算；燃烧模型输入试验发动机实测的放热率曲线；扫气模型输入经三维CFD 计算确认后的较理想的扫气曲线，扫气过程的持续时间为进气口开启到排气口关闭，由换气口高度和活塞运动规律决定；摩擦模型采用Chen-Flynn 经验公式确定的摩擦平均有效压力进行仿真计算，保证发动机不同工况下合理的机械损失。
3.3模型校核
图4为仿真计算结果和试验结果的对比。
可见，由仿真模型计算得到的燃烧压力与试验结果的误差约为3%，符合工程要求。因此该仿真模型是合理的，能够用于该款发动机后续的改进和优化。
4仿真结果分析
通过初步性能计算得知，目标发动机的扫气利用系数
偏低，导致进入发动机的很大一部分气体又经排气口流出
气缸，虽然使得发动机的排气温度有所降低，但是牺牲了增压系统的能力；发动机的很大一部分能量经排气排出，导致整机的有效热效率降低，所以需要选择合适的进排气
口宽度来优化发动机的配气相位。
4.1调整气口外缘
进排气口的内边缘固定、外边缘尺寸改变，使得气口的宽度减小。即：不改变配气相位的基础上，完成气口宽度的设计。内边缘位置影响气口的流通面积和配气相位，外边缘的位置只影响气口的流通截面积，而且只有当外边缘位置向内边缘位置变化时才会影响气口的流通截面积。以左缸的进气口为例说明：由于当左外活塞在最大位移时，活塞的顶面刚好与进气口的外边缘重合，所以进气口外边缘只有向内边缘处移动才会影响气口的流通面积，而且气口内边缘的位置变化才会影响配气相位。
标定工况性能计算结果见图5和图6。
通过计算发现，随进排气口宽度的增大，通过进气口的空气量不断增大，但由于缸内捕集的空气量却随进气口的增大先增大后趋于平缓，
所以整机的功率输出在一定的进气口宽度范围内几乎无变化；
在不改变配气相位的基础上，进排气口的宽度对整机性能影响不大，尤其是排气口宽度对性能的影响可以忽略。4.2调整气口内缘活塞的运动规律不变，进排气口的外边缘固定，通过改变气口的内边缘位置实现气口的流通面积和配气相位将同时改变。
通过计算得到标定工况的性能，见图7耀图11。通过以上计算可知：当左排气口宽度大于25mm ，右排气口宽度大于26mm 时，通过进气口的进气量随进气口宽度的增不断增加，但缸内捕获的空气量变化不明显；
当左排气口宽度小于25mm ，
右排
气口宽度小于26mm 时，通图3双对置柴
油机热力过程仿真模型
图
4仿真计算结果和试验结果的对比
图5进排气口高度对功率的影响
图6
气门高度对输送气量和捕集气量的影响
过进气口的空气量及缸内捕集的空气量随进气口的增加
呈明显相反趋势。而且随排气口宽度的增大，缸内捕集的空气量不断减少，导致整机的输出功率和扭矩也不断降
低，并且功率和扭矩的降低逐渐加剧。
5结论
通过进排气口宽度对整机性能影响的计算分析可知：配气相位不变的情况下改变气口宽度几乎不会影响整机的性能；而通过改变气口宽度使得配气相位相应改变，会在不同程度上影响整机的性能。优化计算得到的最佳气口宽度：左缸进气口=18mm ，排气口=23mm ；右缸进气口=19mm ，排气口=24mm 。
参考文献院
[1]Michael Franke,Hua Huang,Jing Ping Liu and Andreas Geistert,FEV Engine Technology,Inc.Opposed Piston Opposed Cylinder (opocTM)450hp Engine:Performance Development by CAE Simulations and Testing,SAE 2006-01-0277.
[2]James Kalkstein,Wulf R 觟ver,Brian Campbell,Lurun Zhong,Hua Huang,Jing Ping Liu,Marek Tatur and Andreas Geistert,FEV Engine Technology,Inc.Opposed Piston Opposed Cylinder (opoc TM )5/10kW Heavy Fuel Engine for UAVs and APUs,SAE2006-01-0278.
[3]Lixin Peng and Adrian Tusinean.Advanced Propulsion Technologies Inc.Development of a Compact and Efficient Truck APU.SAE2005-01-0653.
[4]HSING P B ，CHEN J S ，DU H Y I.An engineering method for part-load engine simulation[C]//SAE Paper.Detroit ，Michigan ，USA ，2007，
2007-01-4102.
图7进气口宽度对进气流量的
影响
图8进排气口宽度对进气空气流量的
影响
图9进排气口宽度对捕获比的
影响
图10进排气口高度对功率的影响
图11进排气口高度对输出扭矩的
影响