噴射裝置導管對大缸徑氣體燃料發動機缸內混合效果的影響

王天波 常思勤 劉 梁

南京理工大學機械工程學院，南京，210094

噴射裝置導管對大缸徑氣體燃料發動機缸內混合效果的影響

王天波 常思勤 劉 梁

南京理工大學機械工程學院，南京，210094

在噴射裝置出口加裝導管，將燃氣分別導向大缸徑多點電噴氣體燃料發動機的螺旋進氣道和切向進氣道，建立了聯合噴射裝置內部流動區域的發動機瞬態CFD計算模型，分析了導管位置對缸內摻混過程的影響。研究結果表明：對于該切向氣道、螺旋氣道的組合進氣道，進氣沖程在缸內靠近缸蓋截面上產生了干涉渦流，對于螺旋氣道噴射方案，燃氣向氣缸中心靠近，壓縮末了時刻燃氣集中在缸蓋附近；而對于切向氣道噴射方案，燃氣沖向活塞頂，壓縮末了時刻燃氣集中在活塞頂附近。點火時刻的混合效果從優到劣依次為螺旋氣道噴射方案、無導管噴射方案、切向氣道噴射方案。

大缸徑氣體燃料發動機；組合進氣道；導管；混合效果

0 引言

對于多點噴射發動機，缸內燃燒、排放情況與進氣道、缸內混合效果有著密不可分的聯系。GARG等[1]研究了燃氣進氣道內噴射位置、噴射方向、噴射定時等因素對缸內分層效果的影響，相對于預混方式，進氣道噴射時缸內混合氣濃度差異可達40%。YAMATO等[2]使用計算流體力學(CFD)與粒子圖像測速法(PIV)相結合的方法研究了燃氣通過切向進氣道的四個不同區域噴射的缸內混合氣分布情況。SOANES等[3]和 HERRERA等[4]將一臺六缸汽油機分別改裝成多點和單點電噴CNG發動機，他們指出：燃氣沖擊在進氣門表面形成渦流，進氣門打開后燃氣與空氣在進氣門附近強烈的湍流渦流影響下混合效果較好。

根據CARLUCCI等[5]的研究結果：對于組合進氣道，單螺旋進氣道模式(切向進氣道氣門不打開、螺旋進氣道燃氣噴射)有利于同時降低NOx和HC排放。紀少波等[6]研究了多點電噴供氣方式下四種不同結構形式的導管對燃燒循環差異的影響規律。上述研究均側重于直接揭示噴射策略對發動機燃燒情況的影響規律，對燃氣射流與螺旋進氣道、切向進氣道內湍流之間相互作用的分析不夠深刻，沒有研究雙進氣道不同組合形式對混合效果的影響規律從而揭示組合形式對缸內燃燒、排放情況產生影響的根本原因。

目前本課題組已經完成了大功率氣體燃料發動機電控噴射裝置的設計與樣件研制[7]，從出流速度、噴射效率等方面優化了氣體燃料噴射裝置的穩態噴射特性[8]，分析了無導管條件下噴射角度、閥門開啟方向對進氣道、缸內混合均勻度的影響規律[9]。本文在氣體燃料噴射裝置出口加裝導管，分別將燃氣引向螺旋氣道和切向氣道，分析加裝導管對缸內工質運動以及缸內摻混過程的影響。

1 計算模型與模型驗證

1.1計算模型

(a)示意圖 (b)樣機圖1 氣體燃料噴射裝置工作原理示意圖與樣機Fig.1 Structure and prototype of gas injection device

根據大缸徑氣體燃料發動機多點電噴供氣系統的功能分析(主要包括大供氣量和高可控性兩個方面)，設計了氣體燃料電控噴射裝置，如圖1所示。采用動圈式電磁直線執行器作為驅動部件，采用盤型彈性閥門作為執行部件。

有關該噴射裝置的參數設計與詳細性能參見文獻[9]。該氣體燃料噴射裝置可以實現在90°CA(曲軸轉角)內為大缸徑發動機額定工況下各缸提供足夠的燃氣，氣體燃料發動機參數如表1所示。

氣體燃料電控噴射裝置安裝在進氣道上，如圖2a所示，提取進氣道、氣缸和排氣道內部流動區域，如圖2b、圖2c、圖2d所示。由圖2b可知，噴射裝置與進氣道中心軸線夾角為90°，噴射出口不加裝導管；由圖2c可知，在噴射出口加裝導管，將燃氣引向螺旋進氣道附近，導管出口處于兩個進氣門的連線上；由圖2d可知，與圖2c相反，將燃氣引向切向進氣道，同樣地，導管出口處于兩進氣門的連線上。三種條件下氣體燃料噴射裝置在進氣道上的安裝位置相同，區別在于有無導管和有導管條件下燃氣導向不同。文中為了描述簡便，稱無導管條件為噴射方案1，導向螺旋進氣道條件為方案2，導向切向進氣道條件為方案3。

1.2模型驗證

氣體燃料進氣道噴射也涉及到壁面沖擊射流的問題。針對標準k-ε湍流模型在計算壁面沖擊射流時低估射流貫穿距離的問題，并且考慮到發動機復雜的幾何結構和高雷諾數湍流，本文分析RNS計算方法下三種湍流模型(標準k-ε模型、RNGk-ε模型以及realizablek-ε模型)對壁面沖擊射流貫穿距離的影響，并分別使用標準壁面函數以及非平衡壁面函數計算壁面處的湍流，對比兩者的差別。

使用文獻[10-11]的實驗結果作為仿真計算的參考值。由圖3a、圖3b可見，無論自由射流還是壁面沖擊射流，相對于標準k-ε模型以及Realizablek-ε模型，使用RNGk-ε湍流模型計算的貫穿距離與實驗測量值相差較小；圖3c中，非平衡壁面函數相對于標準壁面函數較為精確，因為非平衡壁面函數可以更精確地計算壁面剪切力。

(a)氣體燃料噴射裝置布置在進氣道上

(b)無導管-噴射角度90°

(c)導管導向螺旋進氣道

(d)導管導向切向進氣道圖2 氣體燃料供給系統三維模型Fig.2 Computational domain of gas fuel injection system

噴射裝置出口截面上網格數是準確計算噴射閥下游噴射過程的關鍵。在靠近閥門出口處加密網格，而在遠離閥門處使用較粗網格。噴射閥內部和出口處截面網格尺寸d分別取2.0 mm、1.5 mm、1.0 mm、0.8 mm、0.6 mm和0.4 mm。在不同網格密度條件下，分析噴射開始0.1 ms后沿出口中心軸線的燃氣質量分數，如圖4所示，隨著出口截面上網格尺寸逐漸減小，出口軸向燃氣分布逐漸穩定。

(a)湍流模型對自由射流貫穿距離的影響

(b)湍流模型對沖擊射流貫穿距離的影響

(c)壁面函數對沖擊射流貫穿距離的影響圖3 湍流模型驗證Fig.3 Turbulence model validation

圖4 網格無關性驗證結果Fig.4 The results of grid independency check

噴射裝置內部及出口附近網格尺寸取0.4 mm必定會帶來更為精確的計算結果，但發動機處于上止點時模型總網格數就達到300萬，這是因為在粗細網格之間需要相當數量的過渡層網格，粗細網格之間尺寸相差越大，過渡層就越多。過多的網格數會導致計算速度緩慢，增加計算成本，0.4 mm網格尺寸對應的計算達到300 h(Intel I7)，而1 mm的網格尺寸對應的計算時間僅為90 h左右。

據此搭建了氣體燃料噴射裝置的流量測定臺架(圖5)來驗證上述網格無關性的結果。從實驗安全方面考慮，使用空氣替代CNG作為實驗氣源。壓縮空氣通過調壓閥分別減壓到0.02 MPa、0.03 MPa、0.04 MPa、0.05 MPa，使用渦街式流量計測定噴射裝置的穩態流量，并與仿真結果對比，如圖6所示，實驗值與仿真值最大相差3.1%。

圖5 噴射裝置流量特性測試臺架Fig.5 Test platform of experimental validation

圖6 仿真與實驗結果對比Fig.6 Comparison of the experiment and CFD simulation

1.3計算設置

根據網格無關性驗證結果，在噴射閥內部及靠近其出口區域、發動機進排氣門附近區域加密網格，其他區域使用最大尺寸為3 mm的網格。進氣道入口壓力設定為0.2 MPa，進氣溫度為353 K，排氣道出口壓力設定為0.18 MPa，排氣溫度為773 K，氣體燃料噴射裝置入口壓力為0.7 MPa，溫度為298 K。假設缸內初始速度為0，其他區域的初始溫度、壓力取值參考相應的邊界條件。計算使用RNGk-ε湍流模型和非平衡壁面函數，使用PISO算法，動量、能量和湍流方程都使用一階迎風離散方式。

2 結果分析

三種方案缸內氣體燃料分布情況如圖7所示，分別取430°CA(進氣沖程上止點為360°CA，燃氣噴射起點為340°CA，430°CA時刻閥門開始關閉，447°CA時刻噴射裝置完全關閉)、520°CA、600°CA、680°CA時刻為分析節點，圖7中自左至右依次為無導管、導向螺旋進氣道、導向切向進氣道即方案1、2、3。圖7a將燃氣質量分數低于0.18的部分隱去(無導管條件下將低于0.08的部分隱去，因為無導管條件下燃氣與空氣在進氣道內已經經歷了較長時間的混合過程)；圖7b將質量分數低于0.04的區域隱去；圖7c、圖7d將低于0.025的區域隱去。該燃氣質量分數閾值僅僅是為了表示當前時刻燃氣集中的區域。

(a)430°CA

(b)520°CA

(c)600°CA

(d)680°CA圖7 不同噴射方案燃氣分布情況(質量分數)Fig.7 The gas fuel distribution of different cases (mass fraction)

430°CA時，噴射方案2，燃氣經過進氣門邊緣的導向作用向火花塞靠近，燃氣主要集中于缸蓋附近；噴射方案3，燃氣沿氣缸軸線沖向活塞頂；噴射方案1，部分燃氣處于缸蓋附近，另一部分經切向進氣道靠近缸壁截面進入氣缸，這一部分燃氣沿著缸壁流向活塞頂。520°CA時，燃氣噴射過程已經結束，噴射方案1中，較濃混合氣主要集中在螺旋進氣道氣門下方和活塞頂附近；而噴射方案2中，燃氣流經氣缸中心后到達靠近排氣門一側的缸壁，在螺旋進氣道所產生的渦流作用下旋向螺旋進氣道，燃氣集中在缸蓋附近；噴射方案3中，燃氣主要集中在活塞頂位置。600°CA時，進氣門已經關閉，沒有外部擾動的氣流進入氣缸，活塞上行壓縮缸內氣體，進氣渦流繼續保持的同時，在燃燒室內得以進一步穩定和加強，并圍繞燃燒室軸線旋轉，形成壓縮渦流，各噴射方案缸內的燃氣分布情況與520°CA時差別不大，并且在壓縮終了時刻依然保持著這種分布規律，即隨著曲軸角度的增大，雖然燃氣分布情況有一些變化，但是混合氣分層的構造并沒有被破壞。這是因為剛性渦結構會有利于混合氣在水平方向的均勻混合，而在沿氣缸中心方向上的混合效果將保持之前的狀態。

由此可見，燃氣在缸內的上下分層結構主要取決于進氣門關閉前，即大幅度摻混階段，因此有必要深入分析進氣門關閉前430°CA時刻缸內渦流與燃氣分布規律，揭示不同進氣道噴射燃氣導致摻混效果不同的根本原因。

(a)z=-3 mm

(b)z=-23 mm

(c)z=-43 mm圖8 430°CA缸內軸向渦流強度云圖與速度矢量圖Fig.8 In-cylinder axial vortex strength contour and velocity vector at CA430

圖8為430°CA時刻三種噴射方案缸內不同橫截面上的軸向渦量云圖和速度矢量圖，自左至右分別為方案1、2、3，z=0對應缸蓋平面，z=-3 mm截面為缸蓋平面下方3 mm的截面。由圖8可見，氣流從氣門開啟截面呈環狀射出，在氣門外緣發生氣流跡線分離，氣門下側邊緣氣流速度較大，從切向進氣道進入的氣流與從螺旋氣道進入的氣流在兩氣門鼻梁向下延伸處干涉最為嚴重，氣門附近氣流運動十分激烈、復雜，且氣流的最大速度也發生在氣門喉口處，在缸蓋頂部產生干涉渦流，如圖8中箭頭所示，這種干涉渦流成對出現，即一個順時針渦流對應一個逆時針渦流，對稱地分布在左右兩側。此時缸內流場較為紊亂，呈現為小尺寸渦流，未見大尺寸單一旋向渦流。另外，從圖中可見在進氣初期干涉渦流甚至可以達到靠近活塞截面上，隨著截面位置遠離缸蓋，這種細小干涉渦流逐步削弱。

(a)z=-3 mm

(b)z=-23 mm

(c)z=-43 mm圖9 430°CA缸內燃氣質量分數云圖與速度矢量圖Fig.9 In-cylinder gas fuel mass fraction contour and velocity vector at CA430

圖9為各噴射條件下缸內橫截面上的燃氣質量分數云圖，從左至右分別為方案1、2、3。噴射方案2中，因為靠近缸蓋截面上存在較強的干涉渦流對(圖8)，通過螺旋氣道進入氣缸的燃氣集中在氣缸左側，左右兩側燃氣分布存在一條較為明顯的分界線，如圖9a所示。隨著橫截面位置下移，原本集中在左側的燃氣有少量擴散到氣缸右側，這是因為干涉渦流對隨著截面位置遠離缸蓋而削弱。隨著截面位置進一步遠離缸蓋，干涉渦流對強度進一步削弱，從而燃氣分布的分界線逐漸消失。切向氣道條件下，在靠近缸蓋截面上同樣存在燃氣分布的左右分界線，燃氣集中在氣缸右側，隨著截面位置下移，燃氣逐漸向左側擴散，分界線逐漸消失。無導管條件下，部分燃氣經由螺旋氣道進入，其他燃氣經切向氣道靠近缸壁截面進入氣缸，這一部分燃氣沿著缸壁流向活塞頂，由缸蓋下方23 mm截面上的質量分數云圖可見同樣存在左右分界線，右上角燃氣主要來自于切向進氣道，左下角燃氣主要來自于螺旋進氣道，同樣地，隨著截面位置進一步下移，分界線逐漸模糊并消失。

空氣運動和燃氣噴射時間對軸向分層有很大作用。一般地，渦流起到維持混合氣分層的作用，而噴射時刻決定濃混合氣在缸內的位置。然而根據本文上述研究，在噴氣時刻相同的情況下，燃氣通過切向進氣道噴射時，燃氣在缸蓋附近的干涉氣流分界作用下直接沖向活塞頂，噴射后期燃氣會沿著缸壁流向活塞頂，從而導致濃混合氣集中在活塞頂；通過螺旋進氣道噴射時，在螺旋進氣道和干涉氣流分界共同作用下，燃氣集中在靠近螺旋氣道的缸蓋附近。因此，對于擁有雙進氣道(螺旋進氣道和切向進氣道組合)的內燃機，濃混合氣在缸內的位置還取決于燃氣通過單側進氣道的流動情況。

缸內燃氣質量受加裝導氣管的影響如圖10所示，可以看到加裝導管會導致燃氣始入氣缸時間相對于無導管90°條件下提前30°CA，燃氣在缸內的保持時間不同，缸內混合效果必然會有差異。雖然加裝導管可以讓燃氣始入氣缸時間提前，但是因為導管將高速燃氣直接引入進氣門附近，形成壁面沖擊射流，進氣門阻擋了燃氣的自由噴射，因此加導管方案會導致噴射流量減小，最終進氣門關閉后缸內燃氣總量減少。導管分別導向螺旋進氣道和切向進氣道也會導致缸內燃氣量不同，經過螺旋進氣道的比經過切向進氣道的更少，這是因為螺旋進氣道相對于切向進氣道流量系數偏小。根據進氣門關閉后缸內混合氣總質量和氣體燃料總質量可知，若缸內混合均勻，無導管90°噴射條件的最佳濃度(質量分數w)區間處于2.5%～3%之間，加導管條件下的最佳濃度區間處于2%～2.5%之間。

圖10 導管對缸內燃氣質量的影響Fig.10 In-cylinder fuel of different cases

進氣門關閉后缸內混合氣各濃度區間的體積百分比如圖11所示。總體來看，進氣門關閉后各噴射條件下的最佳濃度區間占比隨著曲軸轉角的增大而提高，這說明混合氣逐漸趨向于均勻，符合分子擴散不可逆原理，這也證明了以最佳濃度區間體積占比作為評價混合效果的指標的有效性。對比分析圖11a、圖11b和圖11c可見，螺旋進氣道入射方案下進氣門關閉時刻的混合已經較為充分，其混合氣濃度主要分布在最佳濃度區間及其±0.005范圍內，其他較濃和較稀混合氣體積占比均低于8%，這是由于有導管方案(包括螺旋氣道入射和切向氣道入射方案)相對于無導管方案燃氣始入氣缸時間提前30°CA(圖10)，然而切向進氣道入射方案此刻的混合氣濃度區間分布較為分散，即混合效果不佳，與無導管方案差別不大，這表明在強混合階段螺旋進氣道入射方案因為螺旋進氣道較強的渦流而改善了混合效果。隨著活塞上行，螺旋氣道方案在640°CA時刻附近混合氣濃度區間集中在2%～3.5%范圍內，不再有分布在其他較濃或者較稀區間的混合氣，點火時刻(700°CA)最佳濃度區間體積占比達到90.2%，在所有方案中該數值最大，混合效果最佳。無導管、切向氣道入射方案在點火時刻的最佳濃度區間占比分別為63.3%和49.3%，可見盡管切向氣道入射方案燃氣始入氣缸時間較無導管方案下提前30°CA，但是因為在缸蓋附近干涉渦流的導向作用下，燃氣沖向活塞頂部，又因為缸內剛性渦的限制，這一部分濃混合氣在點火時刻依然集中在活塞頂附近，混合效果較差。

(a)噴射方案1

(b)噴射方案2

(c)噴射方案3

圖11 缸內各濃度(質量分數)區間體積占比

3 結論

(1)對于切向氣道、螺旋氣道的組合進氣道，進氣沖程初期在兩進氣門鼻梁向下延伸處產生了干涉渦流對，從而缸內燃氣分布呈明顯的分界規律。

(2)螺旋氣道噴射方案，噴射初期燃氣向氣缸中心靠近，壓縮末了時刻燃氣集中在缸蓋附近；而切向氣道噴射方案，噴射初期燃氣沖向活塞頂，壓縮末了時刻燃氣集中在活塞頂附近。混合效果從優到劣依次為螺旋氣道噴射方案、無導管噴射方案、切向氣道噴射方案。

(3)加裝導管條件下因為導管出口射流與進氣門之間形成了壁面沖擊射流，導致噴射流量減小，其中螺旋氣道噴射方案流量最小。

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(編輯王旻玥)

EffectsofLarge-boreGas-fuelledEnginewithElbowConnectedtoGasInjectionDeviceonMixingPerformance

WANG Tianbo CHANG Siqin LIU Liang

School of Mechanical Engineering,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing,210094

Gas fuel was induced to the helical intake port and the tangential intake port of a large-bore port fuel injection engine separately by elbow connected to the outlet of gas fuel injection device(GID). The transient computational fluid dynamics(CFD) engine model incorporating the GID’s motions was established to analyze the effects of injection location on the in-cylinder mixing processes. The results indicate that the intake flow of two adjacent intake ports, the helical intake port and the tangential intake port will interfere with each other near the cylinder head during the intake stroke. For the helical port injection case, the gas fuel approaches to the cylinder center and concentrate on the cylinder head near the end of the compression stroke; while for the tangential port injection case, the gas fuel flows to the piston top and concentrate on the piston top near the end of the compression stroke. At ignition time, the helical port injection case shows best in-cylinder mixing performance, while the tangential port injection case is the worst.

large-bore gas-fuelled engine; combined intake port; elbow; mixing performance

TK434.6

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.22.004

2017-04-12

國家自然科學基金資助項目(50876043)；江蘇省自然科學基金資助項目(BK20130762)

王天波，男，1990年生。南京理工大學機械工程學院博士研究生。主要研究方向為新能源車輛動力裝置。常思勤(通信作者)，男，1954年生。南京理工大學機械工程學院教授、博士研究生導師。E-mail：changsq@njust.edu.cn。劉梁，男，1984年生。南京理工大學機械工程學院副教授。