喷射装置导管对大缸径气体燃料发动机缸内混合效果的影响

王天波 常思勤 刘 梁

南京理工大学机械工程学院，南京，210094

喷射装置导管对大缸径气体燃料发动机缸内混合效果的影响

王天波 常思勤 刘 梁

南京理工大学机械工程学院，南京，210094

在喷射装置出口加装导管，将燃气分别导向大缸径多点电喷气体燃料发动机的螺旋进气道和切向进气道，建立了联合喷射装置内部流动区域的发动机瞬态CFD计算模型，分析了导管位置对缸内掺混过程的影响。研究结果表明：对于该切向气道、螺旋气道的组合进气道，进气冲程在缸内靠近缸盖截面上产生了干涉涡流，对于螺旋气道喷射方案，燃气向气缸中心靠近，压缩末了时刻燃气集中在缸盖附近；而对于切向气道喷射方案，燃气冲向活塞顶，压缩末了时刻燃气集中在活塞顶附近。点火时刻的混合效果从优到劣依次为螺旋气道喷射方案、无导管喷射方案、切向气道喷射方案。

大缸径气体燃料发动机；组合进气道；导管；混合效果

0 引言

对于多点喷射发动机，缸内燃烧、排放情况与进气道、缸内混合效果有着密不可分的联系。GARG等[1]研究了燃气进气道内喷射位置、喷射方向、喷射定时等因素对缸内分层效果的影响，相对于预混方式，进气道喷射时缸内混合气浓度差异可达40%。YAMATO等[2]使用计算流体力学(CFD)与粒子图像测速法(PIV)相结合的方法研究了燃气通过切向进气道的四个不同区域喷射的缸内混合气分布情况。SOANES等[3]和 HERRERA等[4]将一台六缸汽油机分别改装成多点和单点电喷CNG发动机，他们指出：燃气冲击在进气门表面形成涡流，进气门打开后燃气与空气在进气门附近强烈的湍流涡流影响下混合效果较好。

根据CARLUCCI等[5]的研究结果：对于组合进气道，单螺旋进气道模式(切向进气道气门不打开、螺旋进气道燃气喷射)有利于同时降低NOx和HC排放。纪少波等[6]研究了多点电喷供气方式下四种不同结构形式的导管对燃烧循环差异的影响规律。上述研究均侧重于直接揭示喷射策略对发动机燃烧情况的影响规律，对燃气射流与螺旋进气道、切向进气道内湍流之间相互作用的分析不够深刻，没有研究双进气道不同组合形式对混合效果的影响规律从而揭示组合形式对缸内燃烧、排放情况产生影响的根本原因。

目前本课题组已经完成了大功率气体燃料发动机电控喷射装置的设计与样件研制[7]，从出流速度、喷射效率等方面优化了气体燃料喷射装置的稳态喷射特性[8]，分析了无导管条件下喷射角度、阀门开启方向对进气道、缸内混合均匀度的影响规律[9]。本文在气体燃料喷射装置出口加装导管，分别将燃气引向螺旋气道和切向气道，分析加装导管对缸内工质运动以及缸内掺混过程的影响。

1 计算模型与模型验证

1.1计算模型

(a)示意图 (b)样机图1 气体燃料喷射装置工作原理示意图与样机Fig.1 Structure and prototype of gas injection device

根据大缸径气体燃料发动机多点电喷供气系统的功能分析(主要包括大供气量和高可控性两个方面)，设计了气体燃料电控喷射装置，如图1所示。采用动圈式电磁直线执行器作为驱动部件，采用盘型弹性阀门作为执行部件。

有关该喷射装置的参数设计与详细性能参见文献[9]。该气体燃料喷射装置可以实现在90°CA(曲轴转角)内为大缸径发动机额定工况下各缸提供足够的燃气，气体燃料发动机参数如表1所示。

气体燃料电控喷射装置安装在进气道上，如图2a所示，提取进气道、气缸和排气道内部流动区域，如图2b、图2c、图2d所示。由图2b可知，喷射装置与进气道中心轴线夹角为90°，喷射出口不加装导管；由图2c可知，在喷射出口加装导管，将燃气引向螺旋进气道附近，导管出口处于两个进气门的连线上；由图2d可知，与图2c相反，将燃气引向切向进气道，同样地，导管出口处于两进气门的连线上。三种条件下气体燃料喷射装置在进气道上的安装位置相同，区别在于有无导管和有导管条件下燃气导向不同。文中为了描述简便，称无导管条件为喷射方案1，导向螺旋进气道条件为方案2，导向切向进气道条件为方案3。

1.2模型验证

气体燃料进气道喷射也涉及到壁面冲击射流的问题。针对标准k-ε湍流模型在计算壁面冲击射流时低估射流贯穿距离的问题，并且考虑到发动机复杂的几何结构和高雷诺数湍流，本文分析RNS计算方法下三种湍流模型(标准k-ε模型、RNGk-ε模型以及realizablek-ε模型)对壁面冲击射流贯穿距离的影响，并分别使用标准壁面函数以及非平衡壁面函数计算壁面处的湍流，对比两者的差别。

使用文献[10-11]的实验结果作为仿真计算的参考值。由图3a、图3b可见，无论自由射流还是壁面冲击射流，相对于标准k-ε模型以及Realizablek-ε模型，使用RNGk-ε湍流模型计算的贯穿距离与实验测量值相差较小；图3c中，非平衡壁面函数相对于标准壁面函数较为精确，因为非平衡壁面函数可以更精确地计算壁面剪切力。

(a)气体燃料喷射装置布置在进气道上

(b)无导管-喷射角度90°

(c)导管导向螺旋进气道

(d)导管导向切向进气道图2 气体燃料供给系统三维模型Fig.2 Computational domain of gas fuel injection system

喷射装置出口截面上网格数是准确计算喷射阀下游喷射过程的关键。在靠近阀门出口处加密网格，而在远离阀门处使用较粗网格。喷射阀内部和出口处截面网格尺寸d分别取2.0 mm、1.5 mm、1.0 mm、0.8 mm、0.6 mm和0.4 mm。在不同网格密度条件下，分析喷射开始0.1 ms后沿出口中心轴线的燃气质量分数，如图4所示，随着出口截面上网格尺寸逐渐减小，出口轴向燃气分布逐渐稳定。

(a)湍流模型对自由射流贯穿距离的影响

(b)湍流模型对冲击射流贯穿距离的影响

(c)壁面函数对冲击射流贯穿距离的影响图3 湍流模型验证Fig.3 Turbulence model validation

图4 网格无关性验证结果Fig.4 The results of grid independency check

喷射装置内部及出口附近网格尺寸取0.4 mm必定会带来更为精确的计算结果，但发动机处于上止点时模型总网格数就达到300万，这是因为在粗细网格之间需要相当数量的过渡层网格，粗细网格之间尺寸相差越大，过渡层就越多。过多的网格数会导致计算速度缓慢，增加计算成本，0.4 mm网格尺寸对应的计算达到300 h(Intel I7)，而1 mm的网格尺寸对应的计算时间仅为90 h左右。

据此搭建了气体燃料喷射装置的流量测定台架(图5)来验证上述网格无关性的结果。从实验安全方面考虑，使用空气替代CNG作为实验气源。压缩空气通过调压阀分别减压到0.02 MPa、0.03 MPa、0.04 MPa、0.05 MPa，使用涡街式流量计测定喷射装置的稳态流量，并与仿真结果对比，如图6所示，实验值与仿真值最大相差3.1%。

图5 喷射装置流量特性测试台架Fig.5 Test platform of experimental validation

图6 仿真与实验结果对比Fig.6 Comparison of the experiment and CFD simulation

1.3计算设置

根据网格无关性验证结果，在喷射阀内部及靠近其出口区域、发动机进排气门附近区域加密网格，其他区域使用最大尺寸为3 mm的网格。进气道入口压力设定为0.2 MPa，进气温度为353 K，排气道出口压力设定为0.18 MPa，排气温度为773 K，气体燃料喷射装置入口压力为0.7 MPa，温度为298 K。假设缸内初始速度为0，其他区域的初始温度、压力取值参考相应的边界条件。计算使用RNGk-ε湍流模型和非平衡壁面函数，使用PISO算法，动量、能量和湍流方程都使用一阶迎风离散方式。

2 结果分析

三种方案缸内气体燃料分布情况如图7所示，分别取430°CA(进气冲程上止点为360°CA，燃气喷射起点为340°CA，430°CA时刻阀门开始关闭，447°CA时刻喷射装置完全关闭)、520°CA、600°CA、680°CA时刻为分析节点，图7中自左至右依次为无导管、导向螺旋进气道、导向切向进气道即方案1、2、3。图7a将燃气质量分数低于0.18的部分隐去(无导管条件下将低于0.08的部分隐去，因为无导管条件下燃气与空气在进气道内已经经历了较长时间的混合过程)；图7b将质量分数低于0.04的区域隐去；图7c、图7d将低于0.025的区域隐去。该燃气质量分数阈值仅仅是为了表示当前时刻燃气集中的区域。

(a)430°CA

(b)520°CA

(c)600°CA

(d)680°CA图7 不同喷射方案燃气分布情况(质量分数)Fig.7 The gas fuel distribution of different cases (mass fraction)

430°CA时，喷射方案2，燃气经过进气门边缘的导向作用向火花塞靠近，燃气主要集中于缸盖附近；喷射方案3，燃气沿气缸轴线冲向活塞顶；喷射方案1，部分燃气处于缸盖附近，另一部分经切向进气道靠近缸壁截面进入气缸，这一部分燃气沿着缸壁流向活塞顶。520°CA时，燃气喷射过程已经结束，喷射方案1中，较浓混合气主要集中在螺旋进气道气门下方和活塞顶附近；而喷射方案2中，燃气流经气缸中心后到达靠近排气门一侧的缸壁，在螺旋进气道所产生的涡流作用下旋向螺旋进气道，燃气集中在缸盖附近；喷射方案3中，燃气主要集中在活塞顶位置。600°CA时，进气门已经关闭，没有外部扰动的气流进入气缸，活塞上行压缩缸内气体，进气涡流继续保持的同时，在燃烧室内得以进一步稳定和加强，并围绕燃烧室轴线旋转，形成压缩涡流，各喷射方案缸内的燃气分布情况与520°CA时差别不大，并且在压缩终了时刻依然保持着这种分布规律，即随着曲轴角度的增大，虽然燃气分布情况有一些变化，但是混合气分层的构造并没有被破坏。这是因为刚性涡结构会有利于混合气在水平方向的均匀混合，而在沿气缸中心方向上的混合效果将保持之前的状态。

由此可见，燃气在缸内的上下分层结构主要取决于进气门关闭前，即大幅度掺混阶段，因此有必要深入分析进气门关闭前430°CA时刻缸内涡流与燃气分布规律，揭示不同进气道喷射燃气导致掺混效果不同的根本原因。

(a)z=-3 mm

(b)z=-23 mm

(c)z=-43 mm图8 430°CA缸内轴向涡流强度云图与速度矢量图Fig.8 In-cylinder axial vortex strength contour and velocity vector at CA430

图8为430°CA时刻三种喷射方案缸内不同横截面上的轴向涡量云图和速度矢量图，自左至右分别为方案1、2、3，z=0对应缸盖平面，z=-3 mm截面为缸盖平面下方3 mm的截面。由图8可见，气流从气门开启截面呈环状射出，在气门外缘发生气流迹线分离，气门下侧边缘气流速度较大，从切向进气道进入的气流与从螺旋气道进入的气流在两气门鼻梁向下延伸处干涉最为严重，气门附近气流运动十分激烈、复杂，且气流的最大速度也发生在气门喉口处，在缸盖顶部产生干涉涡流，如图8中箭头所示，这种干涉涡流成对出现，即一个顺时针涡流对应一个逆时针涡流，对称地分布在左右两侧。此时缸内流场较为紊乱，呈现为小尺寸涡流，未见大尺寸单一旋向涡流。另外，从图中可见在进气初期干涉涡流甚至可以达到靠近活塞截面上，随着截面位置远离缸盖，这种细小干涉涡流逐步削弱。

(a)z=-3 mm

(b)z=-23 mm

(c)z=-43 mm图9 430°CA缸内燃气质量分数云图与速度矢量图Fig.9 In-cylinder gas fuel mass fraction contour and velocity vector at CA430

图9为各喷射条件下缸内横截面上的燃气质量分数云图，从左至右分别为方案1、2、3。喷射方案2中，因为靠近缸盖截面上存在较强的干涉涡流对(图8)，通过螺旋气道进入气缸的燃气集中在气缸左侧，左右两侧燃气分布存在一条较为明显的分界线，如图9a所示。随着横截面位置下移，原本集中在左侧的燃气有少量扩散到气缸右侧，这是因为干涉涡流对随着截面位置远离缸盖而削弱。随着截面位置进一步远离缸盖，干涉涡流对强度进一步削弱，从而燃气分布的分界线逐渐消失。切向气道条件下，在靠近缸盖截面上同样存在燃气分布的左右分界线，燃气集中在气缸右侧，随着截面位置下移，燃气逐渐向左侧扩散，分界线逐渐消失。无导管条件下，部分燃气经由螺旋气道进入，其他燃气经切向气道靠近缸壁截面进入气缸，这一部分燃气沿着缸壁流向活塞顶，由缸盖下方23 mm截面上的质量分数云图可见同样存在左右分界线，右上角燃气主要来自于切向进气道，左下角燃气主要来自于螺旋进气道，同样地，随着截面位置进一步下移，分界线逐渐模糊并消失。

空气运动和燃气喷射时间对轴向分层有很大作用。一般地，涡流起到维持混合气分层的作用，而喷射时刻决定浓混合气在缸内的位置。然而根据本文上述研究，在喷气时刻相同的情况下，燃气通过切向进气道喷射时，燃气在缸盖附近的干涉气流分界作用下直接冲向活塞顶，喷射后期燃气会沿着缸壁流向活塞顶，从而导致浓混合气集中在活塞顶；通过螺旋进气道喷射时，在螺旋进气道和干涉气流分界共同作用下，燃气集中在靠近螺旋气道的缸盖附近。因此，对于拥有双进气道(螺旋进气道和切向进气道组合)的内燃机，浓混合气在缸内的位置还取决于燃气通过单侧进气道的流动情况。

缸内燃气质量受加装导气管的影响如图10所示，可以看到加装导管会导致燃气始入气缸时间相对于无导管90°条件下提前30°CA，燃气在缸内的保持时间不同，缸内混合效果必然会有差异。虽然加装导管可以让燃气始入气缸时间提前，但是因为导管将高速燃气直接引入进气门附近，形成壁面冲击射流，进气门阻挡了燃气的自由喷射，因此加导管方案会导致喷射流量减小，最终进气门关闭后缸内燃气总量减少。导管分别导向螺旋进气道和切向进气道也会导致缸内燃气量不同，经过螺旋进气道的比经过切向进气道的更少，这是因为螺旋进气道相对于切向进气道流量系数偏小。根据进气门关闭后缸内混合气总质量和气体燃料总质量可知，若缸内混合均匀，无导管90°喷射条件的最佳浓度(质量分数w)区间处于2.5%～3%之间，加导管条件下的最佳浓度区间处于2%～2.5%之间。

图10 导管对缸内燃气质量的影响Fig.10 In-cylinder fuel of different cases

进气门关闭后缸内混合气各浓度区间的体积百分比如图11所示。总体来看，进气门关闭后各喷射条件下的最佳浓度区间占比随着曲轴转角的增大而提高，这说明混合气逐渐趋向于均匀，符合分子扩散不可逆原理，这也证明了以最佳浓度区间体积占比作为评价混合效果的指标的有效性。对比分析图11a、图11b和图11c可见，螺旋进气道入射方案下进气门关闭时刻的混合已经较为充分，其混合气浓度主要分布在最佳浓度区间及其±0.005范围内，其他较浓和较稀混合气体积占比均低于8%，这是由于有导管方案(包括螺旋气道入射和切向气道入射方案)相对于无导管方案燃气始入气缸时间提前30°CA(图10)，然而切向进气道入射方案此刻的混合气浓度区间分布较为分散，即混合效果不佳，与无导管方案差别不大，这表明在强混合阶段螺旋进气道入射方案因为螺旋进气道较强的涡流而改善了混合效果。随着活塞上行，螺旋气道方案在640°CA时刻附近混合气浓度区间集中在2%～3.5%范围内，不再有分布在其他较浓或者较稀区间的混合气，点火时刻(700°CA)最佳浓度区间体积占比达到90.2%，在所有方案中该数值最大，混合效果最佳。无导管、切向气道入射方案在点火时刻的最佳浓度区间占比分别为63.3%和49.3%，可见尽管切向气道入射方案燃气始入气缸时间较无导管方案下提前30°CA，但是因为在缸盖附近干涉涡流的导向作用下，燃气冲向活塞顶部，又因为缸内刚性涡的限制，这一部分浓混合气在点火时刻依然集中在活塞顶附近，混合效果较差。

(a)喷射方案1

(b)喷射方案2

(c)喷射方案3

图11 缸内各浓度(质量分数)区间体积占比

3 结论

(1)对于切向气道、螺旋气道的组合进气道，进气冲程初期在两进气门鼻梁向下延伸处产生了干涉涡流对，从而缸内燃气分布呈明显的分界规律。

(2)螺旋气道喷射方案，喷射初期燃气向气缸中心靠近，压缩末了时刻燃气集中在缸盖附近；而切向气道喷射方案，喷射初期燃气冲向活塞顶，压缩末了时刻燃气集中在活塞顶附近。混合效果从优到劣依次为螺旋气道喷射方案、无导管喷射方案、切向气道喷射方案。

(3)加装导管条件下因为导管出口射流与进气门之间形成了壁面冲击射流，导致喷射流量减小，其中螺旋气道喷射方案流量最小。

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(编辑王旻玥)

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

国家自然科学基金资助项目(50876043)；江苏省自然科学基金资助项目(BK20130762)

王天波，男，1990年生。南京理工大学机械工程学院博士研究生。主要研究方向为新能源车辆动力装置。常思勤(通信作者)，男，1954年生。南京理工大学机械工程学院教授、博士研究生导师。E-mail：changsq@njust.edu.cn。刘梁，男，1984年生。南京理工大学机械工程学院副教授。