王天波 張?zhí)m春

摘? ? 要：對于氣體燃料缸外多點噴射發(fā)動機而言，氣體燃料在進(jìn)氣道內(nèi)的摻混效果直接影響著缸內(nèi)摻混效果，進(jìn)而影響發(fā)動機各項性能。通過建立發(fā)動機模擬進(jìn)氣道穩(wěn)態(tài)摻混計算流體力學(xué)模型，研究不同閥門開啟方向（流開型與流閉型）和不同流向渦激勵機構(gòu)（凸臺、跨線、氣柱）對進(jìn)氣道內(nèi)橫向射流摻混效果的影響。結(jié)果表明：流閉型開啟方向有利于提高進(jìn)氣道內(nèi)橫向摻混均勻度;流向渦激勵機構(gòu)有利于改善噴射出口近區(qū)的摻混均勻度，但因其會引起氣體燃料射流核心區(qū)縮短以及在進(jìn)氣道內(nèi)的貫穿距離縮短，最終反而導(dǎo)致進(jìn)氣道內(nèi)總體摻混均勻度變差。

關(guān)鍵詞：氣體燃料;缸外多點噴射;進(jìn)氣道;橫向紊動射流;摻混效果

中圖分類號：U464? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A? ? ? ? ? ? ? ? ? 文章編號：2095-7394（2021）04-0048-08

2019年9月，中共中央、國務(wù)院印發(fā)《交通強國建設(shè)綱要》，提出“交通裝備先進(jìn)適用、完備可控”的要求[1]，這標(biāo)志著以天然氣發(fā)動機為代表的氣體燃料發(fā)動機研發(fā)具有重大意義。與傳統(tǒng)汽、柴油發(fā)動機相比，天然氣發(fā)動機具有降低石油需求、減少二氧化碳以及有害尾氣排放量等優(yōu)勢，目前在汽車（含轎車、城市公交、貨車等）、船舶、分布式發(fā)電站等國民經(jīng)濟(jì)關(guān)鍵領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。

燃料供給系統(tǒng)對氣體燃料發(fā)動機的各項性能有著至關(guān)重要的影響，該系統(tǒng)目前已經(jīng)歷了機械式燃料供給系統(tǒng)、電控機械式燃料供給系統(tǒng)[2]、電控氣體燃料缸外噴射系統(tǒng)[3]和氣體燃料缸內(nèi)直噴系統(tǒng)[4-5]四個發(fā)展階段。氣體燃料缸內(nèi)直噴系統(tǒng)是最為先進(jìn)的燃?xì)夤┙o系統(tǒng)，但是，由于噴射裝置處于高溫高壓的工作環(huán)境下，為確保工作穩(wěn)定，需要對其關(guān)鍵部件做耐熱處理，對加工精度要求極高;同時，高壓噴射系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)過于復(fù)雜，對于加壓裝置、減壓裝置和穩(wěn)壓裝置的可靠性難以保證，推廣難度較大。因此，電控缸外噴射系統(tǒng)是目前應(yīng)用最為廣泛的氣體燃料供給系統(tǒng)。

作者所在團(tuán)隊設(shè)計了一類應(yīng)用動圈式電磁直線執(zhí)行器和菌型閥的氣體燃料電控噴射裝置，研究了其穩(wěn)態(tài)噴射特性[6]，并將其應(yīng)用在大功率氣體燃料缸外多點噴射發(fā)動機上，通過研究噴射結(jié)構(gòu)、布置方案等因素對缸內(nèi)摻混均勻度的影響規(guī)律，優(yōu)化了缸內(nèi)摻混效果[7]。結(jié)果表明：氣體燃料與空氣在進(jìn)氣道的混合過程，對氣體燃料發(fā)動機缸內(nèi)混合效果有著很大影響。對于缸外多點噴射發(fā)動機，高速射流以一定角度噴入進(jìn)氣道或進(jìn)氣歧管，與空氣流相互作用，形成橫向紊動射流現(xiàn)象[8-9]。所謂橫向紊動射流是一種具有強三維特性的復(fù)雜流動問題，在射流、橫流和壁面三者之間的相互作用下，流場中會同時存在卷吸、繞流、混合和分離這些重要的流動現(xiàn)象[10]。當(dāng)流體從窄長的縫隙或孔口中以一定的角度噴出，并與環(huán)境中水平方向的流體相互作用時，就形成了橫向紊動射流問題[11];而相對于橫向紊動射流，同軸射流的混合只依靠流體間的剪切混合，摻混均勻度較低。因此，為了強化同軸射流的混合，一些先進(jìn)的混合器應(yīng)運而生，如：波瓣形混合器、齒冠狀混合器以及凸臺激勵的強化混合技術(shù)。凸臺是指安裝在射流出口處有一定幾何形狀的機械激勵機構(gòu)，盡管其面積一般只占出口面積的極小比例，但強化同軸射流摻混效果的作用卻較為明顯。類似的方法還有在出口徑向布置跨線、空氣柱激勵等[12]，此類流向渦激勵機構(gòu)，同樣會對橫向紊動摻混效果產(chǎn)生一定影響。

本文將從氣體燃料電控噴射裝置層面，通過計算流體力學(xué)（CFD）方法，分析其結(jié)構(gòu)對缸外多點噴射發(fā)動機進(jìn)氣道內(nèi)橫向紊動摻混效果的影響;在執(zhí)行機構(gòu)開啟方向?qū)用妫骄苛鏖_型、流閉型噴射裝置結(jié)構(gòu)的影響;在流向渦激勵機構(gòu)層面，探究凸臺、徑向跨線和氣柱的流向渦激勵形式的影響。

1? ? 研究方案與CFD建模

1.1? 不同閥門開啟方向：流開型與流閉型

前期作者團(tuán)隊已經(jīng)研究了不同閥門開啟方向?qū)娚溲b置噴射特性的影響，研究結(jié)果表明：流閉型噴射裝置噴射核心區(qū)速度更大，噴射效率更高[6-7]。本文在此基礎(chǔ)上研究不同閥門開啟方向?qū)M(jìn)氣道內(nèi)橫向射流摻混效果的影響，流開型與流閉型噴射裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示。為突出閥門開啟方向的影響，簡化噴射裝置內(nèi)部結(jié)構(gòu)，僅保留閥門開啟方向不同的特征，閥門保持在最大升程1 mm位置，閥門直徑均為8 mm。

結(jié)合氣體燃料發(fā)動機的進(jìn)氣道截面尺寸[7]，將氣體燃料引入長400 mm、寬43 mm、高74 mm的模擬進(jìn)氣道流場區(qū)域，并在模擬進(jìn)氣道兩端設(shè)置固定壓力差。模擬進(jìn)氣道進(jìn)出口壓差設(shè)定為0.02 MPa，氣體燃料入口設(shè)定為壓力入口邊界，壓力為0.7 Mpa。噴射裝置布置在距離模擬進(jìn)氣道入口150 mm處，簡化后的兩種噴射裝置及模擬進(jìn)氣道流域如圖2所示。

噴射裝置出口近區(qū)網(wǎng)格尺寸以及湍流模型設(shè)置，參照作者網(wǎng)格無關(guān)性與湍流模型驗證結(jié)果[7]。噴射裝置內(nèi)部結(jié)構(gòu)較不規(guī)則，選用0.8 mm的四面體網(wǎng)格，模擬進(jìn)氣道流動區(qū)域使用三棱柱結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸最大為3 mm，在粗細(xì)網(wǎng)格之間使用過渡層網(wǎng)格，以便于實現(xiàn)計算快速收斂。湍流模型選用RNG k-ε雙方程模型，壁面函數(shù)使用非平面壁面函數(shù)。壓力速度耦合采用的是SIMPLE算法，欠松弛因子采用默認(rèn)值，壓力、能量、動量、密度、湍動能以及湍動能耗散率均采用一階迎風(fēng)格式離散。

1.2? 不同流向渦激勵機構(gòu)：凸臺、跨線、氣柱

如圖3所示，考慮到使用凸臺、跨線、徑向氣柱等流向渦激勵機構(gòu)往往可以改善同軸射流的摻混效果，本文提出將凸臺、跨線、氣柱三種流向渦激勵方案應(yīng)用在氣體燃料噴射裝置出口，研究加強流向渦的方法對進(jìn)氣道內(nèi)橫向紊動摻混效果的影響。圖（a）所示方案一，為圓管自由射流;圖（b）所示方案二，在圓管出口徑向上布置2個矩形凸臺，寬W為2 mm，高H為1 mm，為保證相同的噴射流量，圓管直徑D由7 mm增加到約7.35 mm;圖（c）所示方案三，在圓管出口徑向上布置一根跨線，跨線寬度為0.54 mm，跨線總面積與上述兩個矩形凸臺面積和相等;圖（d）所示方案四，3個圓管出口的總面積與圖（a）所示單個圓管面積相等，2個小圓管直徑均為1 mm?？紤]到流向渦激勵機構(gòu)安裝在噴射裝置出口位置，因而簡化了具體的閥門結(jié)構(gòu)，采用簡單的圓管替代實際噴射裝置。

鑒于在圓管出口附近添加凸臺、跨線等方案存在局部尺寸較小的問題，在圓管內(nèi)部采用0.3 mm的均勻尺寸六面體網(wǎng)格加密;而在遠(yuǎn)離出口位置逐漸使用尺寸較大的網(wǎng)格，徑向（x方向）網(wǎng)格擴展因子為1.05，軸向（y方向）網(wǎng)格初始尺寸為0.3 mm，網(wǎng)格點數(shù)為120。模擬進(jìn)氣道尺寸、網(wǎng)格尺寸等其他設(shè)置不再贅述。

2? ? 結(jié)果與分析

2.1? ?閥門開啟方向的影響

流開型和流閉型噴射裝置在進(jìn)氣道內(nèi)的穩(wěn)態(tài)橫向摻混情況如圖4所示。氣體燃料射流因為受到空氣流的推力向空氣主流方向彎曲，然而，在流開型和流閉型兩種條件下，橫向射流中心線相差較大。流開型條件下，射流傾向于靠近進(jìn)氣道上壁面，雖然仍存在反旋渦對（CVP），但因為受到空氣主流與進(jìn)氣道上壁面的雙重擠壓，反旋渦對變形較為嚴(yán)重;相反，流閉型條件下射流向空氣主流內(nèi)部貫穿距離較大，各截面上的質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖呈現(xiàn)較為規(guī)則的CVP，反旋渦對逐漸向進(jìn)氣道下底面靠近。因此，可加以定性分析：在流開型噴射裝置條件下，射流核心區(qū)短，速度慢，射流在空氣主流中的貫穿距離較短，氣體燃料集中在進(jìn)氣道上壁面，反旋渦對被壓縮，摻混均勻度較差;在流閉型噴射裝置條件下，氣體燃料噴射速度較快，貫穿距離較長，因而摻混更為均勻。

再進(jìn)一步定量地分析兩種噴射條件下進(jìn)氣道內(nèi)的摻混效果，計算模擬進(jìn)氣道各橫截面上的氣體燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差。橫截面位置如圖4所示，計算結(jié)果如圖5所示（z=0 m橫截面位于噴射裝置安裝位置）。結(jié)果表明：定量分析結(jié)果與上述定性分析結(jié)果吻合，流閉型條件下橫向射流的混合效果優(yōu)于流開型。

2.2? ?流向渦激勵機構(gòu)的影響

計算以上四種方案下模擬進(jìn)氣道各橫截面上的氣體燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差，結(jié)果如圖6所示。結(jié)果表明：僅在噴射位置（z =0 m）附近，方案二、三、四的混合效果優(yōu)于方案一（無流向渦激勵），以方案四（氣柱形式流向渦激勵）的混合效果最佳;而隨著氣體燃料與空氣沿進(jìn)氣道進(jìn)一步摻混，方案一的混合效果得到顯著改善，反而優(yōu)于其他方案，最終在混合氣流出進(jìn)氣道之前，方案四的混合效果最差，方案二次之，方案一最佳。原因分析如圖7所示。

（1）噴射位置所在截面（z=0 m）上的混合效果。相對于規(guī)則圓形射流，在矩形凸臺、徑向跨線以及氣柱形式的流向渦激勵機構(gòu)影響下，其產(chǎn)生的流向渦使氣體燃料向進(jìn)氣道左右兩側(cè)延展，以氣柱的影響最大;因此，在當(dāng)前截面上混合效果最佳。

（2）z=0.08 m截面上的混合效果。方案二、三、四條件下CVP已經(jīng)接觸進(jìn)氣道兩側(cè)壁面，雙腎形渦對被剪切，以方案四的渦破壞程度最大。對比各方案的反旋渦對縱向分布位置，方案一分布最靠近進(jìn)氣道底面，方案二、三更加靠近進(jìn)氣道上表面，而方案四最為靠近進(jìn)氣道上表面，這種情況必然會導(dǎo)致該截面上的混合效果惡劣。這實際是因為射流核心區(qū)被流向渦破壞，射流核心區(qū)變短，橫向紊動射流的彎曲段越早來臨，射流保持其自身流向的能力越差，從而更加容易被空氣主流推向進(jìn)氣道上壁面。

（3）z=0.24 m截面上的混合效果。對于方案四，氣體燃料幾乎完全被主流推向進(jìn)氣道上壁面;因此，混合效果最差。

綜上所述，采用凸臺、跨線以及氣柱等流向渦激勵機構(gòu)可以改善同軸射流的徑向混合效果。凸臺、跨線等一系列機械激勵機構(gòu)流向渦主要集中在射流出口周邊，而氣柱形式的激勵機構(gòu)可以讓流向渦深入射流核心區(qū);因此，縮短核心區(qū)長度的效果最佳。然而，對于橫向紊動射流，射流核心區(qū)縮短會導(dǎo)致射流更容易被主流同一化，從而使氣體燃料被推向壁面，致使摻混效果反而惡化。

3? ? 結(jié)論

本文利用計算流體力學(xué)的方法，研究了不同閥門開啟方向與不同噴射流向渦激勵機構(gòu)對氣體燃料缸外多點噴射發(fā)動機進(jìn)氣道內(nèi)摻混均勻度的影響，為未來進(jìn)一步改善氣體燃料發(fā)動機缸內(nèi)摻混效果提供了參考。研究結(jié)論如下：

（1）因為流開型噴射裝置噴射效率較低、噴射核心區(qū)長度較短，導(dǎo)致在進(jìn)氣道內(nèi)的貫穿距離較小，摻混均勻度較低。而流閉型開啟方向有利于改善進(jìn)氣道內(nèi)橫向摻混均勻度。

（2）流向渦激勵機構(gòu)可以改善噴射近區(qū)的摻混均勻度，這是因為流向渦激勵機構(gòu)迫使天然氣射流靠近進(jìn)氣道左右兩側(cè)。

（3）在噴射裝置出口安裝流向渦激勵機構(gòu)不利于提高進(jìn)氣道內(nèi)總體摻混均勻度;因為此時流向渦激勵機構(gòu)類似于流開型噴射裝置，會導(dǎo)致射流核心區(qū)縮短以及在進(jìn)氣道內(nèi)的貫穿距離縮短。

參考文獻(xiàn)：

[1] 人民日報.中共中央國務(wù)院印發(fā)《交通強國建設(shè)綱要》[N].人民日報，2019-09-20（4）.

[2] ASLAM M U，MASJUKI H H，KALAM M A，et al. An experimental investigation of CNG as an alternative fuel for a retrofitted gasoline vehicle[J].Fuel，2006，85（5-6）：717-724.

[3] MAHENDAR S K，ERLANDSSON A，ADLERCREUTZ L. Challenges for spark ignition engines in heavy duty application： a review[C]// SAE Technical Paper，2018.DOI：10.4271/2018-01-0907.

[4] CHEN W，PAN J，LIU Y，et al. Numerical investigation of direct injection stratified charge combustion in a natural gas-diesel rotary engine[J]. Applied Energy，2019，233：453-467.

[5] TSUJIMURA T，SUZUKI Y.Development of a large-sized direct injection hydrogen engine for a stationary power generator[J]. International Journal of Hydrogen Energy，2019，44（22）： 11355-11369.

[6] 王天波，劉梁，常思勤，等.氣體燃料噴射裝置的穩(wěn)態(tài)流動特性研究[J].中國機械工程，2015， 26（15）：2041-2046.

[7] WANG T B，CHANG S Q，LIU L.Influence of injection angle and valve opening manner on mixing performance in a large-bore PFI CNG-fueled engine[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines & Power，2016，138（12）：1-9.

[8] GIMBRES D，BOREE J，BAZILE R，et al. Effect of air pulsed flow on the mixture preparation for the optimization of natural gas si engine[C]// Future Transportation Technology Conference & Exposition，August 1999.

[9] LEE S Y，KANG Y H，KIM Y M，et al. Analysis of in-cylinder fuel-air mixture distribution in a heavy duty cng engine[J]. International Journal of Automotive Technology，2001：9.

[10] 宋東輝.橫向紊動射流傳熱特性的數(shù)值模擬[D].吉林：東北電力大學(xué)，2006.

[11] GAO Z X，LEE C H. Numerical research on mixing characteristics of different injection schemes for supersonic transverse jet[J]. Science China Technological Sciences，2011，54（4）：883-893.

[12] AHUJA V，HOSANGADI A，SHIPMAN J，et al. Multi-element unstructured analyses of complex valve systems[J]. Journal of Fluids Engineering，2006，128（4）：707-716.

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