鄧彪，李朝陽

(上海新動力汽車科技股份有限公司，上海 200438)

0 前言

本文根據(jù)項目需求，對比2款不同的文丘里管式混合器差異，進行計算流體力學(CFD)仿真分析，最后基于某天然氣發(fā)動機試驗平臺，驗證2款混合器對燃氣發(fā)動機的性能影響，為后續(xù)燃氣發(fā)動機開發(fā)提供技術支撐。

1 文丘里式混合器

要實現(xiàn)燃氣發(fā)動機的起動、怠速、加速及功率控制等功能，需要良好的燃氣空氣混合，這種混合器為文丘里式，其結構簡單，且易實現(xiàn)電子控制[2]。

根據(jù)燃料與空氣混合的方式，文丘里式混合器分為2類：文丘里直流式混合器和文丘里旋流式混合器。這2類混合器的最大區(qū)別是：旋流式混合器添加了旋流器，增強了進氣擾動，提高了進氣混合均勻性，但是成本和機構復雜程度均高于直流式混合器[3]。

1.1 工作原理

文丘里式混合器的基本原理是當流體在縮放噴管時，在喉口即管道最小截面處的速度達到最大值。根據(jù)伯努利定律，由于此處動壓最大、靜壓最小，壓差使燃料進入管內，達到混合的目的。將空氣通道設計為縮放噴管形狀，由于在最小截面處空氣流速較大、靜壓力較低，與燃氣腔內的燃氣形成壓差，使燃氣噴入空氣通道內[4]。這種混合器結構比較簡單，但其結構參數(shù)對混合氣的形成及空燃比影響較大，因此對發(fā)動機的工作過程有顯著影響[5]。

1.2 工作特性

本文對比的混合器均為直流式混合器，其最大差異是進氣孔徑差異及混合器本身的長度差異。其中，A款混合器的長度為280 mm，其進氣側的喉口直徑為31.0 mm；B款混合器的長度為204 mm，其進氣側喉口由4個喉口組成，直徑為16.5 mm。2款混合器的三維模型半剖視圖如圖1所示。

圖1 2款混合器三維模型

1.3 流體分析

充分混合空氣有利于改善進氣混合側的混合均勻性?？梢酝ㄟ^先進的測試儀器明確發(fā)動機內部氣體的流量過程，但是其成本高，測試過程較復雜，且無法得到詳細的氣流過程[6]。相較于測試儀器，本文采用的CFD模擬能夠獲得更好的效果，且具有成本低、周期短、實用性強等優(yōu)勢。因此，本文利用Fluent軟件建立文丘里混合器模型，對其穩(wěn)態(tài)工作過程進行CFD模擬分析[7]。

隨著經濟的發(fā)展，內陸城市進出口需求越來越大，因此港口服務范圍也不斷拓展.根據(jù)華南地區(qū)集裝箱進出口需求及內河水運現(xiàn)狀，對深圳港水上“巴士”未覆蓋的東莞、清遠、貴港、南寧、欽州、北海進行經濟性估算，并分析開通該地區(qū)水上“巴士”的合理性.

1.3.1 仿真參數(shù)設置

將2款文丘里混合器在同一工況下進行流場計算分析，仿真參數(shù)設置見表1。分析2款文丘里混合器內部壓力和速度場分布情況[8]，混合器前后管道長度對混合均勻度具有一定影響?；旌掀鞣抡鏁r，在其進出口處預留50 mm直管。通過已知參數(shù)，計算求得喉口壓力，以及仿真求解加長后出口端面的天然氣、廢氣再循環(huán)(EGR)混合均勻性。

表1 仿真參數(shù)設置

1.3.2 2款混合器CFD模型

將2款混合器的三維模型模導入gambit模塊進行網格處理，再導入Fluent軟件設定邊界條件。分別標記2款混合器的空氣、燃氣和EGR入口，如圖2所示。

圖2 2款混合器CFD模型

1.3.3 壓力場分布

A款混合器壓力場主要集中分布在EGR入口和燃氣入口，而B款混合器壓力場分布較均勻，如圖3所示。

圖3 2款混合器壓力場分布

1.3.4 速度場分布

A款混合器的速度場明顯更加集中在混合器中間部位，如圖4所示。說明A款混合器的混合均勻性劣于B款混合器。

圖4 2款混合器速度場分布

1.3.5 喉口壓力

通過仿真分析測得2款混合器的喉口壓力，A款混合器為207.40 kPa，B款混合器為216.05 kPa，B款混合器的喉口壓力略大。

1.3.6 混合均勻性

通過測試分析可得，2款混合器的混合均勻性差異不大，B款混合器的喉口壓力大于A款混合器，見表2。

表2 2款混合器混合氣均勻性

2 性能試驗

2.1 試驗用發(fā)動機

目前，重型天然氣發(fā)動機主要采用的技術路線為當量燃燒、三元催化及高壓冷卻EGR，以滿足國六排放限值標準。同時，高壓冷卻EGR具有降低熱負荷和爆燃傾向，以及降低燃油耗的技術優(yōu)勢[9]。因此，通過混合器提前預混合空氣、再循環(huán)廢氣和燃氣十分必要。

本文選擇1款量產燃氣發(fā)動機進行混合器的混合均勻性試驗，該發(fā)動機的技術參數(shù)見表3。為對比2款混合器的差異，分別進行發(fā)動機外特性試驗和排放試驗[10]。

表3 燃氣發(fā)動機主要技術參數(shù)

2.2 試驗設備以及試驗條件

為確保本次試驗有序進行，保證數(shù)據(jù)準確性，本次試驗采用的主要設備見表4，設定的邊界條件見表5。進行試驗時，分別記錄外特性點各參數(shù)情況，對比功率和燃氣耗等參數(shù)差異，試驗場景如圖5所示。

圖5 發(fā)動機試驗場景

表4 試驗設備

表5 試驗條件

2.3 發(fā)動機性能比較分析

將2款混合器分別與發(fā)動機匹配，在相同的試驗邊界條件下完成發(fā)動機外特性試驗。

2.3.1 功率和扭矩對比

2款混合器分別進行外特性試驗，功率對比和扭矩對比如圖6、7所示。試驗結果顯示，功率點和扭矩點均滿足設計要求，但A款混合器的功率和扭矩在1 200～1 900 r/min轉速區(qū)間略高于B款混合器。

圖6 2款混合器的功率對比

圖7 2款混合器的扭矩對比

2.3.2 其他性能對比

2款混合器的燃氣流量、空氣流量和EGR率對比如圖8-10所示。試驗結果顯示，B款混合器對應的燃氣流量、空氣流量小于A款混合器。

圖8 2款混合器燃氣流量對比

圖9 2款混合器空氣流量對比

圖10 2款混合器EGR率對比

2款混合器的進氣歧管壓力、增壓壓力、EGR壓力和混合氣喉口壓力對比如圖11-14所示。試驗結果顯示，B款混合器在1 200～1 900 r/min轉速區(qū)間的進氣歧管壓力、EGR壓力和EGR壓力基本一致，但B款混合器對應的增壓壓力和喉口壓力小于A款混合器。

圖11 2款混合器進氣歧管壓力對比

圖12 2款混合器的增壓壓力對比

圖13 2款混合器的EGR壓力對比

圖14 2款混合器喉口壓力對比

2.4 排放試驗

按照GB 17691—2018《重型柴油車污染物排放限值及測量方法》標準要求，分別在冷熱和雙熱2種工況下進行瞬態(tài)全球重型發(fā)動機認證程序(WHTC)排放試驗，對比2款混合器對燃氣發(fā)動機排放性能影響的差異。該排放試驗包含CO、氮氧化物(NOx)、CH4、非甲烷碳氫化合物(NMHC)氣體，以及NH3排放結果。將試驗結果與排放標準限值進行了對比，見表6。

表6 各項排放指標

由排放試驗結果分析可知：2款混合器的排放結果均滿足排放要求。其中，A款混合器的NOx排放值稍低，B款混合器的NH3排放值較低，其余排放指標均接近。

3 結論

本文對2款文丘里式混合器進行了結構差異性分析和CFD仿真。通過某款天然氣發(fā)動機平臺試驗，比對了2款混合器對發(fā)動機性能的影響，得出以下結論。

(1)B款混合器的喉口由4個喉口組成，其直徑變化同時影響擴壓角和壓縮角。較小的喉口直徑會改善燃氣和空氣的混合均勻度，壓力損失隨喉口直徑的減小而增大。

(2)2款混合器的喉口壓力不同。B款混合器的喉口壓力小于A款，不利于再循環(huán)廢氣導入。但B款混合器的壓降較小。

(3)外特性試驗和排放試驗結果顯示，相較于A款混合器，B款混合器的優(yōu)勢并不明顯，其功率和扭矩表現(xiàn)比A款混合器差。一方面，這與進氣側的管路布置有關；另一方面，在試驗過程中，進氣歧管壓力、EGR率，以及EGR壓力基本一致，但B款混合器對應的燃氣流量、空氣流量、增壓壓力和混合器喉口壓力值小于A款混合器。這2款混合器均能滿足發(fā)動機的性能設計要求。

綜上所述，2款混合器各有優(yōu)劣勢，應根據(jù)實際使用情況和性能件匹配選擇合適的混合器。目前，發(fā)動機的整體布置要求結構緊湊，由于B款混合器在性能上可以滿足設計要求，因此選擇結構更加緊湊的B款混合器將成為混合器技術發(fā)展的趨勢。