王天波 常思勤 劉 梁

南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京，210094

噴射裝置導(dǎo)管對(duì)大缸徑氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合效果的影響

王天波 常思勤 劉 梁

南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京，210094

在噴射裝置出口加裝導(dǎo)管，將燃?xì)夥謩e導(dǎo)向大缸徑多點(diǎn)電噴氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的螺旋進(jìn)氣道和切向進(jìn)氣道，建立了聯(lián)合噴射裝置內(nèi)部流動(dòng)區(qū)域的發(fā)動(dòng)機(jī)瞬態(tài)CFD計(jì)算模型，分析了導(dǎo)管位置對(duì)缸內(nèi)摻混過(guò)程的影響。研究結(jié)果表明：對(duì)于該切向氣道、螺旋氣道的組合進(jìn)氣道，進(jìn)氣沖程在缸內(nèi)靠近缸蓋截面上產(chǎn)生了干涉渦流，對(duì)于螺旋氣道噴射方案，燃?xì)庀驓飧字行目拷?，壓縮末了時(shí)刻燃?xì)饧性诟咨w附近；而對(duì)于切向氣道噴射方案，燃?xì)鉀_向活塞頂，壓縮末了時(shí)刻燃?xì)饧性诨钊敻浇｜c(diǎn)火時(shí)刻的混合效果從優(yōu)到劣依次為螺旋氣道噴射方案、無(wú)導(dǎo)管噴射方案、切向氣道噴射方案。

大缸徑氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)；組合進(jìn)氣道；導(dǎo)管；混合效果

0 引言

對(duì)于多點(diǎn)噴射發(fā)動(dòng)機(jī)，缸內(nèi)燃燒、排放情況與進(jìn)氣道、缸內(nèi)混合效果有著密不可分的聯(lián)系。GARG等[1]研究了燃?xì)膺M(jìn)氣道內(nèi)噴射位置、噴射方向、噴射定時(shí)等因素對(duì)缸內(nèi)分層效果的影響，相對(duì)于預(yù)混方式，進(jìn)氣道噴射時(shí)缸內(nèi)混合氣濃度差異可達(dá)40%。YAMATO等[2]使用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)與粒子圖像測(cè)速法(PIV)相結(jié)合的方法研究了燃?xì)馔ㄟ^(guò)切向進(jìn)氣道的四個(gè)不同區(qū)域噴射的缸內(nèi)混合氣分布情況。SOANES等[3]和 HERRERA等[4]將一臺(tái)六缸汽油機(jī)分別改裝成多點(diǎn)和單點(diǎn)電噴CNG發(fā)動(dòng)機(jī)，他們指出：燃?xì)鉀_擊在進(jìn)氣門(mén)表面形成渦流，進(jìn)氣門(mén)打開(kāi)后燃?xì)馀c空氣在進(jìn)氣門(mén)附近強(qiáng)烈的湍流渦流影響下混合效果較好。

根據(jù)CARLUCCI等[5]的研究結(jié)果：對(duì)于組合進(jìn)氣道，單螺旋進(jìn)氣道模式(切向進(jìn)氣道氣門(mén)不打開(kāi)、螺旋進(jìn)氣道燃?xì)鈬娚?有利于同時(shí)降低NOx和HC排放。紀(jì)少波等[6]研究了多點(diǎn)電噴供氣方式下四種不同結(jié)構(gòu)形式的導(dǎo)管對(duì)燃燒循環(huán)差異的影響規(guī)律。上述研究均側(cè)重于直接揭示噴射策略對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒情況的影響規(guī)律，對(duì)燃?xì)馍淞髋c螺旋進(jìn)氣道、切向進(jìn)氣道內(nèi)湍流之間相互作用的分析不夠深刻，沒(méi)有研究雙進(jìn)氣道不同組合形式對(duì)混合效果的影響規(guī)律從而揭示組合形式對(duì)缸內(nèi)燃燒、排放情況產(chǎn)生影響的根本原因。

目前本課題組已經(jīng)完成了大功率氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)電控噴射裝置的設(shè)計(jì)與樣件研制[7]，從出流速度、噴射效率等方面優(yōu)化了氣體燃料噴射裝置的穩(wěn)態(tài)噴射特性[8]，分析了無(wú)導(dǎo)管條件下噴射角度、閥門(mén)開(kāi)啟方向?qū)M(jìn)氣道、缸內(nèi)混合均勻度的影響規(guī)律[9]。本文在氣體燃料噴射裝置出口加裝導(dǎo)管，分別將燃?xì)庖蚵菪龤獾篮颓邢驓獾?，分析加裝導(dǎo)管對(duì)缸內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)以及缸內(nèi)摻混過(guò)程的影響。

1 計(jì)算模型與模型驗(yàn)證

1.1計(jì)算模型

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

根據(jù)大缸徑氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)多點(diǎn)電噴供氣系統(tǒng)的功能分析(主要包括大供氣量和高可控性兩個(gè)方面)，設(shè)計(jì)了氣體燃料電控噴射裝置，如圖1所示。采用動(dòng)圈式電磁直線執(zhí)行器作為驅(qū)動(dòng)部件，采用盤(pán)型彈性閥門(mén)作為執(zhí)行部件。

有關(guān)該噴射裝置的參數(shù)設(shè)計(jì)與詳細(xì)性能參見(jiàn)文獻(xiàn)[9]。該氣體燃料噴射裝置可以實(shí)現(xiàn)在90°CA(曲軸轉(zhuǎn)角)內(nèi)為大缸徑發(fā)動(dòng)機(jī)額定工況下各缸提供足夠的燃?xì)?，氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表1所示。

氣體燃料電控噴射裝置安裝在進(jìn)氣道上，如圖2a所示，提取進(jìn)氣道、氣缸和排氣道內(nèi)部流動(dòng)區(qū)域，如圖2b、圖2c、圖2d所示。由圖2b可知，噴射裝置與進(jìn)氣道中心軸線夾角為90°，噴射出口不加裝導(dǎo)管；由圖2c可知，在噴射出口加裝導(dǎo)管，將燃?xì)庖蚵菪M(jìn)氣道附近，導(dǎo)管出口處于兩個(gè)進(jìn)氣門(mén)的連線上；由圖2d可知，與圖2c相反，將燃?xì)庖蚯邢蜻M(jìn)氣道，同樣地，導(dǎo)管出口處于兩進(jìn)氣門(mén)的連線上。三種條件下氣體燃料噴射裝置在進(jìn)氣道上的安裝位置相同，區(qū)別在于有無(wú)導(dǎo)管和有導(dǎo)管條件下燃?xì)鈱?dǎo)向不同。文中為了描述簡(jiǎn)便，稱無(wú)導(dǎo)管條件為噴射方案1，導(dǎo)向螺旋進(jìn)氣道條件為方案2，導(dǎo)向切向進(jìn)氣道條件為方案3。

1.2模型驗(yàn)證

氣體燃料進(jìn)氣道噴射也涉及到壁面沖擊射流的問(wèn)題。針對(duì)標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型在計(jì)算壁面沖擊射流時(shí)低估射流貫穿距離的問(wèn)題，并且考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)和高雷諾數(shù)湍流，本文分析RNS計(jì)算方法下三種湍流模型(標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、RNGk-ε模型以及realizablek-ε模型)對(duì)壁面沖擊射流貫穿距離的影響，并分別使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)以及非平衡壁面函數(shù)計(jì)算壁面處的湍流，對(duì)比兩者的差別。

使用文獻(xiàn)[10-11]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果作為仿真計(jì)算的參考值。由圖3a、圖3b可見(jiàn)，無(wú)論自由射流還是壁面沖擊射流，相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型以及Realizablek-ε模型，使用RNGk-ε湍流模型計(jì)算的貫穿距離與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值相差較??；圖3c中，非平衡壁面函數(shù)相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)較為精確，因?yàn)榉瞧胶獗诿婧瘮?shù)可以更精確地計(jì)算壁面剪切力。

(a)氣體燃料噴射裝置布置在進(jìn)氣道上

(b)無(wú)導(dǎo)管-噴射角度90°

(c)導(dǎo)管導(dǎo)向螺旋進(jìn)氣道

(d)導(dǎo)管導(dǎo)向切向進(jìn)氣道圖2 氣體燃料供給系統(tǒng)三維模型Fig.2 Computational domain of gas fuel injection system

噴射裝置出口截面上網(wǎng)格數(shù)是準(zhǔn)確計(jì)算噴射閥下游噴射過(guò)程的關(guān)鍵。在靠近閥門(mén)出口處加密網(wǎng)格，而在遠(yuǎn)離閥門(mén)處使用較粗網(wǎng)格。噴射閥內(nèi)部和出口處截面網(wǎng)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(wǎng)格密度條件下，分析噴射開(kāi)始0.1 ms后沿出口中心軸線的燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)，如圖4所示，隨著出口截面上網(wǎng)格尺寸逐漸減小，出口軸向燃?xì)夥植贾饾u穩(wěn)定。

(a)湍流模型對(duì)自由射流貫穿距離的影響

(b)湍流模型對(duì)沖擊射流貫穿距離的影響

(c)壁面函數(shù)對(duì)沖擊射流貫穿距離的影響圖3 湍流模型驗(yàn)證Fig.3 Turbulence model validation

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Fig.4 The results of grid independency check

噴射裝置內(nèi)部及出口附近網(wǎng)格尺寸取0.4 mm必定會(huì)帶來(lái)更為精確的計(jì)算結(jié)果，但發(fā)動(dòng)機(jī)處于上止點(diǎn)時(shí)模型總網(wǎng)格數(shù)就達(dá)到300萬(wàn)，這是因?yàn)樵诖旨?xì)網(wǎng)格之間需要相當(dāng)數(shù)量的過(guò)渡層網(wǎng)格，粗細(xì)網(wǎng)格之間尺寸相差越大，過(guò)渡層就越多。過(guò)多的網(wǎng)格數(shù)會(huì)導(dǎo)致計(jì)算速度緩慢，增加計(jì)算成本，0.4 mm網(wǎng)格尺寸對(duì)應(yīng)的計(jì)算達(dá)到300 h(Intel I7)，而1 mm的網(wǎng)格尺寸對(duì)應(yīng)的計(jì)算時(shí)間僅為90 h左右。

據(jù)此搭建了氣體燃料噴射裝置的流量測(cè)定臺(tái)架(圖5)來(lái)驗(yàn)證上述網(wǎng)格無(wú)關(guān)性的結(jié)果。從實(shí)驗(yàn)安全方面考慮，使用空氣替代CNG作為實(shí)驗(yàn)氣源。壓縮空氣通過(guò)調(diào)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(jì)測(cè)定噴射裝置的穩(wěn)態(tài)流量，并與仿真結(jié)果對(duì)比，如圖6所示，實(shí)驗(yàn)值與仿真值最大相差3.1%。

圖5 噴射裝置流量特性測(cè)試臺(tái)架Fig.5 Test platform of experimental validation

圖6 仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of the experiment and CFD simulation

1.3計(jì)算設(shè)置

根據(jù)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果，在噴射閥內(nèi)部及靠近其出口區(qū)域、發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣門(mén)附近區(qū)域加密網(wǎng)格，其他區(qū)域使用最大尺寸為3 mm的網(wǎng)格。進(jìn)氣道入口壓力設(shè)定為0.2 MPa，進(jìn)氣溫度為353 K，排氣道出口壓力設(shè)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(shè)缸內(nèi)初始速度為0，其他區(qū)域的初始溫度、壓力取值參考相應(yīng)的邊界條件。計(jì)算使用RNGk-ε湍流模型和非平衡壁面函數(shù)，使用PISO算法，動(dòng)量、能量和湍流方程都使用一階迎風(fēng)離散方式。

2 結(jié)果分析

三種方案缸內(nèi)氣體燃料分布情況如圖7所示，分別取430°CA(進(jìn)氣沖程上止點(diǎn)為360°CA，燃?xì)鈬娚淦瘘c(diǎn)為340°CA，430°CA時(shí)刻閥門(mén)開(kāi)始關(guān)閉，447°CA時(shí)刻噴射裝置完全關(guān)閉)、520°CA、600°CA、680°CA時(shí)刻為分析節(jié)點(diǎn)，圖7中自左至右依次為無(wú)導(dǎo)管、導(dǎo)向螺旋進(jìn)氣道、導(dǎo)向切向進(jìn)氣道即方案1、2、3。圖7a將燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)低于0.18的部分隱去(無(wú)導(dǎo)管條件下將低于0.08的部分隱去，因?yàn)闊o(wú)導(dǎo)管條件下燃?xì)馀c空氣在進(jìn)氣道內(nèi)已經(jīng)經(jīng)歷了較長(zhǎng)時(shí)間的混合過(guò)程)；圖7b將質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于0.04的區(qū)域隱去；圖7c、圖7d將低于0.025的區(qū)域隱去。該燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)閾值僅僅是為了表示當(dāng)前時(shí)刻燃?xì)饧械膮^(qū)域。

(a)430°CA

(b)520°CA

(c)600°CA

(d)680°CA圖7 不同噴射方案燃?xì)夥植记闆r(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Fig.7 The gas fuel distribution of different cases (mass fraction)

430°CA時(shí)，噴射方案2，燃?xì)饨?jīng)過(guò)進(jìn)氣門(mén)邊緣的導(dǎo)向作用向火花塞靠近，燃?xì)庵饕杏诟咨w附近；噴射方案3，燃?xì)庋貧飧纵S線沖向活塞頂；噴射方案1，部分燃?xì)馓幱诟咨w附近，另一部分經(jīng)切向進(jìn)氣道靠近缸壁截面進(jìn)入氣缸，這一部分燃?xì)庋刂妆诹飨蚧钊敗?20°CA時(shí)，燃?xì)鈬娚溥^(guò)程已經(jīng)結(jié)束，噴射方案1中，較濃混合氣主要集中在螺旋進(jìn)氣道氣門(mén)下方和活塞頂附近；而噴射方案2中，燃?xì)饬鹘?jīng)氣缸中心后到達(dá)靠近排氣門(mén)一側(cè)的缸壁，在螺旋進(jìn)氣道所產(chǎn)生的渦流作用下旋向螺旋進(jìn)氣道，燃?xì)饧性诟咨w附近；噴射方案3中，燃?xì)庵饕性诨钊斘恢谩?00°CA時(shí)，進(jìn)氣門(mén)已經(jīng)關(guān)閉，沒(méi)有外部擾動(dòng)的氣流進(jìn)入氣缸，活塞上行壓縮缸內(nèi)氣體，進(jìn)氣渦流繼續(xù)保持的同時(shí)，在燃燒室內(nèi)得以進(jìn)一步穩(wěn)定和加強(qiáng)，并圍繞燃燒室軸線旋轉(zhuǎn)，形成壓縮渦流，各噴射方案缸內(nèi)的燃?xì)夥植记闆r與520°CA時(shí)差別不大，并且在壓縮終了時(shí)刻依然保持著這種分布規(guī)律，即隨著曲軸角度的增大，雖然燃?xì)夥植记闆r有一些變化，但是混合氣分層的構(gòu)造并沒(méi)有被破壞。這是因?yàn)閯傂詼u結(jié)構(gòu)會(huì)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(tài)。

由此可見(jiàn)，燃?xì)庠诟變?nèi)的上下分層結(jié)構(gòu)主要取決于進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉前，即大幅度摻混階段，因此有必要深入分析進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉前430°CA時(shí)刻缸內(nèi)渦流與燃?xì)夥植家?guī)律，揭示不同進(jìn)氣道噴射燃?xì)鈱?dǎo)致?lián)交煨Ч煌母驹颉?/p>

(a)z=-3 mm

(b)z=-23 mm

(c)z=-43 mm圖8 430°CA缸內(nèi)軸向渦流強(qiáng)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(shí)刻三種噴射方案缸內(nèi)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(duì)應(yīng)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(jiàn)，氣流從氣門(mén)開(kāi)啟截面呈環(huán)狀射出，在氣門(mén)外緣發(fā)生氣流跡線分離，氣門(mén)下側(cè)邊緣氣流速度較大，從切向進(jìn)氣道進(jìn)入的氣流與從螺旋氣道進(jìn)入的氣流在兩氣門(mén)鼻梁向下延伸處干涉最為嚴(yán)重，氣門(mén)附近氣流運(yùn)動(dòng)十分激烈、復(fù)雜，且氣流的最大速度也發(fā)生在氣門(mén)喉口處，在缸蓋頂部產(chǎn)生干涉渦流，如圖8中箭頭所示，這種干涉渦流成對(duì)出現(xiàn)，即一個(gè)順時(shí)針渦流對(duì)應(yīng)一個(gè)逆時(shí)針渦流，對(duì)稱地分布在左右兩側(cè)。此時(shí)缸內(nèi)流場(chǎng)較為紊亂，呈現(xiàn)為小尺寸渦流，未見(jiàn)大尺寸單一旋向渦流。另外，從圖中可見(jiàn)在進(jìn)氣初期干涉渦流甚至可以達(dá)到靠近活塞截面上，隨著截面位置遠(yuǎn)離缸蓋，這種細(xì)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(nèi)燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)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(nèi)橫截面上的燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖，從左至右分別為方案1、2、3。噴射方案2中，因?yàn)榭拷咨w截面上存在較強(qiáng)的干涉渦流對(duì)(圖8)，通過(guò)螺旋氣道進(jìn)入氣缸的燃?xì)饧性跉飧鬃髠?cè)，左右兩側(cè)燃?xì)夥植即嬖谝粭l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(cè)的燃?xì)庥猩倭繑U(kuò)散到氣缸右側(cè)，這是因?yàn)楦缮鏈u流對(duì)隨著截面位置遠(yuǎn)離缸蓋而削弱。隨著截面位置進(jìn)一步遠(yuǎn)離缸蓋，干涉渦流對(duì)強(qiáng)度進(jìn)一步削弱，從而燃?xì)夥植嫉姆纸缇€逐漸消失。切向氣道條件下，在靠近缸蓋截面上同樣存在燃?xì)夥植嫉淖笥曳纸缇€，燃?xì)饧性跉飧子覀?cè)，隨著截面位置下移，燃?xì)庵饾u向左側(cè)擴(kuò)散，分界線逐漸消失。無(wú)導(dǎo)管條件下，部分燃?xì)饨?jīng)由螺旋氣道進(jìn)入，其他燃?xì)饨?jīng)切向氣道靠近缸壁截面進(jìn)入氣缸，這一部分燃?xì)庋刂妆诹飨蚧钊?，由缸蓋下方23 mm截面上的質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖可見(jiàn)同樣存在左右分界線，右上角燃?xì)庵饕獊?lái)自于切向進(jìn)氣道，左下角燃?xì)庵饕獊?lái)自于螺旋進(jìn)氣道，同樣地，隨著截面位置進(jìn)一步下移，分界線逐漸模糊并消失。

空氣運(yùn)動(dòng)和燃?xì)鈬娚鋾r(shí)間對(duì)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(shí)刻決定濃混合氣在缸內(nèi)的位置。然而根據(jù)本文上述研究，在噴氣時(shí)刻相同的情況下，燃?xì)馔ㄟ^(guò)切向進(jìn)氣道噴射時(shí)，燃?xì)庠诟咨w附近的干涉氣流分界作用下直接沖向活塞頂，噴射后期燃?xì)鈺?huì)沿著缸壁流向活塞頂，從而導(dǎo)致濃混合氣集中在活塞頂；通過(guò)螺旋進(jìn)氣道噴射時(shí)，在螺旋進(jìn)氣道和干涉氣流分界共同作用下，燃?xì)饧性诳拷菪龤獾赖母咨w附近。因此，對(duì)于擁有雙進(jìn)氣道(螺旋進(jìn)氣道和切向進(jìn)氣道組合)的內(nèi)燃機(jī)，濃混合氣在缸內(nèi)的位置還取決于燃?xì)馔ㄟ^(guò)單側(cè)進(jìn)氣道的流動(dòng)情況。

缸內(nèi)燃?xì)赓|(zhì)量受加裝導(dǎo)氣管的影響如圖10所示，可以看到加裝導(dǎo)管會(huì)導(dǎo)致燃?xì)馐既霘飧讜r(shí)間相對(duì)于無(wú)導(dǎo)管90°條件下提前30°CA，燃?xì)庠诟變?nèi)的保持時(shí)間不同，缸內(nèi)混合效果必然會(huì)有差異。雖然加裝導(dǎo)管可以讓燃?xì)馐既霘飧讜r(shí)間提前，但是因?yàn)閷?dǎo)管將高速燃?xì)庵苯右脒M(jìn)氣門(mén)附近，形成壁面沖擊射流，進(jìn)氣門(mén)阻擋了燃?xì)獾淖杂蓢娚?，因此加?dǎo)管方案會(huì)導(dǎo)致噴射流量減小，最終進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉后缸內(nèi)燃?xì)饪偭繙p少。導(dǎo)管分別導(dǎo)向螺旋進(jìn)氣道和切向進(jìn)氣道也會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)燃?xì)饬坎煌?，?jīng)過(guò)螺旋進(jìn)氣道的比經(jīng)過(guò)切向進(jìn)氣道的更少，這是因?yàn)槁菪M(jìn)氣道相對(duì)于切向進(jìn)氣道流量系數(shù)偏小。根據(jù)進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉后缸內(nèi)混合氣總質(zhì)量和氣體燃料總質(zhì)量可知，若缸內(nèi)混合均勻，無(wú)導(dǎo)管90°噴射條件的最佳濃度(質(zhì)量分?jǐn)?shù)w)區(qū)間處于2.5%～3%之間，加導(dǎo)管條件下的最佳濃度區(qū)間處于2%～2.5%之間。

圖10 導(dǎo)管對(duì)缸內(nèi)燃?xì)赓|(zhì)量的影響Fig.10 In-cylinder fuel of different cases

進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉后缸內(nèi)混合氣各濃度區(qū)間的體積百分比如圖11所示?？傮w來(lái)看，進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉后各噴射條件下的最佳濃度區(qū)間占比隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大而提高，這說(shuō)明混合氣逐漸趨向于均勻，符合分子擴(kuò)散不可逆原理，這也證明了以最佳濃度區(qū)間體積占比作為評(píng)價(jià)混合效果的指標(biāo)的有效性。對(duì)比分析圖11a、圖11b和圖11c可見(jiàn)，螺旋進(jìn)氣道入射方案下進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻的混合已經(jīng)較為充分，其混合氣濃度主要分布在最佳濃度區(qū)間及其±0.005范圍內(nèi)，其他較濃和較稀混合氣體積占比均低于8%，這是由于有導(dǎo)管方案(包括螺旋氣道入射和切向氣道入射方案)相對(duì)于無(wú)導(dǎo)管方案燃?xì)馐既霘飧讜r(shí)間提前30°CA(圖10)，然而切向進(jìn)氣道入射方案此刻的混合氣濃度區(qū)間分布較為分散，即混合效果不佳，與無(wú)導(dǎo)管方案差別不大，這表明在強(qiáng)混合階段螺旋進(jìn)氣道入射方案因?yàn)槁菪M(jìn)氣道較強(qiáng)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(shí)刻附近混合氣濃度區(qū)間集中在2%～3.5%范圍內(nèi)，不再有分布在其他較濃或者較稀區(qū)間的混合氣，點(diǎn)火時(shí)刻(700°CA)最佳濃度區(qū)間體積占比達(dá)到90.2%，在所有方案中該數(shù)值最大，混合效果最佳。無(wú)導(dǎo)管、切向氣道入射方案在點(diǎn)火時(shí)刻的最佳濃度區(qū)間占比分別為63.3%和49.3%，可見(jiàn)盡管切向氣道入射方案燃?xì)馐既霘飧讜r(shí)間較無(wú)導(dǎo)管方案下提前30°CA，但是因?yàn)樵诟咨w附近干涉渦流的導(dǎo)向作用下，燃?xì)鉀_向活塞頂部，又因?yàn)楦變?nèi)剛性渦的限制，這一部分濃混合氣在點(diǎn)火時(shí)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(nèi)各濃度(質(zhì)量分?jǐn)?shù))區(qū)間體積占比

3 結(jié)論

(1)對(duì)于切向氣道、螺旋氣道的組合進(jìn)氣道，進(jìn)氣沖程初期在兩進(jìn)氣門(mén)鼻梁向下延伸處產(chǎn)生了干涉渦流對(duì)，從而缸內(nèi)燃?xì)夥植汲拭黠@的分界規(guī)律。

(2)螺旋氣道噴射方案，噴射初期燃?xì)庀驓飧字行目拷?，壓縮末了時(shí)刻燃?xì)饧性诟咨w附近；而切向氣道噴射方案，噴射初期燃?xì)鉀_向活塞頂，壓縮末了時(shí)刻燃?xì)饧性诨钊敻浇?。混合效果從?yōu)到劣依次為螺旋氣道噴射方案、無(wú)導(dǎo)管噴射方案、切向氣道噴射方案。

(3)加裝導(dǎo)管條件下因?yàn)閷?dǎo)管出口射流與進(jìn)氣門(mén)之間形成了壁面沖擊射流，導(dǎo)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(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50876043)；江蘇省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(BK20130762)

王天波，男，1990年生。南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。主要研究方向?yàn)樾履茉窜囕v動(dòng)力裝置。常思勤(通信作者)，男，1954年生。南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。E-mail：changsq@njust.edu.cn。劉梁，男，1984年生。南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院副教授。