柴油機EGR系統文丘里管內流動數值分析

任俊楠，蘇小平，伍 綱

(南京工業(yè)大學 機械與動力工程學院，南京 211816)

0 引言

現今社會，環(huán)境污染問題十分突出，車輛排氣污染對環(huán)境的危害越來越受到人們的重視，并積極采取措施以降低其危害程度。柴油機排放物主要是氮氧化物(NOx)和碳氫化合物(HC)，在高溫高壓的情況下，碳氧化物會少而氮氧化物會多，所以對于排放的限定來講，國際上通常主要評判氮氧化物的排放量。

廢氣再循環(huán)技術(EGR)是目前降低發(fā)動機NOx排放的主要措施之一，使用這種方法雖然會有較小的燃油額外損耗，但能獲得較大的凈化效益，因此，柴油發(fā)動機的EGR技術將是滿足未來排放要求的關鍵技術。但考慮到柴油機排氣管內平均壓力要低于進氣管內平均壓力，這樣廢氣就較難流入進氣管內，EGR系統通路就不能實現這個問題可以采用在增壓器出口后端串接文丘里管的方式來克服[1]。因此采用文丘里管EGR系統能較方便地在大工況下實現廢氣再循環(huán)，并且泵氣損失少，成本低。

本文以發(fā)動機EGR文丘里管為研究對象，基于Fluent軟件、對控制方程用有限容積法進行了離散，運用SIMPLEC算法對壓力—速度進行耦合計算，空間離散采用中心差分格式，控制方程中的時間項應用二階歐拉向后差分，計算的時間步長取10-4s。流場達到統計的穩(wěn)定狀態(tài)時進行加權平均計算，分析了出口壓強變化，邊界層的分離和湍動能變化情況。

1 引射式文丘里管的工作原理

從流體力學及工程熱力學的相關理論可知[2]，氣體在亞音速狀態(tài)下的氣流在擴張段中會減速流動，馬赫數降低，溫度、壓力和密度均會升高，這個稱為壓縮過程。同樣處于亞音速的范圍內，在收縮段中氣體會加速流動，馬赫數上升，然而溫度、壓力和密度均會降低，稱為膨脹過程。文丘里管正是利用這個原理進行工作的，當氣體在收縮部分流動時，進行膨脹的過程，在喉口最窄處會形成較低的壓力，可以將經冷卻的廢氣引射進入混合段喉口處，實現廢氣的再循環(huán)過程[3]。

文丘里管與主進氣管的連通有兩種方式：全流和分流。其中分流方式是指，當遇到柴油機進氣量比較大的工況，通過蝶閥調整文丘里管空氣流量。一般情況下，為了兼顧高低速工況，采用分流方式接入，如圖1所示。

圖1 分流式EGR系統

引射式文丘里管從結構上依次分為收縮段①、混合段（喉口段）②、擴壓段③和引射管④四大部分，如圖2所示。

圖2 文丘里管結構圖

2 文丘里管的基本設計

文丘里管的設計必須滿足，混合段喉口處有效的靜態(tài)壓力對廢氣的吸氣壓力，氣體損失在流動過程中最小，結構緊湊用以提高EGR率的響應性。

管的擴壓段長度由經驗選定，選擇太短，氣流擴充太快，會引起擾動增加內部摩擦損失；如選的太長，氣流與管壁的摩擦損失也會增加。文丘里管全程為320mm。由經驗選擇，收縮段錐角α，一般選擇22±10o，而擴壓段錐角β會選擇7o~15o。

在EGR系統中冷卻后的再循環(huán)廢氣從引射管引入時，要注意兩類問題：第一，導入的廢氣流量能否滿足需求，這主要由混合段與引射段之間壓力差和引射管的流動面積決定。第二，引射流對空氣流動的干擾作用，主要是引射管在混合段上的布置[4]。這里EGR引射管共14個，分兩列沿混合段圓周均勻分布，入射角與空氣壓入方向的夾角為60o，根據氣體動力函數表[5]，通過插值計算，得到喉口處的截面積。表1為通過計算出來的文丘里管結構參數。

根據文丘里管實際尺寸，建立了具有引射口文丘里管網格。通過計算，網格總數為228909，并對引射管網格進行局部細化處理，如圖3所示。計算過程中假設氣體流動狀態(tài)是不可壓縮粘性湍流流動，且引射管導入廢氣與收縮段空氣無化學反應及熱交換交換。采用標準K-ε湍流模型及SIMPLEC算法，以質量流量為空氣和廢氣入口的邊界條件，進氣流量為0.152kg/s，空氣入口溫度為311K，廢氣入口溫度為480K；擴壓段出口設置為壓力邊界條件，經過與文丘里管串聯的增壓機入口空氣的壓力為1.96×105Pa 。

表1 文丘里管主要結構參數

圖3 引射段局部網格放大圖

3 非定常條件設定及內部流動析

設定經過引射管的廢氣入口流動隨著發(fā)動機的循環(huán)變化，由此使得整個文丘里噴管內的流動為一個非定常流動。仿真中壓力損失和流動分離作為時間的函數變化，并且對于時間的非穩(wěn)態(tài)流動與使用平均入口、出口條件下的穩(wěn)態(tài)解可以是不同的。這里對文丘里管中不同EGR率的內部流動過程進行數值計算。

計算過程中，EGR率定義為進入文丘里管的EGR廢氣質量與進入文丘里管的新鮮空氣和EGR廢氣的總質量之比，EGR率的計算式為：

3.1 文丘里管內壓力場

壓力恢復系數FL的推導公式如下：

FL值是管內部幾何形狀的函數，它表示管內流體流經縮流處后動能轉變?yōu)殪o壓能的回復能力。一般取的值越小，P1-P2比上P1-Pvc的值就越小，即壓力恢復越大。在圖4和圖5中可以看出，在管內節(jié)流處壓力達到最低，流體速度達到最高[6]。

在文丘里管內，喉口面積決定了其引射能力，喉口截面越小，其引射能力就越強，但若喉口面積太小，又會發(fā)生堵塞的情況，模擬過程中并未考慮擁塞導致的壓力損失。經過公式（2）計算，對圖6中不同EGR率的文丘里管內壓力值進行計算，壓力恢復系數如圖7變化。當EGR率大30%，壓力恢復系數突然非線性增大。由此可見FL大，流阻大，摩擦損失大，壓力恢復能力低。

圖4 中間截面壓力

圖5 中間截面速度

圖6 不同EGR率下中軸壓力變化

圖7 不同EGR率下壓力恢復系數

3.2 管內速度場和出口處的邊界分離

圖8為中間截面速度云圖，如擴展段內流場出口出現邊界層分離的情形，這是因為管道中的流通截面突然增大帶來的。邊界層加速增寬，阻力增大和壓強持續(xù)增大（流速減?。┦惯吔鐚觾葎恿繙p小，在兩者共同作用一段足夠長的距離后，最終導致邊界層內流體停滯下來，從而發(fā)生分離的現象，從分離點開始，邊界流線必脫離邊界，其下游近壁處形成一個反向回流或渦旋。局部放大擴壓段出口流速，如圖8所示，可以發(fā)現隨著EGR率的增大，渦旋開始向上游發(fā)展。

圖8 擴壓段速度等值線圖

從圖9中可以看出，對于不同EGR率的情況，在收縮段對于同一渦輪增壓的空氣，流速幾乎一致。當進入混合段喉口后，高EGR率帶來的廢氣引射入混合段，使得管內流速也較大。但通過擴壓段后，計算出口面加權平均流速基本一致。

可以肯定邊界層分離會帶來不好的影響。首先，在邊界層分離的地方，其位移寬度會急劇增加，在內流場范圍內，則會增加流動的損失，同時也會出現速度突然丟失的現象。還有一個影響是渦旋的脫落，當渦旋開始脫離邊界層的表面時，渦旋是以固定的頻率離開的。當渦旋發(fā)生的周期性脫落對附近的結構產生一定的振動，當振動頻率達到或接近共振狀態(tài)將會造成嚴重的結構破壞。

圖9 不同EGR率下中軸的速度變化

3.3 文丘里管內邊界湍動能

標準K-ε模型是應用于管內中心充分發(fā)展的高Re數的湍流模型。實際上，對于近壁區(qū)Re數較低的湍流，不能用標準K-ε模型進行計算，因為這種情況下的湍流發(fā)展不充分，湍流的分子粘性對湍流的影響比脈動過程要大。在近壁區(qū)內采用壁面函數法，這種方法實際上是一組半經驗公式，用于將壁面上相關的物理量與湍流核心區(qū)內待定的未知量結合求解[7]。

圖10 不同EGR率管內中軸湍流參數變化

對比不同EGR率的數值模擬結果，如圖10所示，湍動能K及湍動能耗散率ε的取值對出口附近流動還沒有充分發(fā)展區(qū)域擬解算的結果影響較大，而對流動充分發(fā)展的區(qū)域影響較小。當處于高EGR率（即大于30%）時，發(fā)現從混合段開始,湍動能K與湍動能耗散率ε就開始急劇增加，邊界層脫落帶來的振動對進氣的有效流動與混合不利。

4 結論

1）EGR率對文丘里管收縮段的初始壓力恢復有較大影響，EGR廢氣引射量越大,壓力恢復效果就越差。對于某種瞬態(tài)輸入，壓力恢復系數伴隨著EGR率在10%～30%之間呈線性增大，這對EGR系統廢氣補充來說，是有益的。

2）通過模擬計算，不同EGR率只在離擴壓段出口約150mm～200mm開始出現遞增的差額變化。模擬結果與壁面函數法計算結果比較一致,驗證了數值模擬方法的正確性，為研究文丘里管內流動對EGR系統的影響提供了理論基礎。

3）對此種較為通用的文丘里管，雖伴隨EGR增加，NOx的排放減少。但通過模擬，當EGR率大于30%時，出口處出現的邊界層分離開始向上游混合段發(fā)展，這對廢氣的引射流是有害的。在保持擴壓段長度不變的基礎上，應適當減小擴壓角，即增大混合段喉口直徑。

[1]R.S.G.Baert,D.E.Beckman,Efficient EGR technology for future HD diesel engine emission targets[J].SAEpaper,1999.

[2]沈維道,蔣智敏,童鈞耕.工程熱力學（第三版）[M].北京:高等教育出版社,2001.

[3]楊帥,劉牮,常國峰,等.引射式EGR系統文丘里管內流動數值模擬分析[J].內燃機工 2011,32(3):64-68.

[4]祝勇,馬朝臣,張學文.增壓柴油機引射式 EGR 系統文丘里管內流動研究[J].內燃機學報,2002,20(6):546-550.

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[7]王福軍.計算流體動力學分析—CFD軟件原理與應用[M].清華大學出版社,2005.