噴管結(jié)構(gòu)及位置對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響

楊立平， 桑衛(wèi)輝， 宋恩哲， 王佳琦， 劉振廷

(哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

燃料供給方式對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能具有重要 的影響。目前，天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)供氣方式可分為：?jiǎn)吸c(diǎn)供氣(混合器或單點(diǎn)噴射)、歧管多點(diǎn)噴射、缸內(nèi)直噴和復(fù)合供氣[1-3]。其中，歧管多點(diǎn)噴射發(fā)動(dòng)機(jī)由于成本較低、各缸燃料分配一致性好、對(duì)負(fù)荷變化響應(yīng)快以及可實(shí)現(xiàn)單缸空燃比獨(dú)立控制等優(yōu)點(diǎn)，在車用、船用和路用發(fā)電等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。但是，采用歧管多點(diǎn)噴射供氣方式時(shí)天然氣與空氣混合時(shí)間較短，天然氣和空氣混合不充分，容易致使進(jìn)入缸內(nèi)混合氣不均勻，而對(duì)缸內(nèi)混合氣分布不均勻性進(jìn)行控制并加以利用，可以改善點(diǎn)火的穩(wěn)定性，進(jìn)而有利于提高稀燃天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率[4-6]。但目前對(duì)多點(diǎn)噴射天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣分布不均勻性和燃燒優(yōu)化問題的研究比較少。

為了指導(dǎo)玉柴YC6K400LN-C30發(fā)動(dòng)機(jī)多點(diǎn)噴氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)開發(fā)，考慮燃?xì)馍淞髋c氣道內(nèi)空氣的交互作用和進(jìn)氣及時(shí)性，針對(duì)多點(diǎn)噴射天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)混合氣形成及燃燒優(yōu)化問題，本文從燃?xì)馍淞髋c進(jìn)氣來流的角度以及噴氣射流出口位置2個(gè)方面，利用CFD仿真方法，對(duì)比研究了噴管結(jié)構(gòu)及位置對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響規(guī)律，旨在為實(shí)現(xiàn)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)高效清潔燃燒提供理論依據(jù)。

1 仿真模型建立與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)

本研究在玉柴YC6K400LN-C30天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)上開展，原機(jī)是一臺(tái)單點(diǎn)噴射、增壓中冷、四氣門、六缸天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，缸徑：129 mm，沖程：165 mm，額定功率和轉(zhuǎn)速分別為294 kW和1 800 r/min，將原機(jī)改為歧管多點(diǎn)噴射式發(fā)動(dòng)機(jī)，并自主開發(fā)了發(fā)動(dòng)機(jī)電控系統(tǒng)，可實(shí)現(xiàn)噴氣正時(shí)和燃料流量的靈活調(diào)整和精確控制。

1.2 噴管結(jié)構(gòu)

燃?xì)鈬娮旖Y(jié)構(gòu)對(duì)混合氣形成、燃燒過程和稀燃界限具有重要影響[7-10]。在對(duì)燃?xì)鈬娚溟y流量特性分析的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了管徑為8 mm的4種不同結(jié)構(gòu)噴嘴，分別為噴孔中心線與空氣來流方向呈0°、45°、60°、90°夾角。其中，帶有0°噴孔的噴嘴是一個(gè)單孔噴管，即噴嘴出口不封閉且側(cè)壁不打孔。多孔噴管是將單孔噴管出口封閉，在管壁上加工出多個(gè)與進(jìn)氣來流方向呈不同角度的小孔來實(shí)現(xiàn)，每種多孔噴管的噴孔位于6個(gè)經(jīng)向截面內(nèi)，每個(gè)截面上均布6個(gè)噴孔，共36個(gè)噴孔，為了確保每個(gè)噴孔噴出天然氣與空氣充分接觸，不同截面上噴孔都不在同一軸向截面內(nèi)，如圖1所示。

圖1 不同噴管的結(jié)構(gòu)Fig.1 Structures of the different nozzles

1.3 計(jì)算網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置

由于所研究天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣總管入口位于發(fā)動(dòng)機(jī)一側(cè)，為了更真實(shí)模擬天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流動(dòng)、壓縮和燃燒過程，本研究所建立的三維幾何模型，不僅包括進(jìn)氣道、進(jìn)氣門、氣缸和活塞等常規(guī)結(jié)構(gòu)，而且還包括整個(gè)進(jìn)氣總管。為了降低計(jì)算量、節(jié)約計(jì)算機(jī)資源，在進(jìn)氣結(jié)束后，壓縮和燃燒過程去除進(jìn)氣總管和進(jìn)氣道，活塞位于進(jìn)氣下止點(diǎn)時(shí)(540 ℃A)的網(wǎng)格數(shù)最多為302萬。為了對(duì)噴管內(nèi)燃?xì)饬鲃?dòng)、燃?xì)庠谶M(jìn)氣道內(nèi)的分布、缸內(nèi)混合氣形成和燃燒過程進(jìn)行詳細(xì)分析，選擇了3個(gè)具有代表性的切片位置，如圖2所示。

注：1.過噴管出口中心且平行于氣缸中心線,2.過噴管中心線且垂直于氣缸中心線線,3.過火花塞中心2個(gè)交叉軸向截面。 圖2 截面的位置Fig.2 Positions of the sections

燃?xì)鈬姽苋肟诤蛧姽鼙诿娴臏囟仍O(shè)置為300 K，進(jìn)氣道溫度設(shè)置為310 K，進(jìn)氣門和排氣門的溫度分別為350、490 K，缸蓋表面溫度為400 K, 而活塞的溫度為510 K。

1.4 仿真模型驗(yàn)證

本研究采用CFM-2A擬序小火焰模型、k-ε雙方程湍流模型、火花點(diǎn)火模型、Zeldovich NOx生成模型。為了對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，在轉(zhuǎn)速為1 640 r/min，75%負(fù)荷條件下，過量空氣系數(shù)為1.46，對(duì)采用8 mm、0°天然氣噴管時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒進(jìn)行了測(cè)試。噴氣持續(xù)期為13.43 ms，天然氣噴氣量為43.5 kg/h，考慮到燃?xì)鈬娚溟y開啟后燃?xì)鈴膰姽車姵龃嬖谘舆t，噴氣正時(shí)選為進(jìn)氣上止點(diǎn)前5 ℃A、點(diǎn)火正時(shí)為壓縮上止點(diǎn)前30 ℃A。實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖3所示，由圖可見，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的一致性較好，仿真獲得的缸壓和放熱率峰值比試驗(yàn)結(jié)果略高(分別高2.1%和0.8%)。所選模型可以用于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的預(yù)測(cè)分析。

2 噴氣方向?qū)θ紵芭欧庞绊懛治?/h2>

2.1 缸壓、放熱率和NO排放對(duì)比

圖4給出采用不同結(jié)構(gòu)噴管時(shí)缸壓和放熱率對(duì)比曲線。由圖可見，噴管結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒有較大影響。采用0°、45°和60°噴管時(shí)缸壓峰值相差較小，最高峰值壓力出現(xiàn)在采用60°噴管時(shí)，為9.76 MPa，而采用90°噴管時(shí)最低，為9.16 MPa，比60°噴管低0.6 MPa，下降6.1%。而放熱率按照0°、45°、60°和90°的順序依次降低。雖然0° 噴管放熱率峰值較大，但是放熱率峰值相位晚于45°和60°噴管，與90°噴管相同，為735 ℃A。

圖5給出不同結(jié)構(gòu)噴管時(shí)NO排放對(duì)比曲線。由圖可見0°噴管NO排放值最大。90°噴管NO排放最小。而45°和60°噴管NO排放量相當(dāng)，介于0°噴管與90°噴管之間。

圖3 實(shí)驗(yàn)與仿真缸壓對(duì)比Fig.3 Comparisons of in-cylinder pressure between experiment and simulation

圖4 噴氣方向?qū)Ω變?nèi)壓力和放熱率的影響Fig.4 Effect of gas fuel injection direction on cylinder pressure and heat release rate

圖5 噴氣方向?qū)O排放的影響Fig.5 Effect of gas fuel injection direction on NO emission

2.2 進(jìn)氣過程仿真分析

圖6給出了進(jìn)氣過程中進(jìn)氣道內(nèi)甲烷的分布情況，圖6(a)為過噴管出口中心、平行于氣缸中心線(位置1)且活塞位于400 ℃A時(shí)甲烷濃度場(chǎng)分布情況。由圖可見，隨著天然氣射流與空氣來流方向夾角的增加，天然氣在歧管內(nèi)與空氣的接觸面積增加，混合更充分。由于該氣體發(fā)動(dòng)機(jī)采用雙進(jìn)氣道，采用0°噴管時(shí)天然氣主要是從遠(yuǎn)離噴管處的進(jìn)氣門進(jìn)入氣缸，而隨著噴管角度的增大，進(jìn)入2個(gè)進(jìn)氣道內(nèi)燃料的差異性減小。這是由于0°噴管的燃?xì)鈬娚浞较蚺c進(jìn)氣來流的方向一致，燃?xì)馀c空氣的接觸面積較小，且燃?xì)馍淞骶哂休^高的運(yùn)動(dòng)能量，因此在進(jìn)氣道內(nèi)形成了受燃?xì)馍淞髦涞娜細(xì)夥峙浞绞健ｋS著噴管角度的增大，天然氣在與空氣來流垂直方向的速度分量增加，貫穿的距離增大，與空氣接觸面積增加，相互作用增強(qiáng)，形成了一定程度的預(yù)混，進(jìn)氣道內(nèi)逐漸形成了受空氣流動(dòng)支配的燃?xì)夥峙浞绞?，天然氣?個(gè)進(jìn)氣門進(jìn)入缸內(nèi)的一致性得到改善。

圖6(b)給出了活塞位于560 ℃A時(shí)經(jīng)噴管中心軸線且垂直于氣缸軸線截面(位置2)歧管內(nèi)甲烷濃度場(chǎng)。由圖可見，在進(jìn)氣門關(guān)閉后，采用不同結(jié)構(gòu)噴管時(shí)，在進(jìn)氣道內(nèi)存在不同程度的甲烷殘余，并隨著噴孔角度的增大，甲烷殘留量增多。這意味著在相同的燃?xì)鈬娚涿}寬下，進(jìn)入氣缸的燃料減少，如圖7所示。

圖6 噴氣方向?qū)M(jìn)氣管內(nèi)甲烷濃度分布的影響Fig.6 Effect of gas fuel injection direction on methane concentration distribution in intake port

圖7 噴氣方向?qū)M(jìn)入缸內(nèi)甲烷質(zhì)量的影響Fig.7 Effect of gas fuel injection direction on methane mass in cylinder

由圖7可見，在天然氣供給量均為158 mg的情況下，0°噴管進(jìn)入缸內(nèi)的天然氣量最多，為149 mg；90°噴管最少142 mg，比0°噴管減少4.7%，這是導(dǎo)致90°噴管放熱率和缸壓峰值較低的原因之一。由于隨著噴氣角度的增大，燃?xì)馀c空氣的作用增強(qiáng)，使空氣的流速降低，遲滯了進(jìn)氣過程，同時(shí)在燃?xì)鈬娚溟y關(guān)閉后，噴管內(nèi)的氣體流出速度降低，導(dǎo)致實(shí)際燃?xì)鈬娚涑掷m(xù)期變長(zhǎng)，因此進(jìn)氣門關(guān)閉后，部分氣體燃料未來得及進(jìn)入氣缸，導(dǎo)致燃料殘余問題。

2.3 缸內(nèi)流動(dòng)、混合氣形成與燃燒過程分析

圖8分別是不同曲軸轉(zhuǎn)角下經(jīng)過火花塞中心的2個(gè)交叉軸向截面內(nèi)的速度場(chǎng)、濃度場(chǎng)和火焰面密度。由圖8(a)可見，在壓縮過程擠流運(yùn)動(dòng)作用下，氣體向氣缸中心流動(dòng)，氣體在燃燒室中心附近碰撞并摻混，導(dǎo)致靠近火花塞的燃燒室中心附近形成了大范圍的低速區(qū)，60°和90°噴管的低速區(qū)范圍較大，火花塞附近較低的氣體流速有利于穩(wěn)定的初始火核形成。由圖8(b)可見，噴管結(jié)構(gòu)對(duì)缸內(nèi)混合氣濃度分布有較大影響，采用不同結(jié)構(gòu)噴管時(shí)，在缸內(nèi)都會(huì)形成一定程度的局部濃混合氣，特別是0°噴管由于在進(jìn)氣階段燃料與空氣混合不充分，導(dǎo)致壓縮上止點(diǎn)附近，靠近一側(cè)擠氣間隙位置出現(xiàn)較大范圍的局部濃混合氣，這是導(dǎo)致0°噴管滯燃期較長(zhǎng)、后期放熱速度快以及放熱率峰值大的原因。而采用多孔噴管時(shí)缸內(nèi)出現(xiàn)局部混合氣較濃或分層現(xiàn)象說明：即使經(jīng)過進(jìn)氣階段的混合和壓縮階段的大尺度摻混，缸內(nèi)混合氣仍存在較大的不均勻性，缸內(nèi)混合氣濃度分布是由燃料與空氣在進(jìn)氣道內(nèi)的預(yù)混和缸內(nèi)大尺度摻混共同決定。由圖8(c)可見，火花塞點(diǎn)火后，火花塞位于流場(chǎng)的低速區(qū)域，有利于初始火核的形成。由于相比于0°和90°噴管，采用45°和60°噴管時(shí)缸內(nèi)甲烷濃度分布相對(duì)均勻，濃混合氣距離火花塞較近，所以燃燒速度較快。

3 噴氣位置對(duì)燃燒及排放影響分析

針對(duì)采用多孔噴管時(shí)由于燃?xì)馍淞鲗?dǎo)致進(jìn)氣的遲滯以及由其引起的氣體燃料殘留增加問題，提出了利用加長(zhǎng)噴管強(qiáng)化氣體的方法，旨在挖掘改變噴氣出口位置對(duì)降低進(jìn)氣殘留的潛力，進(jìn)而獲得噴氣位置對(duì)缸內(nèi)混合氣形成和燃燒的影響規(guī)律。通過上文對(duì)比不同角度噴管的仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)，90°噴管在天然氣噴射量相同情況下，進(jìn)入燃燒室內(nèi)的天然氣質(zhì)量最少，缸內(nèi)峰值壓力最低。因此，相對(duì)于原90°噴管位置將噴嘴向進(jìn)氣門方向分別移動(dòng)了10、20、30 mm。

3.1 缸壓、放熱率和NO排放對(duì)比

圖9給出不同位置的90°噴管缸壓和放熱率對(duì)比曲線。由圖可見，噴管位置對(duì)燃燒有較大的影響，隨著噴管出口位置向進(jìn)氣門方向移動(dòng)，缸壓和放熱率峰值增加，峰值相位提前，采用延長(zhǎng)30 mm的噴管時(shí)峰值壓力最大，為9.88 MPa，比采用90°原位置噴管高7.3%。

圖9 噴氣位置對(duì)缸內(nèi)壓力和放熱率的影響Fig.9 Effect of gas fuel injection position on cylinder pressure and heat release rate

圖10給出NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)比曲線，由圖可見，隨著噴管位置靠近進(jìn)氣門，NO排放逐漸增加。

圖10 噴氣位置對(duì)NO排放的影響Fig.10 Effect of gas fuel injection position on NO emissio

3.2 進(jìn)氣過程三維仿真分析

圖11為進(jìn)氣道內(nèi)甲烷的分布情況。由圖可見隨著噴管向進(jìn)氣門方向移動(dòng)，進(jìn)入2個(gè)進(jìn)氣道內(nèi)燃?xì)獾牟町愋栽谶M(jìn)一步減小(如圖11(a)所示)。這是由于90°噴管燃?xì)馍淞髋c進(jìn)氣流動(dòng)方向相垂直，距離進(jìn)氣門較遠(yuǎn)時(shí)，燃?xì)馍淞魇芸諝饬鬟\(yùn)動(dòng)影響較大，是以空氣流動(dòng)為主導(dǎo)的燃?xì)夥峙浞绞?。隨著噴管位置逐漸靠近進(jìn)氣門，與空氣的作用時(shí)間縮短，空氣的主導(dǎo)作用降低，所以進(jìn)一步改善了進(jìn)入2個(gè)進(jìn)氣道天然氣的均勻性。

圖11(b)給出560 ℃A時(shí)(位置2)歧管內(nèi)甲烷濃度場(chǎng)。由圖可見，在相同的燃?xì)鈬娚涿}寬下，隨著噴管位置接近進(jìn)氣門，在進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)甲烷殘余減少，進(jìn)入氣缸的燃料增多，如圖12所示。

圖11 噴氣位置對(duì)進(jìn)氣管內(nèi)甲烷濃度分布的影響Fig.11 Effect of gas fuel injection position on methane concentration distribution in intake port

在天然氣供給量均為158 mg的情況下，采用原位置噴管時(shí)進(jìn)入缸內(nèi)的天然氣量最少，為142 mg；采用延長(zhǎng)20 mm和30 mm噴管時(shí)均為145 mg，比采用原位置90°噴管時(shí)增加了2.1%，進(jìn)氣殘留降低了23.5%。

圖12 噴氣位置對(duì)進(jìn)入缸內(nèi)甲烷質(zhì)量的影響Fig.12 Effect of gas fuel injection position on methane mass in cylinder

3.3 缸內(nèi)流動(dòng)、混合氣形成與燃燒三維仿真分析

圖13給出不同曲軸轉(zhuǎn)角下經(jīng)過火花塞中心的2個(gè)交叉軸向截面內(nèi)的速度場(chǎng)、濃度場(chǎng)和火焰面密度。由圖13(a)可見，燃?xì)鈬姽芪恢脤?duì)缸內(nèi)的流場(chǎng)和缸內(nèi)甲烷濃度的分布規(guī)律有一定影響，但相對(duì)噴管結(jié)構(gòu)而言影響較弱，噴管位置向進(jìn)氣門方向移動(dòng)時(shí)缸壓和放熱率峰值增加、相位提前，主要是由于進(jìn)氣殘留減少，進(jìn)入缸內(nèi)的天然氣量增加，引起缸內(nèi)的全局當(dāng)量比增加，因此改善了發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程。

圖13 噴氣位置對(duì)缸內(nèi)燃燒過程的影響Fig.13 Effect of gas fuel injection position on combustion process in cylinder

4 結(jié)論

1) 噴管結(jié)構(gòu)對(duì)進(jìn)氣混合、缸內(nèi)混合氣濃度分布和燃燒過程有明顯影響，隨著噴管噴氣射流與進(jìn)氣來流方向夾角增大，天然氣與空氣在歧管內(nèi)接觸面積增大，而且在2個(gè)進(jìn)氣道內(nèi)，形成了以受燃?xì)馍淞鳛橹鲗?dǎo)的燃料分配方式向以進(jìn)氣為主導(dǎo)的燃料分配方式轉(zhuǎn)變，混合氣更均勻，但殘余量增加。采用60°噴管時(shí)缸壓峰值最大，而 NO排放較低。

2) 相對(duì)于噴管結(jié)構(gòu)而言，噴管位置對(duì)進(jìn)氣混合和缸內(nèi)混合氣濃度分布影響較小，隨著噴管逐漸靠近進(jìn)氣門，進(jìn)氣殘留逐漸減少，但是減小的幅度逐漸降低。采用向進(jìn)氣門方向延長(zhǎng)30 mm的90°噴管時(shí)，進(jìn)氣殘留比采用原90°噴管時(shí)，減少了23.5%，全局當(dāng)量比的增加是燃燒和放熱率增加的主要原因。