基于壓前管路的某V型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饣旌暇鶆蛐詢?yōu)化

楊鵬 孫放 侯巖舒 李德華 高坤

摘要：為解決某V型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)兩側(cè)氣缸燃?xì)饣旌喜痪鶆虻膯栴}，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件建立壓氣機(jī)前、后管路模型，分析混合不均勻原因，優(yōu)化混合器安裝角度、壓前管路結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行仿真和發(fā)動(dòng)機(jī)性能試驗(yàn)驗(yàn)證。仿真結(jié)果表明：混合氣在流體運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的離心作用下向壓前彎管內(nèi)側(cè)聚集，導(dǎo)致兩側(cè)氣缸混合氣不均勻；將混合器安裝角度旋轉(zhuǎn)45°，兩側(cè)氣缸天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差由壓前管路的0.195降為0.129，說明混合均勻性有改善，但幅度不大；將壓前管路光滑過渡彎頭改為直角彎頭，兩側(cè)壓氣機(jī)入口處天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差由優(yōu)化前的0.195降為-0.005，混合均勻性明顯得到改善。改進(jìn)前、后的發(fā)動(dòng)機(jī)性能試驗(yàn)結(jié)果表明：優(yōu)化后，兩側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力相對(duì)偏差由14.5%降為9.0%。兩側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力偏差與天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差有較好的吻合性，說明優(yōu)化壓前管路結(jié)構(gòu)可明顯提高發(fā)動(dòng)機(jī)混合均勻性。

關(guān)鍵詞：天然氣；混合器；混合均勻性；計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)；壓前管路

中圖分類號(hào)：TK436文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：1673-6397（2024）02-0065-07

引用格式：楊鵬，孫放，侯巖舒，等.基于壓前管路的某V型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饣旌暇鶆蛐詢?yōu)化［J］.內(nèi)燃機(jī)與動(dòng)力裝置，2024，41（2）：65-71.

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0 引言

天然氣與空氣的混合均勻性對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和排放性有重要影響。進(jìn)氣混合不均勻，可造成各缸爆發(fā)壓力不一致、熱負(fù)荷不均勻、排放控制困難，嚴(yán)重時(shí)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)爆震、拉缸等^[1-2]。對(duì)大多數(shù)氣體機(jī)，天然氣與空氣通過混合器初次混合，合理設(shè)計(jì)混合器結(jié)構(gòu)可提高混合均勻性^[3-4]。目前大功率發(fā)動(dòng)機(jī)通常采用渦輪增壓器提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱力循環(huán)效率，高速旋轉(zhuǎn)的壓氣機(jī)可提高進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的空氣壓力，增加進(jìn)氣量，同時(shí)提高發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)燃?xì)饣旌暇鶆蛐?sup>[5-6]；利用壓氣機(jī)前、后管路結(jié)構(gòu)進(jìn)行天然氣與空氣的二次混合，可進(jìn)一步提高燃?xì)饣旌暇鶆蛐浴?/p>

隨著計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）數(shù)值模擬技術(shù)的應(yīng)用，通過CFD仿真分析進(jìn)氣管路流體運(yùn)動(dòng)，可提高結(jié)構(gòu)優(yōu)化效率^[7-8]。張強(qiáng)等^[9]利用CFD數(shù)值模擬方法模擬沼氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流動(dòng)，分析了流動(dòng)區(qū)域的壓力場、速度場等參數(shù)并評(píng)價(jià)了各缸進(jìn)氣均勻性，同時(shí)分析了進(jìn)氣系統(tǒng)流動(dòng)阻力，優(yōu)化了發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)，研究結(jié)果表明采用兩級(jí)諧振系統(tǒng)可改善沼氣發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣均勻性，提高了發(fā)動(dòng)機(jī)性能；楊書喬等^[10]利用CFD軟件對(duì)比分析了大缸徑天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)不同燃?xì)鈬娮旖Y(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的混合氣均勻性，并對(duì)噴嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣均勻性的相關(guān)研究較多，但評(píng)估天然氣濃度偏差與V型發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)兩側(cè)爆發(fā)壓力偏差的相關(guān)研究較少。

某V型天然氣增壓發(fā)動(dòng)機(jī)，天然氣（主要成分是甲烷）與空氣通過布置在壓氣機(jī)前的單混合器混合，造成發(fā)動(dòng)機(jī)兩側(cè)混合氣中天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差過大，本文中采用CFD分析天然氣與空氣的混合均勻性，確定燃?xì)饣旌喜痪鶆虻脑?，提出?yōu)化方案并進(jìn)行驗(yàn)證。

1 模擬理論與仿真模型

1.1 控制方程

根據(jù)物理守恒定律，氣體流動(dòng)系統(tǒng)應(yīng)遵循質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律、能量守恒定律。此外，流動(dòng)氣體若包含不同成分，還要符合組分守恒定律；如果流動(dòng)處于湍流狀態(tài)，流動(dòng)系統(tǒng)還應(yīng)滿足湍流輸運(yùn)方程^[11-12]。

由于文中涉及的流動(dòng)均為穩(wěn)態(tài)不可壓縮，氣體密度不隨時(shí)間變化。系統(tǒng)質(zhì)量守恒方程^[11]為：

?（ρu）/?x+?（ρv）/?y+?（ρw）/?z=0，

式中：ρ為氣體密度，u、v和w分別為氣體在x、y和z方向的速度分量。

對(duì)于黏性為常數(shù)的不可壓流體，x方向動(dòng)量守恒方程為：

式中：μ為動(dòng)力黏度，t為時(shí)間，p為該方向的流體壓力，S_u為廣義源項(xiàng)。

天然氣與空氣2種組分都符合組分質(zhì)量守恒定律，每個(gè)組分的質(zhì)量守恒方程是一個(gè)質(zhì)量分?jǐn)?shù)傳輸方程，空氣流動(dòng)過程中夾帶天然氣，天然氣傳輸過程包括對(duì)流和分子擴(kuò)散2部分，天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間和空間發(fā)生變化，各組分對(duì)應(yīng)的質(zhì)量守恒方程

?（ρc）/?t+divρuc=divdgradρc+S_s，

式中：c為某組分體積分?jǐn)?shù)，?（ρc）/?t為對(duì)應(yīng)組分時(shí)間變化率，div（ρuc）為組分對(duì)流項(xiàng)，d為某方向組分?jǐn)U散因數(shù)，grad為對(duì)目標(biāo)項(xiàng)進(jìn)行梯度運(yùn)算，div（dgrad（ρc））為組分?jǐn)U散項(xiàng)，S_s為組分生產(chǎn)率。

湍流模型采用最廣泛的湍動(dòng)能與耗散度模型，湍流模型控制方程為：

式中：k為湍動(dòng)能；x_i、x_j表示不同方向上的位移；μ_i為不同方向的黏度系數(shù)；μ_t為湍動(dòng)黏度；Pr_k為與湍動(dòng)能對(duì)應(yīng)的普朗特?cái)?shù)；Pr_ε為湍動(dòng)能耗散率的湍流普朗特?cái)?shù)；G_k為平均速度梯度引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)；G_b為浮力引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)；ε為湍動(dòng)能耗散率；Y_M為可壓湍流脈動(dòng)擴(kuò)張帶來的影響；S_k、S_ε為用戶定義的源項(xiàng)；C_1ε、C_2ε、C_3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，其中C_3ε為與浮力相關(guān)的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

1.2 仿真模型

某V型天然氣增壓發(fā)動(dòng)機(jī)采用單混合器，兩側(cè)氣缸分別記為A、B，每側(cè)氣缸對(duì)應(yīng)相應(yīng)的壓氣機(jī)和進(jìn)氣管?；旌掀?、壓氣機(jī)前端管路、中冷器前端蓋等結(jié)構(gòu)對(duì)A、B兩側(cè)天然氣混合均勻性產(chǎn)生影響，影響發(fā)動(dòng)機(jī)兩側(cè)氣缸爆發(fā)壓力均勻性。壓氣機(jī)前管路完成空氣與天然氣的初次混合，若A、B側(cè)壓氣機(jī)入口處天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差大，降低燃?xì)饣旌暇鶆蛐裕籄、B側(cè)壓氣機(jī)入口處天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差與壓氣機(jī)后模型結(jié)合，可評(píng)估中冷器前端蓋混合效果。V型氣體機(jī)進(jìn)氣管路結(jié)構(gòu)如圖1所示。

由圖1可知：空氣、天然氣在混合器混合后經(jīng)過對(duì)應(yīng)的A、B兩側(cè)壓氣機(jī)，在中冷器前端蓋進(jìn)行二次混合，由發(fā)動(dòng)機(jī)A、B兩側(cè)進(jìn)氣管進(jìn)入兩側(cè)氣缸。

壓氣機(jī)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，對(duì)天然氣混合效果影響較小，對(duì)壓氣機(jī)模型進(jìn)行簡化處理^[13-14]。CFD仿真模型設(shè)為定常模式，流動(dòng)狀態(tài)為湍流，湍流模型采用k-ε，近壁面處采用壁面函數(shù)法，流體介質(zhì)為包含空氣和甲烷的多組分介質(zhì)?？諝夤苋肟诓捎觅|(zhì)量流量邊界，根據(jù)新鮮空氣與天然氣的質(zhì)量，空氣管入口空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)設(shè)為1，天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)設(shè)為0；天然氣管入口空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)設(shè)為0，天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)設(shè)為1。采用CFD軟件仿真壓氣機(jī)前、后管路模型如圖2所示。

2 混合均勻性分析及改進(jìn)

2.1 混合均勻性評(píng)價(jià)

管路截面中天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布可反映不同截面位置空氣與天然氣混合均勻性，天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)一致性^[15]

式中：f為任意單元面，?_f為監(jiān)控流動(dòng)截面對(duì)應(yīng)的天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)，?—為天然氣表面平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)，A_f為監(jiān)控流動(dòng)截面對(duì)應(yīng)的面積。d′=0～1，當(dāng)d′ =1，表明天然氣與空氣完全混合均勻。

天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差

w′= w_A/w_B-1，（2）

式中：w_A、w_B分別為A、B兩側(cè)壓氣機(jī)入口對(duì)應(yīng)的天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)。w′越小，質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差小，混合越均勻。

2.2 原方案壓前管路混合均勻性

天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)越大，單位體積內(nèi)有更多的天然氣與氧氣混合，燃燒反應(yīng)更加劇烈，產(chǎn)生的熱量和壓力更高，缸壓越大，因此A、B兩側(cè)壓氣機(jī)入口處天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差導(dǎo)致缸內(nèi)爆發(fā)壓力不同。原方案壓前管路內(nèi)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)及混合氣流速分布分別如圖3、4所示。

圖3 原方案壓前管路天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布 圖4 壓前管路混合氣流速分布

由圖3可知：天然氣與空氣在混合器初始混合，但并未完全混合；靠近混合器位置，部分天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高；混合氣流經(jīng)彎頭位置（圖3中虛線圓圈所示）時(shí)，由于離心作用，密度大的空氣流向外側(cè)，密度相對(duì)較小的天然氣聚集在內(nèi)側(cè)，由于A側(cè)壓氣機(jī)對(duì)應(yīng)的壓前管路靠近混合器內(nèi)側(cè)，質(zhì)量分?jǐn)?shù)更大的天然氣進(jìn)入A側(cè)壓氣機(jī)。根據(jù)式（1）計(jì)算分流前截面C天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)一致性為0.940；隨著混合氣體的流動(dòng)，天然氣與空氣混合均勻，根據(jù)式（2），計(jì)算額定工況下A、B兩側(cè)的天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差為0.195。

由圖4可知：天然氣與空氣混合后，流速分布不均勻；混和器內(nèi)流速較高，氣流湍流摻混效果較好，有利于天然氣與空氣混合；混和器彎管部位流速均勻，考慮到彎管離心作用，A側(cè)壓氣機(jī)入口天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于B側(cè)壓氣機(jī)入口處。

2.3 原方案壓后中冷器端蓋混合均勻性

將A、B 兩側(cè)壓氣機(jī)入口處天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差作為壓氣機(jī)后中冷器端蓋入口邊界條件。經(jīng)過中冷器端蓋混合后，中冷器端蓋天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖5所示。

根據(jù)式（2），中冷器出口A、B兩側(cè)的天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差為0.125，混合均勻性有一定提升，但偏差仍較大，中冷器端蓋提高天然氣混合均勻性的作用有限。

結(jié)合以上分析，壓前管路結(jié)構(gòu)不合理是造成發(fā)動(dòng)機(jī)A、B兩側(cè)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差的主要原因。根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)性能試驗(yàn)，A側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力與B側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力相對(duì)偏差（A側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力與B側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力的差與B側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力的比）為14.6%。與A、B兩側(cè)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差呈現(xiàn)較好的吻合度，可根據(jù)缸壓變化分析天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

2.4 優(yōu)化方案混合均勻性分析

天然氣與空氣混合過程可分為質(zhì)擴(kuò)散和質(zhì)對(duì)流。質(zhì)擴(kuò)散指分子運(yùn)動(dòng)引起的質(zhì)量傳遞，質(zhì)對(duì)流指對(duì)流摻混引起的質(zhì)量傳遞。混合氣內(nèi)部存在質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度時(shí)，每種組分都向?qū)?yīng)的低質(zhì)量分?jǐn)?shù)方向轉(zhuǎn)移，以減弱質(zhì)量分?jǐn)?shù)不均勻的趨勢(shì)，同時(shí)混合氣流動(dòng)過程中始終存在對(duì)流。

2.4.1 混合器安裝角度

混合器有4個(gè)葉片，每個(gè)葉片分布若干噴孔，天然氣從噴孔流出與空氣初始混合，混合器安裝角度對(duì)混合效果產(chǎn)生一定影響。將混合器分別按照原角度、原角度旋轉(zhuǎn)45°進(jìn)行安裝，對(duì)比混合效果?；旌蠚?種安裝角度示意如圖6所示。

將混合器旋轉(zhuǎn)45°后，經(jīng)計(jì)算，A、B兩側(cè)的天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差由0.195降為0.129，混合氣均勻性有一定改善，但偏差仍較大。進(jìn)一步分析混合器安裝角度旋向?qū)旌暇鶆蛐缘挠绊憽０凑栈旌蠚饬鲃?dòng)方向，在壓前管路截取4個(gè)截面，記為截面D、E、F、G，混合器4個(gè)截面位置如圖7所示。

混合器原角度及旋轉(zhuǎn)45°各截面天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖8、9所示。

由圖8a）可知：在初始位置截面D處，進(jìn)氣管路無擾動(dòng)，天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度較大，分布較規(guī)則，沿流動(dòng)方向逐漸擴(kuò)散和摻混，混合均勻性逐漸提高。由圖8b）可知：在彎管位置截面E處，由于離心作用，天然氣向彎管內(nèi)側(cè)聚集。由圖8c）、d）可知：天然氣在截面F、G處明顯靠近彎管聚集。按照原角度安裝，混合器后天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)高的區(qū)域呈X型分布，且隨著混合氣流動(dòng)，靠近彎管內(nèi)側(cè)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高。

由圖9可知：原安裝角度旋轉(zhuǎn)45°后，天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布趨勢(shì)與原角度大致相同，初始位置截面D天然氣體積分?jǐn)?shù)高的區(qū)域呈十字型分布，天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)高的區(qū)域距離A側(cè)壓氣機(jī)入口較遠(yuǎn)，隨著混合氣的流動(dòng)，靠近彎管內(nèi)側(cè)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低，混合均勻性更好。

2.4.2 壓前管路優(yōu)化

基于天然氣與空氣混合原理，從增加混合距離、提高混合氣湍流強(qiáng)度2方面進(jìn)行優(yōu)化，為減弱分流前彎管離心作用的影響，對(duì)壓前管路提出4種優(yōu)化方案。方案1延長混合器后管路，增加混合距離，使混合氣充分?jǐn)U散；方案2在彎頭中間增加導(dǎo)流板，避免天然氣在離心作用下向管路彎頭內(nèi)聚集；方案3將光滑過渡彎頭改為直角彎頭，增強(qiáng)混合氣在彎頭位置處的湍流強(qiáng)度，提高天然氣與空氣的對(duì)流摻混；方案4在彎頭前、后分別增加擾流柱，提高天然氣與空氣的對(duì)流摻混強(qiáng)度，壓前管路優(yōu)化方案如圖10所示。

采用CFD軟件對(duì)4種方案進(jìn)行建模計(jì)算分析，在相同邊界條件下對(duì)比天然氣混合效果，不同壓前管路優(yōu)化方案天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖11所示。

由圖11a）可知：天然氣經(jīng)混合器后，部分區(qū)域天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較大，延長管路后，質(zhì)量分?jǐn)?shù)大的天然氣在混合氣中充分?jǐn)U散，提高了分流前天然氣混合均勻性；分流前截面C天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)一致性提高至0.980。由圖11b）可知：彎管增加導(dǎo)流板，外側(cè)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高的紅色區(qū)域在導(dǎo)流板作用下，無法全部向內(nèi)側(cè)聚集，A側(cè)壓氣機(jī)入口處天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)比B側(cè)高0.043，提高了混合均勻性。由圖11c）、d）可知：增加直角彎頭和擾流柱，加強(qiáng)混合氣對(duì)流摻混；混合氣在直角彎頭處撞壁，產(chǎn)生較強(qiáng)湍流，破壞原始流動(dòng)狀態(tài)；混合氣流過擾流柱，產(chǎn)生流動(dòng)分離，湍流強(qiáng)度增強(qiáng)，天然氣與空氣的混合效果更好。

對(duì)比原方案與壓前管路優(yōu)化后4種方案，A、B側(cè)壓氣機(jī)出口處的壓差p′（A側(cè)壓氣機(jī)出口處壓力與B側(cè)壓氣機(jī)出口處壓力的差）及w′仿真分析結(jié)果如表1所示。

由表1可知：原方案與壓前管路優(yōu)化后4種方案的p′均較小，滿足行業(yè)內(nèi)兩側(cè)壓差不得大于5.0 kPa的規(guī)定，壓前管路結(jié)構(gòu)變動(dòng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響不大；對(duì)比原方案，優(yōu)化后4種方案的w′明顯減小，方案3、4的w′低于0.01。

由于優(yōu)化方案3結(jié)構(gòu)改動(dòng)最小，效果較明顯，在發(fā)動(dòng)機(jī)左、右兩側(cè)隨機(jī)選取3個(gè)氣缸，采用方案3進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)性能試驗(yàn)，壓前管路優(yōu)化前、后各缸爆發(fā)壓力如表2所示。

由表2可知：壓前管路優(yōu)化前A、B兩側(cè)平均爆發(fā)壓力分別為16.5、14.4 MPa；壓前管路優(yōu)化后A、B兩側(cè)平均爆發(fā)壓力分別為16.0、15.4 MPa；A側(cè)平均爆發(fā)壓力與B側(cè)平均爆發(fā)壓力相對(duì)偏差由14.5%降為9.0%，提高了缸內(nèi)燃?xì)饣旌暇鶆蛐浴?/p>

3 結(jié)論

1）原進(jìn)氣管路結(jié)構(gòu)混合距離較短，且在分流前受彎管離心作用，使天然氣向彎管內(nèi)側(cè)聚集，造成發(fā)動(dòng)機(jī)兩側(cè)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差較大。

2）混合器安裝角度影響V型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)兩側(cè)天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差。

3）優(yōu)化壓前管路結(jié)構(gòu)，可提高氣缸兩側(cè)混合氣均勻性，將壓前管路光滑過渡彎頭改為直角彎頭，兩側(cè)壓氣機(jī)入口處天然氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏差由優(yōu)化前的0.195降為-0.005。兩側(cè)缸內(nèi)平均爆發(fā)壓力相對(duì)偏差由14.5%降為9.0%。

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Optimization of gas mixing uniformity for a V-type natural gas engine

based on the pipeline in front of the compressor

YANG Peng^1，2，SUN Fang^1，2，HOU Yanshu^1，2，LI Dehua^1，2，GAO Kun^1，2

1.State Key Laboratory of Engine Reliability， Weifang 261061， China;

2.Weichai Power Co.， Ltd.， Weifang 261061， China

Abstract：In order to solve the problem of uneven gas mixing between the two cylinders of a certain V-type natural gas engine， computational fluid dynamics software is used to establish models of the front and rear pipelines of the compressor， analyze the reasons for uneven mixing， optimize the installation angle of the mixer and the structure of the intake pipeline， and conduct simulation and engine performance testing verification. The simulation results show that under the centrifugal effect generated by fluid motion， the mixture accumulates towards the inner side of the pressure front bend， resulting in uneven mixture between the two cylinders. Rotating the mixer by 45 °， and the deviation of natural gas mass fraction on both sides of the cylinder decreases from 0.195 to 0.129， indicating an improvement in mixing uniformity， but it is quite limited. The smooth transition elbow of the intake pipeline is changed to a right angle elbow， and the deviation of the natural gas mass fraction at the inlet of the two compressors on both sides is reduced from 0.195 to -0.005. The mixing uniformity is significantly improved. The performance test results of the engine before and after improvement show that after optimization， the average explosion pressure deviation in both cylinders has been reduced from 14.5% to 9.0%. There is a good agreement between the deviation of average explosion pressure on both sides of the cylinder and the deviation of natural gas mass fraction， indicating that optimizing the intake pipeline structure can significantly improve the mixing uniformity of the engine.

Keywords：gas；mixer；mixing uniformity；computational fluid dynamics；the pipeline in front of the compressor

（責(zé)任編輯：胡曉燕）