陈贵升，魏 峰，杨 杰，黄 震，张敬贤，张 涵

(昆明理工大学 云南省内燃机重点实验室，云南 昆明 650500)

天然气作为低碳燃料，是实现发动机高效洁净燃烧、降低CO2的优质替代燃料，已广泛应用于城市公交、船舶等领域[1]．在柴油发动机中利用天然气的最佳方法之一是使用双燃料技术[2]．对于柴油/天然气双燃料发动机，天然气采用缸内高压直喷能较好地实现混合气当量比空间梯度分层，控制燃烧速率[3]．

针对柴油/天然气双直喷发动机，学者们进行了大量研究．Yang等[4]研究了小负荷下天然气喷射策略对发动机燃烧及排放特性的影响，结果表明：提前喷气正时有利于实现缸内混合气分层，改善排放特性．Ismael等[5]、Jiang等[6]通过高速纹影法对柴油、天然气的喷射混合特性进行了研究，结果表明：天然气喷射压力、柴油及天然气喷射间隔、环境压力和温度等对射流的发展起重要作用．Cameretti等[7]基于流体动力学(CFD)软件研究了柴油喷射正时对燃烧和排放特性的影响，发现更早的柴油预喷正时使得燃烧效率更高，有利于减少CH4排放．范新雨等[8]通过数值模拟的方法对比了3种不同形状的燃烧室对混合气形成过程的影响，结果表明：缩口燃烧室混合速度较低，直口与敞口混合速度接近．张宁等[9]构建了双燃料喷射模型，研究了EGR率对排放生成区域的影响，发现NO形成区域与天然气射流中心线形成的高温区域重合．李孟涵等[10]通过一台6缸直喷天然气发动机研究了引燃柴油量及喷射间隔对排放的影响，发现引燃柴油量的增加有利于减少HC排放．

天然气射流和柴油射流的相对位置关系直接影响缸内射流的混合过程，决定缸内燃料的浓度分布，影响缸内燃烧过程．而国内外针对不同天然气射流、柴油射流位置关系对柴油/天然气双直喷发动机射流发展、混合及燃烧过程的研究较少，因而笔者基于Converge软件，对天然气射流中心轴线与水平方向夹角α、柴油/天然气两射流中心轴线在水平方向上相对交角β的影响进行研究，以期为双燃料发动机喷孔位置优化提供参考．

1 模型构建

笔者以一台10.3L的6缸、四冲程发动机为模拟对象，发动机技术参数如表1所示．由于8个柴油喷孔及8个天然气喷孔在燃烧室内均匀分布，为减少计算，采用1/8模型．

表1 发动机主要技术参数Tab.1 Engine specifications

由于Converge中没有提供气体射流的经验模型，因而需建立气体喷嘴的三维模型．笔者对气体 喷射过程的模拟使用Baratta等[11]所采用的多维流动 模型，对喷嘴内部几何结构进行三维建模并提供喷嘴进气边界的气体组分、初始压力和温度等边界条件，模拟气体的高压喷射，图1为CFD模型及喷嘴建模．对于柴油射流，通过对喷油器喷嘴模块参数的设置来确定燃油喷射参数，故无需构建柴油喷嘴模型．

图1 发动机CFD模型结构Fig.1 CFD model grid structure of engine

物理模型的选取如表2所示．其中燃烧使用的SAGE模型需要详细的化学动力学燃烧机理，笔者选用的是由Hockett等[12]开发的天然气/柴油双燃料机理．由于引燃柴油的物理性质与十四烷相似，而其化学性质与正庚烷十分类似，因而柴油的物理性质建模选用十四烷，化学性质建模为正庚烷．采用天然气中所占比例最大的甲烷作为天然气替代燃料．该机理涉及141种物质、709个反应，同时整合了详细的正庚烷、甲烷子机理，并采用直接关系图的方法进行简化．Hockett等[12]分别对柴油点火延迟、天然气点火延迟、甲烷层流火焰速度和柴油喷雾发展历程等进行了误差对比，并通过一台4缸、高压共轨、涡轮增压轻型柴油机对所构建机理进行了验证，结果表明：该简化动力学机理能较准确预测天然气/柴油发动机燃烧特性．因而采用上述机理模拟缸内燃烧过程具有一定可行性．

表2 物理模型Tab.2 Physical model

2 模型验证

2.1 柴油喷雾模型验证

柴油喷雾过程包含了多种物理现象及物理规律，为了准确地模拟柴油喷雾过程，需对选用的喷射子模型及参数进行标定，选用Moon等[13]的喷雾试验进行对比．Moon等[13]的试验选取了两个不同孔径的喷嘴，对喷射中的喷雾卷吸、蒸发和混合特性进行了试验，并使用激光吸收光谱(LAS)技术分析了喷射前、后混合物的形成过程，进一步获得了气/液质量浓度、夹带空气浓度、蒸发与夹带空气比及当量比分布的数据．表3为文献[13]的喷雾试验条件．

表3 柴油喷雾模型试验条件Tab.3 Model test conditions of diesel spray

1,3-二甲基萘和正庚烷均为单组分柴油替代燃料，且物理化学性质相似[13]，在喷雾过程模拟中将喷射燃料由1,3-二甲基萘改为正庚烷，其他条件不变．图2为喷雾贯穿距离对比．图3为过喷孔中心的三维切片，用于表征燃料实际雾化过程中蒸发相的空间分布．由图2和图3可知，柴油喷雾贯穿距离模拟值与试验值误差均在4%以内，整体变化趋势十分吻合，且燃料空间分布中演变趋势也符合试验结果．因 而构建的喷雾模型能准确地表征燃料的喷雾过程．

图2 喷雾贯穿距离模拟值与试验值对比Fig.2 Comparison of spray penetration distance between simulation and test results

图3 燃料空间分布模拟值与试验值对比Fig.3 Comparison of space distribution of the fuel between simulation and test results

2.2 气体射流验证

采用多维流动模型，喷嘴内部径向网格数大于10层时，能较为准确地模拟气体喷射过程，但计算成本较大[14]．Li等[15-16]研究发现，多维流动模型结合自适应网格(AMR)算法划分网格能同时兼顾模型的预测准确性和计算效率，并有效缓解了网格过渡层位置对模拟稳定性的影响．因此，笔者在Baratta等[11]使用的数值模拟方法基础上，结合AMR算法，基于气体流速和组分质量分数对网格进行划分，并保证喷嘴内部径向网格数大于10层．气体射流主要可分为撞壁前的瞬时自由射流阶段和抵达燃烧室壁面后的撞壁射流阶段，笔者主要从自由射流和射流撞壁方面对射流模型进行验证．模拟选用的湍流模型为RNG к-ε湍流模型．

2.2.1 气体自由射流验证

Ouellette等[17]评估了基于湍流к-ε模型构建的多维流动模型模拟自由瞬态射流贯穿特性的准确性，该模型可较好地重现动量、时间和密度等参数对射流速率的影响．验证自由射流模型的试验条件[17]见表4．Yadollahi等[18]也采用相同方法对自由射流贯穿距 离进行了验证．图4为Ouellette等[17]试验值、Yadollahi等[18]模拟值与笔者模拟值对比．可知，笔者模拟值与文献[17]、文献[18]拟合较好，RNG к-ε湍流模型结合AMR算法划分的网格能够较准确地预测自由射流轴向贯穿距离演变．

表4 自由射流模型试验条件Tab.4 Model test conditions of free jet

图4 自由射流轴向贯穿距离模拟值与试验值对比Fig.4 Comparison of axial penetration distance of free jet between simulation and test results

2.2.2 射流撞壁验证

为了验证射流模型结合AMR算法模拟气流撞壁过程的准确性，笔者采用Yu等[19]射流撞壁试验数据，其试验条件设置见表5，试验中利用丙酮基平面激光荧光技术得到了随时间变化的射流撞壁演变过程图像．Nie等[20]也使用该试验进行撞壁验证．为了还原Yu等[19]的试验过程，建立的三维模型如图5所示，斜底壁面长为100mm，距喷嘴出口中心的轴线距离为33mm，且与水平角为7°．为了还原喷嘴部分，笔者根据参数进行了建模，如图6所示．

图5 撞壁模型三维建模Fig.5 Three-dimensional modeling of wall-impinging model

图6 天然气喷嘴Fig.6 Natural gas nozzle

表5 撞壁射流模型试验条件Tab.5 Model test conditions of wall-impinging jet

图7为撞壁射流试验与模拟结果对比，左侧为Yu等[19]采用平面激光荧光技术得到的三维图，右侧为笔者构建模型沿着过喷孔的轴线方向切割的N2质量分数．构建的模型能较好地实现撞壁射流模拟．

图7 撞壁射流模拟结果与试验结果对比Fig.7 Comparison of wall-impinging jet between simulation and test results

2.3 模型网格划分

网格尺寸是模型构建中的重要参数，合理的网格划分方式可在保证精度的同时减少运算时间．为减少不必要的网格以适应该模拟，基础网格尺寸设置为4mm，对天然气喷嘴区域进行4级加密．同时，采用AMR算法，在流体速度为1m/s、甲烷质量分数为0.001下对计算中的网格进行自适应加密，最高级数为5级，以保证喷嘴内部径向网格数大于10层，进而能够较为准确地捕捉天然气喷射过程．此外，为准确描述油束的发展及火焰传播过程，对油束喷射区域进行固定加密，加密级数为4级，并对缸内温度场进行自适应加密，加密级数为4级．

2.4 方案设计

基于直喷模型，笔者研究水平夹角α和相对交角β的影响．水平夹角α定义为天然气射流中心轴线与水平方向的夹角；相对交角β定义为柴油射流中心轴线与天然气射流中心轴线在同一平面上的交角，如图8所示．

图8 喷孔位置定义Fig.8 Definition of orifice position

表6为喷射系统主要参数．研究α时，保持柴油喷嘴位置不变，改变天然气喷嘴在空间中几何位置．由于射流本身存在一定锥角，为了防止射流出现康达效应(由于流体与其流过的物体表面之间存在摩擦，导致动能降低，使得流体吸附在表面流动)，α不宜过小(小于30°)；由于8个天然气喷孔在燃烧室内均匀分布，为避免两天然气射流过于靠近产生干涉，水平方向夹角α不宜过大(大于60°)，因而选取α为30°、40°、50°和60°．研究α的过程中，β固定为30°．

表6 喷射系统主要参数Tab.6 Main parameters of injection system

3 结果分析

3.1 α对射流发展、混合及燃烧过程的影响

3.1.1 水平夹角α对射流发展及混合过程的影响

天然气缸内直喷模式下，其射流经历自由射流撞壁、附壁射流沿燃烧室壁面发展直至脱离壁面、涡旋结构的产生和发展阶段[8]．天然气射流采用不同水平夹角时，射流与燃烧室的撞击位置不同，附壁射流运动方向不同，后续脱离壁面的涡旋结构发展过程也不同，最终导致缸内混合气的浓度分布特性不同．

图9为不同水平夹角α下缸内自由射流发展．在自由射流阶段，卷吸效应会带动周围空气与射 流初步混合，并在缸内形成滚流运动．水平夹角α为30°时，射流与燃烧室侧壁面碰撞形成附壁射流，并沿壁面继续发展．在下方沿壁面形成较大尺度的涡旋结构，且随着涡旋发展会与主射流相互作用，使天然气在凹坑内进一步混合，-10°CA ATDC时，燃料主要聚集在射流左下方靠近下壁面的位置．α为40°时，天然气射流直射燃烧室凹坑，受到空间限制，附壁射流很难发展，缸内没有形成大尺度涡流．α为50°和60°时，射流与燃烧室底面碰撞，射流沿壁面发展形成较大尺度的逆时针涡旋结构，裹挟了大量天然气，并且在挤流的作用下涡旋结构向燃烧室中心发展．其中α为60°时，因为射流距离撞击点更近，动量在自由射流阶段损失更小，故形成涡旋结构更强．

图9 不同α下的缸内射流发展Fig.9 Development of jet flow under different α conditions in cylinder

图10为不同水平夹角α下喷油后缸内当量比分布及流场分布．α为30°和40°时，柴油射流穿过浓天然气/空气混合气区域向当量比低的区域喷射，裹挟部分燃料，射流撞壁后受动量和逆挤流运动的作用在上方逐渐向压缩余隙靠近，受到壁面和阻力的作用在下方初步卷起形成涡旋结构．α为50°和60°时，射流穿过低当量比区域向浓混合气区域喷射，射流前端受大尺度涡旋结构的作用向下发生了轻微偏转．综上可知，虽然燃油射流抵达撞壁位置后的动量和裹挟的燃料比α为30°和40°时要少，但燃油射流和缸内涡 旋结构相互作用，形成的柴油-天然气-空气混合气更多．撞击后的附壁射流发展过程与α为30°和40°时类似，但柴油射流形成的涡旋结构较小．同时，α为50°和60°时形成的燃料浓度分层较明显．

图10 不同α下缸内当量比及流场分布Fig.10 Equivalence ratio and flow field distribution under different α conditions

3.1.2 水平夹角α对燃烧过程的影响

图11为不同水平夹角α下缸内温度场分布．不同α下燃烧均产生于燃油射流前端，逐渐向周围扩散．α为30°和40°、曲轴转角为10° CA ATDC时，高温区域主要集中在引燃柴油射流外围区域，内部温度较低，随着曲轴下行，高温区域逐渐向周围天然气-空气混合气区域扩散，继续下行到20° CA ATDC，高温区域仍覆盖大半个燃烧室．而α为50°和60°、曲轴转角为10° CA ATDC时，高温区域覆盖整个引燃柴油射流，下行到20° CA ATDC时，小部分高温区域集中在壁面附近，缸内平均温度较低．这主要是由于缸内燃料混合程度不同，α为30°和40°时混合较差，形成的柴油-天然气-空气混合气较少，压燃后能引燃的混合气少，后续天然气燃烧主要依靠火焰传播．而α为50°和60°时混合较好，柴油-天然气-空气混合气形成较多，柴油压燃后的引燃面积增大，预混合天然气迅速燃烧，燃烧速率加快且温度分布更加均匀．

图11 不同α下缸内温度场分布Fig.11 Temperature distribution under different α conditions

图12示出曲轴转角为40° CA ATDC时缸内CH4质量分数．曲轴转角为40° CA ATDC时，在靠近 燃烧室中心部分还存在部分未燃CH4．一方面，未燃CH4是由于在高替代率小负荷工况下，缸内空气总量多，燃烧后期部分区域当量比接近点火界限，燃烧稳定性差，导致燃料未燃烧完全；另一方面，由于柴油-天然气-空气混合不充分，天然气积聚在中心区域且缺乏引燃柴油．总体上，α为50°和60°时，混合较充分，较多的柴油-天然气-空气混合气参与燃烧，缸内未燃CH4较少．

图12 40° CA ATDC时不同α下的缸内CH4质量分数Fig.12 CH4 mass fraction at 40° CA ATDC under different α conditions

综上可知，α为50°和60°时，燃料混合充分且分布更加广泛，使得缸内燃烧情况得到改善，燃料氧化更完全，缸内平均温度升高．同时，α为50°和60°时可有效降低CH4排放．

3.2 相对交角对射流发展、混合及燃烧过程的影响

在研究相对交角β时，保持天然气喷嘴在空间中几何位置不变，改变柴油喷嘴位置．β过大(大于40°)时油束会直接喷入压缩余隙，故相对交角β也不宜过大，最终选取β为0°、10°、20°、30°和40°．α取50°和60°时，不同β下缸内射流混合及燃烧过程的变化规律基本一致，因而笔者选取α为50°进行研究．

3.2.1 相对交角对射流发展及混合过程的影响

笔者在分析α为50°时喷油前缸内天然气的混合过程的基础上，主要对喷油后缸内燃料混合情况进行分析，以得出不同β下缸内浓度分布特征．

图13为相对交角β为0°、10°、20°、30°和40°时缸内当量比及流场分布．β为0°时，柴油穿过较稀天然气-空气混合气区域与燃烧室底面碰撞，受自身动量及逆挤流的影响，逐渐形成以燃烧室唇口位置为中心的大尺度涡旋结构．燃油受涡旋结构裹挟，在活塞唇口位置集聚形成当量比较高的区域，同时部分附壁射流向压缩余隙流动，缸内逐渐形成不均匀浓度分布，左侧燃烧室中心区域为天然气-空气的稀混合气区域，右侧唇口附近为浓混合气区域．β为10°时整体混合过程与β为0°时类似，由于射流距离燃烧室中心的浓天然气-空气混合气区域更近，射流卷吸效应会带动更多天然气混合．同时，β为10°时燃油射流碰撞位置下移，射流动量损失增大，涡旋强度减小，更多燃油脱离涡旋结构．β为20°时，燃油射流直接射向燃烧室凹坑．燃油射流穿过了燃烧室中心天然气-空气混合气较浓的区域下部，卷吸带动了较多燃料在凹坑内混合，形成的可燃混合气较多，燃烧室下壁面和侧壁面附近燃料浓度较高，凹坑外浓度较低，形成浓度差较小的层次性分布．

β为30°时，燃油射流与缸内涡旋结构相互作用向下略微偏转，虽然在撞壁前已经损失许多动量，但从浓天然气-空气混合气区域中心穿过时卷吸效应带动大量周围稀混合气与燃油混合，最终形成了较多柴油-天然气-空气混合气(图13d)．β为40°时，燃油射流喷入原有涡旋结构上端，两者相互作用下射流动量损失较多，撞壁后位于下方的附壁射流沿燃烧室凹坑形成涡旋结构也促进了燃料在凹坑混合，形成的柴油-天然气-空气较多且分布较广(图13e)．

图13 不同相对交角β时当量比及流场分布Fig.13 Equivalence ratio and flow field distribution under different β conditions

3.2.2 相对交角对燃烧过程的影响

图14示出β为0°、10°、20°、30°和40°时的温度分布．β为0°时，燃烧由燃油射流前端产生，随着射流运动向周围扩散，在16° CA ATDC时有一个以涡度中心为核心的稳定高温点火区域，其内部包含一个低温区．这主要是由于在射流外部区域，柴油与天然气混合气混合较好，被率先引燃后，消耗核心区域内一部分氧，使得内部燃烧缓慢且不完全，外部火焰则逐渐向外扩散．但此时柴油-天然气-空气混合气混合并不充分，引燃面积较小，天然气消耗主要依靠火焰传播稀薄燃烧，燃烧速率较慢．β为10°时，射流卷吸效应会带动更多天然气混合，更多天然气参与燃烧，但是中心区域天然气消耗仍然依靠火焰传播，燃烧速率较慢．β为20°时，相比β为0°和10°时，此时在曲轴转角为16° CA ATDC时缸内平均温度较高，高温区域也更大．

由图14d和图14e可知，β为30°和40°时均从燃油射流前端开始着火，随即引燃大量混合气．引燃面积大同样加快了后续天然气燃烧．与β为0°、10°和20°相比，在曲轴转角为16° CA ATDC时缸内平均温度更高且高温分布区域更大．这是由于β取30°和40°时，均匀混合气较多，大量天然气参与预混合燃烧，燃烧放热较多．

图14 不同相对交角β时的温度分布Fig.14 Temperature distribution under different β conditions

图15示出曲轴转角为40° CA ATDC时不同β的缸内CH4质量分数．β为0°时，燃烧室中心存在大量未燃CH4．这是由于燃油射流与燃烧室底面碰撞，混合气混合不充分，引燃柴油的分布范围较小，能引燃的面积较小，天然气消耗主要依靠火焰传播，小负荷、高替代率下火焰传播速率较慢．β为10°和20°时，燃烧室中心处未燃CH4相对减少．这是由于柴油射束距离燃烧室中心的浓天然气-空气混合气区域更近，形成的可燃混合气相对较多，引燃面积增加．β为30°和40°时，缸内燃料混合较充分，预混燃烧比例增加，引燃面积进一步增大．同时还实现了浓度差较小的天然气分层，火焰沿着浓度梯度更易传播，加快了后续燃烧．

图15 40° CA ATDC时不同相对交角β的缸内CH4质量分数Fig.15 CH4 mass fraction at 40° CA ATDC under different β conditions

综上所述，β为30°和40°时形成的天然气-柴油- 空气混合气最多，压燃时缸内多点同时着火，更大的着火面积引发更大范围的燃烧，加快了整体燃烧速率，燃烧整体上较剧烈和完全，同时剩余较少未燃CH4．因而最佳喷孔布置方案为(α＝50°，β＝30°)、 (α＝50°，β＝40°)、(α＝60°，β＝30°)和(α＝60°，β＝40°)共4组方案．

4 结 论

(1) 随天然气射流中心轴线与水平方向夹角α的增大，缸内逐渐形成稳定涡旋结构，与油束相互作用形成更多柴油-天然气-空气可燃混合气；α为60°时，动量损失最小，涡旋结构最强．

(2) 不同α下燃烧均开始于射流前端，向周围扩散；α为30°和40°时，火焰传播缓慢，而随α的增大，燃烧速率不断加快；未燃CH4主要集中在燃烧室中心以及压缩余隙区域附近，且α为50°和60°时未燃CH4最少．

(3) 柴油-天然气两射流的中心轴线在水平方向上相对交角β为0°时，缸内形成不均匀浓度分布，引燃面积较小、火焰传播缓慢且剩余较多未燃CH4；随着β增大，浓度差不断减小，天然气燃烧速率加快，高温分布区域更大；β增加至30°和40°时，混合气分布最为广泛，燃料燃烧完全，剩余最少未燃CH4．

(4) (α＝50°，β＝30°)、(α＝50°，β＝40°)、(α＝60°，β＝30°)和(α＝60°，β＝40°)的4组喷嘴方案下燃料混合最充分，浓度差小，火焰沿着浓度梯度更易传播，未燃CH4最少．