廢氣入射管道參數對缸內EGR分層的影響

楊川 廖勇 杜永波 李元棟 張力

摘要：為了在某款摩托車汽油機缸內實現廢氣再循環 （exhaust gas recirculation，EGR）分層以減少泵氣損失，降低NOx排放，將原有的進氣旁通系統改造為EGR系統，使用GT-POWER模型求解出3 000 r/min、60 mg進氣量工況下廢氣入射管道以及進排氣道的邊界條件和初始條件，并將這些條件導入發動機的CONVERGE模型中進行計算，通過對比不同廢氣入射管徑、不同安裝角度、不同安裝距離條件下的缸內流動特性、缸內速度場以及缸內廢氣質量分數分布，確定了最佳廢氣入射管道參數。結果表明：在3 000 r/min、60 mg進氣量工況下，當廢氣入射管徑為5 mm，入射角度為17.5°，安裝距離為22 mm時，氣缸內能實現EGR分層。

關鍵詞：EGR分層；汽油機；CONVERGE仿真

中圖分類號：TK413.4????????? 文獻標志碼：A???????? 文章編號：1000-582X（2024）01-021-10

Effect of exhaust gas incident pipe parameters on EGR stratification in cylinder

YANG Chuan1， LIAO Yong1， DU Yongbo1， LI Yuandong2， ZHANG Li1

（1. College of Mechanical and Vehicle Engineering， Chongqing University， Chongqing 400044， P. R. China;

2. China Merchants Testing Certification Vehicle Technology Research Institute Co.， Ltd.，

Chongqing 401122， P. R. China）

Abstract： To realize exhaust gas recirculation （EGR） stratification in the cylinder of a motorcycle gasoline engine， so as to reduce pump air loss and NOx emission， the intake bypass system in the original engine was transformed into an EGR system. The boundary conditions and initial conditions of the exhaust incident pipe， inlet and exhaust ducts under 3 000 r/min and 60 mg intake air were solved by using the GT-POWER model. These conditions were imported into the CONVERGE model of the engine for calculation， and the exhaust gas incident pipe parameters were determined by comparing the flow characteristics， velocity field and exhaust gas mass fraction in the cylinder under different exhaust gas incident pipe diameters， installation angles and installation distances. The results show that under the condition of 3 000 r/min and 60 mg intake air， EGR stratification can be realized in the cylinder when the exhaust gas incident pipe diameter is 5 mm， the incident pipe inclination angle is 17.5° and the installation distance is 22 mm.

Keywords： EGR （exhaust gas recirculation） stratification; gasoline engine; CONVERGE simulation

廢氣再循環（exhaust gas recirculation，EGR）技術逐漸被應用于汽油機上，以應對日趨嚴格的油耗和排放法規[1]。EGR技術能降低發動機的泵氣功和傳熱損失，增加進氣充量的比熱比[2]，抑制發動機的爆震[3]，提高發動機的效率[4-5]。太高的EGR率會阻礙火焰傳播，影響燃燒速度，甚至在小負荷高EGR率的工況下發生失火；但小負荷下更需要提高EGR率來降低泵氣功，而EGR分層能解決這個問題。通過采用特殊的EGR結構以及合適的參數來實現缸內EGR分層，可以減少廢氣對火焰傳播的干擾，提高發動機對EGR的容忍度。

國外對分層EGR的研究開始得較早。Ricardo公司在1992年提出CCVS系統，通過2個獨立的進氣道在缸內實現EGR分層，試驗表明在部分負荷條件下可以使發動機經濟性提高8%[6]。Ditiu[7]通過設計預燃室的結構實現了廢氣、燃油與空氣分層分布的3分層系統，試驗結果表明該內燃機可以在較高的EGR率下持續穩定工作，且大幅降低排放物。大宇公司提出利用滾流來實現徑向分層，使廢氣保持在兩側缸壁附近、新鮮工質保持在氣缸中心；但是在壓縮行程后期滾流比急劇下降，分層效果受到影響[8]。

劉增勇[9]、姚春德等[10]通過一種出口方向可控并插入到氣道中的EGR導管，實現了缸內EGR分層，實驗結果表明，該發動機可以在20%的EGR率下穩定工作，同時大幅降低NOx的排放。部分研究者提出了一種基于排氣回流的EGR分層方式[11-13]，在EGR率為20%時，改善了燃燒效果。裴普成等[14]在一臺五氣門汽油機上開發了一套EGR分層系統，結果表明該發動機可以在32%的EGR率下穩定工作。

筆者基于某款帶有進氣旁通的雙缸摩托車汽油機，將原機的進氣旁通改造為EGR系統，以實現缸內EGR分層為目標對廢氣入射管道參數進行研究。首先使用GT-POWER模型求解出3 000 r/min、60 mg進氣量下廢氣入口、進排氣道的邊界條件和初始條件，再使用CONVERGE模型求解出不同方案下的仿真結果，通過對比發動機缸內流動特性、速度場以及廢氣質量分數分布來確定實現EGR分層的最佳廢氣入射管道參數。

1 數值模型

1.1 GT-POWER模型

研究對象是一臺摩托車用四氣門四沖程自然吸氣汽油機，燃油采用進氣道噴射，燃燒室形狀為半球形。發動機的主要參數如表1所示。

根據發動機的主要結構參數及氣門升程、氣道流量系數、節氣門體流量系數建立GT-POWER模型（圖1）。模型主要由曲柄連桿機構、氣缸、空濾器、消聲器、噴油器、三相催化劑、進排氣管路和控制件構成。其中進排氣管路根據原始發動機的進排氣系統幾何建立，綠色線路為進氣管路，紅色線路為排氣管路，藍色線路為信號采集線路，紫色線路為廢氣循環管路。在不同實驗方案中，廢氣循環管道直徑為3、4、5 mm。控制件主要由進排氣門和節氣門組成，其中節氣門開度被設置為變量。GT-POWER自帶的優化器會實時調節節氣門開度來控制進氣質量。發動機的轉速設定為3 000 r/min，進氣質量設定為60 mg，在EGR進氣相位為300°～650°下求解出進排氣道和廢氣入口的邊界條件及相關部件初始條件。邊界條件主要指進排氣道入口、廢氣入口的溫度和壓力，初始條件主要指進氣門開啟時刻氣缸、進氣道、排氣道、廢氣入射管道的初始溫度和初始壓力[15]。

1.2 CONVERGE模型

為方便定位，以燃燒室底部端面圓心為空間直角坐標系原點，Z軸與氣缸中心線重合，正向與活塞上行方向相同，X軸與進氣流動方向在同一平面，坐標軸如圖2所示。

廢氣入射管道參數包括入射管道直徑d（mm）、廢氣入射管道中心線與氣缸中心線之間的距離δ（mm）（以下簡稱安裝距離）以及廢氣入射管道中心線和XOY平面之間的角度θ（°）（以下簡稱入射角度），廢氣入射管道與進氣道相交的最低點到XOY平面的距離為14 mm，上述廢氣入射管道參數如圖2所示。模型網格的尺寸控制在0.125～4.000 mm，網格總數達1 600 000個。缸內氣體控制方程由氣體狀態方程、質量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程和湍流模型方程組成。文中選擇帶壓縮修正的RNG k-ε湍流模型來模擬缸內湍流，模型的壁面函數采用標準壁面函數。

文中給出了8個實驗方案，各個方案的設計參數值如表2所示。在GT-POWER模型中，直接優化器通過調節節氣門開度，將發動機進氣門關閉時刻的進氣量控制為60 mg，求解得到不同設計方案下進排氣道、廢氣入口的邊界條件以及相關部件的初始條件。其中方案1的部分初始條件如表3所示，進排氣道和廢氣入口的邊界條件如圖3所示。

1.3 發動機缸內流動評價

發動機缸內流動特性由渦流比、滾流比和湍動能來衡量。

繞氣缸中心軸線旋轉的氣流被稱為渦流，進氣渦流旋轉周向速度與活塞平均速度之比稱為渦流比，用以衡量渦流強度。垂直于氣缸中心軸線旋轉的氣流被稱為滾流，進氣滾流旋轉周向速度與發動機轉速之比稱為滾流比，用以衡量滾流強度。湍動能即湍流動能。渦流比Sz計算公式如式（1）所示，繞X、Y軸滾流比Tx、Ty計算公式如式（2）和（3）所示，湍動能k計算公式如式（4）所示：

S_z=M_z/I_z =（∑ρ_i V_i （x_i v_i-y_i u_i ））/（2π N/60∑ρ_i V_i （x_i^2+y_i^2 ） ），?? （1）

T_x=M_x/I_x =（∑ρ_i V_i （y_i w_i-z_i v_i ））/（2π N/60∑ρ_i V_i （z_i^2+y_i^2 ） ），?? （2）

T_y=M_y/I_y =（∑ρ_i V_i （z_i u_i-x_i w_i ））/（2π N/60∑ρ_i V_i （x_i^2+z_i^2 ） ），? （3）

k=（∑ρ_i V_i （u_i^2+v_i^2+w_i^2 ））/（2∑ρ_i V_i ）。?? （4）

式中：N表示發動機的轉速，r/min；ui、vi、wi分別表示各計算網格單元在X軸、Y軸、Z軸的速度分量，m/s；xi、yi、zi分別表示各計算網格單元在X軸、Y軸、Z軸的坐標分量，m；ρi表示各計算網格單元的密度，kg/m3；Vi表示各計算網格單元的體積，m3；Mx、My、Mz分別表示繞X、Y、Z軸旋轉空氣的動量矩，kg·m2/s；；Ix、Iy、Iz分別表示繞X、Y、Z軸旋轉空氣的轉動慣量分別與發動機曲軸角速度的乘積，kg·m2·rad/s。

2 仿真結果

2.1 不同設計參數下的缸內流動特性

通過對比不同廢氣入射管道設計參數下的滾流比、渦流比和湍動能，分析不同設計參數對缸內流動的影響，為發動機的后續開發和設計提供指導。

圖4為不同廢氣入射角度θ下缸內流動特征參數對比。d=5 mm保持不變，δ=22 mm保持不變。在有EGR參與的情況下，Ty在進氣沖程期間逐漸增加，在曲軸轉角450°附近時達到最大值；在450°～650°保持穩定；超過650°后急劇減小；在點火時刻僅維持在0.2到0.4左右，傾角越小，該值越大。不同θ下，Tx曲線呈現W形狀，在曲軸轉角為450°、600°、675°時均有極值出現，最大值出現在曲軸轉角600°附近，為0.8左右，θ對Tx影響不明顯。不同θ下，在曲軸轉角小于500°時，Sz隨著進氣過程逐漸增大，在575°附近達到最大值，最大值隨θ增加而增大；在500°之后，θ越大，Sz越大，同時渦流的衰減速度減慢；當θ超過17.5°后，Sz基本不再變化。k在不同θ下具有相同的初始變化趨勢，即從進氣開始時刻持續上升至最大氣門升程處，隨后下降。θ=11°方案的k明顯小于其他θ值方案；θ越大，k在進氣后期衰減得越慢；當θ超過17.5°后，k基本保持不變。在曲軸轉角690°附近，θ為17.5°時的方案，k仍有27.4 m2/s2。總的來說，θ對缸內滾流比的影響不大；當θ≤17.5°時，缸內渦流隨θ增加而增強，k隨θ增加而增加。

圖5顯示了不同安裝距離下缸內流動特征參數對比。保持d=5 mm，θ=11°，隨著安裝距離δ增加，Tx的最大值相應增大，出現時刻提前，滾流的衰減速度也加快，在點火時刻附近（690°），不同δ下的Tx趨于一致。Ty的最大值隨δ增加而減小，與Tx一樣，在點火時刻附近，不同δ下該值趨于一致。Sz隨δ增加而增大，廢氣入射管道越靠近氣缸中心線，渦流的衰減越明顯。這是因為當廢氣入射管道遠離氣缸中心線時，高速射流對附近低速氣體的剪切作用加強，使繞缸壁運動氣流的速度增加，從而提高渦流比。k隨著δ增大而逐漸減小，在點火時刻附近（690°），δ越小k越大。總的來說，δ對Tx、Sz有較大影響，δ越大，Tx、Sz呈現增大的趨勢；δ對Ty、k的影響不大。

圖6為不同管道直徑d下缸內流動特征參數對比。安裝距離δ=22 mm保持不變，入射角度θ=17.5°保持不變。Tx隨d增大而增大，最大值出現在曲軸轉角600°處，這是因為隨著d增大，廢氣的流速也在增加。Ty在曲軸轉角位于450°～650°維持最大值，d越大最大值越大。Sz隨d增大而顯著增大，最大值出現在550°附近，到達最大值之后，d越小，渦流的衰減速度越慢。k的變化以曲軸轉角450°為分界點，前后呈現相反的變化趨勢，在曲軸轉角位于350°～450°時，d越小k越大；450°到點火時刻附近，d越大k越小。從整體上看，d對缸內的滾流和渦流影響更大，d越大k在壓縮后期衰減得更慢。

2.2 不同方案缸內速度場和廢氣質量分數分布對比

圖7為不同方案缸內速度場云圖對比。在缸內流動特性中，渦流是影響缸內EGR分層的主要因素，其在缸內速度場的直觀表現即是在缸壁附近形成高速環流區域。從圖中可以看到，方案1、3和4中，缸內速度場中均未出現黃色高速環流區域，方案2、5、6、7和8中，均有黃色高速環流區域出現。對比方案1、2、7可知，廢氣入射管道直徑越大，高速環流區域速度越大、范圍越廣。對比方案3、4及5可知，廢氣入射管道安裝距離越大，高速環流區域速度越大、范圍越廣。對比方案5、6、7和8可知，廢氣入射角度越大，高速環流區域速度越大、范圍越廣。其中，方案7和8的高速繞流區域速度最高、范圍最大。

圖8為不同方案缸內廢氣質量分數分布對比。從圖中可以看出，方案1和2的缸內EGR率較低，黃色區域的EGR率為15%，綠色區域的EGR率為10%，兩者相差5%。方案3和4的缸內整體EGR率較低，缸內EGR率沿YOZ切片呈現分層，由于兩者入射管道安裝位置關于XOZ平面對稱，因此EGR率的變化沿YOZ切片是相反的，火花塞附近EGR率約為10%，與黃色區域EGR率的差值約為5%。方案5、6、7和8中，缸內紅色區域顯著增多，紅色區域EGR率約為20%，整體EGR率大于前4種方案。方案5的缸內EGR分層不明顯。方案6的缸內紅色區域約占圓形切片一半面積，綠色區域EGR率約為10%，火花塞附近屬綠色區域。方案7和8的缸內EGR分層情況相似，藍色低EGR率區域分布于燃燒室頂部，綠色區域沿缸壁和燃燒室中部分布，紅色區域主要集中于氣缸中心。火花塞附近區域EGR率約為10%，與紅色區域濃度差約為10%。方案7和8的EGR分層效果較好。

3 結? 論

1） 相比原機，EGR的介入可以大幅提高缸內的滾流比、渦流比和湍動能。

2） 對比方案5、6、7和8可知，入射角度對滾流比影響不大，入射角度小于17.5°時，渦流比和湍動能隨入射角度增大而增大，缸內速度場無明顯變化，EGR分層效果增強。

3） 對比方案3、4和5可知，隨安裝距離增加，缸內繞X軸滾流比峰值增大且出現時刻提前，繞Y軸的滾流比減小，渦流比增大，湍動能減小，缸壁出現高速環流，EGR率上升但分層效果均較差。

4） 對比方案1、2和7可知，隨入射管徑增大，滾流比、渦流比、湍動能均增大，缸壁高速環流速度增大、范圍變廣，缸內整體EGR率增加，分層效果增強。

5） 方案7和8在提高缸內滾流比、渦流比和湍動能的同時，在點火時刻均擁有較好的EGR分層效果。考慮到進氣道結構帶來的加工問題，方案7入射角更小，更便于加工。因此方案7是最合適的設計方案。

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（編輯? 呂建斌）