廖建彬， 莊學(xué)強(qiáng)， 于洪亮

(集美大學(xué) a.輪機(jī)工程學(xué)院， b.福建省船舶與海洋工程重點實驗室，c.船舶檢測與再制造福建省高校工程研究中心， 福建 廈門 361021)

0 引 言

1 噴油器霧化仿真數(shù)值模型

內(nèi)燃機(jī)燃燒過程的數(shù)值模擬是燃燒研究的重要方法之一，其燃燒模型大致分為零維模型、準(zhǔn)維模型和多維模型等3類[1]。噴油器燃油噴射霧化過程是個復(fù)雜的兩相流過程，包括氣相流動和液相流動氣液兩相之間的相互作用[2-5]。

1.1 柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒的基本方程

空氣與燃油混合氣體在柴油機(jī)燃燒室的流動可通過求解氣相流體的質(zhì)量、動量、能量和化學(xué)組分方程來描述。氣缸內(nèi)燃油燃燒過程涉及物理、化學(xué)反應(yīng)和傳熱等復(fù)雜過程，但都遵循能量守恒定律、質(zhì)量守恒定律和理想氣體狀態(tài)方程[6]。其中，能量守恒定律為

在不考慮漏泄的理想狀態(tài)下，質(zhì)量守恒定律為

（1）本井通過雷特堵漏鉆井液技術(shù)將地層承壓能力由全井密度1.52g·cm-3提高至當(dāng)量密度1.92g·cm-3，提高了0.4 g·cm-3，增強(qiáng)了地層承壓能力，滿足低承壓地層提高地層承壓能力的應(yīng)用要求。

式中：mc為氣缸內(nèi)的工質(zhì)質(zhì)量，kg；u為氣缸內(nèi)的工質(zhì)內(nèi)能，J/(kg·mol)；pc為氣缸內(nèi)的工質(zhì)壓力，Pa；V為氣缸的工作容積，L；Qf為燃料燃燒放熱，kJ；Qw為通過系統(tǒng)邊界的熱損失,kJ；α為曲軸轉(zhuǎn)角，°；hBB為排出氣缸廢氣的焓值，kJ/(kg·mol)；dmBB為排出氣缸廢氣的質(zhì)量流量，kg； dmf為流入氣缸內(nèi)的氣體質(zhì)量，kg；dme為流出氣缸的氣體質(zhì)量，kg；hf為流入氣缸氣體的焓值，kJ/(kg·mol)；he為流出氣缸氣體的焓值，kJ/(kg·mol)；qev為燃料的汽化熱量，kJ；f為氣缸充氣的汽化熱量系數(shù)；mev為蒸發(fā)的燃料質(zhì)量，kg。

1.2 柴油機(jī)氣缸內(nèi)湍流模型

目前用于模擬柴油機(jī)缸內(nèi)氣體流動的湍流方程主要有：大渦模型(LES模型)、雙方程模型(k-ε模型)、雷諾應(yīng)力模型(RSM模型)[7]，常采用雙方程模型(k-ε模型)，本文使用RNG(k-ε)模型。RNG(k-ε)模型[8]是利用重整化群(RNG)的方法對標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型進(jìn)行修正后得出，RNG(k-ε)模型的計算量比標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型有所增加，但求解收斂性與穩(wěn)定性得到提高，計算精度和適用的雷諾數(shù)范圍也有較大提高。其中，湍流動量方程和能量耗散方程為

1.3 柴油機(jī)燃油噴射、霧化和碰撞模型

噴霧模擬包含氣體液體兩相流現(xiàn)象，須對氣液兩相同時進(jìn)行守恒方程求解。采用WAVE離散模型來描述燃油霧化，假設(shè)噴霧油滴直徑與噴嘴出口直徑尺寸相同，且空氣流動促使氣液混合作用形成分散小油滴。該模型主要考慮噴射燃油與噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系，出口油滴在周圍空氣的液-氣法向力作用下分散形成小液滴。在燃油噴射過程中，油滴表面擾動產(chǎn)生不穩(wěn)定波，使油滴破碎。燃油進(jìn)入燃燒室后經(jīng)歷破碎、湍流擾動、變形、碰撞聚合和碰壁等一系列物理變化過程。柴油機(jī)燃油噴射的原理[11]如圖1所示。

圖1 燃油噴射過程原理

1.4 油滴蒸發(fā)模型

油滴蒸發(fā)過程是可燃混合氣形成的重要組成部分，影響著火和燃燒過程。油滴之間的傳熱、碰撞、融聚和破裂等使蒸發(fā)的邊界條件不斷變化，蒸發(fā)過程的模擬變得更加復(fù)雜。對比多種油滴蒸發(fā)模型，Dukcowicz模型計算量較小且能準(zhǔn)確描述燃油滴蒸發(fā)過程，滿足實際要求。Dukcowicz模型假設(shè)：(1)油滴周圍為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)工質(zhì)；(2)油滴球?qū)ΨQ；(3)油滴周圍工質(zhì)的物理性質(zhì)相一致；(4)油滴溫度均勻；(5)油滴表面的氣液界面處于熱力平衡狀態(tài)。

1.5 柴油機(jī)NOx生成模型

柴油機(jī)燃油燃燒生成的NOx主要以NO為主[12]，而NO主要是由于高溫空氣中的氮分子分裂形成的。擴(kuò)展的Zeldovich機(jī)理[13]模型認(rèn)為NO的形成是一種非平衡現(xiàn)象，主要取決于燃燒室內(nèi)燃?xì)獾臏囟龋喝羧紵覝囟鹊陀? 600～1 800 K或富燃油區(qū)(氧分子濃度較低)，NO的形成率就會變得很不明顯；若燃燒室內(nèi)溫度上升，尤其是達(dá)到1 800 K以上，NO的形成率就會急劇增加。同時，NO 的形成率與氧分子濃度成正相關(guān)，與燃油類型無關(guān)。

2 4190ZL型柴油機(jī)燃燒過程的多維模型

2.1 燃燒室模型網(wǎng)格劃分

以濟(jì)柴4190ZL型柴油機(jī)為研究對象，該柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1所示，燃燒室尺寸如圖2所示。利用FIRE軟件ESE 模塊的Sketcher建立柴油機(jī)的物理模型，對計算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，經(jīng)檢驗其網(wǎng)格質(zhì)量較理想。本文主要研究柴油機(jī)燃油霧化以及燃燒過程，因此對模型進(jìn)行簡化，計算過程不考慮柴油機(jī)的進(jìn)排氣過程，只計算從進(jìn)氣閥關(guān)閉至排氣閥打開的區(qū)間。

表1 4190ZL型柴油機(jī)主要技術(shù)指標(biāo)

圖2 4190ZL型柴油機(jī)燃燒室尺寸

圖3為利用ESE模塊的Sketcher繪制的柴油機(jī)燃燒室草圖，圖4為燃燒室2D網(wǎng)格，圖5為對應(yīng)720°曲柄轉(zhuǎn)角的燃燒室3D網(wǎng)格。缸內(nèi)計算是瞬態(tài)計算，時間步長將影響計算穩(wěn)定性和精確性，曲柄轉(zhuǎn)角代表時間的變化。在計算的初始時刻，收斂性相對較差，可采用較小時間步長使計算穩(wěn)定。本計算步長選擇0.2°曲柄轉(zhuǎn)角，計算進(jìn)行中時間步長可逐漸加大。噴油開始前須將步長調(diào)小，一般用0.2°曲柄轉(zhuǎn)角的計算步長。

圖3 柴油機(jī)燃燒室仿真計算區(qū)域

圖4 燃燒室網(wǎng)格劃分效果圖

圖5 720°曲柄轉(zhuǎn)角的柴油機(jī)燃燒室3D網(wǎng)格

2.2 邊界條件設(shè)定

整個計算過程氣缸是閉口系，為計算流域各個邊界面指定邊界條件，邊界類型一般為wall，直接設(shè)壁面溫度即可。氣缸蓋壁面溫度為570.15 K，缸套壁面溫度為475.15 K，活塞上表面溫度為625.15 K。柴油機(jī)部分模型，為保證中心網(wǎng)格是六面體，在中心處形成面，所以設(shè)置為Symmetry(對稱邊界)。補(bǔ)償容積可以保證仿真計算的壓縮比與實際壓縮比相一致，故應(yīng)忽略其壁面的傳熱作用(實際不存在這樣的面)，故heat flux(熱流量)設(shè)置為0[14]。

2.3 計算初始參數(shù)設(shè)置

對于只計算高壓循環(huán)的柴油機(jī)，初始條件決定氣缸的空氣質(zhì)量和初始狀態(tài)，壓力和溫度的數(shù)值采用試驗值，之后密度會自動計算。湍流長度等于氣門最大升程的一半，湍流擴(kuò)散率軟件會自動計算[15]，初始條件設(shè)置如圖6所示。湍流動能(TKE)為

TKE=1.5(hn/60)2(5)

式中：n為轉(zhuǎn)速，r/min；h為沖程，m。

圖6 初始參數(shù)設(shè)置

計算導(dǎo)數(shù)的方法可供選擇的有最小二乘法和高斯法，為快速得到想要的結(jié)果可以選用最小二乘法。在有其他源項的情況下, 如較強(qiáng)的湍流、噴霧和燃燒時，SIMPLE 法計算結(jié)果較好，因此本文選用SIMPLE算法[16]，松弛因子的選擇參考幫助文件中的默認(rèn)設(shè)置[17]。本文中復(fù)合壁函數(shù)與K-ζ-f模型聯(lián)合使用。

3 仿真計算結(jié)果分析

3.1 仿真計算模擬方案

噴孔直徑是噴油器一個極為重要的參數(shù)，直接影響柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性、動力性及排放特性。4190ZL型柴油機(jī)技術(shù)改造前原噴油器直徑為0.35 mm，進(jìn)行額定工況下的仿真與試驗測試數(shù)據(jù)對比，實測曲線經(jīng)過濾波處理，仿真結(jié)果基本與試測數(shù)據(jù)吻合，如圖7所示。

圖7 缸內(nèi)壓力對比

分別以0.26 mm，0.28 mm，0.30 mm 等3種噴孔直徑方案進(jìn)行仿真分析，研究不同的噴孔直徑噴油器對于柴油機(jī)燃燒性能的影響。

3.2 仿真計算結(jié)果分析

圖8為模擬標(biāo)準(zhǔn)工況下不同孔徑噴油器工作時缸內(nèi)壓力變化曲線。0.30 mm孔徑噴油器的缸內(nèi)燃燒壓力最高，且最高壓力達(dá)到10 MPa，循環(huán)噴油量不變，噴油器噴孔直徑較大其平均有效壓力較大，單位氣缸工作容積做功能力大，動力性較好。相反，噴油器噴孔直徑較小其缸內(nèi)壓力較小，柴油機(jī)工作相對柔和，動力性稍弱。

圖8 缸內(nèi)平均壓力變化情況

圖9為模擬標(biāo)準(zhǔn)工況下不同孔徑噴油器缸內(nèi)平均溫度曲線。噴孔直徑增大，燃燒始點提前，后燃較少，缸內(nèi)燃燒溫度較高，最高接近1 700 K，燃燒持續(xù)期縮短。循環(huán)噴油量不變，噴孔直徑增大，燃燒前期燃油噴入量較大，在標(biāo)定工況下，進(jìn)氣量充分，缸內(nèi)燃燒擠流與進(jìn)氣渦流加大，進(jìn)氣渦流影響使油氣混合良好。預(yù)混燃燒加速，燃燒始點前移，放熱率峰值較高，缸內(nèi)燃燒溫度和壓力明顯較高。小孔徑噴油器噴油持續(xù)時間相對較長，燃燒持續(xù)期延長，在燃燒過程仍有不少油噴入火焰區(qū)，造成熱束縛效應(yīng)，后燃加劇。大孔徑噴油器燃油燃燒持續(xù)期縮短，有利于提高柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性。

圖9 缸內(nèi)平均溫度變化情況

圖10為NOx的生成質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化情況。隨著燃燒室容積的不斷增大，缸內(nèi)氧氣含量和溫度降低，燃燒后期NOx生成量基本不變。在噴油開始到上止點之后的15°曲柄轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)，孔徑為0.30 mm噴油器燃燒室生成的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)較其他2個大；在過15°曲柄轉(zhuǎn)角之后孔徑為0.30 mm噴油器燃燒室NOx生成質(zhì)量分?jǐn)?shù)比其他2個小。大孔徑噴油器噴油持續(xù)期短，滯燃期內(nèi)噴入油量大，燃燒持續(xù)期短，缸內(nèi)平均壓力和溫度較高，引起NOx濃度較高，隨著燃燒進(jìn)入后期，缸內(nèi)氧氣濃度相對較低，同時溫度開始下降，NOx濃度明顯降低，而小直徑噴孔的噴油器，噴油時間相對較長，缸內(nèi)高溫富氧持續(xù)時間較長，導(dǎo)致后期NOx生成質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高。

圖10 NOx生成質(zhì)量分?jǐn)?shù)

由圖11所示，碳煙的生成隨著噴油開始急劇增加，噴油即將結(jié)束時達(dá)到最高，之后開始下降。在頂峰之前，大孔徑噴油器燃油燃燒產(chǎn)生的碳煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)較大，之后碳煙生成質(zhì)量分?jǐn)?shù)卻小于小孔徑噴油器。對于大孔徑噴油器，噴油初始階段噴油量較大，空燃比較低，可能出現(xiàn)導(dǎo)致碳煙出現(xiàn)的極濃混合氣。隨著燃燒過程的進(jìn)行，大部分碳煙被氧化，碳煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)急速下降，碳煙最終的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在三者中最小。

圖11 碳煙生成質(zhì)量分?jǐn)?shù)

4 結(jié) 論

噴油器霧化特性對柴油機(jī)的工作效率、排放特性以及安全性有著重要影響，噴孔直徑對柴油機(jī)燃燒霧化性能影響較大。以4190ZL型船用柴油機(jī)多維模型為研究對象，運(yùn)用AVL FIRE軟件對不同噴油器孔徑下的霧化特性進(jìn)行數(shù)值仿真，進(jìn)而分析其對燃燒性能的影響，得到噴油器噴孔直徑變化對柴油機(jī)燃燒特性與排放特性的影響等諸多重要特性數(shù)據(jù)。這些仿真數(shù)據(jù)對柴油機(jī)噴油器的改造、選用和日常維護(hù)管理以及故障診斷有很大幫助，也可為柴油機(jī)噴油器的設(shè)計提供一定參考。

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