劉夢雨,魯禎,朱峰,盧天龍

1. 中國船舶重工集團公司第七一一研究所,上海 201108;2.天津大學機械工程學院,天津 300350

0 引言

隨著船舶發(fā)動機排放限值標準的日益嚴格,國際海事組織對船舶發(fā)動機的NOx排放提出了更高要求[1]。低排放和高經濟性是行業(yè)發(fā)展目標,開發(fā)低排放、高經濟性的船用發(fā)動機,掌握其核心技術是我國船舶行業(yè)的重大需求。

研究表明,提高缸內流體的渦流運動是改善發(fā)動機燃油經濟性的有效途徑,增強渦流運動可以增加油氣混合速率并形成適當的油氣混合物,從而加快缸內混合物的燃燒速率,改善發(fā)動機燃燒性能[2]。對于二沖程船用發(fā)動機,增強渦流運動通常依賴于掃氣口結構優(yōu)化[3]。Nakagawa等[4]研究了掃氣口徑向傾角的影響,結果表明,徑向傾角影響氣流運動的速度梯度以及渦流運動強度。盡管增加掃氣口水平傾角可以增強渦流運動,但影響掃氣效率[5],而且渦流運動單獨對柴油機性能影響的研究較少。

本文中建立某大缸徑低速二沖程船用柴油機三維模型,仿真研究不同掃氣口角度對二沖程柴油機的掃氣過程、燃燒及排放性能的影響;通過Converge映射續(xù)算的方法深入分析渦流比對燃燒和排放性能的影響,研究渦流比對發(fā)動機燃油經濟性的影響,為大缸徑二沖程船用柴油機合理選擇渦流比及掃氣口結構設計提供參考。

1 仿真模型建立與驗證

1.1 研究對象

以某大缸徑低速二沖程船用柴油機為研究對象,基于Converge軟件進行三維數值仿真模擬[6],該船用柴油機的主要技術參數如表1所示。

表1 柴油機的主要技術參數

基于該發(fā)動機的幾何結構和主要參數搭建三維仿真模型,如圖1所示。該模型分為3個區(qū)域:進氣區(qū)域、氣缸區(qū)域和排氣區(qū)域,可以完整地模擬包括掃氣過程在內的工作循環(huán),模擬結果更接近真實發(fā)動機。

圖1 發(fā)動機三維仿真簡化模型

1.2 模型參數和網格策略

本文中選取發(fā)動機100%負荷為研究工況,該三維模型的初始和邊界條件參數依據試驗數據和一維GT-Power仿真結果設置,模型初始條件和邊界參數如表2、3所示。模型的噴油參數由實機試驗工況給定,該發(fā)動機缸蓋周向分布3個噴油器,每個噴油有5個噴孔。模型包含多種計算子模型,如表4所示,其中燃燒模型為SAGE詳細化學動力學模型,該模型可以模擬多種化學物質和多個化學反應,從而精確模擬燃燒過程[7-8]。由于正庚烷是柴油發(fā)動機中十六烷值的主要參考燃料,其十六烷值與柴油相似,因此可使用正庚烷作為柴油的替代燃料來描述燃燒過程[9]。本文中采用的正庚烷反應機理包括42種組分和168個基元反應[10]。

表2 模型初始條件

表3 模型邊界條件

表4 模擬子模型

Converge軟件可以自動生成網格,并可通過基礎網格設置、自適應加密(adaptive mesh refinement,AMR)和固定加密等方式對網格進行控制。為了同時滿足計算效率和精度,經過網格敏感性測試和分析,基礎網格尺寸設置為40 mm;對掃氣口和氣缸區(qū)域網格進行固定加密,網格尺寸為10 mm;對燃燒室網格進行固定加密,網格尺寸為5 mm;對噴油區(qū)域網格進行固定加密,網格尺寸為2.5 mm,可準確模擬油氣混合和燃燒過程[16]。此外,使用AMR方式對進氣區(qū)域和氣缸區(qū)域進行設置,最小網格尺寸為10 mm。經計算,該模型在活塞運動到上止點時總網格數量為670 000個,在燃燒期間最多可達到1 370 000個。

1.3 模型驗證

關鍵參數的三維仿真結果和試驗結果對比如表5所示。

表5 關鍵參數的仿真和試驗結果對比

由表5可知:最大壓縮壓力、最大燃燒壓力、有效燃油消耗率、指示功率、 NOx比排放生成的三維仿真和試驗結果的相對誤差分別為0.27%、2.84%、0.29%、0.31%、1.99%,均小于3%,該模型準確可靠。

為進一步驗證模型的準確性,將三維仿真和一維仿真得到的氣缸壓力曲線進行對比[11],結果如圖2所示。由圖2可知:三維和一維仿真得到的氣缸壓力曲線吻合良好,證實了該模型的可靠性和準確性。

圖2 三維仿真與一維仿真氣缸壓力曲線

2 仿真結果與分析

2.1 掃氣口結構對渦流比和掃氣過程的影響

二沖程船用柴油機的掃氣口結構如圖3所示,圖中θ為掃氣口的水平傾角。由圖3可知:具有一定水平傾角的傾斜式掃氣口圍繞氣缸均勻分布。在保證掃氣口流通面積不變的情況下,研究θ對柴油機性能的影響,θ的變化范圍為0°～25°,步長為5°。

圖3 掃氣口結構示意圖

柴油機一般采用渦流比RS衡量缸內渦流運動強度[17],RS的計算式為:

RS=ωz/ωc,

式中:ωz為氣流繞氣缸中心軸線的軸向角速度,ωc為柴油機曲軸角速度。

為了研究掃氣口水平傾角對二沖程柴油機換氣效率的影響,分析缸內氣體質量的變化,計算柴油機的給氣效率和掃氣效率[17]。給氣效率用來衡量二沖程柴油機對新鮮空氣的利用程度,即在換氣結束后,缸內留存的新鮮空氣質量與整個循環(huán)中流過掃氣口的空氣質量的比;掃氣效率用來衡量掃氣過程的清潔程度,定義為換氣過程后,留在氣缸內的新鮮空氣質量和氣缸內全部氣體質量的比。

不同θ下缸內渦流比的變化如圖4所示。由圖4可知:隨著θ增大,渦流比逐漸增大,這是因為θ增大,對新鮮空氣的導流作用增加,ωz增大,θ由0°增加到25°時,上止點時刻的渦流比由0.98增加到6.08;缸內渦流比出現2個峰值,第1個峰值在掃氣口打開后不久,此時大量新鮮空氣在掃氣箱和氣缸的壓差作用下進入氣缸,在傾斜掃氣口的導向下形成渦流并達到峰值,隨后掃氣箱和氣缸的壓差逐漸減小,并且在壁面的摩擦作用以及流體黏性力的耗散作用下,渦流逐漸衰減;渦流比的第2個峰值出現在噴油結束時刻,沿著渦流方向噴入的燃油加快了渦流運動。

圖4 不同θ下渦流比的變化

不同θ下的氣體質量和給氣效率及掃氣效率如圖5所示。

a)氣體質量 b)給氣效率和掃氣效率圖5 不同掃氣口水平傾角下的氣體質量、給氣效率及掃氣效率

由圖5a)可知:θ增大,盡管整個循環(huán)中流過掃氣口的累積進氣量逐漸降低,但留存在缸內的空氣總量和新鮮空氣量卻呈現先增加后降低的趨勢,這說明掃氣口結構不但影響累積進氣量,還影響二沖程柴油機對新鮮空氣的利用程度和掃氣過程的清潔程度。由圖5b)可知:θ增大,給氣效率和掃氣效率均先升高后降低;θ=10°時,盡管此時累積進氣量較θ=0°的情況有輕微降低,但留存在缸內的新鮮空氣質量最大,為0.974 kg,給氣效率最高,為84.7%;θ=10°時掃氣效率達到最大,為93.1%。因此,掃氣口水平傾角過小或過大,給氣效率和掃氣效率均大幅降低,對新鮮空氣的利用率過低,不利于柴油機后續(xù)的燃燒和排放。

為了深究掃氣效率和給氣效率變化的原因,研究掃氣口開度為50%時刻(曲軸轉角為180°)、80%時刻(曲軸轉角為200°)和掃氣口關閉后(曲軸角度為220°)的缸內氣體軸向速度和新鮮空氣分布。不同時刻和θ下缸內氣體的軸向速度和新鮮空氣分布如圖6～11所示,其中新鮮空氣分布通過Converge中的運輸標量進行標記,得到表征。

a)θ=0° b)θ=5°c)θ=10°d)θ=15°e)θ=20°f)θ=25° a)θ=0°b)θ=5°c)θ=10°d)θ=15°e)θ=20°f)θ=25°圖6 曲軸轉角為180°時不同θ下氣體軸向速度分布 圖7 曲軸轉角為200°時不同θ下氣體軸向速度分布

由圖6～8可知:當θ=0°時,進氣射流在氣缸中心區(qū)域發(fā)生明顯對撞,加劇新鮮空氣和廢氣的摻混,導致中心區(qū)域氣體軸向速度增大;但壁面附近出現明顯的回流區(qū)域,這是因為高流速氣體進入缸內時發(fā)生了流動分離,導致氣體回流,廢氣難以清除;隨著θ增加,進氣射流對撞現象和回流現象有所減弱;當θ增加到15°時,氣缸中心區(qū)域出現回流區(qū),隨著θ不斷增大,氣體回流區(qū)域愈發(fā)明顯。因此,掃氣口水平傾角過小或過大都會產生較大回流區(qū),不利于廢氣的清除,影響掃氣效率。

由圖9～11可知:θ較小時,中心區(qū)域較高的軸向速度使得新鮮空氣向上運動較快,在后期出現溢出現象,如θ=0°時;當θ過大時,壁面附近的新鮮空氣向上運動較快,從排氣門四周過早溢出,導致新鮮空氣的留存量降低。因此θ過小或過大都將導致給氣效率大幅度降低。

由圖6～11可知:當θ=10°時新鮮空氣與廢氣之間的摻混現象最輕,缸內負壓回流區(qū)域面積最小,同時氣流軸向速度分布較為合理,新鮮空氣留存量最高,此時柴油機的給氣效率和掃氣效率最高。

2.2 掃氣口結構對燃油消耗率和NOx排放的影響

在不同掃氣口水平傾角下,柴油機燃油消耗率be和NOx比排放e(NOx)的變化過程如圖12所示。由圖12可知:θ增加,be先下降后上升,當θ=10°時,be最小;由于θ=10°時給氣效率和掃氣效率最高,充足的氧氣可以使得燃燒更加充分,因此燃油消耗率降低;對比θ=5°和θ=20°的仿真結果,盡管θ=5°缸內留存的新鮮空氣量和掃氣效率略高,但相比θ=20°時be出現惡化,這說明除掃氣質量影響be外,較高的渦流比也有利于降低be。綜上,在掃氣質量和渦流比的雙重影響下,θ=10°的掃氣口結構最優(yōu),此時be最小,為171.9 g/(kW·h),較原機θ=15°時降低了0.12 g/(kW·h);e(NOx)最低,為8.97 g/(kW·h),較原機θ=15°降低了8.7%。

圖12 不同θ下的be和e(NOx)

2.3 渦流比對油氣混合和燃燒過程的影響

掃氣口水平傾角同時影響發(fā)動機的渦流運動和掃氣效率,因此無法得到單一要素渦流比對發(fā)動機性能的影響。通過CONVERGE中映射續(xù)算的方法,在保證包括掃氣效率等其他條件一致的前提下增加上止點時刻的渦流比,解耦渦流比對柴油機性能的單獨影響機理。

在原機RS=4.5基礎上只改變續(xù)算開始時刻(上止點時刻)的初始渦流比,設置初始RS分別為8.5、12.5、16.5、20.5、24.5、28.5,分析渦流比對發(fā)動機油氣混合過程、燃燒過程和排放過程的影響。缸內渦流比隨曲軸轉角的變化曲線如圖13所示。

圖13 缸內渦流比隨曲軸轉角變化曲線

為了定量研究增大渦流比對油氣混合過程的影響,計算不同RS下缸內當量比標準差σSTD,σSTD越小,燃油和空氣的混合均勻性越好。σSTD的計算式[18]為:

式中:n為計算的單元格總數;i為單元格編號,i=1,2,…,n;δi為第i個單元格的當量比;δ為平均當量比;mi為第i個單元格內氣體和燃油的質量,mt為所有單元格的氣體和燃油的總質量。

不同RS下的缸內當量比標準差如圖14所示。由圖14可知:隨著RS增大,σSTD明顯降低,這是因為增強渦流運動能夠很好地促進油氣混合,有效改善油氣混合均勻性;但隨著RS升高,σSTD降低的幅度略有減小,這說明在一定范圍增加RS,可以顯著改善缸內油氣混合的均勻性,但當RS增大到20.5以上時,缸內當量比標準差不再下降。

圖14 不同RS下的σSTD

不同曲軸轉角、不同初始渦流比下噴油器油孔所在橫截面的缸內氣體當量比分布云圖如圖15～18所示。

a)RS=4.5 b)RS=12.5 c)RS=20.5 d)RS=28.5 a)RS=4.5 b)RS=12.5 c)RS=20.5 d)RS=28.5圖15 曲軸轉角為367°時不同RS下缸內氣體當量比分布 圖16 曲軸轉角為372°時不同RS下缸內氣體當量比分布

由圖15～18可知:1)增加RS可以直接影響缸內油氣當量比的分布,當RS=4.5時,燃燒初期從不同噴油器中噴出的燃油彼此發(fā)生干涉,氣缸中心產生混合氣過濃區(qū)域;隨后燃油沿噴射方向到達壁面附近,并在壁面附近形成混合氣濃區(qū)(曲軸轉角為377°),不利于燃油的燃燒放熱。2)隨著RS增加,噴射燃油沿著渦流方向運動,一方面可以有效避免燃油之間的干涉,避免中間的混合氣過濃,另一方面減輕了燃油撞壁現象的產生,近壁區(qū)域的混合氣過濃現象得到了改善;整體來看,增強的渦流運動有效促進了燃油與新鮮空氣的混合,使得油氣混合更加充分且分布更加均勻。3)當RS增加到28.5時,過強的渦流運動使得油束形成一個高當量比的環(huán)狀區(qū)域,中間區(qū)域的新鮮空氣沒有被有效利用,RS過大對油氣混合的改善作用不明顯。

不同RS下缸內壓力和瞬時放熱率曲線如圖19所示,缸內充量與氣缸壁面的累積傳熱損失如圖20所示。

圖19 不同RS下的缸內壓力和放熱率曲線 圖20 不同RS下氣缸壁面的累積傳熱損失

由圖19可知:在一定范圍內增加RS,瞬時放熱率峰值顯著上升,但RS>20.5時,放熱率峰值不再繼續(xù)升高,這是因為適當增加RS可以顯著促進油氣混合,但當RS增加到一定值時,對油氣混合均勻性的改善作用十分有限;隨著RS增大,放熱率曲線的峰值逐漸前移,這是因為增強的渦流運動可以加快油氣混合和燃燒放熱;更接近上止點時,燃燒放熱和放熱率增大導致缸內壓力快速升高,因此隨著RS增大,爆壓峰值不斷升高且前移。

由圖20可知:RS增大,缸內工質與壁面的換熱增加,壁面?zhèn)鳠釗p失明顯增加,與RS=4.5相比,當RS增大到28.5時,循環(huán)結束時的壁面總傳熱損失增加了87.9%,降低了氣缸的熱效率。因此為了避免壁面?zhèn)鳠釗p失過度增加,RS應控制在適當范圍內。

2.4 渦流比對油耗和排放的影響

不同RS噴油器油孔所在橫截面的溫度和NOx排放分布云圖如圖21～28所示。

a)RS=4.5 b)RS=12.5 c)RS=20.5 d)RS=28.5 a)RS=4.5 b)RS=12.5 c)RS=20.5 d)RS=28.5圖21 曲軸轉角為367 °時不同RS下缸內溫度分布 圖22 曲軸轉角為372°時不同RS下缸內溫度分布

由圖21～28可知:隨著RS增大,混合氣分布更加均勻,缸內燃燒更充分且均勻,缸內溫度顯著上升且高溫區(qū)域分布明顯增多,因此高溫區(qū)對應的NOx排放明顯增加。

不同初始渦流比下be和e(NOx)結果如圖29所示。由圖29可知中:隨著RS增大,be先降低后升高,e(NOx)逐漸增加;RS由4.5增加到12.5時,燃油經濟性的改善效果尤為明顯,RS=20.5時be最小,為163.25 g/(kW·h),較原機(RS=4.5)降低了5.09%,極大地提高了二沖程柴油機的燃油經濟性。在原機基礎上適當增大渦流比可以改善油氣混合均勻性,加快缸內燃燒,大幅降低燃油消耗量。但隨著RS的繼續(xù)增加,對燃油經濟性能的改善幅度減小,當RS>20.5,由于大渦流比對缸內混合氣均勻性的改善作用有限,而且壁面?zhèn)鳠釗p失過大,燃油消耗率開始上升。綜上,增大RS可以降低燃油消耗率,但同時應兼顧NOx比排放,RS應控制在20.5以下。

圖29 不同初始RS下的be和e(NOx)曲線

3 結論

針對某大缸徑低速二沖程船用柴油機的掃氣口結構進行參數化設計,分析了掃氣口水平傾角對柴油機渦流比、掃氣過程、油耗和NOx排放的影響;通過映射續(xù)算的方法解耦出渦流比對柴油機性能的單獨影響規(guī)律,得到了適合大型二沖程低速船用柴油機的渦流比范圍以及增大渦流比對發(fā)動機性能的影響。

1)掃氣口水平傾角同時影響缸內渦流比和掃氣質量,掃氣口水平傾角過小或者過大均導致在缸內產生嚴重回流區(qū),還導致新鮮空氣過早溢出,既不利于新鮮空氣留存,也不利于缸內廢氣清除。

2)當掃氣口水平傾角為10°時,給氣效率最高,為84.7%,掃氣效率最高,為93.1%,此時燃油消耗率最低,為171.9 g/(kW·h),較原機降低了0.12 g/(kW·h);NOx比排放最低,為8.97 g/(kW·h),較原機降低了8.7%。

3)合理范圍內增大渦流比可有效改善油氣混合均勻性,改善燃燒過程;但當渦流比增加到20.5以上時,對缸內油氣混合質量的改善效果有限,同時壁面?zhèn)鳠釗p失大幅增加。

4)隨著渦流比增加,柴油機的燃油消耗率先降低后升高,渦流比為20.5時燃油消耗率最低,為163.25 g/(kW·h),較原機降低了5.09%,提高渦流比對該機型的燃油經濟性優(yōu)化潛力很大,但增大渦流比導致NOx排放增加;綜合考慮燃油經濟性和NOx排放,渦流比應控制在20.5以下。