气体燃料船用主机工作过程三维数值模拟

冯立岩，田江平，翟君，隆武强

(1.大连理工大学内燃机研究所，辽宁大连116023;2.大连理工大学船舶制造国家工程研究中心，辽宁大连116023)

采用稀薄燃烧(以下简称稀燃)技术的气体燃料船用主机是一种绿色节能型船舶动力，其氮氧化物(NOx)排放很低，不需后处理就能够满足国际海事组织 (international maritime organization，IMO)Tier 3法规限制要求［1］。加之气体燃料燃烧本身不产生PM(particulate matter)排放，气体燃料船用主机在有害排放物控制方面优势明显，因而近年来在国外学术界和工业界得到高度重视，相关研究发展迅猛［2-3］。

保证气体燃料船用主机高平均有效压力、高效率的基本前提是实现高效稀燃。缸内主要燃烧区域的稀燃是控制NOx排放、提高平均有效压力并避免爆震燃烧的必要条件。为了保证可靠点火并提高火焰传播速率，纯气体燃料船用主机要采用预燃室实现空燃比分区控制并加强湍流激扰。通过燃料加浓喷射的精确控制，将预燃室内的混合气燃空当量比控制在1.0～1.1。点火后产生高温火焰冲入主燃室内引燃稀混合气。以预燃室为核心的“分区控制及湍流激扰”稀燃方案为多个公司的高性能大型气体燃料发动机所采用，比如芬兰Wärtsilä的34SG和50SG［4］，挪 威 Rolls-Royce 的 B26:33［5］和 B35:40［6］，奥地利 GE-Jenbacher的 J6 系列［7］和 J9 系列［8］，日本三菱重工(Mitsubishi)的 Mach II-SI系列［9］，日本新泻动力(Niigata)的 28AGS 系列［10］，德国MTU的4000系列气体机［11］等。

纯气体燃料船用主机可靠点火的首要条件是保证点火时刻在预燃室内形成燃空当量比为1.05左右的稍浓混合气，对于以甲烷为主要成分的天然气而言，在此浓度下混合气的燃烧速率最快［12］。点火时刻在预燃室混合气的浓度受到预燃室形状、预燃室喷孔结构、喷射阀方向及位置、喷射压力、喷射时间、喷射脉冲长度等多方面因素影响。通过三维CFD模拟可以详细解析预燃室及主燃室内的燃空混合过程，进而分析上述各影响因素并对其进行优化。

1 数值模型

研究对象是某型号中速气体燃料船用主机，点火方式为火花塞点火。主机缸径390 mm，转速500 mm，平均有效压力2.0 MPa。图1为该机的CAD模型。主机燃料供给采用主燃料进气口低压喷射，加浓燃料预燃室高压喷射的方式。主燃料低压喷射在进气冲程进行，预燃室内加浓喷射在压缩冲程进行。

图1 主机单个缸的CAD模型Fig.1 The CAD model of a cylinder of the engine

1.1 预燃室设计

预燃室设计包括预燃室体积，预燃室形状，预燃室喷口数量及直径等关键结构设计。文献［13-15］对小型气体燃料发动机预燃室结构设计、预燃室喷孔结构参数及发动机燃烧性能进行了分析，并总结了预燃室容积、预燃室喷孔结构等关键参数与燃烧性能、排放性能的关系，这些研究结论可作为预燃室设计的参考。论文结合气体燃料船用主机结构和运行特点进行了预燃室设计。预燃室体积为主燃室余隙容积的3%，喷孔总面积与预燃室横截面的比值为0.19。预燃室内布置火花塞和用于加浓的天然气喷射器。预燃室内火花塞中心布置，加浓天然气喷射器位于火花塞侧方。

1.2 CFD 模型

图1显示的是根据主机的结构CAD模型所生成的*.stl格式表面模型，模型包含预燃室、气缸、及进气道。将该模型导入FIRE，由FAME Engine Plus生成CFD计算网格，图2显示了进气冲程和压缩及燃烧膨胀冲程的CFD模型。为了节省计算机时，CFD计算排除了与燃料混合过程相关性很小的排气冲程和气门重叠期(这2个时间段对燃烧的影响主要在于残余废气量，这个参数可以通过主机工作过程一维循环分析得到)。三维CFD计算从排气门关闭时刻开始，到排气门打开结束，持续时间为423°CA。其中在进气冲程的CFD网格数最大为290×104。计算定义进气上止点为360°CA，燃烧上止点为720°CA。

图2 主机单个缸的CFD模型Fig.2 The CFD model of a cylinder of the engine

1.3 计算模型及计算条件

计算湍流模型采用k-ζ-f模型［16］。点燃机为预混合燃烧，一般可选取CFM模型［17］(coherent flame model)。但标准CFM模型仅适用于燃空当量比在0.6～1.7之间的预混合燃烧，而论文的研究对象为稀燃发动机，主燃室内燃空当量比最低达0.5，标准CFM模型不能满足计算要求，因此论文的燃烧模型选取为修正 CFM 燃烧模型［18］(modified coherent flame model，MCFM)。

计算开始时刻的缸内和进气道内初始压力为0.28 MPa，初始温度为330 K，该数据均为一维工作循环数值模拟计算得出。进口边界条件即进气口的压力和温度也由一维工作循环数值模拟计算所得的瞬态计算结果文件给定。CFD模型的换热边界条件以恒温边界条件给出，其中进气道壁面温度为360 K，气缸套内壁温度为450 K，预燃室内壁温度为580 K，活塞表面温度为540 K，气缸盖表面温度为500 K。

2 计算结果及分析

2.1 缸内流场分析

由于主机采用主燃料进气口低压喷射，在进气及压缩过程中进气口及缸内流场对主燃室内稀混合气形成质量有至关重要的影响。研究首先分析进气及压缩过程中缸内流场。图3为进气冲程主燃室流场平均速度值变化曲线。随气门升程的增加，主燃室内平均流速逐渐增加，在460°CA达到峰值。随后平均流速逐渐减小。

图3 主燃室流场平均速度曲线Fig.3 The mean velocity curve of the flow field in main combustion chamber

图4 460°CA时刻进气道及缸内流场Fig.4 The flow field of the intake ports and the cylinder at the time of 460°CA

对比3个截面流场，通过气门轴线的2个纵截面a和c的流场强于气缸和预燃室轴线纵截面b的流场。另外，3个截面共同显现了主燃室内逆时针滚流。此滚流对于形成主燃室内均匀稀混合气有重要影响。没有进行加浓喷射时，预燃室流场速度极低。受主燃室内流场影响，预燃室内也形成滚流，但方向为顺时针方向。

2.2 燃料混合过程分析

图5以燃空当量比分布图表达预燃室加浓喷射前进气道和缸内燃料与空气的混合过程。在进气冲程，进气道内喷射的燃料经进气阀进入气缸，主燃室顶部的燃料浓度较高，在缸内流场的作用下，主燃室的燃料与空气迅速混合。在进气阀关闭时刻，燃料遍布整个主燃室，远离进气道一侧的顶部区域混合气浓度较高。主燃室内的一部分燃料经通道流入预燃室，在预燃室底部形成浓度较高的混合气。在压缩冲程，活塞推挤工质向上运动，燃料和空气进一步混合，主燃室的稀混合气被压入预燃室。另外，在逆时针方向滚流的作用下，燃料与空气加速混合，在加浓喷射前主燃室和预燃室内形成燃空当量比为0.5的较均匀的稀混合气。

图5 预燃室加浓喷射前的进气道及缸内燃料－空气混合过程Fig.5 The fuel-air mixing process of the intake ports and the cylinder before the time of enrichment injection

在压缩冲程的预燃室加浓喷射及混合过程为图6所示。图6显示了加浓燃料在预燃室的运动情况。加浓喷射开始后，喷射射流高速贯穿整个预燃室，加浓喷射射流一方面加浓预燃室内混合气，另一方面增加湍流的强度，从而改善混合质量，实现快速燃烧。图6(a)～(e)显示预燃室内加浓喷射形成浓混合气，图6(f)～(j)显示主燃室稀混合气被压入稀释预燃室内混合气，形成稍浓混合气计算。计算结果表明目前的预燃室设计有助于预燃室的混合过程。喷射结束后，随着活塞的运动，主燃室内的稀混合气被压入预燃室，在预燃室内滚流的作用下，不断稀释预燃室。在点火时刻，在预燃室火花塞电极附近，燃空当量比为1.05(图6(j))。

图6 预燃室加浓喷射燃空混合过程Fig.6 The fuel-air mixing process in the pre-chamber during and after enrichment injection process

2.3 燃烧过程分析

图7为火焰表面密度发展历程，从中可以看出预燃室内火核生成及缸内火焰扩展的情况。初始火核出现在预燃室顶部的火花塞电极处，随后火焰迅速扩展，经预燃室喷孔喷入主燃室，将点火源和一部分未燃燃料带入主燃室，点燃主燃室的稀混合气。预燃室有8个喷孔，形成8束火焰射流，这些射流在点火后15°CA即贯穿主燃室。

图8为主燃室内火焰表面密度的横截面图。与 GE-J6大型气体燃料发动机［7］相似，在715°CA时刻，在主燃室出现从预燃室喷入的引燃火焰。初始引燃火焰是不均匀的，天然气喷射阀一侧(Y轴正方向)的引燃火焰强度较强。火焰射流喷射早期，火焰向径向传播，没有立即展开。X和Y轴方向的4束火焰形体细长，贯穿度较长;其他4束火焰贯穿度相对较短。在720°CA时刻，8束火焰射流已贯穿主燃室2/3。725°CA时刻以后，8束火焰连片，火焰几乎充满整个主燃室，呈花瓣形。740°CA之后，火焰向位于预燃室下方的主燃室中心传播。与传统火花塞点火相比，引燃火焰的点火体积大，能量高，对于提高缸内燃烧速率，拓宽稀燃极限更加有利。

图9为预燃室和主燃室温度场的发展历程。在点火后，预燃室内温度迅速升高，射流火焰喷入主燃室后，主燃室内温度随火焰射流扩展也迅速升高。但预燃室喷孔下方温度升高较为缓慢。

图7 火焰表面密度发展历程(垂直截图)Fig.7 Development of flame surface density(vertical cut view)

图8 主燃室内火焰表面密度发展历程(水平截图)Fig.8 Development of flame surface density in main chamber(horizontal cut view)

图10为缸内压力变化曲线。由于预燃室通道的节流作用，在压缩冲程预燃室的压力升高滞后于主燃室的。从点火开始，预燃室内的压力迅速增加。当主燃室内预混合气开始燃烧时，其压力高于预燃室，直到上止点后13°CA，主燃室压力达到峰值。

图11为放热率曲线。与GE-J9系列大型气体燃料发动机［8］一样，研究对象也明显体现了两阶段燃烧特性。燃烧初期放热率取决于预燃室内的燃烧。在上止点(top dead center，TDC)前3°CA放热率达到第一放热峰值。其后，放热率稍有下降。在射流火焰引燃主燃室内稀混合气后(上止点前2°CA)，放热率迅速上升，在上止点后8°CA达到第二峰值。燃烧持续期为50°CA。

图9 缸内温度场变化历程Fig.9 Development of cylinder temperature field

图10 缸内压力曲线Fig.10 Cylinder pressure curves

图11 放热率曲线Fig.11 Heat release rate curve

图12为缸内平均温度变化曲线。在压缩冲程，预燃室的平均温度略低于主燃室。

图12 缸内平均温度曲线Fig.12 Cylinder mean temperature curves

点火后，预燃室内温度迅速升高，在上止点时刻预燃室的温度达到峰值。在整个燃烧过程中，预燃室的温度平均值远高于主燃室。上止点前3°CA预燃室内温度超过2 000 K，高温持续至上止点后50°CA，其后预燃室内工质温度逐渐下降。

3 结论

通过三维CFD数值模拟，对火花点火气体燃料大型船用主机的燃烧燃烧过程进行了研究，结果显示所设计的主机燃烧与MACH-SI、J6和J9系列大型气体燃料发动机体现了相同特性。主机燃烧系统有以下特征:

1)在缸内流场作用下，加浓喷射前主燃室和预燃室内燃料和空气混合均匀，形成燃空当量比约为0.5的均匀混合气。

2)预燃室内加浓喷射后，在点火时刻预燃室内形成了稍浓混合气，在火花塞附近燃空当量比为1.05，有利于可靠点火和快速火焰传播。

3)所设计的预燃室及预燃室通道均满足气体燃料船用主机的工作要求，火焰射流贯穿主燃室，燃烧速率快，热效率高。

4)预燃室加浓喷射时间及持续期都会对点火时刻的预燃室内混合气当量比产生重要影响，进而影响整机燃烧性能，因此对预燃室加浓喷射策略的优化是下一步的研究重点。

5)点火后，预燃室内工质温度在相当长的持续期保持2 000 K的高温，考虑预燃室没有扫气，预燃室组件会受到高温的极大考验。预燃室内的高温给预燃室的可靠性带来了极大考验，相应地，预燃室冷却成为燃烧系统设计中必须考虑的重要方面。

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