变工况条件对船用二冲程低速柴油机扫气过程的影响
2021-08-24张小玉王怀印
崔 磊,张小玉,王怀印
(1.中船动力研究院有限公司,上海 201206;2.天津大学机械工程学院,天津 300072)
随着国际航运业的快速发展,船舶逐渐向高功率、高集成和大型化发展,而船用低速机由于功率大、可靠性高及经济性优良等优点,已被作为主机广泛应用于大型船舶中[1].但是,目前大部分船用低速机燃料均以低质重油为主,其中含有大量杂质,在燃烧过程中会向大气排出大量有害物质.为了应对环境污染问题,国际海事组织(IMO)制定的Tier III 排放标准对NOx和SOx排放做出了严格限制[2],因此开发满足Tier III 排放标准的船用低速机是目前船用柴油机研发机构的重要工作方向.
船用低速柴油机的扫气过程具有排出废气、为缸内提供新鲜空气、形成涡流保证均匀油气混合以及冷却机械部件的作用.因此,良好的扫气过程可为提高发动机功率、降低燃油消耗率与排放、减小发动机循环变动和增强发动机可靠性提供有力保障[3-4].
本文基于前期研究中搭建的扫气流动试验台[5],通过三维激光粒子测速系统对不同工况下的缸内稳态扫气过程进行光学试验,主要分析缸内流场的形态结构、演变规律、流量系数、涡流比及扫气均匀性等.
1 实验装置
1.1 扫气流动试验台
本研究中扫气流动试验台基于6EX340EF 柴油机单缸结构,同时借鉴已有研究中的试验台[6-9]进行改良搭建,其整体结构如图1 所示.扫气流动试验台中的光学测试缸套采用聚甲基丙烯酸甲酯制造,内径D=340 mm;气缸底端缸壁周围均匀分布了24 个环形扫气口,其结构尺寸与原机相同,扫气口高度108 mm;排气端(排气门与排气道)结构与原机相同.
图1 扫气流动试验台结构Fig.1 Structure of scavenging flow test rig
1.2 三维激光粒子测速系统
试验中所使用的光学测试系统为LaVision 3DPIV 系统,主要由低速高分辨率CCD 相机、双腔低频激光器、PTU-X、图像处理软件DaVis 以及粒子发生器组成.本次光学试验采用相关统计分析方法对速度场进行误差分析,该方法通过计算不确定度表征所测光学速度场的准确程度[10].不确定度云图分别选取了z/D=1.5、3.0、4.0 等3 个截面位置(如图2 所示),从总体来看,试验所选取测试截面的Uncertainty 数值均处于较低的水平,所测得的速度场数据准确可信.
图2 不同截面位置的速度不确定度分布Fig.2 Distribution of velocity uncertainty at different sections
2 实验结果及分析
已有的扫气流动研究中,扫气压差以满足“充分发展流动”为试验条件,压差普遍较低(400 Pa 左右)[11-13],早期研究中的试验缸盖及排气门均采用简化结构[4-5],与实际发动机结构差异较大.因此,本文开展了不同扫气压差、扫气口开度以及排气门升程下的稳流试验,并针对4 个轴向截面处的流场信息进行了详细分析,见图3.
图3 试验台坐标系、拍摄截面及扫气口角度Fig.3 Coordinate system,shooting sections and scavenge port radial angle
2.1 不同扫气压差下的缸内流动特性研究
针对不同压差的扫气试验,本研究以2 000 Pa 为基础测试压差(此时雷诺数约为120 000),然后逐步升高扫气压差(2 500 Pa、3 000 Pa),开展不同扫气压差对缸内扫气流动特性的影响研究,本试验中扫气口与排气门均保持在全开状态.
由图4 不同压差Δp 下的各截面速度场可知,涡流总体形态几乎不随压差的变化而改变,增大压差仅使各向速度绝对值增大,这说明在充分发展的湍流状态下,涡流的形态与扫气压差基本没有关联.通过涡心位置的变化,发现随着扫气压差增大,涡心会逐渐偏离气缸中心,分析主要原因是压差增大使进气射流的径向动能升高,从而推动涡流远离气缸中心.
图4 不同扫气压差下各截面位置的平均流场Fig.4 Average velocity field at different values of Δp
同样,在充分发展湍流状态下,扫气压差的改变对轴向速度以及切向速度分布均不会产生较大影响(如图5 所示).在不同测试压差下,轴向速度分布随流动方向呈现出一致的变化趋势,切向速度分布呈现的“Burgers vortex”形态也基本相同,差别之处仅表现在各向速度值大小上.因此,当缸内气流达到充分发展流动状态时,升高扫气压力对缸内涡流形态已基本无影响,仅对各项速度值产生影响.另外,当气流由z/D=2.0 向下游流动时,轴向速度分布变化较大,速度谷值(即涡心)的大小及位置均不同于上游截面,轴向速度衰减是流体黏性力的作用结果,涡心较大幅度变动是下游(尤其是近排气门处)流动状态发生变化,排气门的阻碍作用导致涡流发生偏移.
图5 不同扫气压差下的轴向速度及切向速度分布Fig.5 Profiles of axial and tangential velocities at different values of Δp
图6 为不同压差下的流量系数与涡流比,与轴向速度分布相同,随扫气压差增大,流量系数明显增大,这有利于充气效率的提升.增大扫气压差使涡流比有所升高,同时,随着扫气压差的增大,涡流的衰减速率有所降低,表明较高的扫气压力有助于维系涡流的运动状态,能够减缓随流动方向涡流衰减的速率.
图6 不同扫气压差下的流量系数与涡流比Fig.6 Flow coefficient and swirl ratio at different values of Δp
本文使用扫气非均匀性系数ηst的概念对扫气均匀性进行分析[14].由图7 为可知,随着扫气压差的变化,各截面处的ηst变化不大,同时,随气流向下游运动的变化规律也基本一致.在扫气口附近(z/D=1.5),低压差的ηst较高压差时小,当扫气压差升高至3 000 Pa 时,ηst较2 000 Pa 时降低约8.31%,可见进气射流动能的升高可以改善扫气均匀性.在排气门附近(z/D=4.0),3 000 Pa 时的ηst值较2 000 Pa 提高了6.52%,主要是由于在高压差高流速下,排气门的节流作用凸显、紊流更加强烈造成的.压差2 000 Pa,2 500 Pa 和3 000 Pa 时的平均扫气非均匀性系数分别为0.064 8、0.061 4 和0.062 8.
图7 不同扫气压差下各截面处的扫气非均匀性系数Fig.7 Non-uniformity coefficient at different values of Δp and different sections
由上述分析可知,扫气压差的大小对缸内气体的流通能力影响较大,提高扫气压差可以增大缸内气流的平均流速,能够有效提升缸内的新鲜充量.因此,在实际发动机工作过程中,可根据增压器或扫气泵的工作能力,在合理范围内提高扫气压力.
2.2 不同扫气口开度下的缸内流动特性研究
在船用二冲程低速柴油机的扫气过程中,扫气口的开启与关闭由活塞控制,扫气口开度的大小对缸内气体流通能力以及涡流产生一定影响,在实机中主要影响缸内的瞬时进气量,继而影响发动机整体功率.基于其重要性,该节开展了不同的扫气口开度下的稳流光学试验,其中分别选取了100%、75%、50%、25%等4 个扫气口开度作为对比试验进行分析,扫气压差维持在2 000 Pa,排气门保持在全开状态.
图8 所示为不同扫气口开度下各截面位置的平均流场,由图可知,在扫气口附近(z/D=1.5),扫气口开度由100%降低至50%时,涡心逐渐向气缸中心靠近,同时高速环形区也逐渐远离涡心,速度梯度逐渐降低;当扫气口开度降至25%时,轴向速度的分布已基本均匀,这是开度过小引起的高节流效果造成的,缸内进气量降低,从而造成轴向动能大幅降低;通过轴向速度分布(图9 所示),发现在50%开度以上时,涡心附近存在明显的低速区,但当降低至25%开度时,速度分布已经不存在明显的“尾流”形态,即涡心低速区已基本消失;通过切向速度分布分析,发现随着扫气口逐渐关闭,涡流由“Burgers vortex”形态逐渐向刚体涡转变.在100%开度及75%开度时,在拍摄范围内可明显观察到较为明显切向速度峰值,其位置随着扫气口的关闭逐渐远离涡心,当扫气口开度降至25%时,切向速度曲线已经较为平滑,缸内涡流基本呈现刚体涡形态.
图8 不同扫气口开度下的平均流场Fig.8 Average velocity field in different port open periods
图9 不同扫气口开度下的轴向与切向速度分布Fig.9 Profiles of axial and tangential velocities in different port open periods
在z/D=2.0 处,涡心低速区随扫气口的关闭逐渐扩大,这说明较小的扫气口开度下,气流主要沿缸壁进入缸内,气缸中心附近动能较低;25%开度时,涡心低速区已基本消失,且没有明显的分布规律.由切向速度分布可知,扫气口由全开至关闭至一半区间,切向速度基本没有变化,当扫气口开度过小时,进气射流沿缸壁进入缸内,此时缸内涡流形态类似于壁面射流形态.
在气缸中段截面处,扫气气流因流体黏性及气缸壁面摩擦力的影响,导致气流动能降低,涡心低速区逐渐消失,同时切向速度梯度逐渐减小.随扫气口开度变化的流场演变过程与上游的流通截面基本类似,只是涡心的位置存在些许差异,在100%开度时的平均涡心偏离气缸中心的距离较大,随着扫气口开度的减小,涡心逐渐向气缸中心聚拢,该现象表明扫气口处进气射流对下游流场的扰动程度会随着流动发展与扫气口的关闭迅速降低.由轴向速度分布可知,当扫气口由全开状态至半开状态下的速度趋势基本一致,而涡心则产生较大幅度移动,说明此时扫气口开度的变化也会加剧涡流的进动现象,而当开度继续降低时(25%),截面内的轴向速度基本相同,说明在小开度下,气体分子间的相互作用已经对流场产生了较大影响.切向速度分布则与z/D=2.0 截面基本相同,涡流形态转化为刚体涡形态.
在排气门附近(z/D=4.0),扫气口100%开度与50%开度下速度场分布基本相同,但当扫气口进一步关闭(50%与25%开度)后,涡心发生了较大幅度移动,说明排气门的阻碍作用导致了进动现象增强.在扫气口25%开度下,轴向速度分布也较为均匀,也是排气门造成的紊乱流场引起的.
图10 为不同扫气口开度下的流量系数及涡流比,流量系数随着扫气口的关闭逐渐减小,在由全开关闭至半开过程中,流量系数下降幅度相对较小,约为2.61%,而从50%开度到25%开度,下降幅度明显增大,约为8.35%,缸内气流的流通能力明显下降.
图10 不同扫气口开度下的流量系数与涡流比Fig.10 Flow coefficient and swirl ratio in different port open periods
涡流比则与流量系数呈现trade-off 关系,100%扫气口开度下涡流比最低,随着扫气口的逐步关闭,涡流比显著升高.由于不存在衰减,z/D=1.5 截面处的涡流比最高,但扫气口关闭至25%开度时,趋势出现变化,结合轴向速度分布分析,随着扫气口的关闭,涡心处的轴向速度显著升高,部分切向动能转化为轴向动能,因此涡流比有所下降.
图11 为不同截面处变扫气口开度下的截面扫气非均匀性系数值ηst.各截面处的ηst与平均扫气非均匀性系数值随着扫气口的关闭逐渐降低,尤其是在流动上游(z/D=1.5,z/D=2.0 截面)更为凸显.25%开度时各个截面的ηst均较低,结合图8 平均速度场图,说明扫气口开度较低时,缸内气流流速相对较低,脉动性也较低,因此进入气缸的新鲜气体不易与缸内残余废气发生混合,扫气效率较高.
图11 不同扫气口开度下的扫气非均匀性系数Fig.11 Non-uniformity coefficient in different port open periods
综合上述分析,扫气口开度较大时对缸内的扫气流动影响不大,但当扫气口开度继续降低,节流作用开始占据主导地位,缸内气流湍动能降低,各个截面处的轴向速度梯度逐渐消失,此时进入气缸的新鲜气体与残留废气不易发生混合,扫气效率较高.因此,在实际发动机扫气口刚开启时,可适当增大扫气压力,通过增加新鲜空气流速来增大新鲜空气占比,以便于将缸内废气快速推出缸外,从而实现较高的扫气效率.
2.3 不同排气门升程下的缸内流动特性研究
在船用低速机的工作过程中,排气门升程直接决定缸内气流的流通能力,合理设计排气门升程有助于提升发动机的各项性能.因此,该部分试验通过改变排气门升程,分析不同排气门升程下的缸内流场变化,其中排气门升程分别设定为 50 mm、40 mm、30 mm 及20 mm,该试验中,扫气口保持全开状态,扫气压差维持在2 000 Pa.
通过平均速度场(如图12 所示)可知,对比不同升程可以发现,减小排气门升程会大幅降低轴向速度,涡心低速区不断扩大且谷值逐渐降低,但是涡心位置基本未变,说明位于流动下游的排气门基本不会对流场产生较大影响,排气门升程的变化对涡流进动影响较小.同样,通过图13 和图14 可知,切向速度与轴向速度分布及流动演化规律没有明显变化,轴向速度的尾流形态逐渐平滑,切向速度分布也逐渐向刚体涡转换.排气门升程改变带来的流场变化与变扫气压差及扫气口开度情况基本相同,也主要体现在速度值的大小上,随着排气门的逐渐关闭,节流作用越来越强,缸内气体动能骤减,因此速度大幅衰减,但涡流的基本结构维持不变.
图12 不同排气门升程下的平均流场分布Fig.12 Average velocity field at different exhaust valve lift
图13 不同排气门升程下的轴向速度分布Fig.13 Profiles of axial velocities at different values of exhaust valve lift
图14 不同排气门升程下的切向速度分布Fig.14 Profiles of tangential velocities at different values of exhaust valve lift
如图 15 所示,排气门升程由 50 mm 降至20 mm,流量系数降低约40.82%,同时随着排气门的逐渐关闭,流量系数降低梯度逐渐增高,其对气流流通产生较大影响.因此,在发动机设计及优化时,应保证扫气口与排气门同时保持全开状态的时间足够长,以保证有更多的新鲜气体进入气缸,从而提高充气效率.涡流比在排气门升程较高时变化不明显,这是因为涡流形态基本保持不变.当排气门升程降低至20 mm 时,涡流比的衰减速率升高,这是由于扫气气流的总动能较低,惯性减小导致切向动能衰减更加明显.
图15 不同排气门升程下的流量系数与涡流比Fig.15 Flow coefficient and swirl ratio at different values of exhaust valve lift
如图16 所示为不同排气门升程下的截面扫气非均匀性系数ηst,随着排气门升程的逐渐降低,流动中上游各截面位置的ηst均有所降低且下降幅度较小,但当排气门升程过小时,ηst下降幅度有所增大;排气门附近(z/D=4.0)由于排气门的扰动作用,ηst基本保持不变.从总体上看,平均扫气非均匀性系数ηtotal随排气门的关闭逐渐降低,尤其是在排气门升程过小时降低幅度越高,这也是缸内流通能力下降,气流脉动强度随之降低造成的.
图16 不同排气门升程下的截面扫气非均匀性系数Fig.16 Non-uniformity coefficient at different values of exhaust valve lift
3 结论
(1) 在充分发展湍流状态下,扫气压差对缸内涡流形态影响不大,因此对扫气均匀性也基本没有影响,但提高扫气压差,流量系数能得到明显提升.因此,在实机中,可在进气系统可承受的范围内提高扫气箱压力,有利于充气效率的提升.
(2) 较大的扫气口开度不会对扫气流动产生较大影响,但当扫气口降低到一定程度时,缸内流动能量降低,湍动能也随之降低,扫气均匀性提高,从而扫气效率提高.结合扫气压差试验结论,可在实机扫气口刚开启时,适当增大扫气压差,以增加缸内新鲜空气量,进而实现较高的扫气效率.
(3) 排气门升程对缸内涡流及扫气均匀性的影响与扫气口开度相同,但对流通能力的影响更大.
(4) 影响扫气涡流的最主要原因仍是扫气口结构,若想从根本上改善扫气涡流,必须通过改变扫气口结构来实现.