掺水乳化油对船用柴油机性能影响优化分析

2021-12-10杨捷波高占斌王彬彬高敬博卾新忠

舰船科学技术 2021年10期

杨捷波，高占斌,2，宋佳，王彬彬，高敬博，卾新忠

(1. 集美大学，轮机工程学院，福建厦门 361021；2. 福建省船舶与海洋工程重点实验室，福建厦门 361021；3. 天津中海油能源发展油田设施管理有限公司，天津滨海新区 300452)

0 引言

当今，航运业发展迅猛，柴油机因其热效率高、燃油经济性好、功率范围广等特点，已成为船舶运输领域最主要动力来源[1-2]，其燃料主要由石油提炼而来。随着经济全球化趋势日益明显，各国对石油的需求量也越来越大，使得石油资源日渐枯竭、环境问题逐渐恶化，所以国际海事组织于2016年1月开始实施更为严格的TierⅢ排放法规[3-4]。因此，如何减少船舶柴油机NOx排放，已成为当前研究重点[5]。掺水燃烧技术是通过特定措施使一定量水进入气缸参与缸内燃烧，可有效降低火焰燃烧温度，使燃烧室温度分布更加均匀，从而改善柴油机的排放性能[6]。该技术共有3种不同的方式：掺水乳化油、进气加湿以及缸内直喷水[7-8]，其中，掺水乳化油技术具有成本低廉、减排潜力大等优势，且相比于缸内直喷水和进气加湿，对柴油机损伤较小，已成为未来船舶满足排放法规要求的主要技术手段之一，受到广泛关注[9-13]。因此，本文以TBD234V6 型柴油机为原型机，应用AVL-Fire建模仿真软件，建立其燃烧室三维燃烧仿真模型，研究掺水乳化油对柴油机动力性、经济性和排放性能影响，并与原机燃用纯柴油对比分析，为掺水燃烧技术在实船应用提供一定的参考依据。

1 计算模型与验证

1.1 发动机的主要技术参数

TBD234V6型增压中冷柴油机基本参数如表1所示。

表1 TBD234V6型增压柴油机基本参数表Tab. 1 Basic parameters of TBD234V6 supercharged diesel engine

1.2 计算模型及初始条件

本文主要通过仿真模拟柴油机的燃烧过程，因此选取进气阀关闭（586.5°CA）到排气阀开启时刻（853°CA）这一区间开展研究[14]。由于TBD234V6型柴油机的喷孔呈偏心布置，需建立整机模型，上止点时刻网格分布情况如图1 所示。3D网格具有2层边界层，边界层的厚度为0.35 mm，网格数目为26 496个。

图1 上止点计算网格Fig. 1 Top dead center calculation grid

选用准确的湍流、喷雾和燃烧模型对模拟气缸工作过程中的不稳定状态、快速压缩和强烈湍流的特性尤其重要。本文采用的子模型如表2所示。

表2 计算子模型Tab. 2 Calculation sub-model

仿真主要针对柴油机缸内燃烧与排放的高压循环，只需计算压缩和燃烧膨胀2个过程，不考虑进排气道流动问题。因此，初始条件的设置决定着缸内空气质量和初始状态，其计算初始参数如表3所示。

表3 计算初始参数Tab. 3 Calculation of initial parameters

1.3 参数定义

由于掺水乳化油主要由水和柴油按一定比例均匀混合而成，但二者的密度与热值均不相同。因此，通常采用掺水质量百分比和折合油耗率来分别描述掺水比与油耗率。其定义式如下：

式中：bEBS FC为折合油耗率，g/kW·h；bRS FC为掺水乳化油消耗率，g /kW·h；HL为掺水乳化油低热值，MJ/kg；HLd为柴油低热值，MJ/kg；θ为掺水率；mw和md分别为水和柴油的质量，kg；ρd与ρw分别为柴油和水的密度，kg/m3。

1.4 计算模型验证

选取柴油机推进特性额定工况（186 kW，1500 r/min），将仿真所得缸压曲线与试验测量所得曲线进行对比。如图2所示，其仿真结果与试验缸压数值差均小于5%，其存在偏差的主要原因为喷雾和燃烧等模型的提出基于一定的假设，模型不能完全仿真实际的燃烧过程，且考虑到计算时间，网格不能划分过细，因而造成一定的误差。TBD234V6型柴油机的仿真模型建立较为正确，各项系数设置较为合理，可使用该模型进行柴油机缸内燃烧过程的模拟计算。

图2 缸压试验值与仿真值对比曲线Fig. 2 Comparison curve of cylinder pressure test value and simulation value

2 研究方案

本文主要研究在额定工况下，燃用不同掺混比例掺水乳化油对柴油机性能影响，研究方案见表3。

表4 仿真试验研究方案Tab. 4 Simulation test research plan

3 掺水乳化油计算结果及分析

3.1 对缸内燃烧的影响

图3～图5分别为不同掺水比例乳化油对柴油机缸内压力、缸内温度及燃烧放热率随曲轴变化过程。由图可知，柴油机掺烧掺水乳化油相比于原机，随着掺水比的增大，缸内爆发、缸内最高燃烧温度和放热率峰值均呈下降趋势，且掺水比越大，下降幅度越明显；与此同时，滞燃期逐渐延长，燃烧末期放热率值逐渐升高。这主要是因为：水分子间存在缔合分子，需要通过吸收一定热量来削弱分子间的缔合作用，之后才能使水分子温度升高；水的比热在所有液、固态物质中是最大的，约为 4.2×103kJ/（kg·℃），所以汽化潜热较大，会吸收较多缸内燃烧热量，使得缸内温度降低，加之与纯柴油相比，掺水乳化油热值较低，减缓燃烧速度，导致缸内平均压力下降，放热率峰值降低且后移，着火时刻推迟。但掺水乳化油在燃烧过程中，会产生微爆反应，减小油滴颗粒直径，改善燃料与空气混和状态，从而提高燃油燃烧效率，加之在高温缺氧区域中，水与碳粒容易产生“水煤气”反应，所以掺水量较低的乳化油对上述原因所导致的柴油机动力性能下降问题有一定补偿作用，如掺水比为5%时，与原机相比，缸内温度和放热率变化不明显，缸内最高爆发压力仅降低2.84%。当掺水比大于5%时，虽微爆反应一定程度上能改善油气混合，由于掺水量较多，水汽化升温吸收大量热量，缸内温度显著降低，此时其影响占主导地位，燃烧反应速度减缓，尾燃增加，燃烧末期放热率较高，因此最高温度、最高爆发压力及放热率峰值下降明显，如掺水比分别为20%和30%时，与原机相比，最高温度分别降低12.65%和20.35%，最高爆发压力分别降低14.86%和22.05%，放热率峰值降低24.03%和34.07%。

图3 不同掺水比对缸内压力影响Fig. 3 The influence of different water mixing ratios on the cylinder pressure

图4 不同掺水比对缸内温度影响Fig. 4 The influence of different water mixing ratios on the temperature in the cylinder

图5 不同掺水比对放热率影响Fig. 5 The influence of different water mixing ratios on the heat release rate

由图6可知，燃烧室高温区主要集中在凹坑处及挤流区间隙，随着掺水比的上升，燃烧温度逐渐降低，高温区域分布缩小。由于喷孔呈偏心布置，喷油油束的喷射方向指向燃烧室凹坑左侧，导致燃烧室左侧凹坑温度明显高于右侧。

图6 20°CA ATDC缸内温度场对比Fig. 6 Comparison of temperature field in 20°CA ATDC cylinder

3.2 掺水乳化油对NOX排放的影响

由图7可知，随掺水比增加，NOX的初始生成时刻逐渐后移，生成速率随之降低，生成量逐渐减小。这是因为：滞燃期阶段，水汽化抑制压缩空气的温度；燃烧阶段，水蒸发吸收缸内热量，降低燃烧火焰局部温度，同时乳化油的二次雾化促进缸内燃烧，缩短氮气在高温区滞留时间。根据NOX生成机理，3种情况下，氮和氧浓度小，其在燃烧室内驻留时间短和燃烧温度低，均会降低NOX排放，所以NOX质量分数变化曲线整体呈下降趋势，NOX排放降低，当掺水比为20%和30%时，与原机相比，NOX排放量分别降低81.35%和82.90%。

由图8可知，随着掺水比增加，缸内温度降低，NOX分布区域逐渐减少，当掺水比大于10%时，气缸中心区及燃烧室凹坑处NOX浓度已处于相当低的水平，但挤流区内由于燃烧产物滞留时间长、压力低，故NOX降低相对较慢。

图7 不同掺水比对NOX生成的影响Fig. 7 The effect of different water mixing ratios on the formation of NOX

图8 20oCA ATDC缸内NOX浓度场对比Fig. 8 Comparison of NOX concentration field in the 20°CA ATDCcylinder

3.3 掺水乳化油对Soot排放的影响

由图9可知，随掺水比增加，滞燃期延长，Soot生成时刻后移，其峰值先降低后升高，当掺水比为15%时，相比原机降低10.13%，达到最低值。这是因为：柴油机在急燃期，缸内温度较高，适当掺水量可使缸内温度降低，虽一定程度上降低Soot氧化速率，但同时也抑制碳化物脱氢脱水，析碳发生率下降；加之滞燃期延长可改善燃料混合和燃烧过程，减小局部缺氧和富油区，因此当掺水比≤15%时，此时Soot峰值随掺水比增加而下降。当掺水比>15%时，着火时刻滞后明显，导致缸内油气含量过多，同时因掺水量过大，缸内温度大幅度下降，抑制水煤气反应的发生，导致Soot氧化速率明显降低，大量Soot不能及时被氧化，此时Soot峰值随掺水比增加而上升。但是，在膨胀后期，随着掺水比增加，Soot不断升高，原因主要是柴油机膨胀后期缸内温度较低，氧气质量分数减少，加之掺水乳化油更进一步降低缸内燃烧温度，大幅度削弱碳烟后期氧化能力，导致碳烟最终排放量随掺水比增加而升高。

图9 不同掺水比对Soot生成的影响Fig. 9 The influence of different water mixing ratios on the formation of Soot

由图10可知，Soot主要集中在燃烧室凹坑处，随掺水比增加，Soot分布区域扩大，向燃烧室凹坑处聚集。

图10 80oCA ATDC缸内Soot浓度场对比Fig. 10 Comparison of Soot concentration field in 80°CA ATDCcylinder

3.4 掺水乳化油经济性分析

由图11可知，随掺水比增加，燃油消耗率先降低后升高，掺水量为20%时，与原机相比，燃油消耗率下降8.77%，达到最低值。这是因为水的沸点低于柴油，当温度急剧升高时，乳化油内部水份率先汽化，产生水蒸气，当水蒸气达到一定量时，将冲破油膜的包裹发生液滴爆炸，形成更细小的油滴，同时进一步扩大油束区域，油气混合质量得到改善，从而提高缸内燃烧效率，但与此同时水蒸发汽化又会降低缸内燃烧温度，生成大量水蒸气，减缓燃料热量，使得缸内燃烧恶化，因此其折合消耗率是上述水对缸内燃烧2种截然相反的影响相互博弈的结果。

图11 不同掺水比对燃油消耗率的影响Fig. 11 The influence of different water mixing ratios on fuel consumption

4 最佳掺水比确定

确定掺水乳化油最佳掺水比需综合考虑乳化油对柴油机动力、经济及排放等多方面的影响。灰色决策理论在解决多目标最优问题上具有弱化人为因素干扰、降低过程主观性的优势，其决策模型主要包括：局势集、决策目标、效果样本矩阵、测度矩阵和综合测度矩阵。其中，综合效果测度矩阵为掺水乳化油综合性能优化结果最终体现，所以本文将通过该决策理论以柴油机掺水乳化油燃烧为事件、不同掺水比为对策值，结合影响柴油机性能主要因素，选取最高燃烧压力、燃油消耗率、NOx 及Soot 值为决策目标，对乳化油最佳掺水比进行选择。关于决策目标的权重分配问题，当前尚无统一的指导理论。决策目标的权重分配主要基于其自身的特征。为避免纯主观或纯客观赋权所带来的极端偏差，对核心决策目标采用主观赋权，对从属决策目标采用客观赋权。因本文以TBD234V6型柴油机100%负荷为研究对象，该工况下，NOX排放严重，因此选择NOX排放量为核心决策目标，赋权α1＝0.300 0，缸内最高燃烧压力、油耗率和Soot排放量为从属决策目标，通过灰色关联分析法计算核心决策目标与从属决策目标的绝对关联程度，求解从属决策目标的权重值分别为：α2=0.222 1，α3=0.259 5，α4=0.218 4。然后，采用熵权法摒除主观因素，其客观权重分别为：ε1=0.330 5，ε2=0.232 9，ε3=0.222 6，ε4=0.214 0。求得最终权重值为：η1=0.388 2，η2=0.202 5，η3=0.226 2，η4=0.183 1。从而可得出额定工况下不同掺水比综合性能优化值。

如图12所示，乳化油掺水比对柴油机综合性能影响由高到低依次为：10%乳化油>20%乳化油>5%乳化油>15%乳化油>原机（0%乳化油）>30%乳化油，其中，掺水比为10%时，综合性能优化值最高，为0.982 9，此时，为最优掺水比。

图12 不同掺比综合优化值对比Fig. 12 Comparison of comprehensive optimization values of different blending ratios

由图13可知，与纯柴油相比，最优掺水比下，最高燃烧压力下降0.82 MPa，降幅约6.90%；燃油消耗率降低14.70 g/kW·h，降幅约6.50%；NOX质量分数下降55.11×10-6，下降约36.1%；Soot质量分数升高4.5×10-6，上升约110.6%。由此表明，在额定工况下，最优掺水比为10%，可良好地改善柴油机的经济性与NOX排放性，但动力性及Soot排放性有所下降。

图13 额定工况下最优掺混比与纯柴油对柴油机性能影响对比Fig. 13 Comparison of the influence of optimal blending ratio and pure diesel on diesel engine performance under rated operating conditions