扫气扫气口角度和涡流比对船用柴油机性能的影响

2024-01-12刘梦雨鲁祯朱峰卢天龙

内燃机与动力装置 2023年6期

刘梦雨,鲁祯,朱峰,卢天龙

1. 中国船舶重工集团公司第七一一研究所,上海 201108;2.天津大学机械工程学院,天津 300350

0 引言

随着船舶发动机排放限值标准的日益严格,国际海事组织对船舶发动机的NOx排放提出了更高要求[1]。低排放和高经济性是行业发展目标,开发低排放、高经济性的船用发动机,掌握其核心技术是我国船舶行业的重大需求。

研究表明,提高缸内流体的涡流运动是改善发动机燃油经济性的有效途径,增强涡流运动可以增加油气混合速率并形成适当的油气混合物,从而加快缸内混合物的燃烧速率,改善发动机燃烧性能[2]。对于二冲程船用发动机,增强涡流运动通常依赖于扫气口结构优化[3]。Nakagawa等[4]研究了扫气口径向倾角的影响,结果表明,径向倾角影响气流运动的速度梯度以及涡流运动强度。尽管增加扫气口水平倾角可以增强涡流运动,但影响扫气效率[5],而且涡流运动单独对柴油机性能影响的研究较少。

本文中建立某大缸径低速二冲程船用柴油机三维模型,仿真研究不同扫气口角度对二冲程柴油机的扫气过程、燃烧及排放性能的影响;通过Converge映射续算的方法深入分析涡流比对燃烧和排放性能的影响,研究涡流比对发动机燃油经济性的影响,为大缸径二冲程船用柴油机合理选择涡流比及扫气口结构设计提供参考。

1 仿真模型建立与验证

1.1 研究对象

以某大缸径低速二冲程船用柴油机为研究对象,基于Converge软件进行三维数值仿真模拟[6],该船用柴油机的主要技术参数如表1所示。

表1 柴油机的主要技术参数

基于该发动机的几何结构和主要参数搭建三维仿真模型,如图1所示。该模型分为3个区域:进气区域、气缸区域和排气区域,可以完整地模拟包括扫气过程在内的工作循环,模拟结果更接近真实发动机。

图1 发动机三维仿真简化模型

1.2 模型参数和网格策略

本文中选取发动机100%负荷为研究工况,该三维模型的初始和边界条件参数依据试验数据和一维GT-Power仿真结果设置,模型初始条件和边界参数如表2、3所示。模型的喷油参数由实机试验工况给定,该发动机缸盖周向分布3个喷油器,每个喷油有5个喷孔。模型包含多种计算子模型,如表4所示,其中燃烧模型为SAGE详细化学动力学模型,该模型可以模拟多种化学物质和多个化学反应,从而精确模拟燃烧过程[7-8]。由于正庚烷是柴油发动机中十六烷值的主要参考燃料,其十六烷值与柴油相似,因此可使用正庚烷作为柴油的替代燃料来描述燃烧过程[9]。本文中采用的正庚烷反应机理包括42种组分和168个基元反应[10]。

表2 模型初始条件

表3 模型边界条件

表4 模拟子模型

Converge软件可以自动生成网格,并可通过基础网格设置、自适应加密(adaptive mesh refinement,AMR)和固定加密等方式对网格进行控制。为了同时满足计算效率和精度,经过网格敏感性测试和分析,基础网格尺寸设置为40 mm;对扫气口和气缸区域网格进行固定加密,网格尺寸为10 mm;对燃烧室网格进行固定加密,网格尺寸为5 mm;对喷油区域网格进行固定加密,网格尺寸为2.5 mm,可准确模拟油气混合和燃烧过程[16]。此外,使用AMR方式对进气区域和气缸区域进行设置,最小网格尺寸为10 mm。经计算,该模型在活塞运动到上止点时总网格数量为670 000个,在燃烧期间最多可达到1 370 000个。

1.3 模型验证

关键参数的三维仿真结果和试验结果对比如表5所示。

表5 关键参数的仿真和试验结果对比

由表5可知:最大压缩压力、最大燃烧压力、有效燃油消耗率、指示功率、 NOx比排放生成的三维仿真和试验结果的相对误差分别为0.27%、2.84%、0.29%、0.31%、1.99%,均小于3%,该模型准确可靠。

为进一步验证模型的准确性,将三维仿真和一维仿真得到的气缸压力曲线进行对比[11],结果如图2所示。由图2可知:三维和一维仿真得到的气缸压力曲线吻合良好,证实了该模型的可靠性和准确性。

图2 三维仿真与一维仿真气缸压力曲线

2 仿真结果与分析

2.1 扫气口结构对涡流比和扫气过程的影响

二冲程船用柴油机的扫气口结构如图3所示,图中θ为扫气口的水平倾角。由图3可知:具有一定水平倾角的倾斜式扫气口围绕气缸均匀分布。在保证扫气口流通面积不变的情况下,研究θ对柴油机性能的影响,θ的变化范围为0°～25°,步长为5°。

图3 扫气口结构示意图

柴油机一般采用涡流比RS衡量缸内涡流运动强度[17],RS的计算式为:

RS=ωz/ωc,

式中:ωz为气流绕气缸中心轴线的轴向角速度,ωc为柴油机曲轴角速度。

为了研究扫气口水平倾角对二冲程柴油机换气效率的影响,分析缸内气体质量的变化,计算柴油机的给气效率和扫气效率[17]。给气效率用来衡量二冲程柴油机对新鲜空气的利用程度,即在换气结束后,缸内留存的新鲜空气质量与整个循环中流过扫气口的空气质量的比;扫气效率用来衡量扫气过程的清洁程度,定义为换气过程后,留在气缸内的新鲜空气质量和气缸内全部气体质量的比。

不同θ下缸内涡流比的变化如图4所示。由图4可知:随着θ增大,涡流比逐渐增大,这是因为θ增大,对新鲜空气的导流作用增加,ωz增大,θ由0°增加到25°时,上止点时刻的涡流比由0.98增加到6.08;缸内涡流比出现2个峰值,第1个峰值在扫气口打开后不久,此时大量新鲜空气在扫气箱和气缸的压差作用下进入气缸,在倾斜扫气口的导向下形成涡流并达到峰值,随后扫气箱和气缸的压差逐渐减小,并且在壁面的摩擦作用以及流体黏性力的耗散作用下,涡流逐渐衰减;涡流比的第2个峰值出现在喷油结束时刻,沿着涡流方向喷入的燃油加快了涡流运动。

图4 不同θ下涡流比的变化

不同θ下的气体质量和给气效率及扫气效率如图5所示。

a)气体质量 b)给气效率和扫气效率图5 不同扫气口水平倾角下的气体质量、给气效率及扫气效率

由图5a)可知:θ增大,尽管整个循环中流过扫气口的累积进气量逐渐降低,但留存在缸内的空气总量和新鲜空气量却呈现先增加后降低的趋势,这说明扫气口结构不但影响累积进气量,还影响二冲程柴油机对新鲜空气的利用程度和扫气过程的清洁程度。由图5b)可知:θ增大,给气效率和扫气效率均先升高后降低;θ=10°时,尽管此时累积进气量较θ=0°的情况有轻微降低,但留存在缸内的新鲜空气质量最大,为0.974 kg,给气效率最高,为84.7%;θ=10°时扫气效率达到最大,为93.1%。因此,扫气口水平倾角过小或过大,给气效率和扫气效率均大幅降低,对新鲜空气的利用率过低,不利于柴油机后续的燃烧和排放。

为了深究扫气效率和给气效率变化的原因,研究扫气口开度为50%时刻(曲轴转角为180°)、80%时刻(曲轴转角为200°)和扫气口关闭后(曲轴角度为220°)的缸内气体轴向速度和新鲜空气分布。不同时刻和θ下缸内气体的轴向速度和新鲜空气分布如图6～11所示,其中新鲜空气分布通过Converge中的运输标量进行标记,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°图6 曲轴转角为180°时不同θ下气体轴向速度分布图7 曲轴转角为200°时不同θ下气体轴向速度分布

由图6～8可知:当θ=0°时,进气射流在气缸中心区域发生明显对撞,加剧新鲜空气和废气的掺混,导致中心区域气体轴向速度增大;但壁面附近出现明显的回流区域,这是因为高流速气体进入缸内时发生了流动分离,导致气体回流,废气难以清除;随着θ增加,进气射流对撞现象和回流现象有所减弱;当θ增加到15°时,气缸中心区域出现回流区,随着θ不断增大,气体回流区域愈发明显。因此,扫气口水平倾角过小或过大都会产生较大回流区,不利于废气的清除,影响扫气效率。

由图9～11可知:θ较小时,中心区域较高的轴向速度使得新鲜空气向上运动较快,在后期出现溢出现象,如θ=0°时;当θ过大时,壁面附近的新鲜空气向上运动较快,从排气门四周过早溢出,导致新鲜空气的留存量降低。因此θ过小或过大都将导致给气效率大幅度降低。

由图6～11可知:当θ=10°时新鲜空气与废气之间的掺混现象最轻,缸内负压回流区域面积最小,同时气流轴向速度分布较为合理,新鲜空气留存量最高,此时柴油机的给气效率和扫气效率最高。

2.2 扫气口结构对燃油消耗率和NOx排放的影响

在不同扫气口水平倾角下,柴油机燃油消耗率be和NOx比排放e(NOx)的变化过程如图12所示。由图12可知:θ增加,be先下降后上升,当θ=10°时,be最小;由于θ=10°时给气效率和扫气效率最高,充足的氧气可以使得燃烧更加充分,因此燃油消耗率降低;对比θ=5°和θ=20°的仿真结果,尽管θ=5°缸内留存的新鲜空气量和扫气效率略高,但相比θ=20°时be出现恶化,这说明除扫气质量影响be外,较高的涡流比也有利于降低be。综上,在扫气质量和涡流比的双重影响下,θ=10°的扫气口结构最优,此时be最小,为171.9 g/(kW·h),较原机θ=15°时降低了0.12 g/(kW·h);e(NOx)最低,为8.97 g/(kW·h),较原机θ=15°降低了8.7%。

图12 不同θ下的be和e(NOx)

2.3 涡流比对油气混合和燃烧过程的影响

扫气口水平倾角同时影响发动机的涡流运动和扫气效率,因此无法得到单一要素涡流比对发动机性能的影响。通过CONVERGE中映射续算的方法,在保证包括扫气效率等其他条件一致的前提下增加上止点时刻的涡流比,解耦涡流比对柴油机性能的单独影响机理。

在原机RS=4.5基础上只改变续算开始时刻(上止点时刻)的初始涡流比,设置初始RS分别为8.5、12.5、16.5、20.5、24.5、28.5,分析涡流比对发动机油气混合过程、燃烧过程和排放过程的影响。缸内涡流比随曲轴转角的变化曲线如图13所示。

图13 缸内涡流比随曲轴转角变化曲线

为了定量研究增大涡流比对油气混合过程的影响,计算不同RS下缸内当量比标准差σSTD,σSTD越小,燃油和空气的混合均匀性越好。σSTD的计算式[18]为:

式中:n为计算的单元格总数;i为单元格编号,i=1,2,…,n;δi为第i个单元格的当量比;δ为平均当量比;mi为第i个单元格内气体和燃油的质量,mt为所有单元格的气体和燃油的总质量。

不同RS下的缸内当量比标准差如图14所示。由图14可知:随着RS增大,σSTD明显降低,这是因为增强涡流运动能够很好地促进油气混合,有效改善油气混合均匀性;但随着RS升高,σSTD降低的幅度略有减小,这说明在一定范围增加RS,可以显著改善缸内油气混合的均匀性,但当RS增大到20.5以上时,缸内当量比标准差不再下降。

图14 不同RS下的σSTD

不同曲轴转角、不同初始涡流比下喷油器油孔所在横截面的缸内气体当量比分布云图如图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图15 曲轴转角为367°时不同RS下缸内气体当量比分布图16 曲轴转角为372°时不同RS下缸内气体当量比分布

由图15～18可知:1)增加RS可以直接影响缸内油气当量比的分布,当RS=4.5时,燃烧初期从不同喷油器中喷出的燃油彼此发生干涉,气缸中心产生混合气过浓区域;随后燃油沿喷射方向到达壁面附近,并在壁面附近形成混合气浓区(曲轴转角为377°),不利于燃油的燃烧放热。2)随着RS增加,喷射燃油沿着涡流方向运动,一方面可以有效避免燃油之间的干涉,避免中间的混合气过浓,另一方面减轻了燃油撞壁现象的产生,近壁区域的混合气过浓现象得到了改善;整体来看,增强的涡流运动有效促进了燃油与新鲜空气的混合,使得油气混合更加充分且分布更加均匀。3)当RS增加到28.5时,过强的涡流运动使得油束形成一个高当量比的环状区域,中间区域的新鲜空气没有被有效利用,RS过大对油气混合的改善作用不明显。

不同RS下缸内压力和瞬时放热率曲线如图19所示,缸内充量与气缸壁面的累积传热损失如图20所示。

图19 不同RS下的缸内压力和放热率曲线图20 不同RS下气缸壁面的累积传热损失

由图19可知:在一定范围内增加RS,瞬时放热率峰值显著上升,但RS>20.5时,放热率峰值不再继续升高,这是因为适当增加RS可以显著促进油气混合,但当RS增加到一定值时,对油气混合均匀性的改善作用十分有限;随着RS增大,放热率曲线的峰值逐渐前移,这是因为增强的涡流运动可以加快油气混合和燃烧放热;更接近上止点时,燃烧放热和放热率增大导致缸内压力快速升高,因此随着RS增大,爆压峰值不断升高且前移。

由图20可知:RS增大,缸内工质与壁面的换热增加,壁面传热损失明显增加,与RS=4.5相比,当RS增大到28.5时,循环结束时的壁面总传热损失增加了87.9%,降低了气缸的热效率。因此为了避免壁面传热损失过度增加,RS应控制在适当范围内。

2.4 涡流比对油耗和排放的影响

不同RS喷油器油孔所在横截面的温度和NOx排放分布云图如图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图21 曲轴转角为367 °时不同RS下缸内温度分布图22 曲轴转角为372°时不同RS下缸内温度分布

由图21～28可知:随着RS增大,混合气分布更加均匀,缸内燃烧更充分且均匀,缸内温度显著上升且高温区域分布明显增多,因此高温区对应的NOx排放明显增加。

不同初始涡流比下be和e(NOx)结果如图29所示。由图29可知中:随着RS增大,be先降低后升高,e(NOx)逐渐增加;RS由4.5增加到12.5时,燃油经济性的改善效果尤为明显,RS=20.5时be最小,为163.25 g/(kW·h),较原机(RS=4.5)降低了5.09%,极大地提高了二冲程柴油机的燃油经济性。在原机基础上适当增大涡流比可以改善油气混合均匀性,加快缸内燃烧,大幅降低燃油消耗量。但随着RS的继续增加,对燃油经济性能的改善幅度减小,当RS>20.5,由于大涡流比对缸内混合气均匀性的改善作用有限,而且壁面传热损失过大,燃油消耗率开始上升。综上,增大RS可以降低燃油消耗率,但同时应兼顾NOx比排放,RS应控制在20.5以下。