王懷印， 孫凱， 劉騰， 王晨， 魯?shù)潱?王天友

(1.天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072； 2.中船動(dòng)力研究院有限公司，上海 201206)

隨著環(huán)境問(wèn)題的日益嚴(yán)峻，2016年國(guó)際海事組織推出了Tier III 排放標(biāo)準(zhǔn)，規(guī)定了船用低速柴油機(jī)NOx的排放限值3.4 g/(kW·h)，這在Tier II排放標(biāo)準(zhǔn)基礎(chǔ)上降低約75%。[1]低速二沖程船用柴油機(jī)沖程長(zhǎng)，壓縮比大，燃燒溫度較高，同時(shí)由于低速機(jī)每循環(huán)工作時(shí)間長(zhǎng)，增加了高溫持續(xù)時(shí)間，使得排氣成分中 NOx的含量較高。[2]柴油機(jī)缸內(nèi)燃油和空氣混合程度的改善可有效優(yōu)化燃燒，提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能，降低排放水平。[3]直噴式柴油機(jī)混合氣的形成過(guò)程由進(jìn)氣系統(tǒng)、噴油系統(tǒng)和燃燒室結(jié)構(gòu)共同決定，Hu等[4]研究了噴油器匹配燃燒室形狀對(duì)船用柴油機(jī)的影響，發(fā)現(xiàn)噴油參數(shù)的影響比燃燒室?guī)缀螀?shù)更明顯。船用大型低速柴油機(jī)主要靠燃油霧化形成可燃混合氣，噴油方向很大程度上決定了噴霧的分布區(qū)域，從而影響油氣混合及燃燒過(guò)程。過(guò)去對(duì)噴油系統(tǒng)的研究主要以單噴油器中置直噴小型柴油機(jī)為研究對(duì)象，[5-7]研究多集中在噴油壓力、噴油正時(shí)方面[8-13]，考慮到噴油器在低速船用柴油機(jī)上的特殊布置，燃油噴射過(guò)程及油氣混合過(guò)程更加復(fù)雜。研究應(yīng)用CFD軟件對(duì)某低速二沖程船用柴油機(jī)的燃燒過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了燃油噴射角度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的影響，為工程開(kāi)發(fā)提供一定的理論參考價(jià)值。

1 計(jì)算模型

1.1 模型參數(shù)

研究基于某低速二沖程船用柴油機(jī)，三維模型及各部分劃分如圖1所示，缸徑340 mm，沖程1 600 mm，2個(gè)對(duì)置噴射4孔噴油器，循環(huán)噴油量15.8 g，額定轉(zhuǎn)速157 r/min，幾何壓縮比20.5。研究采用CFD軟件CONVERGE對(duì)柴油機(jī)工作過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算。其中，湍流模型選用RNGk-ε模型；噴霧模型采用KH-RT模型[14](參數(shù)Cbl=20,B1=40)，流量系數(shù)模型Cv=0.95，其他參數(shù)采用軟件推薦值；點(diǎn)火和燃燒模型分別選用Shell和CTC模型；NOx模型采用Extended Zeldovich NO模型[15]。綜合計(jì)算能力和工程應(yīng)用的適用性，計(jì)算模型采用2 cm基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸，三級(jí)加密策略，最小網(wǎng)格尺寸為2.5 mm。模擬工作基于發(fā)動(dòng)機(jī)滿負(fù)荷工況開(kāi)展，初始條件及邊界條件設(shè)置根據(jù)實(shí)驗(yàn)提供的數(shù)據(jù)，如表1所示。

圖1 三維仿真模型及各部分劃分Fig.1 3-D simulation model and its division

表1 三維模型邊界條件參數(shù)設(shè)置Table 1 In-cylinder parameters of three-dimensional model

1.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

模擬研究對(duì)柴油機(jī)完整循環(huán)進(jìn)行計(jì)算，圖2所示為4個(gè)負(fù)荷下缸內(nèi)壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線圖，模擬值與實(shí)驗(yàn)值的缸壓曲線吻合良好。同時(shí)如表2所示為不同負(fù)荷下NOx排放值，模擬結(jié)果誤差均在10%左右，模型可用于下一步研究。

表2 NOx排放模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Table 2 Comparisons of NOx emission between experiment and the simulation

圖2 不同負(fù)荷下缸內(nèi)壓力的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證Fig.2 Experimental verification on the in-cylinder pressure at different loads

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 不同噴油角度的設(shè)計(jì)方案

研究中噴油器的噴油方向在渦流面和縱截面中定義，如圖3所示，定義渦流面噴油角度為α，縱截面噴油角度為β，原機(jī)噴油角度α0=8°,β0=16°。考慮到噴油器布置方式和燃燒室空間結(jié)構(gòu)，燃油噴射角度調(diào)整設(shè)計(jì)方案如表3所示。

圖3 噴油角度方向Fig.3 Schematic of the spray direction

2.2 噴油角度對(duì)NOx和BSFC的影響

2.2.1 渦流面噴油角度對(duì)NOx和BSFC的影響

圖4(a)所示為不同噴油角度α下缸內(nèi)放熱率和溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線；圖4(b)所示為不同噴油角度α對(duì)NOx排放和BSFC的影響。從圖4(a)可以看出，隨著渦流面噴油角度α的增大，放熱率呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢(shì)，并且在噴油角度α=8°時(shí)，放熱率峰值最大，缸內(nèi)最大平均溫度最高，這說(shuō)明原機(jī)增大或減小噴油角度均可使燃燒過(guò)程更溫和，對(duì)降低缸內(nèi)溫度并控制NOx排放具有促進(jìn)作用，但另一方面也降低了功率。如圖4(b)所示，沿逆渦流方向調(diào)整噴油角度(α<8°)，燃油消耗率會(huì)急劇上升，α=-7°方案的BSFC相比原機(jī)增大4.5 g/(kW·h)，而NOx排放降低并不明顯；采用順渦流方向調(diào)整噴油角度α(α>8°)，NOx排放顯著降低，同時(shí)油耗增加并不明顯，在α=23°時(shí)，NOx排放相比原機(jī)降低了22.1%，BSFC雖然有所升高，但變化幅度比逆渦流噴射方案小。

表3 不同噴油角度設(shè)計(jì)方案Table 3 Cases of different spray direction

圖4 不同渦流面噴射角度α下的燃燒和排放結(jié)果Fig.4 Results of the combustion and the emission at different α

已蒸發(fā)但未燃燒的氣態(tài)燃油的量一定程度上反映了燃油與空氣的混合情況。從圖5(a)可以看出，在噴油前期(360～370°CA)，不同渦流面噴油角度下的缸內(nèi)液態(tài)燃油量基本相同，說(shuō)明噴油初期燃油蒸發(fā)速率受渦流面噴油角度的影響作用較??；噴油后期(370～375°CA)，缸內(nèi)液態(tài)燃油的質(zhì)量隨噴油角度α增大(噴射方向越靠近氣缸壁面)而增加，說(shuō)明隨渦流面噴油角度增大，液態(tài)燃油量在氣缸壁面附近累積量增加，燃油蒸發(fā)速度較慢。燃燒后期(380～400°CA)，噴油角度α越小，缸內(nèi)蒸發(fā)但未燃燒的燃油量越高，這是由于逆渦流噴射導(dǎo)致氣態(tài)燃油在缸中心區(qū)域分布過(guò)于集中，燃油與空氣混合質(zhì)量變差，不利于形成可燃混合氣，導(dǎo)致燃燒后期燃燒速率較低。從圖5(b)可以看出，不同噴油角度α下的總的油消耗量基本相同，說(shuō)明燃油均能充分燃燒；隨著角度α減小，燃燒中期的燃油燃燒速率降低，而燃燒中期的燃燒速率對(duì)燃燒峰值壓力和功率起到?jīng)Q定性作用，因此燃油逆渦流噴射會(huì)導(dǎo)致功率降低，燃油消耗顯著增加。

圖5 不同渦流面噴射角度α下的燃油質(zhì)量Fig.5 The fuel quality at different α

圖6(a)和圖6(b)所示分別為不同渦流面噴油角度下的當(dāng)量比和溫度分布云圖。從圖6(a)中可以看出，采用不同噴油角度α?xí)r混合氣分布區(qū)域有明顯變化。α=-7°時(shí)，混合氣主要集中在氣缸中心區(qū)域，不利于利用缸內(nèi)渦流運(yùn)動(dòng)促進(jìn)燃油與空氣混合；α=23°時(shí)，混合氣主要靠近氣缸壁面區(qū)域分布，缸內(nèi)溫度分布更加均勻，相比于α=-7°策略情況下的局部高溫現(xiàn)象有所緩解。

圖6 不同角度α的缸內(nèi)當(dāng)量比和溫度 (Z=0截面)Fig.6 The distribution of equivalence ratio and temperature in the cylinder of different α (Section Z=0)

2.2.2 縱截面噴油角度對(duì)NOx和BSFC的影響

圖7(a)所示為不同縱截面噴油角度β下缸內(nèi)放熱率和溫度變化曲線，圖7(b)所示為不同噴油角度β下NOx排放和油耗變化情況。

從圖7(b)中可以看出，隨著縱截面噴油角度β減小(β>16°)，放熱率峰值呈現(xiàn)降低的趨勢(shì)，缸內(nèi)平均溫度有所降低；隨著噴油角度β增大(β<16°)，燃燒后期(380～400°CA)的放熱率有所升高，燃燒持續(xù)期縮短，燃燒熱效率高，但缸內(nèi)平均溫度變化不明顯。如圖7(b)所示，相比原機(jī)(β=16°)增大縱截面噴油角度β(朝活塞頂方向旋轉(zhuǎn))，當(dāng)β在16°～22°時(shí)，可有效降低NOx排放，而B(niǎo)SFC升高并不明顯；相比原機(jī)減小噴油角度β(朝缸蓋方向旋轉(zhuǎn))對(duì)NOx排放的影響不明顯，在β=13°時(shí)，NOx排放相比原機(jī)略有升高，但是燃油消耗率卻顯著降低，相比原機(jī)降低1.6 kW·h。

圖7 不同縱截面噴射角度β下的燃燒和排放結(jié)果Fig.7 Results of the combustion and the emission at different β

圖8(a)所示為不同縱截面噴油角度下缸內(nèi)液態(tài)、氣態(tài)燃油變化規(guī)律，圖8(b)所示為缸內(nèi)燃油燃燒速率、已燃燃油的變化規(guī)律。如圖8(a)所示，在噴油前期(360～370°CA)，隨著噴油角度β增大，缸內(nèi)液態(tài)燃油量明顯降低，燃油蒸發(fā)速率提高，同時(shí)，β在10°～25°變化時(shí)，缸內(nèi)已蒸發(fā)但未燃燒的燃油質(zhì)量存在單調(diào)降低趨勢(shì)，主要是因?yàn)槿加拖蚧钊敺较驀娚淇蓴U(kuò)大燃油分布空間，活塞下行時(shí)燃油在燃燒室內(nèi)充分?jǐn)U散，提高缸內(nèi)空氣的利用程度，加快了可燃混合氣的形成速度；從圖8(b)可以看出，隨噴油角度β增大，燃燒中期的燃油燃燒速率明顯降低，而燃燒中期的燃燒速率對(duì)燃燒峰值壓力和功率起到?jīng)Q定性作用，所以較小的縱截面噴油角度在一定程度上提高柴油機(jī)功率，降低油耗。

圖9(a)和圖9(b)所示分別為不同渦流面噴油角度下的當(dāng)量比和溫度分布云圖。從圖9(a)可以看出，隨著縱截面噴油角度β變化，混合氣分布區(qū)域發(fā)生明顯變化。燃油靠近活塞頂方向噴射，β=25°時(shí)，缸內(nèi)混合氣在燃燒中期集中在氣缸壁面和活塞頂面，不利于燃油的蒸發(fā)和可燃混合氣的形成，使得燃燒速率降低，燃燒變得溫和；在380°CA時(shí)，混合氣向缸內(nèi)四周擴(kuò)散且分布區(qū)域較廣，混合氣量還較多；缸內(nèi)局部高溫區(qū)域相比原機(jī)顯著減緩，考慮是緩慢的燃油蒸發(fā)和混合氣形成速率導(dǎo)致燃燒溫和，燃燒溫度降低，使得發(fā)動(dòng)機(jī)功率降低。燃油靠近氣缸蓋方向噴射，β=7°時(shí)，在燃燒中期混合氣主要分布在燃燒室上部和排氣閥底部區(qū)域，燃油在燃燒室內(nèi)分布空間更廣有利于與缸內(nèi)新鮮空氣接觸，這可以加快燃油蒸發(fā)，促進(jìn)油氣混合；較快的燃油蒸發(fā)速率和混合氣形成速率使局部高溫區(qū)域集中在燃燒室的上部區(qū)域，造成NOx排放量提高，但由于功率同時(shí)提升，比NOx排放相比原機(jī)的變化較小。

圖8 不同縱截面噴射角度β的燃油質(zhì)量Fig.8 The fuel quality at different β

圖9 不同縱截面噴射角度β下的缸內(nèi)當(dāng)量比和溫度(X=0截面)Fig.9 Distribution of the equivalence ratio and the temperature at different β (Section X=0 mm)

2.2.3 渦流面與縱截面噴油角度的優(yōu)化

上述研究表明改變渦流面和縱截面噴油角度都具有降低NOx的潛力，而改變縱截面噴油角度還具有改善油耗的效果?？紤]到2種策略控制排放的潛力和過(guò)程不同，將2種策略耦合使用可能會(huì)起到互補(bǔ)作用，故選取兩平面合適的燃油噴射角度進(jìn)行優(yōu)化計(jì)算。圖10(a)是不同噴油角度下BSFC和NOx排放的Map圖。當(dāng)采用(α=13°,β=13°)和(α=18°,β=13°)2種噴油角度策略時(shí)，BSFC和NOx排放相比于原機(jī)可以同時(shí)降低，但是降低幅度并不大；當(dāng)采用(α=13°,β=22°)噴油角度策略時(shí)，相比于原機(jī)NOx排放可降低21.6%，BSFC升高1.72 g/(kW·h)；BSFC僅升高0.62 g/(kW·h)；當(dāng)采用(α=18°,β=19°)和(α=18°,β=22°)策略時(shí)油耗惡化較嚴(yán)重。

通過(guò)上面的研究發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化燃油噴射角度具有同時(shí)降低油耗和排放的潛力，但此時(shí)優(yōu)化NOx的潛力小于20%，不能達(dá)到Tier III排放標(biāo)準(zhǔn)。EGR技術(shù)作為船用發(fā)動(dòng)機(jī)主要的NOx排放控制技術(shù)得到廣泛應(yīng)用。為進(jìn)一步驗(yàn)證噴油角度在不同環(huán)境下的適應(yīng)性，繼續(xù)研究了EGR氛圍下不同燃油噴射角度策略的優(yōu)化。

隨著EGR率的增加，氮氧化物排放量隨BSFC的增加顯著降低，當(dāng)EGR率達(dá)到35%時(shí)，NOx排放達(dá)到Tier III標(biāo)準(zhǔn)。在此基礎(chǔ)上，文章分別對(duì)30%和35%的EGR環(huán)境下的燃油噴射角度進(jìn)行了調(diào)整，α選取13°和18°，β選取13°～22°。圖10(b)為不同EGR氣氛下噴射角策略的NOx和BSFC結(jié)果。如圖所示，策略(α=13°,β=13°)和(α=18°,β=13°)可以控制不同EGR率下的氮氧化物排放及油耗，并且30%的EGR下氮氧化物排放可以滿足Tier III標(biāo)準(zhǔn)，同時(shí)燃油消耗量得到優(yōu)化。因此，在EGR環(huán)境下適當(dāng)調(diào)整燃油噴射角度可以減少氮氧化物排放同時(shí)不惡化燃油消耗。

圖10 不同噴射角度α和β下的BSFC和NOx排放Fig.10 The NOx emission and BSFC at different injection angles

3 結(jié)論

1)調(diào)整渦流面噴油角度α，順渦流方向調(diào)整相比于逆渦流方向調(diào)整降NOx排放的潛力更大，且油耗增加程度低；噴油角度過(guò)大時(shí)會(huì)造成混合氣集中于氣缸壁面區(qū)域、燃油蒸發(fā)速度降低，不利于形成可燃混合氣，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)功率降低。

2)相比于調(diào)整渦流面噴油角度α，調(diào)整縱截面噴油角度β更顯著改變?nèi)加驮谌紵覂?nèi)的分布區(qū)域，增大缸內(nèi)空氣的利用程度，對(duì)缸內(nèi)液態(tài)燃油的蒸發(fā)和混合氣形成速度的影響也更加顯著；適當(dāng)調(diào)整縱截面燃油噴射角度具有改善燃油消耗的效果。

3)同時(shí)優(yōu)化渦流面和縱截面噴油角度，可改善NOx排放和BSFC的綜合表現(xiàn)，具有同時(shí)降低油耗和排放的潛力；當(dāng)采用 (α=13°,β=22°) 策略時(shí)，NOx排放可降低21.6%，而B(niǎo)SFC僅升高1.72 g/(kW·h)。

4)無(wú)EGR氛圍下噴油角度的優(yōu)化策略在EGR氛圍下同樣適用。