黃加亮，張飛飛，林 航，王奇?zhèn)?，?登，李品芳，黃朝霞

(1.集美大學輪機工程學院，福建 廈門 361021；2.集美大學理學院，福建 廈門 361021；3.福建省船舶與海洋工程重點實驗室，福建 廈門 361021；4.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引言

國內(nèi)外排放法規(guī)日趨嚴格，船用發(fā)動機污染物排放問題日益突出，同時能源緊缺形勢愈發(fā)嚴峻，節(jié)能減排成為當前研究熱點[1]。生物柴油作為可再生清潔能源，可以從原料上解決硫污染問題，同時，生物柴油的含氧量有助于降低碳煙和CO排放，而且生物柴油可以和柴油任意比例混合而不需要添加助溶劑。但生物柴油的添加會導致NOx排放過高，南婧雯[2]利用GT-POWER軟件對不同比例生物柴油進行仿真，研究發(fā)現(xiàn)，隨著生物柴油摻混比例的增加，NOx排放明顯上升。為解決這一問題，文獻[3]在摻燒生物柴油基礎上結合廢氣再循環(huán)(EGR)實現(xiàn)低溫燃燒效果，進而達到降低NOx排放的目標。但生物柴油比柴油具有更大的粘度和表面張力，雙燃料發(fā)動機在燃油霧化、油氣混合、燃燒性能及排放等方面與普通柴油機存在較大差異。隨著生物柴油摻混比的增加及低溫燃燒環(huán)境的實現(xiàn)，使得滯燃期延長，燃油點火時刻滯后，在滯燃期累積的油氣質(zhì)量急劇增加，易造成爆燃現(xiàn)象，影響發(fā)動機正常工作[4]。因此合理解決生物柴油粘度和EGR率增加帶來的燃燒惡化問題尤為關鍵。陳曉瑜[5]利用CONVERGE軟件在210柴油機臺架基礎上重新設計了四種燃燒室，從而改善了柴油霧化，進而實現(xiàn)改善柴油機性能的目的。本文在生物柴油摻混40%、EGR率12.5%的基礎上，對4190型船用柴油機進行DS型燃燒室改造，同時對噴油提前角和噴孔直徑等參數(shù)進行優(yōu)化，以解決生物柴油粘度過大和EGR率過高導致的燃燒惡化問題。

1 模型建立及驗證

1.1 燃燒室模型建立

本文以4190型船用中速柴油機為研究對象，利用CAD軟件繪制燃燒室上止點時刻1/2截面，如圖1所示。在保證壓縮終點燃燒室體積不變的基礎上進行雙卷流改造[6]。圖2為不同燃燒室活塞上止點1/8計算模型，DS(double swirl)型燃燒室模型網(wǎng)格數(shù)為3391，比ω型燃燒室模型網(wǎng)格多101個，主要原因為側燃燒室的增加導致網(wǎng)格劃分更加密集，進而增加了網(wǎng)格的數(shù)量。為防止試驗過程中進排氣閥對燃燒室容積造成的影響，導致壓縮比的變化，因此，在模型設置中仍然選擇增加補償容積，以保證壓縮比不變。

1.2 模型選擇

湍流流動模型選擇κ-ε雙方程模型。噴霧模型主要包括四個子模型：噴霧破碎模型選擇KH-RT模型；燃燒過程選擇適應雙燃料不同蒸發(fā)速率的Multi-component蒸發(fā)模型；液滴碰壁模型選擇Walljet1模型；湍流擴散模型選用Enable模型。

燃燒及排放模型中，著火模型選擇適合柴油機等壓縮燃燒的Shell自燃模型；NOx和CO選用擴展的Zeldovich模型；碳煙選用Frolov Kinetic模型。

1.3 初始條件和關鍵參數(shù)

4190型柴油機基本參數(shù)如表1所示。邊界條件參數(shù)的設置參見文獻[7-8]。初始條件的設置中進氣閥關閉時刻氣體壓力和溫度由原機得到。

表1 4190型柴油機基本性能、參數(shù)指標

1.4 模型驗證

在求解器設置中將生物柴油摻混比分別設置為0和20%，EGR率設置為0，將仿真結果與臺架實驗進行對比，如圖3所示。由圖3可知，缸內(nèi)平均壓力實驗值與仿真值曲線基本保持一致，誤差范圍低于5%，可以進行后續(xù)的仿真研究。

2 仿真結果及分析

2.1 湍動能和速度場分析

噴油提前角分別為720°和730°時,不同燃燒室對應缸內(nèi)湍動能分布如圖4所示。由圖4可知，在上720°和730°時刻，ω型燃燒室對應湍動能范圍和大小均小于DS型燃燒室對應湍動能，DS型燃燒室形狀更有利于渦流數(shù)的增加，燃油傳播速度更快，油氣混合能力增強，有助于提高生物柴油的霧化效果，降低因粘度增加而產(chǎn)生的不利影響。

不同燃燒室在噴油提前角為720°和730°的缸內(nèi)速度場分布切片如圖5所示。從圖5可以看出，在上止點，ω型燃燒室對應速度場分布范圍僅局限于燃油噴射區(qū)域，燃油和空氣分界線較為明顯，而DS型燃燒室速度場向整個燃燒室范圍擴展。隨著曲軸的轉動，噴油提前角為730°時，ω型燃燒室對應速度場擴展范圍仍然較小，主要向燃燒室凹坑及氣缸蓋狹窄區(qū)域延伸；而DS型燃燒室能產(chǎn)生較強的分流和逆擠流效果[9]，速度場已延伸至整個燃燒室，從而改善燃油霧化和燃燒性能。

2.2 燃燒性能分析

不同燃燒室形狀對缸內(nèi)壓力和放熱率的影響如圖6所示。從圖6可以發(fā)現(xiàn)，DS燃燒室所對應的缸內(nèi)整體壓力和峰值大于ω型燃燒室，峰值放熱率相較于ω型燃燒室有所降低，且點火時刻提前。在相同曲軸轉角條件下，DS型燃燒室對應的湍動能和速度場遠遠大于ω型燃燒室，較大的油霧湍動能和速度場有助于打破因生物柴油粘度過大導致的吸附力的平衡，提高油氣混合程度，減少滯燃期油氣預混時間，使得著火時刻提前，滯燃期的縮短會減少著火前油氣混合質(zhì)量，延緩放熱速度，降低放熱率，有助于缸內(nèi)燃燒過程的平穩(wěn)進行。

2.3 動力性和經(jīng)濟性分析

不同燃燒室形狀對平均指示壓力和指示功率的影響如圖7所示。其中：A代表原機；B代表ω型燃燒室；C代表DS型燃燒室。從圖7可以看出，燃燒室形狀對平均指示壓力和指示功率影響趨勢相同，DS型燃燒室對應平均指示壓力比ω型燃燒室高8.33%，對應平均指示功率比ω型燃燒室增加7.37%。DS型燃燒室通過對油束的部分分流作用，促進湍動能的增加，提高油氣預混合效果，有助于燃料的充分燃燒，提高平均指示壓力，有助于發(fā)動機做功能力的增強，提高指示功率。不同燃燒室形狀對指示燃油消耗率的影響如圖8所示。隨著燃燒室形狀的改變，DS型燃燒室對應的燃油消耗率比ω型燃燒室降低2.01%，DS型燃燒室在提高發(fā)動機動力性的同時，降低了油耗，經(jīng)濟性能獲得增強。

2.4 排放性能分析

2.4.1 NO排放

燃燒室形狀對缸內(nèi)NO質(zhì)量分數(shù)影響曲線圖如圖9所示。噴油提前角為730°時，曲軸轉角對應燃燒室切片圖如圖10所示。從圖9可以看出，DS型燃燒室對應NO排放質(zhì)量分數(shù)比ω型燃燒室高7.56%，雖然明顯大于ω型燃燒室，但僅占原機NO排放的18.57%。DS型燃燒室加速了油氣的充分混合，NO生成濃度過高區(qū)域明顯減少，但質(zhì)量分數(shù)仍然在增加，生成區(qū)域與ω型燃燒室相似，主要集中在油束附近，究其原因為：噴油提前角為730°時，噴油仍未結束，火焰尚未擴散到整個燃燒室，此時油束附近溫度最高，生成NO濃度最大，高溫導致DS型燃燒室溫度更高，造成NO生成質(zhì)量分數(shù)整體高于ω型燃燒室。

2.4.2 Soot排放

燃燒室形狀對缸內(nèi)Soot質(zhì)量分數(shù)的影響如圖11所示。DS型燃燒室對應的Soot生成峰值高于ω型燃燒室，但排放質(zhì)量分數(shù)與ω型燃燒室相差不大。

從圖12可以看出，與NO生成區(qū)域相似，Soot主要在油束附近前段生成，在此區(qū)域油霧混合最早，燃燒起始時刻比其他區(qū)域提前，溫度普遍較高，同時氧氣濃度最低，有助于Soot的生成。而DS型燃燒室由于湍動能較大，Soot生成區(qū)域平均氧濃度較大，Soot生成區(qū)域也比較寬泛，因此生成質(zhì)量分數(shù)略低于ω型燃燒室。

2.4.3 CO排放

燃燒室形狀對缸內(nèi)CO質(zhì)量分數(shù)的影響如圖13所示。從圖13可以看出，DS型燃燒室CO排放質(zhì)量分數(shù)與ω型燃燒室相比幾乎不變。

從圖14可以看出，DS型燃燒室CO生成范圍較ω型燃燒室更加廣泛，但質(zhì)量分數(shù)更低。DS型燃燒室CO生成區(qū)域主要集中在氣缸蓋下端、燃燒室底部及氣缸套與氣缸蓋縫隙處，在燃燒初期由于DS型燃燒室速度場范圍增加，在活塞邊緣、氣缸蓋夾縫等溫度較低，以及氧氣濃度較低區(qū)域，有助于CO的生成；ω型燃燒室由于湍動能較小，整個燃燒室底部油霧較高，氧氣濃度極低，CO濃度較大，因此DS型燃燒室有助于降低CO生成。

2.5 噴油提前角、噴孔直徑優(yōu)化

為保證研究的可靠性，本文在生物柴油摻混比40%、EGR率12.5%、DS型燃燒室，其他條件不變的條件下，分別設置噴油提前角(φ)為16.6°、18.6°、20.6°、22.6°，以及噴孔直徑(D)為0.26、0.28、0.30、0.32 mm四組變量，以指示功率和NO排放為決策目標，進行優(yōu)化分析。柴油機在額定工況下動力性及其排放性能參數(shù)仿真計算結果如表2所示。

表2 額定工況下不同噴油提前角及不同噴孔直徑的計算結果

由表2可知，在噴孔直徑不變的條件下，隨著噴油提前角的增大，燃油著火時刻隨即前移，在上止點前期間噴油量增加，缸內(nèi)溫度也逐漸增大，動力性和經(jīng)濟性明顯提高，同時對應的NO排放也隨之上升。這是因為噴油提前角增加，油氣預混合充分，形成了更多高溫富氧區(qū)域，同時富氧環(huán)境持續(xù)時間更長，放熱率升高，缸內(nèi)溫度曲線上升，為NO生成提供了高溫富氧環(huán)境，NO生成質(zhì)量分數(shù)增加，但是噴油過早會引起燃燒粗暴，所以噴油時刻的選取不超過23°。在噴油提前角不變的條件下，隨著噴孔直徑的減小，指示功率和NO排放質(zhì)量分數(shù)逐漸增加，噴孔直徑的減小增加了燃油的擴散直徑，油霧直徑減小，有助于燃油的霧化、擴散和燃燒，因此動力性能獲得提高，隨著噴孔直徑的減小，缸內(nèi)溫度和平均壓力逐漸升高，油束錐角增大，溫度上升，高溫環(huán)境有助于NO的生成，NO生成質(zhì)量分數(shù)增加。但在噴孔直徑為0.26 mm時，指示功率增加趨勢趨于平緩，為了維持噴油量的恒定，需要增加噴油壓力，這樣就會增加燃油系統(tǒng)的機械負荷，因此噴孔直徑不宜設置過小。

綜上可知，選取噴油前角20.6°，噴孔直徑0.28 mm時，DS型燃燒室指示功率為51.3 kW，比ω型燃燒室升高5.78%，占原機指示功率的93.27%；NO排放質(zhì)量分數(shù)比ω型燃燒室升高7.38%，占原機18.17%。

3 結論

本文構建了生物柴油-柴油雙燃料高壓循環(huán)仿真模型，在B40、EGR12.5%組合基礎上，研究DS型燃燒室對雙燃料燃燒、性能和排放的影響，并在雙卷流模型基礎上，通過調(diào)整噴油提前角和噴孔直徑對DS型燃燒室進行優(yōu)化匹配，結果如下。1)通過對ω型燃燒室進行雙卷流改造，燃燒室內(nèi)湍動能和速度場的范圍和強度得到有效增強，有利于油氣的混合，著火時刻提前，燃燒過程更加均勻，同時動力性和經(jīng)濟性得到有效提高，DS型燃燒室對應平均指示壓力比ω型燃燒室升高8.33%，對應平均指示功率比ω型燃燒室增加7.37%，但溫度的升高導致NO排放增加，Soot和CO排放略有降低，DS型燃燒室對應的燃油消耗率比ω型燃燒室降低2.01%。2)適當增加噴油提前角能有效改善生物柴油霧化，減少滯燃期油氣質(zhì)量，降低急燃期放熱率，發(fā)動機的動力性和經(jīng)濟性獲得提高，同時發(fā)動機NO排放明顯升高。3)適當減小噴孔直徑，燃油噴霧錐角增大，有助于改善燃油霧化，油霧分子直徑減小，油氣混合更加充分，燃燒更加充分，動力性和經(jīng)濟性得到提升，同時溫度的升高提高了NO生成質(zhì)量分數(shù)。