噴油器噴孔直徑對船舶柴油機燃燒性能的影響

廖建彬， 莊學強， 于洪亮

(集美大學 a.輪機工程學院， b.福建省船舶與海洋工程重點實驗室，c.船舶檢測與再制造福建省高校工程研究中心， 福建 廈門 361021)

0 引 言

1 噴油器霧化仿真數(shù)值模型

內(nèi)燃機燃燒過程的數(shù)值模擬是燃燒研究的重要方法之一，其燃燒模型大致分為零維模型、準維模型和多維模型等3類[1]。噴油器燃油噴射霧化過程是個復雜的兩相流過程，包括氣相流動和液相流動氣液兩相之間的相互作用[2-5]。

1.1 柴油機缸內(nèi)燃燒的基本方程

空氣與燃油混合氣體在柴油機燃燒室的流動可通過求解氣相流體的質(zhì)量、動量、能量和化學組分方程來描述。氣缸內(nèi)燃油燃燒過程涉及物理、化學反應和傳熱等復雜過程，但都遵循能量守恒定律、質(zhì)量守恒定律和理想氣體狀態(tài)方程[6]。其中，能量守恒定律為

在不考慮漏泄的理想狀態(tài)下，質(zhì)量守恒定律為

（1）本井通過雷特堵漏鉆井液技術(shù)將地層承壓能力由全井密度1.52g·cm-3提高至當量密度1.92g·cm-3，提高了0.4 g·cm-3，增強了地層承壓能力，滿足低承壓地層提高地層承壓能力的應用要求。

式中：mc為氣缸內(nèi)的工質(zhì)質(zhì)量，kg；u為氣缸內(nèi)的工質(zhì)內(nèi)能，J/(kg·mol)；pc為氣缸內(nèi)的工質(zhì)壓力，Pa；V為氣缸的工作容積，L；Qf為燃料燃燒放熱，kJ；Qw為通過系統(tǒng)邊界的熱損失,kJ；α為曲軸轉(zhuǎn)角，°；hBB為排出氣缸廢氣的焓值，kJ/(kg·mol)；dmBB為排出氣缸廢氣的質(zhì)量流量，kg； dmf為流入氣缸內(nèi)的氣體質(zhì)量，kg；dme為流出氣缸的氣體質(zhì)量，kg；hf為流入氣缸氣體的焓值，kJ/(kg·mol)；he為流出氣缸氣體的焓值，kJ/(kg·mol)；qev為燃料的汽化熱量，kJ；f為氣缸充氣的汽化熱量系數(shù)；mev為蒸發(fā)的燃料質(zhì)量，kg。

1.2 柴油機氣缸內(nèi)湍流模型

目前用于模擬柴油機缸內(nèi)氣體流動的湍流方程主要有：大渦模型(LES模型)、雙方程模型(k-ε模型)、雷諾應力模型(RSM模型)[7]，常采用雙方程模型(k-ε模型)，本文使用RNG(k-ε)模型。RNG(k-ε)模型[8]是利用重整化群(RNG)的方法對標準k-ε模型進行修正后得出，RNG(k-ε)模型的計算量比標準k-ε模型有所增加，但求解收斂性與穩(wěn)定性得到提高，計算精度和適用的雷諾數(shù)范圍也有較大提高。其中，湍流動量方程和能量耗散方程為

1.3 柴油機燃油噴射、霧化和碰撞模型

噴霧模擬包含氣體液體兩相流現(xiàn)象，須對氣液兩相同時進行守恒方程求解。采用WAVE離散模型來描述燃油霧化，假設(shè)噴霧油滴直徑與噴嘴出口直徑尺寸相同，且空氣流動促使氣液混合作用形成分散小油滴。該模型主要考慮噴射燃油與噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系，出口油滴在周圍空氣的液-氣法向力作用下分散形成小液滴。在燃油噴射過程中，油滴表面擾動產(chǎn)生不穩(wěn)定波，使油滴破碎。燃油進入燃燒室后經(jīng)歷破碎、湍流擾動、變形、碰撞聚合和碰壁等一系列物理變化過程。柴油機燃油噴射的原理[11]如圖1所示。

圖1 燃油噴射過程原理

1.4 油滴蒸發(fā)模型

油滴蒸發(fā)過程是可燃混合氣形成的重要組成部分，影響著火和燃燒過程。油滴之間的傳熱、碰撞、融聚和破裂等使蒸發(fā)的邊界條件不斷變化，蒸發(fā)過程的模擬變得更加復雜。對比多種油滴蒸發(fā)模型，Dukcowicz模型計算量較小且能準確描述燃油滴蒸發(fā)過程，滿足實際要求。Dukcowicz模型假設(shè)：(1)油滴周圍為準穩(wěn)態(tài)工質(zhì)；(2)油滴球?qū)ΨQ；(3)油滴周圍工質(zhì)的物理性質(zhì)相一致；(4)油滴溫度均勻；(5)油滴表面的氣液界面處于熱力平衡狀態(tài)。

1.5 柴油機NOx生成模型

柴油機燃油燃燒生成的NOx主要以NO為主[12]，而NO主要是由于高溫空氣中的氮分子分裂形成的。擴展的Zeldovich機理[13]模型認為NO的形成是一種非平衡現(xiàn)象，主要取決于燃燒室內(nèi)燃氣的溫度：若燃燒室溫度低于1 600～1 800 K或富燃油區(qū)(氧分子濃度較低)，NO的形成率就會變得很不明顯；若燃燒室內(nèi)溫度上升，尤其是達到1 800 K以上，NO的形成率就會急劇增加。同時，NO 的形成率與氧分子濃度成正相關(guān)，與燃油類型無關(guān)。

2 4190ZL型柴油機燃燒過程的多維模型

2.1 燃燒室模型網(wǎng)格劃分

以濟柴4190ZL型柴油機為研究對象，該柴油機主要技術(shù)參數(shù)如表1所示，燃燒室尺寸如圖2所示。利用FIRE軟件ESE 模塊的Sketcher建立柴油機的物理模型，對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，經(jīng)檢驗其網(wǎng)格質(zhì)量較理想。本文主要研究柴油機燃油霧化以及燃燒過程，因此對模型進行簡化，計算過程不考慮柴油機的進排氣過程，只計算從進氣閥關(guān)閉至排氣閥打開的區(qū)間。

表1 4190ZL型柴油機主要技術(shù)指標

圖2 4190ZL型柴油機燃燒室尺寸

圖3為利用ESE模塊的Sketcher繪制的柴油機燃燒室草圖，圖4為燃燒室2D網(wǎng)格，圖5為對應720°曲柄轉(zhuǎn)角的燃燒室3D網(wǎng)格。缸內(nèi)計算是瞬態(tài)計算，時間步長將影響計算穩(wěn)定性和精確性，曲柄轉(zhuǎn)角代表時間的變化。在計算的初始時刻，收斂性相對較差，可采用較小時間步長使計算穩(wěn)定。本計算步長選擇0.2°曲柄轉(zhuǎn)角，計算進行中時間步長可逐漸加大。噴油開始前須將步長調(diào)小，一般用0.2°曲柄轉(zhuǎn)角的計算步長。

圖3 柴油機燃燒室仿真計算區(qū)域

圖4 燃燒室網(wǎng)格劃分效果圖

圖5 720°曲柄轉(zhuǎn)角的柴油機燃燒室3D網(wǎng)格

2.2 邊界條件設(shè)定

整個計算過程氣缸是閉口系，為計算流域各個邊界面指定邊界條件，邊界類型一般為wall，直接設(shè)壁面溫度即可。氣缸蓋壁面溫度為570.15 K，缸套壁面溫度為475.15 K，活塞上表面溫度為625.15 K。柴油機部分模型，為保證中心網(wǎng)格是六面體，在中心處形成面，所以設(shè)置為Symmetry(對稱邊界)。補償容積可以保證仿真計算的壓縮比與實際壓縮比相一致，故應忽略其壁面的傳熱作用(實際不存在這樣的面)，故heat flux(熱流量)設(shè)置為0[14]。

2.3 計算初始參數(shù)設(shè)置

對于只計算高壓循環(huán)的柴油機，初始條件決定氣缸的空氣質(zhì)量和初始狀態(tài)，壓力和溫度的數(shù)值采用試驗值，之后密度會自動計算。湍流長度等于氣門最大升程的一半，湍流擴散率軟件會自動計算[15]，初始條件設(shè)置如圖6所示。湍流動能(TKE)為

TKE=1.5(hn/60)2(5)

式中：n為轉(zhuǎn)速，r/min；h為沖程，m。

圖6 初始參數(shù)設(shè)置

計算導數(shù)的方法可供選擇的有最小二乘法和高斯法，為快速得到想要的結(jié)果可以選用最小二乘法。在有其他源項的情況下, 如較強的湍流、噴霧和燃燒時，SIMPLE 法計算結(jié)果較好，因此本文選用SIMPLE算法[16]，松弛因子的選擇參考幫助文件中的默認設(shè)置[17]。本文中復合壁函數(shù)與K-ζ-f模型聯(lián)合使用。

3 仿真計算結(jié)果分析

3.1 仿真計算模擬方案

噴孔直徑是噴油器一個極為重要的參數(shù)，直接影響柴油機的經(jīng)濟性、動力性及排放特性。4190ZL型柴油機技術(shù)改造前原噴油器直徑為0.35 mm，進行額定工況下的仿真與試驗測試數(shù)據(jù)對比，實測曲線經(jīng)過濾波處理，仿真結(jié)果基本與試測數(shù)據(jù)吻合，如圖7所示。

圖7 缸內(nèi)壓力對比

分別以0.26 mm，0.28 mm，0.30 mm 等3種噴孔直徑方案進行仿真分析，研究不同的噴孔直徑噴油器對于柴油機燃燒性能的影響。

3.2 仿真計算結(jié)果分析

圖8為模擬標準工況下不同孔徑噴油器工作時缸內(nèi)壓力變化曲線。0.30 mm孔徑噴油器的缸內(nèi)燃燒壓力最高，且最高壓力達到10 MPa，循環(huán)噴油量不變，噴油器噴孔直徑較大其平均有效壓力較大，單位氣缸工作容積做功能力大，動力性較好。相反，噴油器噴孔直徑較小其缸內(nèi)壓力較小，柴油機工作相對柔和，動力性稍弱。

圖8 缸內(nèi)平均壓力變化情況

圖9為模擬標準工況下不同孔徑噴油器缸內(nèi)平均溫度曲線。噴孔直徑增大，燃燒始點提前，后燃較少，缸內(nèi)燃燒溫度較高，最高接近1 700 K，燃燒持續(xù)期縮短。循環(huán)噴油量不變，噴孔直徑增大，燃燒前期燃油噴入量較大，在標定工況下，進氣量充分，缸內(nèi)燃燒擠流與進氣渦流加大，進氣渦流影響使油氣混合良好。預混燃燒加速，燃燒始點前移，放熱率峰值較高，缸內(nèi)燃燒溫度和壓力明顯較高。小孔徑噴油器噴油持續(xù)時間相對較長，燃燒持續(xù)期延長，在燃燒過程仍有不少油噴入火焰區(qū)，造成熱束縛效應，后燃加劇。大孔徑噴油器燃油燃燒持續(xù)期縮短，有利于提高柴油機經(jīng)濟性。

圖9 缸內(nèi)平均溫度變化情況

圖10為NOx的生成質(zhì)量分數(shù)變化情況。隨著燃燒室容積的不斷增大，缸內(nèi)氧氣含量和溫度降低，燃燒后期NOx生成量基本不變。在噴油開始到上止點之后的15°曲柄轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)，孔徑為0.30 mm噴油器燃燒室生成的NOx質(zhì)量分數(shù)較其他2個大；在過15°曲柄轉(zhuǎn)角之后孔徑為0.30 mm噴油器燃燒室NOx生成質(zhì)量分數(shù)比其他2個小。大孔徑噴油器噴油持續(xù)期短，滯燃期內(nèi)噴入油量大，燃燒持續(xù)期短，缸內(nèi)平均壓力和溫度較高，引起NOx濃度較高，隨著燃燒進入后期，缸內(nèi)氧氣濃度相對較低，同時溫度開始下降，NOx濃度明顯降低，而小直徑噴孔的噴油器，噴油時間相對較長，缸內(nèi)高溫富氧持續(xù)時間較長，導致后期NOx生成質(zhì)量分數(shù)較高。

圖10 NOx生成質(zhì)量分數(shù)

由圖11所示，碳煙的生成隨著噴油開始急劇增加，噴油即將結(jié)束時達到最高，之后開始下降。在頂峰之前，大孔徑噴油器燃油燃燒產(chǎn)生的碳煙質(zhì)量分數(shù)較大，之后碳煙生成質(zhì)量分數(shù)卻小于小孔徑噴油器。對于大孔徑噴油器，噴油初始階段噴油量較大，空燃比較低，可能出現(xiàn)導致碳煙出現(xiàn)的極濃混合氣。隨著燃燒過程的進行，大部分碳煙被氧化，碳煙質(zhì)量分數(shù)急速下降，碳煙最終的質(zhì)量分數(shù)在三者中最小。

圖11 碳煙生成質(zhì)量分數(shù)

4 結(jié) 論

噴油器霧化特性對柴油機的工作效率、排放特性以及安全性有著重要影響，噴孔直徑對柴油機燃燒霧化性能影響較大。以4190ZL型船用柴油機多維模型為研究對象，運用AVL FIRE軟件對不同噴油器孔徑下的霧化特性進行數(shù)值仿真，進而分析其對燃燒性能的影響，得到噴油器噴孔直徑變化對柴油機燃燒特性與排放特性的影響等諸多重要特性數(shù)據(jù)。這些仿真數(shù)據(jù)對柴油機噴油器的改造、選用和日常維護管理以及故障診斷有很大幫助，也可為柴油機噴油器的設(shè)計提供一定參考。

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