某大缸徑高速船用柴油機性能優(yōu)化

王惠林,顏魯,王峰,許曉穎,張洋洋

濰柴動力股份有限公司大缸徑發(fā)動機研究院,山東 濰坊 261061

0 引言

高速柴油發(fā)動機轉速較高,循環(huán)時間短,缸內(nèi)燃燒不夠充分,優(yōu)化和組織更高效的缸內(nèi)燃燒過程是提高柴油機性能的關鍵,燃燒系統(tǒng)設計又是燃燒過程的關鍵影響因素。

相關研究表明,噴油器和活塞合理匹配可以改善缸內(nèi)油氣混合和燃燒,提升柴油機性能,降低排放[1-2]。

噴油器參數(shù)包括流量、孔數(shù)和錐角。噴油器流量大,噴油迅速,有利于提高燃燒等容度,但通常霧化效果較差,導致燃燒不好;噴油器流量小,霧化效果好,但噴油速率過小導致燃燒過程滯后,發(fā)動機經(jīng)濟性下降[3]。孔數(shù)多、孔徑小,可能存在噴射交叉和油束貫穿距離短的現(xiàn)象;孔數(shù)少、孔徑大,不利于燃油霧化;因此孔數(shù)過多或過少都不利于缸內(nèi)油氣混合和燃燒[4]。錐角主要影響油束的噴射角度,需結合燃燒室型線綜合考慮,總體來說,錐角過小,不利于油束擴散和燃燒,錐角過大,存在燃油噴到燃燒室外甚至缸套壁的可能,對發(fā)動機性能均不利[5-6]。優(yōu)化噴油器參數(shù),通常先進行流量和孔數(shù)的匹配選型,再調(diào)整錐角。

活塞優(yōu)化主要是優(yōu)化燃燒室型線和壓縮比。壓縮比相同、燃燒室型線不同時,缸內(nèi)油氣混合和燃燒狀況不同,需要進行詳細地設計和驗證,基本原則為:燃燒室型線配合噴射油束,使燃油更好地與缸內(nèi)空氣混合,提高空氣利用率,改善燃燒過程[7-10]。理論上,增大壓縮比可提高發(fā)動機熱效率,改善發(fā)動機燃油經(jīng)濟性。

大缸徑柴油機的零部件、整機和試驗成本高,開發(fā)周期長。本文中采用Converge軟件,仿真計算篩選燃燒室和噴油器方案,優(yōu)化某20缸大缸徑高速柴油機燃燒過程,并通過擇優(yōu)采購樣件在單缸機臺架進行驗證。

1 研究對象和仿真模型

1.1 試驗對象

試驗原型柴油機技術參數(shù)如表1所示,在搭載相同動力單元的單缸機臺架上進行試驗驗證,試驗臺架如圖1所示。本機型壓縮比已經(jīng)相對較高,所以暫時不考慮優(yōu)化活塞壓縮比。

圖1 單缸機試驗臺架

表1 發(fā)動機技術參數(shù)

1.2 仿真模型

采用Converge軟件對柴油機缸內(nèi)燃燒過程進行仿真計算,其中,湍流模型采用RNGκ-ε模型,油滴的一次和二次破碎過程采用KH-RT破碎模型模擬,燃燒模型采用SAGE詳細化學反應模型,碳煙生成計算采用Hiroyasu soot模型,NOx生成過程采用擴展的Zeldovich機理進行模擬。

由于采用中置噴油器,為節(jié)省計算時間,使用全網(wǎng)格的1/N(N為噴油器孔數(shù))模型作為計算區(qū)域;此外,本文中主要研究噴油器流量、孔數(shù)、錐角對缸內(nèi)燃油霧化以及燃燒過程的影響,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,只計算從進氣門關閉至排氣門開啟的區(qū)間,活塞位于上止點位置時的計算模型如圖2所示,鑒于燃燒室的對稱性,只展示模型的一半。

圖2 原機燃燒室仿真模型

為驗證模型的合理性,對柴油機額定工況下的缸內(nèi)爆發(fā)壓力進行仿真與試驗,額定工況原機缸內(nèi)爆發(fā)壓力仿真與試驗對比如圖3所示。由圖3可知:額定工況下,原機仿真缸內(nèi)爆發(fā)壓力比試驗約高30 kPa,配氣相位(曲軸轉角)提前約0.6°,仿真和實測爆壓峰值及相位吻合較好,該模型可用于后續(xù)的仿真計算分析。

2 三維缸內(nèi)燃燒仿真

2.1 噴油器對發(fā)動機油耗和碳煙的影響

在發(fā)動機額定工況下,對不同流量、孔徑和孔數(shù)的噴油器進行仿真計算,通過對比油耗、碳煙排放及空氣利用率,選擇相對較優(yōu)的噴油器方案,并在單缸機臺架上進行試驗驗證。保持噴油壓力為10 MPa、噴油時間為30 s,變化不同的流量、孔數(shù)、錐角,10個噴油器方案的噴油器參數(shù)如表2所示。

表2 噴油器參數(shù)設計方案

通過仿真,對比額定工況下其他噴油器方案相對于原機噴油器(方案6)的指示燃料消耗(indicated specific fuel consumption,ISFC)變化率和碳煙排放變化率,結果如圖4所示。

圖4 額定工況下各噴油器方案相對于原機的ISFC變化率與碳煙排放變化率

由圖4可得以下結論。

1)當噴油器流量和孔數(shù)相同時,錐角對ISFC和煙度排放的影響很大,以噴油器燃油體積流量為100.00 mL/s、孔數(shù)為9的方案5、6、8為例,錐角由146°增加至150°、154°時,ISFC和碳煙排放顯著降低,表明大錐角能顯著改善燃燒,故排除錐角為146°的噴油器方案。

2)相同噴油器孔數(shù)和錐角時,噴油器流量過大或過小均不好,以9孔、錐角為150°的方案為例,燃油體積流量為95.00、100.00 mL/s的噴油器較流量為91.67、106.67 mL/s的噴油器有一定優(yōu)勢。

3)當噴油器流量、錐角相同時,并非孔數(shù)越多或孔徑越小越好,若孔數(shù)增多、孔徑減小,雖然有利于改善油束霧化,但存在較高的油束噴射、燃燒交叉、油束貫穿距離縮短導致油氣混合差的風險;而孔數(shù)減少、噴孔直徑增大,可能導致燃油霧化變差。以噴油器燃油體積流量為100.00 mL/s、錐角為150°的方案為例,方案7(8孔)的ISFC和碳煙排放高于方案6(9孔),原因為8孔噴油器孔徑比9孔稍大,影響霧化效果;方案9(10孔)噴油器雖然霧化和空間利用率可能較好,但局部燃油濃度較高,使得ISFC較方案6(9孔)略低,碳煙排放增加。故可以排除8孔和10孔噴油器方案。

根據(jù)上述分析,進一步對方案4、6、8、10噴油器在不同過量空氣系數(shù)λ區(qū)域的空氣利用率進行仿真計算,結果如圖5所示。

a)λ<0.5 b)0.5≤λ<1.0 c)1.0≤λ<2.0圖5 不同過量空氣系數(shù)時4種噴油器的空氣利用率

λ<0.5和0.5≤λ<1.0的區(qū)域越小,表示缸內(nèi)空氣過濃的區(qū)域越小,空氣利用率較高;1.0≤λ<2.0 區(qū)域越大,表明缸內(nèi)未利用的空氣越多,空氣利用率較低。由圖5可知:λ<0.5和0.5≤λ<1.0時,方案8噴油器燃油較濃區(qū)域較少,綜合空氣利用率較高,方案4、6次之,方案10局部過濃區(qū)域最多,空氣利用率相對較低;1.0≤λ<2.0時,方案10噴油器占比最大,同樣表明空氣利用率較高,其他方案同理,與上述油耗和碳煙分析計算結果相對應。

2.2 燃燒室型線對發(fā)動機油耗和碳煙的影響

在原機燃燒室型線的基礎上優(yōu)化燃燒室型線,各燃燒室型線對比如圖6所示。匹配方案8噴油器,仿真計算新設計型線相對于原機的ISFC變化率和碳煙排放變化率如圖7所示。由圖7可知:型線6的燃燒室深度較大,油氣混合不均勻,有大量的燃油較濃區(qū)域集中在燃燒室凹坑,導致碳煙排放較高;型線2的燃燒室深度較小,開口較大,燃油較濃區(qū)域集中在活塞頂與缸蓋之間,ISFC和碳煙排放均較高;型線1、3、4的ISFC和碳煙排放相比原機均有不同程度增加;型線5為臺階型燃燒室,其ISFC和碳煙排放在所有方案中最優(yōu),表明臺階型燃燒室的臺階對油氣混合和燃燒有積極的導向作用。

圖6 不同燃燒室型線對比

圖7 不同燃燒室型線ISFC變化率與碳煙排放變化率 圖8 原機型線和型線5瞬時放熱率對比

仿真對比原機型線和型線5的瞬時放熱率,結果如圖8所示。由圖8可知:型線5的瞬時放熱速度相比原機更快,燃燒等容度和燃燒效率高。

仿真對比型線1、5和原機型線3種燃燒室型線方案的空氣利用率情況,結果如圖9所示。由圖9可知:型線5燃燒室燃油較濃區(qū)域較少,空氣綜合利用率較高,原機型線次之,型線1最差,與圖7、8趨勢相同,因此推薦對型線5方案進行試驗驗證。

a)λ<0.5 b)0.5≤λ<1.0 c)1.0≤λ<2.0圖9 不同燃燒室型線空氣利用率仿真計算結果

3 單缸機臺架試驗驗證

3.1 噴油器驗證

額定工況下,在單缸機臺架上進行變進氣壓力試驗,對比方案4、5、6、8噴油器性能。額定工況的單缸機試驗邊界條件如表3所示。

表3 額定工況點單缸機噴油器試驗驗證邊界條件

燃燒持續(xù)期是燃料燃燒10%～90%對應的曲軸轉角,表征燃燒速度,對于發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性、排放性能均有影響。定義累計燃燒或放熱5%、50%、90%時的工況點為CA05、CA50、CA90,對應的曲軸轉角分別為βCA05、βCA50、βCA90,可作為燃燒起點、中點和終點的評價參數(shù)。額定工況下不同噴油器的燃油消耗率be、煙度、βCA05對比如圖10所示,不同噴油器的βCA50、βCA90、燃燒持續(xù)期對比如圖11所示。λ相同時,各噴油器間爆壓有輕微偏差,故采用爆壓為自變量進行分析。

a)be b)415煙度 c)βCA05圖10 額定工況下不同噴油器油耗率、煙度和βCA05對比

a)βCA50 b)βCA90 c)燃燒持續(xù)期圖11 額定工況下不同噴油器βCA50、 βCA90和燃燒持續(xù)期對比

由圖10、11可知:4種噴油器的燃油消耗率和煙度排放基本一致,由高到低分別為方案5、6、4、8;相較于原機噴油器,方案8噴油器平均油耗降低約2 g/ (kW·h),煙度平均降低30%～40%,βCA05、βCA50較原機稍為滯后,βCA90和燃燒持續(xù)期顯著縮短,表明噴油器錐角增大可明顯改善缸內(nèi)油氣混合和燃燒過程,與仿真計算結果一致;方案4噴油器的燃油消耗率、煙度、βCA90和燃燒持續(xù)期略優(yōu)于原機噴油器,因此可以推斷體積流量為95 mL/s、錐角為154°的噴油器比原機噴油器更好,但考慮到流量變小導致噴油持續(xù)期增加,噴油結束時刻進一步滯后,更高功率和超負荷工況點的燃燒會更加惡化,因此選擇方案8噴油器作為最佳方案,進行下一步的驗證。

3.2 燃燒室型線驗證

額定工況、相同邊界條件下,在單缸機臺架上對燃燒室型線進行驗證。試驗對象為方案6噴油器-原機型線燃燒室活塞、方案6噴油器-型線5燃燒室活塞、方案8噴油器-原機型線燃燒室活塞、方案8噴油器-型線5燃燒室活塞4種組合。

不同噴油器-燃燒室型線活塞組合的油耗、煙度、βCA05對比如圖12所示。不同噴油器-燃燒室型線活塞組合的βCA50、βCA90和燃燒持續(xù)期對比如圖13所示。由圖12、13可知:相比原機活塞,無論噴油器錐角為150°還是154°,型線5燃燒室活塞的油耗和煙度均下降;雖然型線5燃燒室βCA50和βCA90較原機稍為滯后,但βCA90和燃燒持續(xù)期縮短,表明缸內(nèi)油氣混合和燃燒過程得到改善。臺階型燃燒室有利于改善經(jīng)濟性,與仿真計算結果一致。

a)油耗 b)415煙度 c)βCA05圖12 不同噴油器-燃燒室型線組合的油耗率、煙度和βCA05對比

a)βCA50 b)βCA90 c)燃燒持續(xù)期圖13 不同噴油器-燃燒室型線組合的βCA50、βCA90和燃燒持續(xù)期對比

4 可靠性驗證

切換大錐角噴油器,存在因油束噴射和燃燒擴散變化導致的活塞缸套刮碳環(huán)積碳、缸套高溫變色和拉缸風險(積碳過多、機油稀釋或油膜破壞導致)。錐角為154°噴油器單缸機超負荷工況耐久邊界如表4所示。若噴油器錐角由150°切換到154°,以油束落點不超出燃燒室邊界為原則,設計校核極限油束落點為上止點后曲軸轉角25.0°,但超負荷工況油束實際落點為曲軸轉角25.7°(噴油器完全關閉,停止噴油時刻),略超油束落點極限,需要進行耐久試驗驗證。

表4 錐角為154°噴油器單缸機超負荷工況耐久邊界

選擇錐角為154°噴油器搭載原機活塞進行100 h超負荷耐久試驗。試驗結束后,檢查活塞頂、活塞缸套刮碳環(huán)相關區(qū)域,未發(fā)現(xiàn)積碳、缸套壁高溫變色和拉缸現(xiàn)象,通過耐久試驗。

5 結論

通過三維燃燒仿真計算了不同噴油器參數(shù)和活塞燃燒室型線對某大缸徑高速船用柴油機性能的影響,選擇最優(yōu)方案進行單缸機試驗驗證,并通過了可靠性考核,完成了20缸發(fā)動機產(chǎn)品的性能優(yōu)化目標。

1) 相較于小流量和原機噴油器,大錐角噴油器的油耗、煙度等均下降,燃燒持續(xù)期縮短,缸內(nèi)油氣混合和燃燒過程得到了較大優(yōu)化;2) 裝配優(yōu)化的臺階型燃燒室型線活塞的發(fā)動機油耗、煙度較原機方案進一步降低,表明臺階型燃燒室型線對缸內(nèi)油氣混合和燃燒有一定的導向和促進作用,有利于改善發(fā)動機經(jīng)濟性;3) 搭載原機活塞進行的大錐角噴油器100 h超負荷耐久試驗表明,大錐角噴油器滿足可靠性設計要求。