2020, Vol. 41
2. 中船动力研究院有限公司, 上海 201206
2. China Shipbuilding Power Engineering Institute Co., Ltd., Shanghai 201206, China
随着环境问题的日益严峻，2016年国际海事组织推出了Tier Ⅲ排放标准，规定了船用低速柴油机NOx的排放限值3.4 g/(kW ·h)，这在Tier Ⅱ排放标准基础上降低约75%。[1]低速二冲程船用柴油机冲程长，压缩比大，燃烧温度较高，同时由于低速机每循环工作时间长，增加了高温持续时间，使得排气成分中NOx的含量较高。[2]柴油机缸内燃油和空气混合程度的改善可有效优化燃烧，提升发动机性能，降低排放水平。[3]直喷式柴油机混合气的形成过程由进气系统、喷油系统和燃烧室结构共同决定，Hu等[4]研究了喷油器匹配燃烧室形状对船用柴油机的影响，发现喷油参数的影响比燃烧室几何参数更明显。船用大型低速柴油机主要靠燃油雾化形成可燃混合气，喷油方向很大程度上决定了喷雾的分布区域，从而影响油气混合及燃烧过程。过去对喷油系统的研究主要以单喷油器中置直喷小型柴油机为研究对象，[5-7]研究多集中在喷油压力、喷油正时方面[8-13]，考虑到喷油器在低速船用柴油机上的特殊布置，燃油喷射过程及油气混合过程更加复杂。研究应用CFD软件对某低速二冲程船用柴油机的燃烧过程进行数值模拟，研究了燃油喷射角度对发动机性能和排放的影响，为工程开发提供一定的理论参考价值。
1 计算模型 1.1 模型参数研究基于某低速二冲程船用柴油机，三维模型及各部分划分如图 1所示，缸径340 mm，冲程1 600 mm，2个对置喷射4孔喷油器，循环喷油量15.8 g，额定转速157 r/min，几何压缩比20.5。研究采用CFD软件CONVERGE对柴油机工作过程进行模拟计算。其中，湍流模型选用RNG k-ε模型；喷雾模型采用KH-RT模型[14](参数Cbl=20, B1=40)，流量系数模型Cv=0.95，其他参数采用软件推荐值；点火和燃烧模型分别选用Shell和CTC模型；NOx模型采用Extended Zeldovich NO模型[15]。综合计算能力和工程应用的适用性，计算模型采用2 cm基础网格尺寸，三级加密策略，最小网格尺寸为2.5 mm。模拟工作基于发动机满负荷工况开展，初始条件及边界条件设置根据实验提供的数据，如表 1所示。
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| 图 1 三维仿真模型及各部分划分 Fig. 1 3-D simulation model and its division | |
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表 1 三维模型边界条件参数设置 Table 1 In-cylinder parameters of three-dimensional model |
模拟研究对柴油机完整循环进行计算，图 2所示为4个负荷下缸内压力随曲轴转角变化曲线图，模拟值与实验值的缸压曲线吻合良好。同时如表 2所示为不同负荷下NOx排放值，模拟结果误差均在10%左右，模型可用于下一步研究。
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| 图 2 不同负荷下缸内压力的实验验证 Fig. 2 Experimental verification on the in-cylinder pressure at different loads | |
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表 2 NOx排放模拟值与实验值对比 Table 2 Comparisons of NOx emission between experiment and the simulation |
研究中喷油器的喷油方向在涡流面和纵截面中定义，如图 3所示，定义涡流面喷油角度为α，纵截面喷油角度为β，原机喷油角度α0=8°, β0=16°。考虑到喷油器布置方式和燃烧室空间结构，燃油喷射角度调整设计方案如表 3所示。
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| 图 3 喷油角度方向 Fig. 3 Schematic of the spray direction | |
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表 3 不同喷油角度设计方案 Table 3 Cases of different spray direction |
图 4(a)所示为不同喷油角度α下缸内放热率和温度随曲轴转角的变化曲线；图 4(b)所示为不同喷油角度α对NOx排放和BSFC的影响。从图 4(a)可以看出，随着涡流面喷油角度α的增大，放热率呈现出先增大后减小的变化趋势，并且在喷油角度α=8°时，放热率峰值最大，缸内最大平均温度最高，这说明原机增大或减小喷油角度均可使燃烧过程更温和，对降低缸内温度并控制NOx排放具有促进作用，但另一方面也降低了功率。如图 4(b)所示，沿逆涡流方向调整喷油角度(α < 8°)，燃油消耗率会急剧上升，α=-7°方案的BSFC相比原机增大4.5 g/(kW ·h)，而NOx排放降低并不明显；采用顺涡流方向调整喷油角度α(α>8°)，NOx排放显著降低，同时油耗增加并不明显，在α=23°时，NOx排放相比原机降低了22.1%，BSFC虽然有所升高，但变化幅度比逆涡流喷射方案小。
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| 图 4 不同涡流面喷射角度α下的燃烧和排放结果 Fig. 4 Results of the combustion and the emission at different α | |
已蒸发但未燃烧的气态燃油的量一定程度上反映了燃油与空气的混合情况。从图 5(a)可以看出，在喷油前期(360~370℃A)，不同涡流面喷油角度下的缸内液态燃油量基本相同，说明喷油初期燃油蒸发速率受涡流面喷油角度的影响作用较小；喷油后期(370~375℃A)，缸内液态燃油的质量随喷油角度α增大(喷射方向越靠近气缸壁面)而增加，说明随涡流面喷油角度增大，液态燃油量在气缸壁面附近累积量增加，燃油蒸发速度较慢。燃烧后期(380~400℃A)，喷油角度α越小，缸内蒸发但未燃烧的燃油量越高，这是由于逆涡流喷射导致气态燃油在缸中心区域分布过于集中，燃油与空气混合质量变差，不利于形成可燃混合气，导致燃烧后期燃烧速率较低。从图 5(b)可以看出，不同喷油角度α下的总的油消耗量基本相同，说明燃油均能充分燃烧；随着角度α减小，燃烧中期的燃油燃烧速率降低，而燃烧中期的燃烧速率对燃烧峰值压力和功率起到决定性作用，因此燃油逆涡流喷射会导致功率降低，燃油消耗显著增加。
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| 图 5 不同涡流面喷射角度α下的燃油质量 Fig. 5 The fuel quality at different α | |
图 6(a)和图 6(b)所示分别为不同涡流面喷油角度下的当量比和温度分布云图。从图 6(a)中可以看出，采用不同喷油角度α时混合气分布区域有明显变化。α=-7°时，混合气主要集中在气缸中心区域，不利于利用缸内涡流运动促进燃油与空气混合；α=23°时，混合气主要靠近气缸壁面区域分布，缸内温度分布更加均匀，相比于α=-7°策略情况下的局部高温现象有所缓解。
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| 图 6 不同角度α的缸内当量比和温度(Z=0截面) Fig. 6 The distribution of equivalence ratio and temperature in the cylinder of different α (Section Z=0) | |
图 7(a)所示为不同纵截面喷油角度β下缸内放热率和温度变化曲线，图 7(b)所示为不同喷油角度β下NOx排放和油耗变化情况。
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| 图 7 不同纵截面喷射角度β下的燃烧和排放结果 Fig. 7 Results of the combustion and the emission at different β | |
从图 7(b)中可以看出，随着纵截面喷油角度β减小(β>16°)，放热率峰值呈现降低的趋势，缸内平均温度有所降低；随着喷油角度β增大(β < 16°)，燃烧后期(380~400℃A)的放热率有所升高，燃烧持续期缩短，燃烧热效率高，但缸内平均温度变化不明显。如图 7(b)所示，相比原机(β=16°)增大纵截面喷油角度β(朝活塞顶方向旋转)，当β在16°~22°时，可有效降低NOx排放，而BSFC升高并不明显；相比原机减小喷油角度β(朝缸盖方向旋转)对NOx排放的影响不明显，在β=13°时，NOx排放相比原机略有升高，但是燃油消耗率却显著降低，相比原机降低1.6 kW ·h。
图 8(a)所示为不同纵截面喷油角度下缸内液态、气态燃油变化规律，图 8(b)所示为缸内燃油燃烧速率、已燃燃油的变化规律。如图 8(a)所示，在喷油前期(360~370℃A)，随着喷油角度β增大，缸内液态燃油量明显降低，燃油蒸发速率提高，同时，β在10°~25°变化时，缸内已蒸发但未燃烧的燃油质量存在单调降低趋势，主要是因为燃油向活塞顶方向喷射可扩大燃油分布空间，活塞下行时燃油在燃烧室内充分扩散，提高缸内空气的利用程度，加快了可燃混合气的形成速度；从图 8(b)可以看出，随喷油角度β增大，燃烧中期的燃油燃烧速率明显降低，而燃烧中期的燃烧速率对燃烧峰值压力和功率起到决定性作用，所以较小的纵截面喷油角度在一定程度上提高柴油机功率，降低油耗。
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| 图 8 不同纵截面喷射角度β的燃油质量 Fig. 8 The fuel quality at different β | |
图 9(a)和图 9(b)所示分别为不同涡流面喷油角度下的当量比和温度分布云图。从图 9(a)可以看出，随着纵截面喷油角度β变化，混合气分布区域发生明显变化。燃油靠近活塞顶方向喷射，β=25°时，缸内混合气在燃烧中期集中在气缸壁面和活塞顶面，不利于燃油的蒸发和可燃混合气的形成，使得燃烧速率降低，燃烧变得温和；在380℃A时，混合气向缸内四周扩散且分布区域较广，混合气量还较多；缸内局部高温区域相比原机显著减缓，考虑是缓慢的燃油蒸发和混合气形成速率导致燃烧温和，燃烧温度降低，使得发动机功率降低。燃油靠近气缸盖方向喷射，β=7°时，在燃烧中期混合气主要分布在燃烧室上部和排气阀底部区域，燃油在燃烧室内分布空间更广有利于与缸内新鲜空气接触，这可以加快燃油蒸发，促进油气混合；较快的燃油蒸发速率和混合气形成速率使局部高温区域集中在燃烧室的上部区域，造成NOx排放量提高，但由于功率同时提升，比NOx排放相比原机的变化较小。
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| 图 9 不同纵截面喷射角度β下的缸内当量比和温度(X=0截面) Fig. 9 Distribution of the equivalence ratio and the temperature at different β (Section X=0 mm) | |
上述研究表明改变涡流面和纵截面喷油角度都具有降低NOx的潜力，而改变纵截面喷油角度还具有改善油耗的效果。考虑到2种策略控制排放的潜力和过程不同，将2种策略耦合使用可能会起到互补作用，故选取两平面合适的燃油喷射角度进行优化计算。图 10(a)是不同喷油角度下BSFC和NOx排放的Map图。当采用(α=13°, β=13°)和(α=18°, β=13°)2种喷油角度策略时，BSFC和NOx排放相比于原机可以同时降低，但是降低幅度并不大；当采用(α=13°, β=22°)喷油角度策略时，相比于原机NOx排放可降低21.6%，BSFC升高1.72 g/(kW ·h)；BSFC仅升高0.62 g/(kW ·h)；当采用(α=18°, β=19°)和(α=18°, β=22°)策略时油耗恶化较严重。
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| 图 10 不同喷射角度α和β下的BSFC和NOx排放 Fig. 10 The NOx emission and BSFC at different injection angles | |
通过上面的研究发现，优化燃油喷射角度具有同时降低油耗和排放的潜力，但此时优化NOx的潜力小于20%，不能达到Tier Ⅲ排放标准。EGR技术作为船用发动机主要的NOx排放控制技术得到广泛应用。为进一步验证喷油角度在不同环境下的适应性，继续研究了EGR氛围下不同燃油喷射角度策略的优化。
随着EGR率的增加，氮氧化物排放量随BSFC的增加显著降低，当EGR率达到35%时，NOx排放达到Tier Ⅲ标准。在此基础上，文章分别对30%和35%的EGR环境下的燃油喷射角度进行了调整，α选取13°和18°，β选取13°~22°。图 10(b)为不同EGR气氛下喷射角策略的NOx和BSFC结果。如图所示，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满足Tier Ⅲ标准，同时燃油消耗量得到优化。因此，在EGR环境下适当调整燃油喷射角度可以减少氮氧化物排放同时不恶化燃油消耗。
3 结论1) 调整涡流面喷油角度α，顺涡流方向调整相比于逆涡流方向调整降NOx排放的潜力更大，且油耗增加程度低；喷油角度过大时会造成混合气集中于气缸壁面区域、燃油蒸发速度降低，不利于形成可燃混合气，从而使发动机功率降低。
2) 相比于调整涡流面喷油角度α，调整纵截面喷油角度β更显著改变燃油在燃烧室内的分布区域，增大缸内空气的利用程度，对缸内液态燃油的蒸发和混合气形成速度的影响也更加显著；适当调整纵截面燃油喷射角度具有改善燃油消耗的效果。
3) 同时优化涡流面和纵截面喷油角度，可改善NOx排放和BSFC的综合表现，具有同时降低油耗和排放的潜力；当采用(α=13°, β=22°)策略时，NOx排放可降低21.6%，而BSFC仅升高1.72 g/(kW ·h)。
4) 无EGR氛围下喷油角度的优化策略在EGR氛围下同样适用。
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