氣體燃料船用主機(jī)工作過程三維數(shù)值模擬

馮立巖，田江平，翟君，隆武強(qiáng)

(1.大連理工大學(xué)內(nèi)燃機(jī)研究所，遼寧大連116023;2.大連理工大學(xué)船舶制造國家工程研究中心，遼寧大連116023)

采用稀薄燃燒(以下簡稱稀燃)技術(shù)的氣體燃料船用主機(jī)是一種綠色節(jié)能型船舶動(dòng)力，其氮氧化物(NOx)排放很低，不需后處理就能夠滿足國際海事組織 (international maritime organization，IMO)Tier 3法規(guī)限制要求［1］。加之氣體燃料燃燒本身不產(chǎn)生PM(particulate matter)排放，氣體燃料船用主機(jī)在有害排放物控制方面優(yōu)勢明顯，因而近年來在國外學(xué)術(shù)界和工業(yè)界得到高度重視，相關(guān)研究發(fā)展迅猛［2-3］。

保證氣體燃料船用主機(jī)高平均有效壓力、高效率的基本前提是實(shí)現(xiàn)高效稀燃。缸內(nèi)主要燃燒區(qū)域的稀燃是控制NOx排放、提高平均有效壓力并避免爆震燃燒的必要條件。為了保證可靠點(diǎn)火并提高火焰?zhèn)鞑ニ俾?，純氣體燃料船用主機(jī)要采用預(yù)燃室實(shí)現(xiàn)空燃比分區(qū)控制并加強(qiáng)湍流激擾。通過燃料加濃噴射的精確控制，將預(yù)燃室內(nèi)的混合氣燃空當(dāng)量比控制在1.0～1.1。點(diǎn)火后產(chǎn)生高溫火焰沖入主燃室內(nèi)引燃稀混合氣。以預(yù)燃室為核心的“分區(qū)控制及湍流激擾”稀燃方案為多個(gè)公司的高性能大型氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)所采用，比如芬蘭W?rtsil?的34SG和50SG［4］，挪 威 Rolls-Royce 的 B26:33［5］和 B35:40［6］，奧地利 GE-Jenbacher的 J6 系列［7］和 J9 系列［8］，日本三菱重工(Mitsubishi)的 Mach II-SI系列［9］，日本新瀉動(dòng)力(Niigata)的 28AGS 系列［10］，德國MTU的4000系列氣體機(jī)［11］等。

純氣體燃料船用主機(jī)可靠點(diǎn)火的首要條件是保證點(diǎn)火時(shí)刻在預(yù)燃室內(nèi)形成燃空當(dāng)量比為1.05左右的稍濃混合氣，對于以甲烷為主要成分的天然氣而言，在此濃度下混合氣的燃燒速率最快［12］。點(diǎn)火時(shí)刻在預(yù)燃室混合氣的濃度受到預(yù)燃室形狀、預(yù)燃室噴孔結(jié)構(gòu)、噴射閥方向及位置、噴射壓力、噴射時(shí)間、噴射脈沖長度等多方面因素影響。通過三維CFD模擬可以詳細(xì)解析預(yù)燃室及主燃室內(nèi)的燃空混合過程，進(jìn)而分析上述各影響因素并對其進(jìn)行優(yōu)化。

1 數(shù)值模型

研究對象是某型號中速氣體燃料船用主機(jī)，點(diǎn)火方式為火花塞點(diǎn)火。主機(jī)缸徑390 mm，轉(zhuǎn)速500 mm，平均有效壓力2.0 MPa。圖1為該機(jī)的CAD模型。主機(jī)燃料供給采用主燃料進(jìn)氣口低壓噴射，加濃燃料預(yù)燃室高壓噴射的方式。主燃料低壓噴射在進(jìn)氣沖程進(jìn)行，預(yù)燃室內(nèi)加濃噴射在壓縮沖程進(jìn)行。

圖1 主機(jī)單個(gè)缸的CAD模型Fig.1 The CAD model of a cylinder of the engine

1.1 預(yù)燃室設(shè)計(jì)

預(yù)燃室設(shè)計(jì)包括預(yù)燃室體積，預(yù)燃室形狀，預(yù)燃室噴口數(shù)量及直徑等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。文獻(xiàn)［13-15］對小型氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、預(yù)燃室噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)及發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能進(jìn)行了分析，并總結(jié)了預(yù)燃室容積、預(yù)燃室噴孔結(jié)構(gòu)等關(guān)鍵參數(shù)與燃燒性能、排放性能的關(guān)系，這些研究結(jié)論可作為預(yù)燃室設(shè)計(jì)的參考。論文結(jié)合氣體燃料船用主機(jī)結(jié)構(gòu)和運(yùn)行特點(diǎn)進(jìn)行了預(yù)燃室設(shè)計(jì)。預(yù)燃室體積為主燃室余隙容積的3%，噴孔總面積與預(yù)燃室橫截面的比值為0.19。預(yù)燃室內(nèi)布置火花塞和用于加濃的天然氣噴射器。預(yù)燃室內(nèi)火花塞中心布置，加濃天然氣噴射器位于火花塞側(cè)方。

1.2 CFD 模型

圖1顯示的是根據(jù)主機(jī)的結(jié)構(gòu)CAD模型所生成的*.stl格式表面模型，模型包含預(yù)燃室、氣缸、及進(jìn)氣道。將該模型導(dǎo)入FIRE，由FAME Engine Plus生成CFD計(jì)算網(wǎng)格，圖2顯示了進(jìn)氣沖程和壓縮及燃燒膨脹沖程的CFD模型。為了節(jié)省計(jì)算機(jī)時(shí)，CFD計(jì)算排除了與燃料混合過程相關(guān)性很小的排氣沖程和氣門重疊期(這2個(gè)時(shí)間段對燃燒的影響主要在于殘余廢氣量，這個(gè)參數(shù)可以通過主機(jī)工作過程一維循環(huán)分析得到)。三維CFD計(jì)算從排氣門關(guān)閉時(shí)刻開始，到排氣門打開結(jié)束，持續(xù)時(shí)間為423°CA。其中在進(jìn)氣沖程的CFD網(wǎng)格數(shù)最大為290×104。計(jì)算定義進(jìn)氣上止點(diǎn)為360°CA，燃燒上止點(diǎn)為720°CA。

圖2 主機(jī)單個(gè)缸的CFD模型Fig.2 The CFD model of a cylinder of the engine

1.3 計(jì)算模型及計(jì)算條件

計(jì)算湍流模型采用k-ζ-f模型［16］。點(diǎn)燃機(jī)為預(yù)混合燃燒，一般可選取CFM模型［17］(coherent flame model)。但標(biāo)準(zhǔn)CFM模型僅適用于燃空當(dāng)量比在0.6～1.7之間的預(yù)混合燃燒，而論文的研究對象為稀燃發(fā)動(dòng)機(jī)，主燃室內(nèi)燃空當(dāng)量比最低達(dá)0.5，標(biāo)準(zhǔn)CFM模型不能滿足計(jì)算要求，因此論文的燃燒模型選取為修正 CFM 燃燒模型［18］(modified coherent flame model，MCFM)。

計(jì)算開始時(shí)刻的缸內(nèi)和進(jìn)氣道內(nèi)初始壓力為0.28 MPa，初始溫度為330 K，該數(shù)據(jù)均為一維工作循環(huán)數(shù)值模擬計(jì)算得出。進(jìn)口邊界條件即進(jìn)氣口的壓力和溫度也由一維工作循環(huán)數(shù)值模擬計(jì)算所得的瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果文件給定。CFD模型的換熱邊界條件以恒溫邊界條件給出，其中進(jìn)氣道壁面溫度為360 K，氣缸套內(nèi)壁溫度為450 K，預(yù)燃室內(nèi)壁溫度為580 K，活塞表面溫度為540 K，氣缸蓋表面溫度為500 K。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 缸內(nèi)流場分析

由于主機(jī)采用主燃料進(jìn)氣口低壓噴射，在進(jìn)氣及壓縮過程中進(jìn)氣口及缸內(nèi)流場對主燃室內(nèi)稀混合氣形成質(zhì)量有至關(guān)重要的影響。研究首先分析進(jìn)氣及壓縮過程中缸內(nèi)流場。圖3為進(jìn)氣沖程主燃室流場平均速度值變化曲線。隨氣門升程的增加，主燃室內(nèi)平均流速逐漸增加，在460°CA達(dá)到峰值。隨后平均流速逐漸減小。

圖3 主燃室流場平均速度曲線Fig.3 The mean velocity curve of the flow field in main combustion chamber

圖4 460°CA時(shí)刻進(jìn)氣道及缸內(nèi)流場Fig.4 The flow field of the intake ports and the cylinder at the time of 460°CA

對比3個(gè)截面流場，通過氣門軸線的2個(gè)縱截面a和c的流場強(qiáng)于氣缸和預(yù)燃室軸線縱截面b的流場。另外，3個(gè)截面共同顯現(xiàn)了主燃室內(nèi)逆時(shí)針滾流。此滾流對于形成主燃室內(nèi)均勻稀混合氣有重要影響。沒有進(jìn)行加濃噴射時(shí)，預(yù)燃室流場速度極低。受主燃室內(nèi)流場影響，預(yù)燃室內(nèi)也形成滾流，但方向?yàn)轫槙r(shí)針方向。

2.2 燃料混合過程分析

圖5以燃空當(dāng)量比分布圖表達(dá)預(yù)燃室加濃噴射前進(jìn)氣道和缸內(nèi)燃料與空氣的混合過程。在進(jìn)氣沖程，進(jìn)氣道內(nèi)噴射的燃料經(jīng)進(jìn)氣閥進(jìn)入氣缸，主燃室頂部的燃料濃度較高，在缸內(nèi)流場的作用下，主燃室的燃料與空氣迅速混合。在進(jìn)氣閥關(guān)閉時(shí)刻，燃料遍布整個(gè)主燃室，遠(yuǎn)離進(jìn)氣道一側(cè)的頂部區(qū)域混合氣濃度較高。主燃室內(nèi)的一部分燃料經(jīng)通道流入預(yù)燃室，在預(yù)燃室底部形成濃度較高的混合氣。在壓縮沖程，活塞推擠工質(zhì)向上運(yùn)動(dòng)，燃料和空氣進(jìn)一步混合，主燃室的稀混合氣被壓入預(yù)燃室。另外，在逆時(shí)針方向滾流的作用下，燃料與空氣加速混合，在加濃噴射前主燃室和預(yù)燃室內(nèi)形成燃空當(dāng)量比為0.5的較均勻的稀混合氣。

圖5 預(yù)燃室加濃噴射前的進(jìn)氣道及缸內(nèi)燃料－空氣混合過程Fig.5 The fuel-air mixing process of the intake ports and the cylinder before the time of enrichment injection

在壓縮沖程的預(yù)燃室加濃噴射及混合過程為圖6所示。圖6顯示了加濃燃料在預(yù)燃室的運(yùn)動(dòng)情況。加濃噴射開始后，噴射射流高速貫穿整個(gè)預(yù)燃室，加濃噴射射流一方面加濃預(yù)燃室內(nèi)混合氣，另一方面增加湍流的強(qiáng)度，從而改善混合質(zhì)量，實(shí)現(xiàn)快速燃燒。圖6(a)～(e)顯示預(yù)燃室內(nèi)加濃噴射形成濃混合氣，圖6(f)～(j)顯示主燃室稀混合氣被壓入稀釋預(yù)燃室內(nèi)混合氣，形成稍濃混合氣計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明目前的預(yù)燃室設(shè)計(jì)有助于預(yù)燃室的混合過程。噴射結(jié)束后，隨著活塞的運(yùn)動(dòng)，主燃室內(nèi)的稀混合氣被壓入預(yù)燃室，在預(yù)燃室內(nèi)滾流的作用下，不斷稀釋預(yù)燃室。在點(diǎn)火時(shí)刻，在預(yù)燃室火花塞電極附近，燃空當(dāng)量比為1.05(圖6(j))。

圖6 預(yù)燃室加濃噴射燃空混合過程Fig.6 The fuel-air mixing process in the pre-chamber during and after enrichment injection process

2.3 燃燒過程分析

圖7為火焰表面密度發(fā)展歷程，從中可以看出預(yù)燃室內(nèi)火核生成及缸內(nèi)火焰擴(kuò)展的情況。初始火核出現(xiàn)在預(yù)燃室頂部的火花塞電極處，隨后火焰迅速擴(kuò)展，經(jīng)預(yù)燃室噴孔噴入主燃室，將點(diǎn)火源和一部分未燃燃料帶入主燃室，點(diǎn)燃主燃室的稀混合氣。預(yù)燃室有8個(gè)噴孔，形成8束火焰射流，這些射流在點(diǎn)火后15°CA即貫穿主燃室。

圖8為主燃室內(nèi)火焰表面密度的橫截面圖。與 GE-J6大型氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)［7］相似，在715°CA時(shí)刻，在主燃室出現(xiàn)從預(yù)燃室噴入的引燃火焰。初始引燃火焰是不均勻的，天然氣噴射閥一側(cè)(Y軸正方向)的引燃火焰強(qiáng)度較強(qiáng)。火焰射流噴射早期，火焰向徑向傳播，沒有立即展開。X和Y軸方向的4束火焰形體細(xì)長，貫穿度較長;其他4束火焰貫穿度相對較短。在720°CA時(shí)刻，8束火焰射流已貫穿主燃室2/3。725°CA時(shí)刻以后，8束火焰連片，火焰幾乎充滿整個(gè)主燃室，呈花瓣形。740°CA之后，火焰向位于預(yù)燃室下方的主燃室中心傳播。與傳統(tǒng)火花塞點(diǎn)火相比，引燃火焰的點(diǎn)火體積大，能量高，對于提高缸內(nèi)燃燒速率，拓寬稀燃極限更加有利。

圖9為預(yù)燃室和主燃室溫度場的發(fā)展歷程。在點(diǎn)火后，預(yù)燃室內(nèi)溫度迅速升高，射流火焰噴入主燃室后，主燃室內(nèi)溫度隨火焰射流擴(kuò)展也迅速升高。但預(yù)燃室噴孔下方溫度升高較為緩慢。

圖7 火焰表面密度發(fā)展歷程(垂直截圖)Fig.7 Development of flame surface density(vertical cut view)

圖8 主燃室內(nèi)火焰表面密度發(fā)展歷程(水平截圖)Fig.8 Development of flame surface density in main chamber(horizontal cut view)

圖10為缸內(nèi)壓力變化曲線。由于預(yù)燃室通道的節(jié)流作用，在壓縮沖程預(yù)燃室的壓力升高滯后于主燃室的。從點(diǎn)火開始，預(yù)燃室內(nèi)的壓力迅速增加。當(dāng)主燃室內(nèi)預(yù)混合氣開始燃燒時(shí)，其壓力高于預(yù)燃室，直到上止點(diǎn)后13°CA，主燃室壓力達(dá)到峰值。

圖11為放熱率曲線。與GE-J9系列大型氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)［8］一樣，研究對象也明顯體現(xiàn)了兩階段燃燒特性。燃燒初期放熱率取決于預(yù)燃室內(nèi)的燃燒。在上止點(diǎn)(top dead center，TDC)前3°CA放熱率達(dá)到第一放熱峰值。其后，放熱率稍有下降。在射流火焰引燃主燃室內(nèi)稀混合氣后(上止點(diǎn)前2°CA)，放熱率迅速上升，在上止點(diǎn)后8°CA達(dá)到第二峰值。燃燒持續(xù)期為50°CA。

圖9 缸內(nèi)溫度場變化歷程Fig.9 Development of cylinder temperature field

圖10 缸內(nèi)壓力曲線Fig.10 Cylinder pressure curves

圖11 放熱率曲線Fig.11 Heat release rate curve

圖12為缸內(nèi)平均溫度變化曲線。在壓縮沖程，預(yù)燃室的平均溫度略低于主燃室。

圖12 缸內(nèi)平均溫度曲線Fig.12 Cylinder mean temperature curves

點(diǎn)火后，預(yù)燃室內(nèi)溫度迅速升高，在上止點(diǎn)時(shí)刻預(yù)燃室的溫度達(dá)到峰值。在整個(gè)燃燒過程中，預(yù)燃室的溫度平均值遠(yuǎn)高于主燃室。上止點(diǎn)前3°CA預(yù)燃室內(nèi)溫度超過2 000 K，高溫持續(xù)至上止點(diǎn)后50°CA，其后預(yù)燃室內(nèi)工質(zhì)溫度逐漸下降。

3 結(jié)論

通過三維CFD數(shù)值模擬，對火花點(diǎn)火氣體燃料大型船用主機(jī)的燃燒燃燒過程進(jìn)行了研究，結(jié)果顯示所設(shè)計(jì)的主機(jī)燃燒與MACH-SI、J6和J9系列大型氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)體現(xiàn)了相同特性。主機(jī)燃燒系統(tǒng)有以下特征:

1)在缸內(nèi)流場作用下，加濃噴射前主燃室和預(yù)燃室內(nèi)燃料和空氣混合均勻，形成燃空當(dāng)量比約為0.5的均勻混合氣。

2)預(yù)燃室內(nèi)加濃噴射后，在點(diǎn)火時(shí)刻預(yù)燃室內(nèi)形成了稍濃混合氣，在火花塞附近燃空當(dāng)量比為1.05，有利于可靠點(diǎn)火和快速火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

3)所設(shè)計(jì)的預(yù)燃室及預(yù)燃室通道均滿足氣體燃料船用主機(jī)的工作要求，火焰射流貫穿主燃室，燃燒速率快，熱效率高。

4)預(yù)燃室加濃噴射時(shí)間及持續(xù)期都會(huì)對點(diǎn)火時(shí)刻的預(yù)燃室內(nèi)混合氣當(dāng)量比產(chǎn)生重要影響，進(jìn)而影響整機(jī)燃燒性能，因此對預(yù)燃室加濃噴射策略的優(yōu)化是下一步的研究重點(diǎn)。

5)點(diǎn)火后，預(yù)燃室內(nèi)工質(zhì)溫度在相當(dāng)長的持續(xù)期保持2 000 K的高溫，考慮預(yù)燃室沒有掃氣，預(yù)燃室組件會(huì)受到高溫的極大考驗(yàn)。預(yù)燃室內(nèi)的高溫給預(yù)燃室的可靠性帶來了極大考驗(yàn)，相應(yīng)地，預(yù)燃室冷卻成為燃燒系統(tǒng)設(shè)計(jì)中必須考慮的重要方面。

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