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    雙卷流燃燒系統(tǒng)的雙燃料發(fā)動機燃燒排放特性

    2022-02-18 03:11:22黃加亮張飛飛王奇?zhèn)?/span>李品芳黃朝霞
    關(guān)鍵詞:噴孔噴油缸內(nèi)

    黃加亮,張飛飛,林 航,王奇?zhèn)?,?登,李品芳,黃朝霞

    (1.集美大學(xué)輪機工程學(xué)院,福建 廈門 361021;2.集美大學(xué)理學(xué)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(xué)動力與能源工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001)

    0 引言

    國內(nèi)外排放法規(guī)日趨嚴(yán)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(yán)峻,節(jié)能減排成為當(dāng)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(dǎo)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(jìn)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(xiàn)[3]在摻燒生物柴油基礎(chǔ)上結(jié)合廢氣再循環(huán)(EGR)實現(xiàn)低溫燃燒效果,進(jìn)而達(dá)到降低NOx排放的目標(biāo)。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(guān)鍵。陳曉瑜[5]利用CONVERGE軟件在210柴油機臺架基礎(chǔ)上重新設(shè)計了四種燃燒室,從而改善了柴油霧化,進(jìn)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(chǔ)上,對4190型船用柴油機進(jìn)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(jìn)行優(yōu)化,以解決生物柴油粘度過大和EGR率過高導(dǎo)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(chǔ)上進(jìn)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(cè)燃燒室的增加導(dǎo)致網(wǎng)格劃分更加密集,進(jìn)而增加了網(wǎng)格的數(shù)量。為防止試驗過程中進(jìn)排氣閥對燃燒室容積造成的影響,導(dǎo)致壓縮比的變化,因此,在模型設(shè)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(yīng)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(guān)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(shè)置參見文獻(xiàn)[7-8]。初始條件的設(shè)置中進(jìn)氣閥關(guān)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(biāo)

    1.4 模型驗證

    在求解器設(shè)置中將生物柴油摻混比分別設(shè)置為0和20%,EGR率設(shè)置為0,將仿真結(jié)果與臺架實驗進(jìn)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(jìn)行后續(xù)的仿真研究。

    2 仿真結(jié)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(yīng)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(yīng)湍動能范圍和大小均小于DS型燃燒室對應(yīng)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(yīng)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(zhuǎn)動,噴油提前角為730°時,ω型燃燒室對應(yīng)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(yīng)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(zhuǎn)角條件下,DS型燃燒室對應(yīng)的湍動能和速度場遠(yuǎn)遠(yuǎn)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(dǎo)致的吸附力的平衡,提高油氣混合程度,減少滯燃期油氣預(yù)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(jìn)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(yīng)平均指示壓力比ω型燃燒室高8.33%,對應(yīng)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(jìn)湍動能的增加,提高油氣預(yù)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(yīng)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?jǐn)?shù)影響曲線圖如圖9所示。噴油提前角為730°時,曲軸轉(zhuǎn)角對應(yīng)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(yīng)NO排放質(zhì)量分?jǐn)?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?jǐn)?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(jié)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(dǎo)致DS型燃燒室溫度更高,造成NO生成質(zhì)量分?jǐn)?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?jǐn)?shù)的影響如圖11所示。DS型燃燒室對應(yīng)的Soot生成峰值高于ω型燃燒室,但排放質(zhì)量分?jǐn)?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?jǐn)?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?jǐn)?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?jǐn)?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?jǐn)?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(shè)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(biāo),進(jìn)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(jié)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(jié)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(yīng)的NO排放也隨之上升。這是因為噴油提前角增加,油氣預(yù)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?jǐn)?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?jǐn)?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?jǐn)?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(fù)荷,因此噴孔直徑不宜設(shè)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?jǐn)?shù)比ω型燃燒室升高7.38%,占原機18.17%。

    3 結(jié)論

    本文構(gòu)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(chǔ)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(chǔ)上,通過調(diào)整噴油提前角和噴孔直徑對DS型燃燒室進(jìn)行優(yōu)化匹配,結(jié)果如下。1)通過對ω型燃燒室進(jìn)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(yīng)平均指示壓力比ω型燃燒室升高8.33%,對應(yīng)平均指示功率比ω型燃燒室增加7.37%,但溫度的升高導(dǎo)致NO排放增加,Soot和CO排放略有降低,DS型燃燒室對應(yīng)的燃油消耗率比ω型燃燒室降低2.01%。2)適當(dāng)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(dāng)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?jǐn)?shù)。

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