燃燒室形狀對船用天然氣發(fā)動機(jī)的燃燒特性

王洪悅， 盧昌浩， 王朔， 董全

(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)

與傳統(tǒng)柴油燃料相比，天然氣因其環(huán)境、經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢以及更豐富的儲量，廣泛應(yīng)用于船舶運(yùn)輸業(yè)中[1]。稀薄燃燒作為可以同時實現(xiàn)高熱效率和低NOx排放的燃燒方式，在天然氣發(fā)動機(jī)行業(yè)中占有主導(dǎo)地位[2]。為了滿足更加嚴(yán)格的船用發(fā)動機(jī)二階段排放法規(guī)，稀燃天然氣發(fā)動機(jī)必須使用更稀的混合氣，并推遲點火正時[3]。對于船用進(jìn)氣道多點噴射稀燃天然氣發(fā)動機(jī)而言，天然氣在進(jìn)氣道噴射，天然氣與空氣混合不充分，天然氣本身還存在著火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷娜觞c，在稀薄混合氣下尤為明顯[4]，發(fā)動機(jī)燃燒不穩(wěn)定性增加，缸內(nèi)混合氣燃燒變差，發(fā)動機(jī)性能惡化。因此促進(jìn)缸內(nèi)混合氣高效燃燒，進(jìn)而提高天然氣火焰?zhèn)鞑ニ俣燃叭紵€(wěn)定性是稀燃天然氣發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性、排放性提升的關(guān)鍵[5]。燃燒系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計作為提高混合氣燃燒效率的有效措施[6-8]。但目前對保有渦流進(jìn)氣道的船用多點噴射稀燃天然氣發(fā)動機(jī)，通過燃燒室設(shè)計進(jìn)而合理組織缸內(nèi)混合氣的分布狀態(tài)以及氣流運(yùn)動，改善混合氣燃燒效率問題的研究較少。

本文針對在柴油機(jī)基礎(chǔ)上發(fā)展而來的船用多點噴射天然氣發(fā)動機(jī)設(shè)計了不同形狀的燃燒室，利用熱流體軟件CONVERGE分析燃燒室形狀對缸內(nèi)混合氣分布狀態(tài)、湍流分布特征及由此產(chǎn)生的火焰?zhèn)鞑ミ^程，進(jìn)行分析。進(jìn)而對不同燃燒室形狀的天然氣發(fā)動機(jī)性能進(jìn)行預(yù)測。

1 燃燒室形狀設(shè)計

燃燒室擠氣面產(chǎn)生的擠氣流動可以沖擊與碰撞缸內(nèi)大尺度渦流，提高缸內(nèi)湍流強(qiáng)度，同時由擠氣面所構(gòu)成的火力岸余隙空間對混合氣的分布也有著重要影響[9-11]。為此，以一臺6缸增壓中冷船用多點噴射天然氣發(fā)動機(jī)為研究對象，發(fā)動機(jī)型號YC6K295LN-C30，點火方式火花塞點火，其技術(shù)參數(shù)如表1。如圖1所示，設(shè)計了3種不同形狀的燃燒室，幾何壓縮比均一致。設(shè)計過程是在凹坑與其他活塞結(jié)構(gòu)(冷卻油槽、活塞環(huán)槽、底面等)之間的最小壁厚范圍內(nèi)進(jìn)行的，進(jìn)而保證強(qiáng)度要求。燃燒室的主要幾何參數(shù)如表2所示，縮口形狀燃燒室為了獲得更大的擠氣面積，面容比有所增大，可能會增加傳熱損失。這主要是由于燃燒室的幾何形狀的特點造成的，難以避免。

表1 船用多點噴射天然氣發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)

圖1 燃燒室形狀設(shè)計Fig.1 Combustion chamber geometry design

表2 燃燒室主要幾何參數(shù)Table 2 Main geometry parameters of combustion chamber

2 天然氣發(fā)動機(jī)仿真模型的建立

2.1 幾何模型的建立及邊界劃分

研究中發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道、排氣道形狀較復(fù)雜且缺少繪制圖形所需的很多關(guān)鍵尺寸, 因此采用“逆向工程”。該方法首先利用流動式光學(xué)三維掃描儀獲得氣道點云數(shù)據(jù)，之后利用Imageware對點云數(shù)處理得到三維實體數(shù)據(jù)，最后利用三維CAD軟件CATIA進(jìn)行三維實體構(gòu)建件繪制其表面形狀，其他各部分根據(jù)圖紙采用CATIA軟件直接繪畫、裝配而成。將裝配完成的三維模型生成stl文件導(dǎo)入CONVERGE studio中為模型的前處理做準(zhǔn)備。對模型進(jìn)行面網(wǎng)格修復(fù)、幾何形狀邊界劃分以及壓縮比調(diào)整，仿真域如圖2所示。

圖2 仿真域示意Fig.2 Schematic diagram of simulation domain

2.2 計算子模型及邊界條件設(shè)置

基于質(zhì)量、動量及能量守恒方程，本研究中選用以“重整化群理論”統(tǒng)計方法推導(dǎo)的RNGk-ε湍流模型，模擬高速流動及渦流更加準(zhǔn)確[12]。燃燒模型選用SAGE詳細(xì)瞬態(tài)化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)模型并開啟多區(qū)加速算法，本研究應(yīng)用GRI-mech3.0甲烷反應(yīng)機(jī)理，涉及53 種物質(zhì)和325種反應(yīng)，以精確模擬燃燒過程[13]。

模擬計算選擇的工況點為推進(jìn)特性下50%負(fù)荷，轉(zhuǎn)速為1 200 r/min，過量空氣系數(shù)1.42，點火正時-41 ℃A，噴氣正時-320 ℃A。具體的進(jìn)排氣門升程及噴氣正時情況如圖3。模擬工況的計算過程均為從進(jìn)氣門開啟時刻至排氣門開啟時刻。

圖3 氣門升程及噴氣正時示意Fig.3 Valve lift and injection timing

邊界條件的輸入是影響仿真計算精度的重要因素，發(fā)動機(jī)燃?xì)馊肟贗nflow及質(zhì)量流量如圖4所示，其余主要邊界條件均按照實驗值設(shè)定見表3。燃?xì)赓|(zhì)量流量通過自行開發(fā)的燃?xì)鈬娚湟?guī)律測量裝置測得[14-15]。

表3 主要邊界條件Table 3 Main boundary condition

圖4 實驗測得的燃?xì)赓|(zhì)量流量Fig.4 Gas mass flow rate by experiments

2.3 網(wǎng)格控制策略

網(wǎng)格密度變化的敏感性分析，發(fā)現(xiàn)繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響已經(jīng)不大。最終的選取自適應(yīng)加密與固定加密相結(jié)合的網(wǎng)格控制策略；基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸4 mm，天然氣噴管入口細(xì)化至0.25 mm，空氣流入邊界細(xì)化至0.5 mm，氣門邊界細(xì)化至1 mm，對缸內(nèi)整體網(wǎng)格細(xì)化至1 mm，開啟網(wǎng)格自適應(yīng)加密功能其可根據(jù)溫度、速度變化自動生成加密網(wǎng)格以捕捉流動及燃燒，細(xì)化至0.5 mm，其中溫度自適應(yīng)加密開啟階段為從點火前至燃燒結(jié)束。點火核心附近設(shè)置3層尺寸逐漸變大網(wǎng)格由密到疏的加密區(qū)(網(wǎng)格尺寸0.125～0.5 mm)，保證模擬火核成長，計算過程中巔峰網(wǎng)格數(shù)量可達(dá)220萬。

2.4 模型驗證

將原機(jī)仿真得到的缸壓曲線與實驗結(jié)果對比如圖5所示，仿真與實驗結(jié)果一致性良好。單個循環(huán)NOx排放的仿真值為13.45 mg、實驗結(jié)果為14.27 mg，仿真值略低于實驗測量值，主要是因為由于數(shù)值模擬只考慮了 NO 排放，而在實驗研究中測量的是 NOx的排放，包含多種成分。綜上所述，所采用的模型和反應(yīng)機(jī)理能夠較為準(zhǔn)確地模擬發(fā)動機(jī)的燃燒過程，可基于該模型進(jìn)行不同燃燒室形狀下的天然氣發(fā)動機(jī)燃燒過程預(yù)測分析。

圖5 仿真與實驗缸壓對比Fig.5 Comparison of in-cylinder pressure between simulation and experiment

3 燃燒室形狀對缸內(nèi)燃燒特性影響分析

3.1 缸壓、湍動能及NO生成對比分析

圖6～8分別為不同燃燒室形狀下缸內(nèi)壓力、平均湍動能及NO生成的模擬結(jié)果。燃燒室形狀對缸內(nèi)壓力及平均湍動能有較大影響?？s口形燃燒室缸內(nèi)最大燃燒壓力為4 915 kPa(相比于原機(jī)4 536 kPa增加8.4%)、峰值相位提前3 ℃A。敞口形燃燒室缸內(nèi)燃燒壓力低于原機(jī)，最大燃燒壓力為4 165 kPa(相比于原機(jī)降低8.9%)，峰值相位推遲，相位為17 ℃A。從缸內(nèi)平均湍動能看，上止點之前，缸內(nèi)平均湍動能均逐漸減小，因為活塞在上行過程中，活塞移動速度變慢以及缸內(nèi)渦流的湍動能不斷耗散。雖然活塞上行產(chǎn)生的擠流作用可以增加缸內(nèi)湍動能，但是其不如渦流湍動能的衰減程度大，缸內(nèi)平均湍動能下降。縮口形燃燒室擠氣面積更大，產(chǎn)生更強(qiáng)的擠流作用使得其缸內(nèi)整體湍動能高于原機(jī)及敞口形燃燒室。上止點后，活塞下行，外側(cè)氣體回流使得缸內(nèi)平均湍動能增加。綜合分析，在上止點附近，縮口形燃燒室的湍動能更高也意味著其湍流火焰?zhèn)鞑ニ俾瘦^大，湍流燃燒較為劇烈，將縮短燃燒過程，提前燃燒重心，致使急燃期明顯縮短，最大燃燒壓力提升，缸內(nèi)燃燒溫度亦相應(yīng)提高，根據(jù)Zel′dovich機(jī)理故其NO生成值最高，敞口形燃燒室缸內(nèi)燃燒效果較差，NO生成值最低，原機(jī)NO生成值介于縮口形燃燒室與敞口形燃燒室之間。

圖6 燃燒室形狀對缸壓的影響Fig.6 Effect of combustion chamber shape on cylinder pressure

圖7 燃燒室形狀對缸內(nèi)平均湍動能的影響Fig.7 Effect of combustion chamber shape on average turbulent kinetic energy in cylinder

圖8 燃燒室形狀對NO生成的影響Fig.8 Effect of combustion chamber shape on NO production

3.2 缸內(nèi)速度場、湍動能場對比分析

本文選取壓縮行程后期曲柄轉(zhuǎn)角為30 ℃A BTDC、10 ℃A BTDC以及做功行程曲柄轉(zhuǎn)角為10 ℃A ATDC的缸內(nèi)微觀結(jié)果進(jìn)行切片分析。發(fā)動機(jī)缸體俯視圖9中粗橫線位置為切片位置。

圖9 缸內(nèi)切片位置Fig.9 Slice position in cylinder

不同燃燒室缸內(nèi)速度場如圖10所示，進(jìn)入壓縮行程后期，縮口形燃燒室相比于原機(jī)有更大的擠氣面積，在圖10(a)曲柄轉(zhuǎn)角為 30 ℃A BTDC時，縮口形燃燒室相比于其他燃燒室已出現(xiàn)較為明顯的擠流，隨著活塞上行臨近上止點的過程中，圖(b) 曲柄轉(zhuǎn)角為10 ℃A BTDC時，在火焰?zhèn)鞑ミ^程中，由于縮口形燃燒室側(cè)壁的結(jié)構(gòu)特性，其對氣流的導(dǎo)向作用使得氣流沿兩側(cè)壁從底部向上攀爬與上部擠流作用形成的向下氣流共同形成2個明顯的滾流區(qū)，促進(jìn)火焰軸向及徑向擴(kuò)展，兩滾流的旋轉(zhuǎn)特性為左側(cè)順時針、右側(cè)逆時針，2滾流區(qū)相匯合于氣缸中心軸線，形成促進(jìn)火焰?zhèn)鞑サ母咚倭鲃訁^(qū)。原機(jī)與敞口形燃燒室缸內(nèi)未行成規(guī)則的大尺度流動。

圖10 燃燒室形狀對缸內(nèi)速度場的影響Fig.10 Effect of combustion chamber shape on velocity field in cylinder

燃燒室形狀對缸內(nèi)湍動能場分布的影響如圖11，可以看出縮口形燃燒室其更強(qiáng)的擠流作用使氣流更加傾向于向燃燒室內(nèi)部進(jìn)行沖擊，從而減弱了火花塞附近氣流的碰撞效應(yīng)。高湍動能區(qū)域更加靠近燃燒室內(nèi)部，火花塞附近湍動能降低，可以減小火核散熱，為初始火核成長提供條件，有利于初期的火焰維持以及后期的火焰?zhèn)鞑?。敞口形燃燒室缸?nèi)高湍動能區(qū)域最小，不利于火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖11 燃燒室形狀對缸內(nèi)湍動能場的影響Fig.11 Effect of combustion chamber shape on turbulent kinetic energy field in cylinder

3.3 缸內(nèi)混合氣濃度場對比分析

不同燃燒室缸內(nèi)混合氣濃度場分如圖12所示?？s口形燃燒室缸內(nèi)混合氣在較強(qiáng)的擠氣流動作用下向燃燒室內(nèi)部移動較為明顯，火力岸余隙內(nèi)天然氣減少，其濃混合氣分布相比于原機(jī)更加聚攏，可以提升混合氣的燃燒效率。敞口形燃燒室缸內(nèi)混合氣因降低了火力岸余隙空間，濃混合氣亦較為聚攏。

圖12 燃燒室形狀對缸內(nèi)混合氣濃度場的影響Fig.12 Effect of combustion chamber shape on the concentration field of mixed gas in cylinder

3.4 缸內(nèi)燃燒過程對比分析

OH自由基作為火焰內(nèi)高溫反應(yīng)區(qū)的一個重要標(biāo)識物，其作為甲烷燃燒反應(yīng)途徑中基元反應(yīng)的激發(fā)物[16]，本文以O(shè)H自由基分布表征燃燒過程如圖13，可以看出相同曲柄轉(zhuǎn)角下，縮口形燃燒室缸內(nèi)OH自由基分布范圍大于其他2種燃燒室，火焰覆蓋區(qū)域亦較大。

圖13 燃燒室形狀對缸內(nèi)燃燒過程的影響Fig.13 Effect of combustion chamber shape on combustion process in cylinder

不同燃燒室形狀下各燃燒參數(shù)如圖14所示，縮口形燃燒室相比于直筒形燃燒室(原機(jī))，滯燃期變化很小，主要是因為滯燃期內(nèi)受到火花塞附近氣流速度、湍動能、混合氣濃度等多重因素影響。雖然縮口形燃燒室火花塞附近湍流強(qiáng)度低可以減少火核散熱進(jìn)而為火核成長提供有利條件，但其點火時刻火花塞附近的氣流速度也相對較高使得初期火焰核心穩(wěn)定性下降。隨著活塞上行，縮口形燃燒室形成加速火焰?zhèn)鞑サ臐L流區(qū)后，燃燒重心前移，燃燒持續(xù)期縮短，燃燒效率提高。敞口形狀燃燒室滯燃期延長，雖然敞口形燃燒室混合氣分布亦較為聚攏但其缸內(nèi)湍動能過低，滯燃期內(nèi)火焰面發(fā)展受到湍流強(qiáng)度影響，火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢，后續(xù)燃燒重心相對推遲，燃燒效率降低。

圖14 燃燒室形狀對燃燒參數(shù)的影響Fig.14 Effect of combustion chamber shape on combustion parameters

4 結(jié)論

1)縮口形燃燒室缸內(nèi)最大燃燒壓力相比于原機(jī)增加8.4%、峰值相位提前3 ℃A。敞口形燃燒室缸內(nèi)最大燃燒壓力相比原機(jī)降低8.9%，峰值相位推遲?？s口形燃燒室燃燒重心靠前，燃燒持續(xù)期明顯縮短，燃燒效率提高。

2)縮口形燃燒室因具有更大的擠氣面積，缸內(nèi)平均湍動能較大，強(qiáng)的擠流作用使得氣流向燃燒室內(nèi)部的沖擊作用加強(qiáng)，高湍動能區(qū)域更加靠近燃燒室內(nèi)部，混合氣分布更為聚攏，活塞上行至上止點過程中形成有利于火焰?zhèn)鞑サ臐L流區(qū)等諸多因素優(yōu)化了其燃燒效率。

3)敞口形燃燒室降低火力岸余隙空間，混合氣分布也較為聚攏，但擠氣面積的減小使得缸內(nèi)平均湍動能降低，天然氣燃燒速度與燃燒效率降低。