噴油角度對低速二沖程船用柴油機燃燒的影響

王懷印， 孫凱， 劉騰， 王晨， 魯禎， 王天友

(1.天津大學 內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072； 2.中船動力研究院有限公司，上海 201206)

隨著環境問題的日益嚴峻，2016年國際海事組織推出了Tier III 排放標準，規定了船用低速柴油機NOx的排放限值3.4 g/(kW·h)，這在Tier II排放標準基礎上降低約75%。[1]低速二沖程船用柴油機沖程長，壓縮比大，燃燒溫度較高，同時由于低速機每循環工作時間長，增加了高溫持續時間，使得排氣成分中 NOx的含量較高。[2]柴油機缸內燃油和空氣混合程度的改善可有效優化燃燒，提升發動機性能，降低排放水平。[3]直噴式柴油機混合氣的形成過程由進氣系統、噴油系統和燃燒室結構共同決定，Hu等[4]研究了噴油器匹配燃燒室形狀對船用柴油機的影響，發現噴油參數的影響比燃燒室幾何參數更明顯。船用大型低速柴油機主要靠燃油霧化形成可燃混合氣，噴油方向很大程度上決定了噴霧的分布區域，從而影響油氣混合及燃燒過程。過去對噴油系統的研究主要以單噴油器中置直噴小型柴油機為研究對象，[5-7]研究多集中在噴油壓力、噴油正時方面[8-13]，考慮到噴油器在低速船用柴油機上的特殊布置，燃油噴射過程及油氣混合過程更加復雜。研究應用CFD軟件對某低速二沖程船用柴油機的燃燒過程進行數值模擬，研究了燃油噴射角度對發動機性能和排放的影響，為工程開發提供一定的理論參考價值。

1 計算模型

1.1 模型參數

研究基于某低速二沖程船用柴油機，三維模型及各部分劃分如圖1所示，缸徑340 mm，沖程1 600 mm，2個對置噴射4孔噴油器，循環噴油量15.8 g，額定轉速157 r/min，幾何壓縮比20.5。研究采用CFD軟件CONVERGE對柴油機工作過程進行模擬計算。其中，湍流模型選用RNGk-ε模型；噴霧模型采用KH-RT模型[14](參數Cbl=20,B1=40)，流量系數模型Cv=0.95，其他參數采用軟件推薦值；點火和燃燒模型分別選用Shell和CTC模型；NOx模型采用Extended Zeldovich NO模型[15]。綜合計算能力和工程應用的適用性，計算模型采用2 cm基礎網格尺寸，三級加密策略，最小網格尺寸為2.5 mm。模擬工作基于發動機滿負荷工況開展，初始條件及邊界條件設置根據實驗提供的數據，如表1所示。

圖1 三維仿真模型及各部分劃分Fig.1 3-D simulation model and its division

表1 三維模型邊界條件參數設置Table 1 In-cylinder parameters of three-dimensional model

1.2 實驗驗證

模擬研究對柴油機完整循環進行計算，圖2所示為4個負荷下缸內壓力隨曲軸轉角變化曲線圖，模擬值與實驗值的缸壓曲線吻合良好。同時如表2所示為不同負荷下NOx排放值，模擬結果誤差均在10%左右，模型可用于下一步研究。

表2 NOx排放模擬值與實驗值對比Table 2 Comparisons of NOx emission between experiment and the simulation

圖2 不同負荷下缸內壓力的實驗驗證Fig.2 Experimental verification on the in-cylinder pressure at different loads

2 計算結果及分析

2.1 不同噴油角度的設計方案

研究中噴油器的噴油方向在渦流面和縱截面中定義，如圖3所示，定義渦流面噴油角度為α，縱截面噴油角度為β，原機噴油角度α0=8°,β0=16°。考慮到噴油器布置方式和燃燒室空間結構，燃油噴射角度調整設計方案如表3所示。

圖3 噴油角度方向Fig.3 Schematic of the spray direction

2.2 噴油角度對NOx和BSFC的影響

2.2.1 渦流面噴油角度對NOx和BSFC的影響

圖4(a)所示為不同噴油角度α下缸內放熱率和溫度隨曲軸轉角的變化曲線；圖4(b)所示為不同噴油角度α對NOx排放和BSFC的影響。從圖4(a)可以看出，隨著渦流面噴油角度α的增大，放熱率呈現出先增大后減小的變化趨勢，并且在噴油角度α=8°時，放熱率峰值最大，缸內最大平均溫度最高，這說明原機增大或減小噴油角度均可使燃燒過程更溫和，對降低缸內溫度并控制NOx排放具有促進作用，但另一方面也降低了功率。如圖4(b)所示，沿逆渦流方向調整噴油角度(α<8°)，燃油消耗率會急劇上升，α=-7°方案的BSFC相比原機增大4.5 g/(kW·h)，而NOx排放降低并不明顯；采用順渦流方向調整噴油角度α(α>8°)，NOx排放顯著降低，同時油耗增加并不明顯，在α=23°時，NOx排放相比原機降低了22.1%，BSFC雖然有所升高，但變化幅度比逆渦流噴射方案小。

表3 不同噴油角度設計方案Table 3 Cases of different spray direction

圖4 不同渦流面噴射角度α下的燃燒和排放結果Fig.4 Results of the combustion and the emission at different α

已蒸發但未燃燒的氣態燃油的量一定程度上反映了燃油與空氣的混合情況。從圖5(a)可以看出，在噴油前期(360～370°CA)，不同渦流面噴油角度下的缸內液態燃油量基本相同，說明噴油初期燃油蒸發速率受渦流面噴油角度的影響作用較小；噴油后期(370～375°CA)，缸內液態燃油的質量隨噴油角度α增大(噴射方向越靠近氣缸壁面)而增加，說明隨渦流面噴油角度增大，液態燃油量在氣缸壁面附近累積量增加，燃油蒸發速度較慢。燃燒后期(380～400°CA)，噴油角度α越小，缸內蒸發但未燃燒的燃油量越高，這是由于逆渦流噴射導致氣態燃油在缸中心區域分布過于集中，燃油與空氣混合質量變差，不利于形成可燃混合氣，導致燃燒后期燃燒速率較低。從圖5(b)可以看出，不同噴油角度α下的總的油消耗量基本相同，說明燃油均能充分燃燒；隨著角度α減小，燃燒中期的燃油燃燒速率降低，而燃燒中期的燃燒速率對燃燒峰值壓力和功率起到決定性作用，因此燃油逆渦流噴射會導致功率降低，燃油消耗顯著增加。

圖5 不同渦流面噴射角度α下的燃油質量Fig.5 The fuel quality at different α

圖6(a)和圖6(b)所示分別為不同渦流面噴油角度下的當量比和溫度分布云圖。從圖6(a)中可以看出，采用不同噴油角度α時混合氣分布區域有明顯變化。α=-7°時，混合氣主要集中在氣缸中心區域，不利于利用缸內渦流運動促進燃油與空氣混合；α=23°時，混合氣主要靠近氣缸壁面區域分布，缸內溫度分布更加均勻，相比于α=-7°策略情況下的局部高溫現象有所緩解。

圖6 不同角度α的缸內當量比和溫度 (Z=0截面)Fig.6 The distribution of equivalence ratio and temperature in the cylinder of different α (Section Z=0)

2.2.2 縱截面噴油角度對NOx和BSFC的影響

圖7(a)所示為不同縱截面噴油角度β下缸內放熱率和溫度變化曲線，圖7(b)所示為不同噴油角度β下NOx排放和油耗變化情況。

從圖7(b)中可以看出，隨著縱截面噴油角度β減小(β>16°)，放熱率峰值呈現降低的趨勢，缸內平均溫度有所降低；隨著噴油角度β增大(β<16°)，燃燒后期(380～400°CA)的放熱率有所升高，燃燒持續期縮短，燃燒熱效率高，但缸內平均溫度變化不明顯。如圖7(b)所示，相比原機(β=16°)增大縱截面噴油角度β(朝活塞頂方向旋轉)，當β在16°～22°時，可有效降低NOx排放，而BSFC升高并不明顯；相比原機減小噴油角度β(朝缸蓋方向旋轉)對NOx排放的影響不明顯，在β=13°時，NOx排放相比原機略有升高，但是燃油消耗率卻顯著降低，相比原機降低1.6 kW·h。

圖7 不同縱截面噴射角度β下的燃燒和排放結果Fig.7 Results of the combustion and the emission at different β

圖8(a)所示為不同縱截面噴油角度下缸內液態、氣態燃油變化規律，圖8(b)所示為缸內燃油燃燒速率、已燃燃油的變化規律。如圖8(a)所示，在噴油前期(360～370°CA)，隨著噴油角度β增大，缸內液態燃油量明顯降低，燃油蒸發速率提高，同時，β在10°～25°變化時，缸內已蒸發但未燃燒的燃油質量存在單調降低趨勢，主要是因為燃油向活塞頂方向噴射可擴大燃油分布空間，活塞下行時燃油在燃燒室內充分擴散，提高缸內空氣的利用程度，加快了可燃混合氣的形成速度；從圖8(b)可以看出，隨噴油角度β增大，燃燒中期的燃油燃燒速率明顯降低，而燃燒中期的燃燒速率對燃燒峰值壓力和功率起到決定性作用，所以較小的縱截面噴油角度在一定程度上提高柴油機功率，降低油耗。

圖9(a)和圖9(b)所示分別為不同渦流面噴油角度下的當量比和溫度分布云圖。從圖9(a)可以看出，隨著縱截面噴油角度β變化，混合氣分布區域發生明顯變化。燃油靠近活塞頂方向噴射，β=25°時，缸內混合氣在燃燒中期集中在氣缸壁面和活塞頂面，不利于燃油的蒸發和可燃混合氣的形成，使得燃燒速率降低，燃燒變得溫和；在380°CA時，混合氣向缸內四周擴散且分布區域較廣，混合氣量還較多；缸內局部高溫區域相比原機顯著減緩，考慮是緩慢的燃油蒸發和混合氣形成速率導致燃燒溫和，燃燒溫度降低，使得發動機功率降低。燃油靠近氣缸蓋方向噴射，β=7°時，在燃燒中期混合氣主要分布在燃燒室上部和排氣閥底部區域，燃油在燃燒室內分布空間更廣有利于與缸內新鮮空氣接觸，這可以加快燃油蒸發，促進油氣混合；較快的燃油蒸發速率和混合氣形成速率使局部高溫區域集中在燃燒室的上部區域，造成NOx排放量提高，但由于功率同時提升，比NOx排放相比原機的變化較小。

圖8 不同縱截面噴射角度β的燃油質量Fig.8 The fuel quality at different β

圖9 不同縱截面噴射角度β下的缸內當量比和溫度(X=0截面)Fig.9 Distribution of the equivalence ratio and the temperature at different β (Section X=0 mm)

2.2.3 渦流面與縱截面噴油角度的優化

上述研究表明改變渦流面和縱截面噴油角度都具有降低NOx的潛力，而改變縱截面噴油角度還具有改善油耗的效果。考慮到2種策略控制排放的潛力和過程不同，將2種策略耦合使用可能會起到互補作用，故選取兩平面合適的燃油噴射角度進行優化計算。圖10(a)是不同噴油角度下BSFC和NOx排放的Map圖。當采用(α=13°,β=13°)和(α=18°,β=13°)2種噴油角度策略時，BSFC和NOx排放相比于原機可以同時降低，但是降低幅度并不大；當采用(α=13°,β=22°)噴油角度策略時，相比于原機NOx排放可降低21.6%，BSFC升高1.72 g/(kW·h)；BSFC僅升高0.62 g/(kW·h)；當采用(α=18°,β=19°)和(α=18°,β=22°)策略時油耗惡化較嚴重。

通過上面的研究發現，優化燃油噴射角度具有同時降低油耗和排放的潛力，但此時優化NOx的潛力小于20%，不能達到Tier III排放標準。EGR技術作為船用發動機主要的NOx排放控制技術得到廣泛應用。為進一步驗證噴油角度在不同環境下的適應性，繼續研究了EGR氛圍下不同燃油噴射角度策略的優化。

隨著EGR率的增加，氮氧化物排放量隨BSFC的增加顯著降低，當EGR率達到35%時，NOx排放達到Tier III標準。在此基礎上，文章分別對30%和35%的EGR環境下的燃油噴射角度進行了調整，α選取13°和18°，β選取13°～22°。圖10(b)為不同EGR氣氛下噴射角策略的NOx和BSFC結果。如圖所示，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滿足Tier III標準，同時燃油消耗量得到優化。因此，在EGR環境下適當調整燃油噴射角度可以減少氮氧化物排放同時不惡化燃油消耗。

圖10 不同噴射角度α和β下的BSFC和NOx排放Fig.10 The NOx emission and BSFC at different injection angles

3 結論

1)調整渦流面噴油角度α，順渦流方向調整相比于逆渦流方向調整降NOx排放的潛力更大，且油耗增加程度低；噴油角度過大時會造成混合氣集中于氣缸壁面區域、燃油蒸發速度降低，不利于形成可燃混合氣，從而使發動機功率降低。

2)相比于調整渦流面噴油角度α，調整縱截面噴油角度β更顯著改變燃油在燃燒室內的分布區域，增大缸內空氣的利用程度，對缸內液態燃油的蒸發和混合氣形成速度的影響也更加顯著；適當調整縱截面燃油噴射角度具有改善燃油消耗的效果。

3)同時優化渦流面和縱截面噴油角度，可改善NOx排放和BSFC的綜合表現，具有同時降低油耗和排放的潛力；當采用 (α=13°,β=22°) 策略時，NOx排放可降低21.6%，而BSFC僅升高1.72 g/(kW·h)。

4)無EGR氛圍下噴油角度的優化策略在EGR氛圍下同樣適用。