微噴引燃條件下雙燃料噴油器針閥的冷卻策略

何 平，阮浩達，梅加化，王叢洋，李趙洋

(1.安徽建筑大學 機械與電氣工程學院學院，合肥 230601，中國；2.安徽建筑大學 建筑機械故障診斷與預警技術實驗室，合肥 230601，中國；3.中船動力研究院有限公司 研究開發部，上海 200120，中國)

在節能和排放要求越來越嚴格的要求下，針對先進燃油系統發動機的設計研究顯得十分必要和迫切[1-3]。重油、天然氣雙燃料系統是滿足最新柴油機排放和節能要求的主要方式之一[4-5]。噴油器針閥是柴油機燃油系統的重要部件之一，屬于易損件，其耐久性、可靠性直接影響柴油機的整體性能[6]。

近年來國內外學者對雙燃料發動機的燃燒過程以及其噴油器的結構性能進行了廣泛研究。文獻[7]采用一個定制版的KIVA-3V計算流體動力學程序，在柴油和天然氣2種燃料模式下，分析了4缸2.8 L渦輪增壓高速柴油機的燃燒過程。文獻[8]通過實驗和數值模擬，分析了冷卻液噴射器結構對火箭噴管擴張段整體氣膜冷卻性能的影響，研究了2種不同噴油器結構對火箭噴管氣膜冷卻的影響。文獻[9]通過試驗研究了未經改裝的雙燃料小型發動機在中間負載工況下的運行過程。

文獻[10]試驗研究了不同點火模式對雙燃料發動機的燃燒、排放特性的影響。文獻[11]對直接注入天然氣、柴油燃料的重型發動機的燃燒過程和排放進行了試驗，獲得最佳的放熱率和排放等參數值，并對試驗結果進行了三維驗證。文獻[12]提出了一種基于空化特性的三維空化誘導的初級破裂方法，對單孔噴油器噴嘴內瞬態空化特性進行了數值模擬，對不同最大提針值、注射壓力和環境壓力工況下的內空化流動特征進行了研究。

文獻[13]研究了柴油/天然氣雙燃料發動機的噴油參數與燃燒室形狀的優化組合，降低了燃油消耗與污染排放。文獻[14]采用計算流體動力學（computer fluent dynamic, CFD)技術與穩流試驗相結合的方法，對渦流室式柴油機的無旋流進/排氣道、消聲器等結構進行了優化。文獻[15]在一臺光學發動機上開展了反應控制壓燃(reactivity controlled compression ignition, RCCI )燃油分層和燃燒過程的可視化研究，利用高速成像技術獲取了RCCI燃燒工況下缸內火焰自發光圖像。文獻[16]建立了包含燃料油系統、燃氣系統、引燃油系統的雙燃料發動機整體燃油系統模型，針對雙燃料發動機燃料的特性，對傳統燃油系統數學模型進行改進。

文獻[17]通過建立多場耦合及針閥動力學模型，分析了缸內直噴(gasoline direct injection, GDI) 噴油器溫度場的分布特點及溫升、針閥結構參數對GDI噴油器性能的影響。文獻[18]結合數值模擬與試驗對噴油嘴微孔的磨粒流拋光工藝進行了研究，并研究了加工過程磨料流場分布規律及相關工藝參數對拋光后微孔表面粗糙度的影響規律。文獻[19]提出基于單向流固耦合的仿真方法，對傳統經驗公式得出的對流換熱系數、溫度進行修正并反饋給原模型進行迭代計算，實現對噴油器更加精確的溫度場分析。文獻[20]對增壓中冷柴油機改造的柴油引燃天然氣發動機進行了不同引燃油量下的燃燒特性的研究，為發動機燃燒參數優化匹配提供試驗基礎。

本文以某型號中速微噴引燃型雙燃料發動機的噴油器為例，基于標準k—e湍流模型，對重油和燃氣模式下的噴油器針閥體的溫度場分別進行CFD數值模擬計算，結合試驗驗證，確定較優的冷卻方案，從而保證雙燃料柴油機噴油器的可靠性，延長其使用壽命。

1 噴油嘴傳熱特性分析

中速微噴引燃型雙燃料發動機是適應柴油和天然氣雙燃料特性的發動機。該型發動機可采用柴油和燃氣2種工作模式，如圖1所示。采用進氣歧管噴射天然氣，缸內采用高壓共軌式微引燃噴油器噴射少量引燃柴油（熱值占比在5%以內)；而如果關閉天然氣進氣，即采用柴油工作模式，則缸內采用主噴油器引燃柴油。

中速微噴引燃雙燃料四沖程直列增壓中冷發動機，六缸四氣閥，燃料形式：天然氣、柴油、重油，應用目標：船舶主機，排放目標：國際海事組織 (International Maritime Organization，IMO) 規定的氮氧化合物Tier III標準 (天然氣工作模式)，IMO規定的氮氧化合物Tier II標準(柴油)。其他基本參數如表1所示。

表1 雙燃料發動機技術參數

中速柴油機的噴油器通常有：水冷、燃油冷卻和滑油冷卻等3種冷卻方式。水冷的冷卻效果好，但是容易產生氣蝕，對發動機性能影響較大；燃油冷卻的冷卻效果較好，但燃油一旦泄露，會導致發動機系統滑油污染，為此需要設計一套額外的加壓、加熱裝置，使發動機整體結構形式復雜，風險較高，因此燃油冷卻使用較少；滑油系統是大功率柴油機重要的系統之一，滑油冷卻對發動機上的所有軸承、缸套、活塞、增壓器等等進行潤滑和冷卻，遍布于發動機整個結構的各個位置。綜合安全與成本角度考慮，采用發動機本身的系統滑油進行冷卻，是目前國外先進船舶發動機的主要冷卻方式。但由于系統滑油溫度較高，滑油本身粘度大，相對于水冷和燃油冷卻，其冷卻效果并不高，因此，有必要通過仿真計算確定冷卻滑油能否滿足對噴油器的冷卻要求，以及確定最優的冷卻方案。

根據噴油嘴傳熱特點、燃油噴射油道結構和冷卻散熱要求[21]，主要探究噴油嘴的關鍵受熱部件針閥體的溫度場變化規律，繪制針閥偶件及其冷卻流道的三維模型如圖2所示。由于針閥體下部為熱負荷較高的區域，計算模型主要包括下部固體區域、冷卻流道區域和環形燃油噴射區域，取1/2模型進行傳熱分析。

針閥體傳熱界面如圖3所示，針閥體頭部區域（A區)從氣缸高溫燃氣中通過熱對流和熱輻射的方式吸收熱量，并將熱量通過其余的外表面向氣缸蓋和噴油器體導熱；在針閥體內部有兩個流道，分別與冷卻介質（C區)和噴射燃油（D區)之間通過強制對流換熱。

采用CFD進行針閥體傳熱過程的分析計算，計算在重油和燃氣模式下針閥體的溫度場分布情況。計算不同溫度下以滑油為冷卻介質時的冷卻滑油流量、進出口溫差等冷卻性能參數。

2 數學模型和邊界條件

2.1 計算網格

對三維模型剖分，用1/2模型做CFD分析。整個模型包括冷卻流體、燃油以及固體等3個區域，均采用多面體網格劃分。設置基準網格尺寸為0.5 mm，對噴油孔等特征較小的區域進行網格細化。邊界層為3層。模型網格總數約為1 728 880個，如圖4所示。

2.2 計算網格

計算針閥體、燃油的材料屬性采用重慶某企業提供的實際數據。冷卻滑油采用SAE40級潤滑油，針閥體材料采用GH4080A奧氏體合金鋼，燃油采用重油(heavy fuel oil, HFO)。

2.3 邊界條件和計算方法

針閥體在工作過程中將發生接觸導熱和強制對流換熱兩種傳熱方式[11]。根據傳熱學理論，分析考慮了流體與固體之間的共軛傳熱效應，其傳熱邊界條件由式（1)確定[12]。

式中： αm表示每一個工作循環燃氣的平均換熱系數， α表示燃氣的瞬時換熱系數， Τres表示每一個工作循環燃氣的綜合平均溫度， Τ表示燃氣的瞬時溫度。

數值模擬采用CFD軟件，采用穩態分析計算針閥體接觸導熱過程；對流換熱的界面采用壁面函數，采用標準湍流模型計算k—ε強制對流換熱過程[22]。采用耦合迭代算法進行數值計算，使用二階及以上的離散格式保證求解精度。數值模型傳熱邊界如圖5所示。

針閥體頭部表面與高溫燃氣對流換熱，燃氣平均溫度869.1 K，平均換熱系數915.6 W/(m2·K)。重油和天然氣模式的計算都采用這一邊界條件。針閥體與氣缸蓋接觸的表面換熱系數690 W/(m2·K)，冷卻水溫度357.15 K。冷卻滑油入口溫度分別為65、80、100 ℃，入口壓力0.5 MPa，出口壓力0.15 MPa。燃油入口溫度150 ℃，燃油入口流速取整個工作循環內的平均速度1.167 m/s。針閥體其他部分的壁面邊界設置為恒定溫度，針閥體上壁面邊界溫度433 K，針閥體內壁面邊界溫度428 K。

3 仿真計算結果分析

3.1 重油和燃氣2種模式下的計算結果

利用計算模型，以上述噴油嘴針閥體等零件材料屬性為參考，對重油和燃氣2種模式下冷卻滑油入口溫度不同的3種冷卻方案進行數值模擬。

圖6與圖7分別是當冷卻滑油入口溫度分別為65、80、100 ℃時，重油和燃氣2種模式下的針閥體溫度場分布圖。2種模式下的3種不同冷卻方案的模擬計算結果，如表2所示。其中：θin表示冷卻滑油入口溫度，Tmax表示針閥體最高溫度，Tav表示針閥體底部平均溫度，Qcl表示冷卻滑油流量，ΔT表示冷卻滑油進出口溫差，Qd表示冷卻滑油帶走的熱量。

表2 2種燃料工作模式的冷卻方案計算結果

3.2 計算結果分析

無論是在重油工作模式還是在燃氣工作模式下，隨著冷卻滑油入口溫度的增加，針閥體頭部最高溫度和底面平均溫度不斷減小；當入口溫度增加到80 ℃之后，出現所謂的“同增”現象，即針閥體溫度隨冷卻滑油入口溫度的增加而增加。

針閥體工作模式對冷卻滑油流量的影響較小，而滑油流量隨著其入口溫度的增加而逐漸提高。

燃氣工作模式時， 3種冷卻方案的針閥體底部平均溫度相比重油模式的溫度分別增加了25.9、24.7、24.2 K；相對而言，3種冷卻方案的針閥體頭部溫度相比重油模式的溫度有明顯增加，分別增加了106.3、104.3、104.8 K，而針閥體頭部溫度范圍內不會對針閥體材料滲氮層產生影響。

隨著冷卻滑油入口溫度的增加，冷卻滑油進出口溫差和帶走的熱量都是減小的。

4 試驗驗證

根據雙燃料發動機試驗規程，單臺中速機試驗過程流量為20～1 300 m3/h，中速機控制閥組前天然氣壓力要求0.67～0.73 MPa，滑油采用SAE40級潤滑油，總耗氣量為600～8 000 m3。天然氣供氣系統是由市政中壓管道天然氣作為氣源，經調壓計量后輸送至臺架進行試驗，通過微噴噴油器噴射的柴油壓燃引燃天然氣。

針閥體頭部溫度過高容易引發針閥偶件回火，降低其硬度，促使噴孔處、座面的磨損加劇，從而使座面滴油產生失效。另外，溫度過高容易加劇噴孔積碳堵塞而致使其霧化不良，或是導致針閥卡死，所以針閥體頭部溫度是影響針閥使用壽命的主要因素之一。雙燃料發動機不同于常規柴油機，主要工作模式是燃氣模式，此工作模式下主噴油器不工作，即不噴射燃油，而噴射燃油本身就可以對噴油器進行冷卻，因此不噴射燃油時針閥體熱負荷較大，需要采用專門的外部強制冷卻，本試驗中即采用滑油冷卻模式，滑油入口溫度控制在60～100 ℃。

樣機試驗使用了噴油器總成6套，使用過的噴油器外觀情況整體良好，但與未使用過的噴油器相比，針閥體外圓積碳情況較嚴重，這是由于發動機處于樣機試驗階段，性能優化過程中難免會有燃燒不好的情況。試驗后的6套噴油器總成的開啟壓力均滿足設計值(45±1) MPa，霧化及開啟壓力試驗合格。拆解噴油器總成后，當冷卻滑油入口溫度在60～100 ℃，2個控制極限點附近進行燃燒試驗，針閥偶件的外觀情況最差，尤其靠近微噴一端積碳較嚴重，拋光針閥體外圓積碳后，噴嘴雖有積碳，但未出現燒蝕現象。通過檢測，針閥體密封錐面未出現磨損現象，針閥體小外圓錐面的表面維氏硬度HV1 = 750～950，針閥偶件的流量為4.71～4.91 mL/min。

試驗結果表明，噴油器樣機試驗后整體情況良好，雖然出現了一定程度的積碳嚴重情況，但是這屬于新發動機性能優化過程中的正常情況。復檢各缸噴油器總成后，噴油器各方面性能良好，未有任何受損情況。在設定不同冷卻滑油入口溫度的樣機調試過程中，雖然出現燃燒不良情況，但冷卻滑油對噴油器的冷卻效果仍能滿足要求，沒有出現針閥偶件的燒蝕或者損壞現象。這說明使用系統冷卻滑油對微噴引燃雙燃料發動機的噴油器進行冷卻，滿足冷卻設計要求，同時驗證了冷卻滑油入口溫度在80 ℃附近時，針閥偶件的外觀情況相對較好，也即是冷卻效果較優。

5 結 論

采用CFD對中速微噴引燃型雙燃料噴油器針閥體傳熱過程進行了數值模擬，對重油和燃氣 2種工作模式下針閥體的冷卻方案進行了對比分析。獲得了針閥體在不同冷卻方案條件下的溫度場分布圖。針閥體頭部溫度雖然有明顯差異，而頭部最高溫度均不會對針閥體材料滲氮層產生影響，在冷卻滑油入口溫度分別為65、80、100 ℃ 3種冷卻方案下，均能滿足設計要求。

滑油入口溫度不同時，冷卻性能有明顯差異。這是因為當滑油入口溫度較高時，與針閥體的溫差小，導致冷卻性能降低；而當滑油入口溫度低時，其粘性指數增加，導致其流動困難，也會導致冷卻性能降低。冷卻滑油入口溫度增加到一定程度后，對噴油器針閥冷卻效果影響由增強變成減弱。當冷卻滑油入口溫度為80 ℃時，冷卻效果最優。

經過試驗驗證，試驗結果與模擬結果基本一致，針閥體頭部溫度最高不超過363.5 ℃，優化后的冷卻方案能夠保證雙燃料發動機的噴油器的可靠性和使用壽命，試驗驗證了本研究利用CFD 模擬的合理性與準確性。研究結果可為雙燃料發動機冷卻介質的參數確定提供指導依據。