智能廢氣再循環(huán)系統(tǒng)的流場模擬與優(yōu)化

辛佳磊，李孝連，邵澍暉

(1.中船動力研究院有限公司，上海 201208；2.上海海洋動力工程技術(shù)研究中心，上海 201208)

0 前言

隨著航運業(yè)的排放法規(guī)日益嚴(yán)格，使用天然氣和柴油的雙燃料低速發(fā)動機越來越受到關(guān)注[1]。為進一步增強對燃燒的控制，WinGD公司于2020年發(fā)布了基于雙燃料低速發(fā)動機第二代技術(shù)平臺(X-DF 2.0)的智能廢氣再循環(huán)(iCER)系統(tǒng)，能夠促進燃料消耗率的降低。該系統(tǒng)在燃?xì)饽Ｊ较?，燃料消耗率可降?%；在燃油模式下，燃料消耗率可降低5%；同時可減少50%的甲烷逃逸量[2]。但iCER系統(tǒng)幾何尺寸較大，內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，為更好地進行氣動結(jié)構(gòu)設(shè)計，保證低速發(fā)動機使用該系統(tǒng)后正常運行，需要了解iCER系統(tǒng)內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)，評估該系統(tǒng)的壓力損失和流量分配。

本文針對某自主研制的iCER系統(tǒng)，利用計算流體力學(xué)(CFD)軟件STAR-CCM+對其內(nèi)部流場進行數(shù)值模擬分析，得到系統(tǒng)的壓損、流動均勻性等關(guān)鍵性能參數(shù)，進而提出優(yōu)化方案，為廢氣再循環(huán)系統(tǒng)的設(shè)計與優(yōu)化提供參考。

1 計算模型與數(shù)值方法

1.1 iCER系統(tǒng)

iCER系統(tǒng)是一種主要在燃?xì)饽Ｊ较鹿ぷ鞯牡蛪簭U氣再循環(huán)技術(shù)，其工作原理如圖1所示。通過渦輪增壓器后，一部分廢氣進入再循環(huán)系統(tǒng)：廢氣先進入預(yù)冷卻器進行初次噴淋洗滌冷卻；再進入主冷卻器進行二次噴淋洗滌冷卻，并在主冷卻器中布置填料層以強化冷卻效果；最后，冷卻廢氣經(jīng)過除霧器脫除水滴，匯入新鮮空氣后進入渦輪增壓器。iCER系統(tǒng)中的預(yù)冷卻器、主冷卻器和除霧器構(gòu)成了廢氣冷卻塔(EGC)。

圖1 iCER系統(tǒng)原理示意圖

所采用的iCER系統(tǒng)適配于缸徑為920 mm的某9缸雙燃料低速發(fā)動機，該主機在燃?xì)饽Ｊ较碌闹饕夹g(shù)參數(shù)見表1。

表1 某雙燃料低速發(fā)動機的主要技術(shù)參數(shù)

1.2 計算流體域及邊界條件

iCER系統(tǒng)的計算流體域模型如圖2所示。該主機配備3個渦輪增壓器，渦輪后的廢氣分別從進口1、進口2和進口3進入計算域，除部分廢氣從出口0排出外，剩余廢氣經(jīng)過EGC后分別從出口1、出口2和出口3離開計算域，最終進入增壓器進氣管路。為避免計算出口有回流，適當(dāng)延長出口。需要指出的是，本文給出的氣壓損失計算到物理出口。

圖2 iCER系統(tǒng)計算流體域模型

主要計算工況為主機100%負(fù)荷。進口1、進口2、進口3和出口0均設(shè)置為質(zhì)量流量邊界條件。假設(shè)各進口的廢氣質(zhì)量流量一致，通過設(shè)置出口0的質(zhì)量流量控制廢氣再循環(huán)率。出口1、出口2和出口3均設(shè)置為壓力邊界條件，壁面設(shè)置為絕熱無滑移的壁面。邊界條件的具體設(shè)置值見表2，其中參考壓力取101 325 Pa。

表2 邊界條件

本文重點分析流場，不考慮噴淋冷卻過程，因此使用空氣代替廢氣。噴淋冷卻的效果通過在預(yù)冷卻器和填料層區(qū)域添加換熱器作為能量方程源項來實現(xiàn)。根據(jù)設(shè)計值，將預(yù)冷卻器和填料層的目標(biāo)出口溫度分別設(shè)為50 ℃和40 ℃。此外，由于填料層和除霧器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)十分復(fù)雜，一般工程中并不關(guān)注內(nèi)部的流場細(xì)節(jié)，可采用多孔介質(zhì)模型模擬這2個區(qū)域以獲得壓損特性[3-4]，阻力系數(shù)通過與試驗值對比標(biāo)定獲得。

1.3 計算方法

假設(shè)流動過程為穩(wěn)態(tài)可壓縮理想氣體湍流流動，采用二階離散格式，SIMPLE算法求解壓力-速度耦合，主要計算模型包括理想氣體狀態(tài)方程、Realizablek-ε湍流模型、Two-layer ally+wall treatment壁面函數(shù)模型和Segregated fluid temperature能量方程。

1.4 網(wǎng)格設(shè)置

采用STAR-CCM+的網(wǎng)格生成工具對計算流體域進行多面體網(wǎng)格劃分，通過設(shè)置最小面網(wǎng)格尺寸的方式對EGC內(nèi)部等較復(fù)雜的結(jié)構(gòu)進行局部加密(圖3)，設(shè)置近壁面棱柱層網(wǎng)格共10層，首層網(wǎng)格的y+值約為50。

圖3 EGC網(wǎng)格劃分

通過選取進口1-物理出口1在3種網(wǎng)格數(shù)下的壓損來進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，在主機85%負(fù)荷下的測試結(jié)果見表3。由表可知，3種網(wǎng)格數(shù)下的靜壓和總壓損失變化不到1%，滿足工程應(yīng)用要求。綜合考慮計算資源與結(jié)果準(zhǔn)確性，采用網(wǎng)格數(shù)為6 558 224進行計算。

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

1.5 計算有效性分析

本文對iCER系統(tǒng)樣機開展配機試驗，測試了其在主機75%、85%和90%負(fù)荷下的性能。在試驗中，廢氣再循環(huán)率均控制在55%。對試驗40 min內(nèi)的穩(wěn)定數(shù)據(jù)取平均值，得到EGC的靜壓損失隨負(fù)荷的變化規(guī)律，結(jié)果如圖4所示。由圖可知，靜壓損失的試驗值與計算值誤差小于5%，表明了使用多孔介質(zhì)的合理性，也驗證了計算的有效性。

圖4 EGC靜壓損失試驗值與計算值的對比

2 結(jié)果與分析

2.1 流場數(shù)值模擬結(jié)果

iCER系統(tǒng)的流場模擬結(jié)果如圖5所示。由圖可知，3臺渦輪后的氣流首先在排氣集管中匯集，部分氣流經(jīng)折轉(zhuǎn)流出，剩余氣流經(jīng)2次折轉(zhuǎn)后進入預(yù)冷卻器；然后，氣流偏轉(zhuǎn)近90°進入冷卻塔底部，形成大尺度渦流；經(jīng)填料層后，氣流呈均勻分布狀態(tài)進入冷卻塔上部；最后，流道逐漸收縮，氣流進入排氣集管下游。氣流經(jīng)排氣集管進入各出口管路時，由于通流截面突縮，導(dǎo)致氣流速度激增，同時伴隨氣流的急速偏轉(zhuǎn)，產(chǎn)生較大壓損。由圖5(b)可知，靜壓在氣流由排氣集管轉(zhuǎn)入各出口管路處時明顯降低。

圖5 iCER系統(tǒng)流場的模擬結(jié)果

2.2 評價方法及結(jié)果

為了確保iCER系統(tǒng)運行時能向渦輪增壓器進口管路提供高品質(zhì)的氣流，并保證主機的正常工作，需要分析iCER系統(tǒng)的靜壓損失、總壓損失、出口速度均勻性和出口流量分配均勻性。

系統(tǒng)的壓損結(jié)果見表4。由表可知，EGC靜壓損失大約占系統(tǒng)靜壓損失的24%；進口3-物理出口3處的壓力損失為系統(tǒng)壓力損失的最小值，而進口1-物理出口1處的壓力損失為系統(tǒng)壓力損失的最大值。

表4 系統(tǒng)壓損結(jié)果

出口流速的主體是法向速度(即速度X向分量)，采用Weltens等[5]設(shè)立的評價方法在物理出口處監(jiān)測法向速度均勻性。該方法為截面的速度分布特性建立了對比標(biāo)準(zhǔn)，得到了廣泛應(yīng)用[6]。法向速度均勻性γ的定義如式(1)所示，γ的取值范圍為0～1，γ越接近于1，表示法向速度在所取截面上的分布越均勻。

(1)

式中：U為所取截面上的平均法向速度；Ui為網(wǎng)格i的法向速度；Ai為單個網(wǎng)格面的面積；n為截面網(wǎng)格總數(shù)。

物理出口1、物理出口2和物理出口3的法向速度均勻性結(jié)果如表5和圖6所示。結(jié)果表明，物理出口1的法向速度均勻性最低，物理出口2的法向速度均勻性最高。圖6中的淺色區(qū)域表示截面存在回流，這是由于物理出口離折轉(zhuǎn)處較近(圖2)。

表5 物理出口的法向速度均勻性

圖6 物理出口的法向速度分布

定義流量偏差Di來衡量流量分配的均勻程度[7]，其表達(dá)式如下：

(2)

(3)

式中，qm,i為出口i的質(zhì)量流量；qm為出口的質(zhì)量流量平均值。

物理出口1、物理出口2和物理出口3的qm分別為16.14 kg/s、16.68 kg/s和16.40 kg/s。計算得到物理出口1、物理出口2和物理出口3的流量偏差Di分別為-1.628%、1.663%和-0.035%，平均流量偏差為1.109%。

2.3 優(yōu)化方案及結(jié)果分析

iCER系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化原則是在滿足系統(tǒng)布置的要求下，兼顧工藝和成本，以最小化改動為前提，減小壓損、改善出口均勻性，并提升增壓器進口來流品質(zhì)。綜上所述，重新設(shè)計排氣集管與3個出口管路的轉(zhuǎn)接處，采用排氣集管等直徑管路做轉(zhuǎn)接，用錐形管路過渡至原出口管路，優(yōu)化后的計算模型如圖7所示。

圖7 iCER系統(tǒng)優(yōu)化后計算模型

使用同樣的計算設(shè)置，得到優(yōu)化后的流場結(jié)果如圖8所示。結(jié)果顯示，排氣集管與錐形出口管路轉(zhuǎn)接處流速變化較原結(jié)構(gòu)更平緩。優(yōu)化前后轉(zhuǎn)接處的速度分布如圖9所示。由圖可知，由于流道突縮原結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)折處的流速陡然增大；優(yōu)化結(jié)構(gòu)中錐形管總體流速與排氣集管中流速差異較小，在錐形管向出口管路方向，流道收縮引起流體加速。

圖8 iCER系統(tǒng)優(yōu)化后流場的模擬結(jié)果

圖9 轉(zhuǎn)接處的速度分布

在原結(jié)構(gòu)和優(yōu)化結(jié)構(gòu)模型中取37個測點，如圖10所示。圖中測點間隔距離除L1為500 mm和L2為1 000 mm外，其余間隔距離均為2 000 mm。2種結(jié)構(gòu)在各測點的靜壓和總壓沿流道的變化如圖11所示。結(jié)果表明，原結(jié)構(gòu)的靜壓和總壓均在排氣集管偏轉(zhuǎn)至出口管路處存在較大損失。由于使用錐形管，優(yōu)化結(jié)構(gòu)的靜壓突變被延后至錐形管向出口管路過渡處，此處流道收縮，導(dǎo)致流速增加，使得靜壓明顯下降；優(yōu)化結(jié)構(gòu)的總壓在第23號測點前的變化趨勢與原結(jié)構(gòu)一致，在第23號測點后總壓沒有出現(xiàn)如原結(jié)構(gòu)中的突降情況，表明錐形管極大地改善了總壓損失。

圖10 測點位置示意圖

圖11 不同結(jié)構(gòu)下各測點的靜壓和總壓分布

優(yōu)化后的壓損結(jié)果見表6。結(jié)果表明，與原結(jié)構(gòu)相比，優(yōu)化結(jié)構(gòu)的靜壓損失和總壓損失均有明顯降低，說明使用錐形管能有效提升iCER系統(tǒng)的氣動性能。

表6 優(yōu)化結(jié)構(gòu)的壓損結(jié)果

優(yōu)化結(jié)構(gòu)后，3個物理出口的法向速度均勻性結(jié)果如表7和圖12所示。結(jié)果表明，與原結(jié)構(gòu)相比，優(yōu)化結(jié)構(gòu)的法向速度均勻性得到一定的改善，平均提升了約2%，但是回流區(qū)域仍然存在。

表7 優(yōu)化結(jié)構(gòu)的出口法向速度均勻性結(jié)果

圖12 優(yōu)化結(jié)構(gòu)的物理出口法向速度分布

優(yōu)化方案的物理出口1、物理出口2和物理出口3的質(zhì)量流量qm分別為16.46 kg/s、16.43 kg/s和16.33 kg/s，從而計算得到物理出口1、物理出口2和物理出口3的流量偏差Di分別為0.347%、0.137%和-0.484%，平均流量偏差為0.323%，相比于原結(jié)構(gòu)減小了70.9%。這表明優(yōu)化方案顯著增強了流量分配均勻程度，有助于提升低速發(fā)動機的缸內(nèi)燃燒性能。

綜上所述，采用優(yōu)化氣動結(jié)構(gòu)的iCER系統(tǒng)的壓力損失更小，出口速度均勻性和流量分配均勻性更優(yōu)，為提升進入增壓器氣流的品質(zhì)、優(yōu)化主機的整體性能創(chuàng)造了條件。

3 結(jié)語

本文采用CFD軟件數(shù)值模擬了某型iCER系統(tǒng)的流場，以壓損、速度均勻性和流量分配均勻性為指標(biāo)，對該系統(tǒng)的氣動性能進行分析和評價。原結(jié)構(gòu)的壓損主要集中在排氣集管與3個出口管路的轉(zhuǎn)接處，因此提出了將原轉(zhuǎn)接處替換為錐形管過渡的優(yōu)化方案。結(jié)果顯示，相較于原結(jié)構(gòu)，優(yōu)化結(jié)構(gòu)的靜壓損失和總壓損失均明顯降低，出口法向速度均勻性提升了約2%，出口平均質(zhì)量流量偏差減小了70.9%。優(yōu)化方案能有效改善iCER系統(tǒng)的氣動性能，并促進對雙燃料低速發(fā)動機整體性能的優(yōu)化。受限于機艙布置條件，如何優(yōu)化管路和系統(tǒng)整體布置以消除回流是進一步研究的方向。