涂展飛, 王毅, 邢孔釗, 肖剛, 黃豪中*

(1.廣西大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 廣西 南寧 530004;2.廣西玉柴機(jī)器股份有限公司, 廣西 玉林 537005)

0 引言

世界各國(guó)在面對(duì)碳排放問題上采取了許多積極的應(yīng)對(duì)措施,并在多方面達(dá)成共識(shí)[1-2]。中國(guó)提出要在2030年達(dá)到碳排放峰值,并計(jì)劃2060年實(shí)現(xiàn)碳中和[3-4],美國(guó)也在短暫退出后重新加入《巴黎協(xié)定》[5]。汽車行業(yè)在碳排放方面占比較大,發(fā)動(dòng)機(jī)依靠燃燒傳統(tǒng)化石燃料作為汽車的主要?jiǎng)恿?lái)源,也是汽車碳排放的主要來(lái)源。使用天然氣作為發(fā)動(dòng)機(jī)燃料雖然可以降低碳排放,但仍無(wú)法徹底解決發(fā)動(dòng)機(jī)的碳排放問題,要想從根本上解決碳排放問題,必須尋找出清潔可再生的零碳能源。氫燃料具有低熱值高、點(diǎn)火能量低、可燃界限寬、可實(shí)現(xiàn)稀薄燃燒等優(yōu)點(diǎn)[6],燃燒產(chǎn)物僅有水,被認(rèn)為是發(fā)動(dòng)機(jī)解決碳排放問題的最佳替代能源[7]。目前氫燃料在發(fā)動(dòng)機(jī)上的應(yīng)用一般是在傳統(tǒng)汽油機(jī)或柴油機(jī)基礎(chǔ)上進(jìn)行改裝,只需對(duì)其噴射系統(tǒng)及結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),重新匹配增壓器,調(diào)整相應(yīng)的點(diǎn)火或噴射策略[8],就可實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的零碳燃燒,大大降低了開發(fā)難度,保留了原有的產(chǎn)業(yè)化基礎(chǔ),降低了成本。

Yu等[9-10]采用缸內(nèi)直噴的方式往一臺(tái)進(jìn)氣道噴射汽油機(jī)中注入氫氣,研究結(jié)果表明氫氣的加入使汽油機(jī)的燃燒和排放性能得到明顯提高,展現(xiàn)了氫氣作為發(fā)動(dòng)機(jī)替代燃料的潛力。Scarcelli等[11-13]對(duì)一臺(tái)單缸氫直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的研究表明:不同角度的多次噴射策略對(duì)改善氫發(fā)動(dòng)機(jī)性能具有巨大的潛力,噴射技術(shù)具有很大的改良空間。郝嘉田等[14]利用廢氣再循環(huán)(exhaust gas recirculation, EGR)技術(shù)和米勒循環(huán)技術(shù)對(duì)一臺(tái)氫發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行聯(lián)合優(yōu)化,優(yōu)化結(jié)果表明EGR技術(shù)對(duì)降低NOx排放具有顯著效果,米勒循環(huán)技術(shù)通過提升壓縮比使熱效率得到提升,2種技術(shù)結(jié)合使熱效率提升8%,達(dá)到44.87%,NOx排放降低26.2%,達(dá)到1.937g/(kW·h)。孫柏剛等[15]研究發(fā)現(xiàn)氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)在稀薄燃燒條件下可以實(shí)現(xiàn)較低的NOx排放,通過調(diào)整點(diǎn)火提前角可以實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)矩的增加,在當(dāng)量比為0.5的條件下即可實(shí)現(xiàn)NOx的近零排放。Wallner等[16]研究以45%的熱效率為開發(fā)目標(biāo),同時(shí)利用稀薄燃燒使氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)在各種運(yùn)行工況的達(dá)到最低的NOx排放水平。

氫氣作為發(fā)動(dòng)機(jī)替代燃料,采用缸內(nèi)直噴在提高熱效率和降低排放方面具有巨大的潛力,目前許多研究都在稀薄燃燒條件下致力于提高熱效率和達(dá)到零排放。本文利用仿真模擬的方法,研究噴射策略(噴射壓力、噴射正時(shí))對(duì)直噴氫發(fā)動(dòng)機(jī)混合氣的形成及燃燒與排放性能的影響,為提高缸內(nèi)直噴氫發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率和降低NOx排放提供了依據(jù)。

1 試驗(yàn)裝置與方法

試驗(yàn)在一臺(tái)由四缸增壓中冷柴油機(jī)改裝而來(lái)的氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行,發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1。氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)在原有柴油機(jī)基礎(chǔ)上加裝了BOSCH公司的氫氣供應(yīng)系統(tǒng)和火花點(diǎn)火系統(tǒng),氫氣由壓力為20 MPa的氫氣瓶經(jīng)過降壓后由氫氣共軌系統(tǒng)直接注入氣缸。試驗(yàn)過程中采用ETAS公司的INCA V 7.0軟件與開放式ECU對(duì)氫氣和空氣供給量、點(diǎn)火時(shí)刻、噴射正時(shí)等參數(shù)進(jìn)行控制,電渦流測(cè)功機(jī)用于調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速、扭矩和功率,Kistler壓力傳感器和曲軸轉(zhuǎn)角傳感器用于采集不同曲軸轉(zhuǎn)角下的缸內(nèi)壓力信息,圖1為發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架示意圖。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main technical parameters of engine

1.空氣濾清器; 2.空氣流量計(jì); 3.渦輪增壓器; 4.中冷器; 5.ECU; 6.計(jì)算機(jī); 7.節(jié)氣門; 8.氫氣共軌; 9.壓力調(diào)節(jié)閥; 10.氫氣開關(guān)閥; 11.氫氣瓶; 12.噴射器; 13.氫氣發(fā)動(dòng)機(jī); 14.冷型火花塞; 15.壓力傳感器; 16.燃燒分析儀; 17.測(cè)功機(jī)控制臺(tái); 18.曲軸轉(zhuǎn)角傳感器; 19.曲軸; 20.渦流測(cè)功機(jī)。

試驗(yàn)之前,使發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在怠速工況進(jìn)行預(yù)熱,將冷卻水溫度控制在(85±1)℃,進(jìn)氣溫度控制在(24±1)℃。試驗(yàn)時(shí),通過ECU控制渦輪增壓器廢氣旁通閥開度,使增壓器達(dá)到指定的增壓壓力,發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行在1 800 r/min轉(zhuǎn)速工況,測(cè)量并記錄此工況下200個(gè)循環(huán)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)并取平均值。試驗(yàn)所得測(cè)試數(shù)據(jù)為后續(xù)發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型的驗(yàn)證提供依據(jù)。

2 仿真模型及驗(yàn)證

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)幾何模型

本文的仿真模型基于單缸幾何模型搭建,其燃燒室由平頂氣缸蓋和ω形活塞組成,火花塞安裝在氣缸蓋中心,發(fā)動(dòng)機(jī)單缸幾何模型如圖2(a)所示,氫氣噴嘴安裝在進(jìn)氣道與排氣道之間,距火花塞20 mm處,如圖2(b)、圖2(c)所示。

(a) 單缸幾何模型

(b) 氫氣噴嘴安裝位置示意圖(缸蓋)

(c) 氫氣噴嘴安裝位置示意圖(缸內(nèi))

2.2 數(shù)值模型及驗(yàn)證

為了提高計(jì)算效率和保證模型的準(zhǔn)確性,模擬分3步進(jìn)行。第1步,首先建立一個(gè)完整的一維增壓氫發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)模型,獲取準(zhǔn)確的初始條件和邊界條件;第2步,建立一個(gè)帶進(jìn)排氣道的三維增壓氫發(fā)動(dòng)機(jī)單缸模型,將第1步得到的初始條件和邊界條件輸入到三維模型并展開計(jì)算,獲取缸內(nèi)氣體流動(dòng)的初始條件;第3步,省去第2步的進(jìn)排氣道,計(jì)算時(shí)刻從進(jìn)氣門關(guān)閉開始至排氣門打開結(jié)束,初始條件和邊界條件由第2步的計(jì)算結(jié)果提供。

2.2.1 一維GT-Power仿真模型

利用一維仿真軟件GT-Power建立增壓氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)仿真模型并進(jìn)行標(biāo)定工作。首先設(shè)定好環(huán)境參數(shù)等邊界條件;其次對(duì)噴氫量、增壓進(jìn)氣壓力和溫度進(jìn)行控制,以保證進(jìn)氣道內(nèi)進(jìn)氣質(zhì)量流量的精度;第三,控制排氣背壓、渦輪入口壓力與試驗(yàn)值保持一致,以匹配泵氣平均壓力;最后,調(diào)整燃燒參數(shù),完成缸壓曲線和放熱率的校準(zhǔn)。標(biāo)定好的結(jié)果如圖3所示,可以看到試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果吻合較好,說明所建立的一維仿真模型可以模擬真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行條件。建好的GT-Power仿真模型如圖4所示,包括壓氣機(jī)、渦輪機(jī)、中冷器、節(jié)氣門、進(jìn)排氣系統(tǒng)、氣缸、曲軸箱和控制器等。

圖3 GT-Power仿真模型試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比Fig.3 Comparison between test value and simulation value of GT Power simulation model

1.進(jìn)氣邊界; 2.壓氣機(jī); 3.中冷器; 4.節(jié)氣門; 5.進(jìn)氣門; 6.噴射器; 7.氣缸; 8.排氣門; 9.曲軸箱; 10.渦輪機(jī); 11.傳感器; 12.控制器; 13.執(zhí)行器; 14.連接軸; 15.排氣邊界。

2.2.2 三維CONVERGE仿真模型

利用仿真軟件CONVERGE建立氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)單缸仿真模型,CONVERGE可實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格的自適應(yīng)劃分,對(duì)于需要重點(diǎn)關(guān)注的區(qū)域,可利用固定加密策略對(duì)不同區(qū)域進(jìn)行嵌入式加密,減少了網(wǎng)格劃分的前處理時(shí)間,提高了計(jì)算效率和精度。為了消除網(wǎng)格大小對(duì)模型預(yù)測(cè)精度的影響,在仿真計(jì)算開始之前,需進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,選取4種基礎(chǔ)網(wǎng)格(1、2、4、8 mm),以缸內(nèi)平均壓力和缸內(nèi)平均溫度作為驗(yàn)證指標(biāo),發(fā)現(xiàn)不同基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小。綜合考慮計(jì)算效率和精度,選取4 mm的基礎(chǔ)網(wǎng)格進(jìn)行研究,對(duì)不同區(qū)域進(jìn)行加密,對(duì)缸體、活塞和缸蓋區(qū)域采用1級(jí)加密至2 mm,火花塞區(qū)域采用4級(jí)加密至0.25 mm,噴氫區(qū)域采用5級(jí)加密至0.125 mm,溫度和速度自適應(yīng)最小加密至0.25 mm,模型整體最大網(wǎng)格數(shù)量約30萬(wàn)。

本次模擬包含流動(dòng)和燃燒過程,采用經(jīng)過壓縮修正的RNGk-ε模型對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)進(jìn)行模擬,對(duì)于氫氣燃燒,須考慮詳細(xì)的化學(xué)動(dòng)力學(xué)特征,故采用SAGE燃燒模型,其他物理模型見表2?；瘜W(xué)反應(yīng)機(jī)理采用CONVERGE軟件自帶的氫氣反應(yīng)機(jī)理,該反應(yīng)機(jī)理由普林斯頓大學(xué)開發(fā)[17],包含13種組分和25個(gè)化學(xué)反應(yīng)步。

表2 物理模型設(shè)置Tab.2 Physical model settings

利用一維GT-Power仿真模型計(jì)算得到發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣口邊界處瞬態(tài)壓力和溫度值,將其輸入到CONVERGE仿真模型中,通過初步計(jì)算獲得進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的初始流動(dòng)條件,具體初始和邊界條件見表3。建立好的CONVERGE仿真模型如圖5所示。

表3 初始條件和邊界條件Tab.3 Initial conditions and boundary conditions

2.2.3 模型有效性驗(yàn)證

為了保證計(jì)算結(jié)果的有效性,對(duì)所建立的CONVERGE仿真模型進(jìn)行有效性驗(yàn)證。CONVERGE仿真模型試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比如圖6所示,對(duì)比了缸壓和放熱率的仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)。由圖可以發(fā)現(xiàn),仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合,缸壓和放熱率峰值存在一些誤差,這是由于仿真過程中采用了較為理想的傳熱模型,忽略了一部分在實(shí)際試驗(yàn)過程中的傳熱和機(jī)械損失。

圖6 CONVERGE仿真模型試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比Fig.6 Comparison of CONVERGE simulation model test value and simulation value

3 仿真結(jié)果分析

氫氣與空氣混合的均勻程度對(duì)燃燒有很大影響。為了描述不同噴射策略對(duì)混合氣形成的影響,引入一個(gè)無(wú)量綱的均勻性系數(shù)δ來(lái)量化混合氣的均勻程度,均勻性系數(shù)δ可用以下公式[18]來(lái)計(jì)算:

(1)

(2)

式中:φi和mi分別代表單位網(wǎng)格的當(dāng)量比和質(zhì)量;φavg和M分別代表缸內(nèi)的平均當(dāng)量比和總質(zhì)量。氫氣稀薄燃燒是提高氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率和降低排放的重要途徑,但太稀薄的條件容易失火,而且動(dòng)力性會(huì)下降,許多研究表明在當(dāng)量比為0.5的條件可以實(shí)現(xiàn)較高的熱效率和近零的排放[19],因此本文選用平均當(dāng)量比為0.5的稀燃條件。

3.1 噴射壓力的影響

受限于目前的儲(chǔ)氫技術(shù)以及氫氣噴嘴的可靠性問題,噴射壓力不能過高,結(jié)合工程實(shí)際以及相關(guān)文獻(xiàn)資料,本研究將噴射壓力設(shè)置為4～7 MPa,為保證足夠的混合時(shí)間,噴射正時(shí)設(shè)置在上止點(diǎn)前140°CA。在氫氣噴射總質(zhì)量一致的情況下,給定噴孔直徑和噴射壓力,噴射持續(xù)時(shí)間和點(diǎn)火時(shí)刻的混合氣均勻性系數(shù)如圖7所示,不同噴射壓力下的缸內(nèi)湍動(dòng)能如圖8所示。隨著噴射壓力的增大,瞬時(shí)質(zhì)量流量增大,氫氣噴射的持續(xù)時(shí)間逐漸縮短,且提高了缸內(nèi)湍動(dòng)能,在噴射持續(xù)時(shí)間內(nèi),較大的噴射壓力帶來(lái)較大的缸內(nèi)湍動(dòng)能;而在噴氫結(jié)束后,缸內(nèi)湍動(dòng)能迅速衰減至較低水平,且?guī)讉€(gè)工況衰減后的湍動(dòng)能趨于一致。這說明噴射壓力的升高有利于噴射持續(xù)時(shí)間內(nèi)的氫氣和空氣混合;但噴射壓力越高,噴射持續(xù)時(shí)間縮短,未及時(shí)混合的氫氣量增多,因此,兩相作用下缸內(nèi)均勻性系數(shù)并非隨噴射壓力的提高而增加,反而在6 MPa時(shí)出現(xiàn)下降。不同噴氫壓力下點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)的當(dāng)量比分布如圖9所示,其中X截面為過氣缸中心軸線與噴嘴中心所在截面,Z截面為垂直氣缸中心軸線且過火花塞中心所在截面,由圖可知不同截面的均勻性有差異。

圖7 不同噴射壓力下噴射持續(xù)時(shí)間和點(diǎn)火時(shí)刻的混合氣均勻性系數(shù)Fig.7 Mixture uniformity coefficient of injection duration and ignition time under different injection pressures

圖8 不同噴射壓力下的缸內(nèi)湍動(dòng)能Fig.8 Turbulent kinetic energy in cylinder under different injection pressures

截面噴射壓力/MPa4567XZ

不同噴射壓力對(duì)氫發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放性能的影響如圖10所示。從圖10(a)、(b)可以看出噴射壓力為4 MPa時(shí)具有更高的缸內(nèi)峰值壓力和指示熱效率(indicated thermal efficiency,ITE),此時(shí)指示熱效率達(dá)到45.29%,繼續(xù)增大噴射壓力指示熱效率下降,這是因?yàn)閲娚鋲毫? MPa時(shí)缸內(nèi)形成了較為理想的分層混合氣。由圖10(c)可知,在噴射壓力為4 MPa時(shí),火花塞附近混合氣濃度較大,有利于縮短點(diǎn)火延遲期;而缸內(nèi)其余位置混合較為均勻,有利于火焰?zhèn)鞑?使得燃燒重心(CA50)更接近壓縮上止點(diǎn),從而增大了缸內(nèi)峰值壓力和燃燒溫度。根據(jù)現(xiàn)有研究,NOx的形成主要發(fā)生在高溫富氧環(huán)境中,因此燃燒溫度的升高促進(jìn)了NOx生成,導(dǎo)致了較高的NOx排放,如圖10(d)所示。根據(jù)溫度超過2 500 K區(qū)域的最大質(zhì)量分?jǐn)?shù)(MMF 2500),也可評(píng)估NOx的排放水平,兩者的變化趨勢(shì)相同。

(a) 缸壓和放熱率

(b) CA50和ITE

(c) 點(diǎn)火延遲期和燃燒持續(xù)期

(d) MMF2500和NOx排放

3.2 噴射正時(shí)的影響

隨著噴射正時(shí)的延遲,氫氣和空氣的混合時(shí)間將縮短。為了保證氫氣有充足的時(shí)間進(jìn)行混合,有必要采用較大的噴射壓力以縮短噴射持續(xù)時(shí)間,因此,在7 MPa的噴射壓力下開展噴射正時(shí)的研究。氫氣混合擴(kuò)散的時(shí)間取決于噴射正時(shí),理論上,氫氣噴射進(jìn)入氣缸的時(shí)間越早,氫氣擴(kuò)散的時(shí)間就越長(zhǎng),從而能使混合氣更均勻;但實(shí)際上,由于活塞的上行,氫氣可能會(huì)經(jīng)過活塞頂面的ω型凹坑產(chǎn)生滾流,從而加速氫氣與空氣的混合,同時(shí)也有利于形成理想分層混合氣,因此延遲噴射正時(shí)也有可能形成更均勻的理想分層混合氣。不同噴射正時(shí)下的點(diǎn)火時(shí)刻的混合氣均勻性系數(shù)和不同噴射正時(shí)下點(diǎn)火時(shí)刻當(dāng)量比分布分別如圖11、12所示。當(dāng)噴射正時(shí)從上止點(diǎn)前140°CA延遲至上止點(diǎn)前100°CA時(shí),均勻性系數(shù)在降低之后出現(xiàn)了提升。噴射正時(shí)繼續(xù)延遲至上止點(diǎn)前80°CA時(shí),均勻性系數(shù)出現(xiàn)了較大程度的降低,這是因?yàn)閲娚湔龝r(shí)過晚,混合氣剩余混合時(shí)間較短。

圖11 不同噴射正時(shí)下的點(diǎn)火時(shí)刻的混合氣均勻性系數(shù)Fig.11 Homogeneity coefficient of mixture at ignition time under different injection timing

截面噴射正時(shí)/(°CA BTDC)14012010080XZ

不同噴射正時(shí)對(duì)氫發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放性能的影響如圖13所示。由圖13(a)、(b)、(c)可以看出,噴射正時(shí)延遲至上止點(diǎn)前100°CA,熱效率有所提升,此時(shí)點(diǎn)火延遲期和燃燒持續(xù)期縮短,CA50更靠近壓縮上止點(diǎn),熱效率達(dá)到45.28%。噴射正時(shí)繼續(xù)延遲至上止點(diǎn)之前80°CA,雖然此時(shí)混合氣均勻性系數(shù)較低;但由于火花塞附近聚集了大量濃混合氣,因此表現(xiàn)出了較高的最大峰值壓力和較短的點(diǎn)火延遲期,CA 50也更靠近壓縮上止點(diǎn)。由于混合氣分布不均勻(見圖12),有大部分濃混合氣聚集在氣缸壁面,導(dǎo)致燃燒持續(xù)期延長(zhǎng),傳熱損失增加,因此指示熱效率下降。從圖13(d)可以看出噴射正時(shí)在上止點(diǎn)前80°CA時(shí)NOx排放較高,這主要還是缸內(nèi)溫度升高,MMF 2 500較大導(dǎo)致的。

(a) 缸壓和放熱率

(b) CA50和ITE

(c) 點(diǎn)火延遲期和燃燒持續(xù)期

(d) MMF2500和NOx排放

4 結(jié)論

本文利用仿真模擬的方法,研究噴射壓力和噴射正時(shí)對(duì)缸內(nèi)直噴氫發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和排放的影響,結(jié)合缸內(nèi)混合氣形成情況,探討有利于提高氫氣發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率和降低排放的方法,得出以下結(jié)論:

① 噴射壓力的增大可縮短噴射持續(xù)時(shí)間,提高湍動(dòng)能,加快混合氣的混合,但湍動(dòng)能會(huì)在噴射結(jié)束后迅速衰減,對(duì)混合氣的混合影響作用變小,因此在其他條件一定情況下,噴射壓力增加對(duì)混合氣混合的抑制效果要比其促進(jìn)效果明顯。

② 較早的噴射正時(shí)使氫氣具有更長(zhǎng)的混合時(shí)間,從而使混合氣更均勻,然而,延遲噴射正時(shí)可以利用活塞頂面凹坑形成較強(qiáng)滾流,加速混合氣混合,使混合氣足夠均勻的情況下形成理想的分層狀態(tài),可提高熱效率和降低NOx排放。

③ NOx在較高溫度下生成,在混合不均勻情況下會(huì)存在一部分濃混合氣,導(dǎo)致大量NOx的生成,氣缸壁面聚集大量濃混合氣會(huì)增大傳熱損失,降低熱效率,增加NOx的排放。

④ 當(dāng)噴射壓力為7 MPa、噴射正時(shí)為上止點(diǎn)前100°CA時(shí),缸內(nèi)混合均勻性明顯提高,縮短了點(diǎn)火延遲期和燃燒持續(xù)期,使得指示熱效率提高至45.28%,顯著降低了NOx排放。