低散熱壓燃式自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性研究

劉陽，何義團(tuán)，韓翠杰，袁晨恒，閆少鋒

(1.重慶交通大學(xué)交通運(yùn)輸學(xué)院，重慶 400074；2.博世電動(dòng)工具(中國(guó))有限公司，浙江 杭州 310052)

自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)(FPE)作為一種非傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)，取消了曲柄連桿機(jī)構(gòu)，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、熱效率高、NO排放低[1]，得到了廣泛研究。FPE活塞以往復(fù)直線方式運(yùn)動(dòng)，減少了發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)械損失[2]，且活塞運(yùn)動(dòng)可控，可通過優(yōu)化活塞運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)可變壓縮比[3]。與傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)相比，F(xiàn)PE具有可變壓縮比、低摩擦損失、高功率密度及多種燃料/燃燒模式的可能性[4-5]。

利用等離子噴涂技術(shù)將隔熱材料噴涂到低散熱發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壁面，可降低缸內(nèi)的散熱損失以提高熱效率[6-7]。采取不同的隔熱材料、隔熱區(qū)域和隔熱層厚度，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率有不同程度的提升[8]。Srivathsan等使用部分穩(wěn)定氧化鋯(PSZ)隔熱材料使發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率提高了6.4%[9]，Garud等噴涂0.25 mm氧化釔穩(wěn)定氧化鋯(YSZ)于活塞表面，在大負(fù)荷時(shí)熱效率提高了1.4%[10]。

1 FPE樣機(jī)原理

所研究的FPE源于某雙活塞二沖程壓燃式自由活塞發(fā)電機(jī)(FPEG)，具體結(jié)構(gòu)及主要參數(shù)見圖1和表1。該FPEG由一個(gè)永磁線性發(fā)電機(jī)和2個(gè)對(duì)置的二沖程FPE組成，采用電控共軌燃油噴射系統(tǒng)，其淺盤形燃燒室使活塞運(yùn)動(dòng)至上止點(diǎn)時(shí)活塞與缸蓋之間有足夠的安全距離；交流發(fā)電機(jī)是永磁同步線性電機(jī)，在起動(dòng)階段作為電動(dòng)機(jī)運(yùn)行，在發(fā)電階段作為能量轉(zhuǎn)換器。以一側(cè)的FPE為例，活塞由下止點(diǎn)向上止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)，先后關(guān)閉進(jìn)氣道、排氣道，而后進(jìn)入有效壓縮沖程，活塞到達(dá)上止點(diǎn)后開始有效做功沖程，直至再次開啟排氣道時(shí)結(jié)束。

圖1 樣機(jī)結(jié)構(gòu)示意

缸徑/mm60有效壓縮比16∶1有效行程/mm55燃燒室容積/m35.65×10-6最大行程/mm90氣門重疊距離/mm13運(yùn)動(dòng)組件質(zhì)量/kg5.4

與傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)不同，F(xiàn)PE的活塞運(yùn)動(dòng)不受曲柄機(jī)構(gòu)的限制，而是取決于作用在活塞上的合力，故傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)的建模方法不再適用于FPE的建模計(jì)算，其動(dòng)網(wǎng)格的建立必須基于精確的活塞運(yùn)動(dòng)[12]。由于燃燒及活塞運(yùn)動(dòng)之間的耦合參數(shù)不一致，不可能通過一次計(jì)算就得到精確的活塞運(yùn)動(dòng)。因此，需對(duì)零維動(dòng)力學(xué)模型與燃燒模型進(jìn)行多次迭代計(jì)算，直到滿足迭代收斂條件，從而獲得精確的活塞運(yùn)動(dòng)，具體的迭代流程見圖2。

圖2 迭代計(jì)算流程

2 模型的建立與驗(yàn)證

2.1 零維動(dòng)力學(xué)模型

自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)活塞組所受的合力主要包括氣體作用力Fp、負(fù)載作用力Fe和摩擦力Ff，受力分析見圖3。

圖3 自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)的受力分析

由牛頓第三定律可得[13]：

(1)

式中：m為活塞組件的質(zhì)量；x為活塞的瞬時(shí)位移；pl和pr分別為左缸和右缸的缸內(nèi)氣體壓力。

其中，氣體作用力由實(shí)際的燃燒決定；FPE不受活塞側(cè)向力，摩擦力主要來自活塞環(huán)的摩擦，其值相對(duì)較小，可由式(2)進(jìn)行描述。

煤矸石、洗矸、煤泥必須進(jìn)行綜合利用，不得長(zhǎng)期排放堆存，臨時(shí)堆存要有防止自燃措施。對(duì)已經(jīng)自燃的矸石山，必須盡快采取滅火措施，確保熄滅并防止復(fù)燃。

(2)

式中：Cf為潤(rùn)滑油有效摩擦系數(shù)；fpr為摩擦系數(shù)；Tr為徑向彈性力；D為活塞直徑；ωr為活塞環(huán)寬度。

負(fù)載作用力為線性電機(jī)產(chǎn)生的電磁力，主要由負(fù)載系數(shù)和電機(jī)動(dòng)子運(yùn)動(dòng)速度決定：

(3)

式中：Ce為電機(jī)的負(fù)載系數(shù)；kf為直線電機(jī)的推力系數(shù)；kv為直線電機(jī)的反電動(dòng)勢(shì)系數(shù)；R和r分別為負(fù)載電阻和線圈電阻；L為直線電機(jī)電感。

2.2 三維燃燒模型

仿真計(jì)算范圍為有效壓縮沖程開始至有效做功沖程結(jié)束，故燃燒模型的計(jì)算區(qū)域只包含氣缸和燃燒室區(qū)域。根據(jù)原機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)及燃燒室形狀，在UG軟件中建立氣缸及燃燒室的幾何模型，將其導(dǎo)入AVL Fire軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并利用FAME工具生成動(dòng)網(wǎng)格(見圖4)。由于自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)沒有曲軸機(jī)構(gòu)，因此采用當(dāng)量曲軸轉(zhuǎn)角作為仿真結(jié)果中的時(shí)間坐標(biāo)。CFD模型中關(guān)鍵子模型見表2。

圖4 計(jì)算網(wǎng)格模型

模型類型模型名稱湍流模型κ-zeta-f模型燃油蒸發(fā)模型Dukowicz模型湍流耗散模型Gosman&Ioannidis模型油滴相互作用模型Schmidt模型油滴破碎模型WAVE破碎模型燃油碰壁模型Walljet1模型燃燒模型ECFM_3Z相關(guān)火焰模型

三維仿真計(jì)算邊界條件見表3。FPE通過活塞位移信號(hào)控制噴油正時(shí)，在進(jìn)行模擬計(jì)算時(shí)，將對(duì)應(yīng)的噴射位置轉(zhuǎn)變成當(dāng)量曲軸轉(zhuǎn)角作為噴油正時(shí)[14]。噴射位置距離上止點(diǎn)1.51 mm，轉(zhuǎn)換成相應(yīng)的噴油提前角為169°。

表3 邊界條件

2.3 模型驗(yàn)證

為了獲得準(zhǔn)確的燃燒模型，基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)燃燒模型的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行校正，將試驗(yàn)和仿真得到的缸內(nèi)壓力進(jìn)行對(duì)比(見圖5)。由圖5可以看出，模擬計(jì)算的缸內(nèi)壓力與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致，且最大誤差不超過5%，證明該模型具有較高的準(zhǔn)確性。

圖5 缸內(nèi)壓力仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比

2.4 模型改進(jìn)

YSZ是一種常用的隔熱材料，其導(dǎo)熱系數(shù)為2.2 W/(m·K)，比熱容為400 J/(kg·K)[15]。本研究參考國(guó)外研究者的相關(guān)試驗(yàn)，計(jì)算YSZ涂層厚度為0.5 mm時(shí)缸內(nèi)的傳熱系數(shù)，并據(jù)此在原機(jī)模型的基礎(chǔ)上改變?nèi)紵医M成部分(活塞頂面、氣缸蓋、缸壁)的邊界條件，實(shí)現(xiàn)低散熱方案，研究低散熱FPE的燃燒特性。

由FPE的活塞受力分析可知，氣體作用力由實(shí)際燃燒情況決定，而摩擦力又非常小，故可通過改變電機(jī)負(fù)載作用力來優(yōu)化活塞運(yùn)動(dòng)，以進(jìn)一步改善缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)、油氣混合以及燃燒等過程。原機(jī)的活塞在上止點(diǎn)附近運(yùn)動(dòng)較快，基于動(dòng)力學(xué)模型在Matlab中編程，在壓縮比不變的前提下，通過改變電機(jī)負(fù)載系數(shù)優(yōu)化活塞運(yùn)動(dòng)，減緩活塞在上止點(diǎn)附近的速度，使油氣混合更充分。所得到的一組活塞運(yùn)動(dòng)曲線與原機(jī)活塞運(yùn)動(dòng)曲線的對(duì)比見圖6。

圖6 活塞運(yùn)動(dòng)曲線對(duì)比

與原機(jī)運(yùn)動(dòng)相比，優(yōu)化后的FPE從有效壓縮沖程開始時(shí)刻至上止點(diǎn)前35°左右具有相對(duì)較快的運(yùn)動(dòng)速度，而在壓縮上止點(diǎn)附近運(yùn)動(dòng)速度較慢，同時(shí)在有效膨脹沖程其運(yùn)動(dòng)速度也相對(duì)較慢。由于活塞運(yùn)動(dòng)發(fā)生了變化，為了確保兩種活塞運(yùn)動(dòng)下的燃燒過程具有對(duì)比性，需在相同位置噴油，故優(yōu)化后的FPE噴射位置也應(yīng)距離上止點(diǎn)1.51 mm，對(duì)應(yīng)的噴油提前角為164.5°。優(yōu)化前后的活塞運(yùn)動(dòng)特性見表4。

表4 優(yōu)化前后的活塞運(yùn)動(dòng)特性

3 仿真結(jié)果分析

分別對(duì)原機(jī)、低散熱FPE以及運(yùn)動(dòng)曲線優(yōu)化后的低散熱FPE進(jìn)行仿真計(jì)算，邊界條件見表3和表4，研究三者缸內(nèi)的燃燒放熱特性。

3.1 缸內(nèi)溫度和缸內(nèi)壓力

圖7示出3種情況下的缸內(nèi)溫度及缸內(nèi)壓力狀況。從圖7可看出，低散熱FPE在壓縮過程的壓力及溫度與原機(jī)相差不大，但其壓力與溫度峰值以及膨脹沖程的溫度和壓力仍高于原機(jī)。因?yàn)樵诨钊\(yùn)動(dòng)至上止點(diǎn)附近，缸內(nèi)溫度較高時(shí)，低散熱的效果才逐漸明顯，散熱損失的減少使FPE的缸內(nèi)溫度更高，加速了燃料的蒸發(fā)混合，故低散熱FPE在燃燒后保持較高的缸內(nèi)溫度和缸內(nèi)壓力。

而優(yōu)化的低散熱FPE在壓縮沖程后期的缸內(nèi)溫度和壓力均大于原機(jī)和低散熱FPE，其壓力與溫度峰值分別比原機(jī)高1.53 MPa和162.77 K，而在燃燒結(jié)束后其溫度和壓力與低散熱FPE接近，且仍高于原機(jī)。從優(yōu)化后的活塞運(yùn)動(dòng)曲線可知，其在有效壓縮沖程開始時(shí)刻至上止點(diǎn)前35°左右運(yùn)動(dòng)速度較快，因此在壓縮沖程后期具有較高的缸內(nèi)溫度和壓力。優(yōu)化后噴油時(shí)刻比原機(jī)提前了4.5°，活塞在上止點(diǎn)附近運(yùn)動(dòng)速度較慢，因此油氣混合時(shí)間更長(zhǎng)，即預(yù)混可燃混合氣量更多，混合質(zhì)量更好，使其缸內(nèi)溫度和壓力峰值在3種情況下最高。

圖7 缸內(nèi)溫度和缸內(nèi)壓力的對(duì)比

3.2 燃燒放熱

圖8示出原機(jī)、低散熱FPE、優(yōu)化低散熱FPE的燃燒放熱規(guī)律。由圖8可以看出，三者的放熱率峰值依次增大，且峰值相位也逐漸提前，即兩種方案均能加快缸內(nèi)混合氣的燃燒速度。優(yōu)化低散熱FPE的放熱率峰值比原機(jī)高6.1%，峰值時(shí)刻比原機(jī)提前3.4°。為了更好地解釋三者燃燒放熱規(guī)律的區(qū)別，對(duì)三者的滯燃期、速燃期、緩燃期和后燃期分別進(jìn)行了對(duì)比，各階段的持續(xù)期見表5，對(duì)應(yīng)的放熱量見表6。低散熱FPE的噴油時(shí)刻及活塞運(yùn)動(dòng)速度與原機(jī)相同，但由于散熱損失較少，活塞在上止點(diǎn)附近時(shí)缸內(nèi)溫度較高，所以其滯燃期略短于原機(jī)。而優(yōu)化后噴油時(shí)刻提前，噴油時(shí)缸內(nèi)溫度和壓力較低，且活塞在上止點(diǎn)附近時(shí)運(yùn)動(dòng)較慢，故其滯燃期較長(zhǎng)。

表5 不同燃燒階段持續(xù)期的對(duì)比 (°)

表6 不同燃燒階段放熱量的對(duì)比 J

滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣在速燃期中大面積同時(shí)著火，缸內(nèi)溫度和壓力迅速上升。低散熱FPE由于在速燃期缸內(nèi)溫度和壓力比原機(jī)高，故而燃燒速率更快，速燃期較短，放熱量略低。優(yōu)化低散熱FPE滯燃期較長(zhǎng)，生成更多的可燃混合氣，故而壓力升高率較大，放熱速率較大，且由于活塞在上止點(diǎn)附近的運(yùn)動(dòng)速度比原機(jī)慢，故而速燃期較長(zhǎng)，期間的放熱量也較多。

由于低散熱FPE的滯燃期最短，在滯然期內(nèi)形成的可燃混合氣較少，故預(yù)混燃燒階段縮短，擴(kuò)散燃燒階段延長(zhǎng)，較低的散熱損失又使缸內(nèi)溫度較高，所以在三種情況下，低散熱FPE的緩燃期和后燃期最長(zhǎng)。而優(yōu)化低散熱FPE的滯燃期最長(zhǎng)，形成的可燃混合氣更多，活塞在上止點(diǎn)附近較慢的運(yùn)動(dòng)速度使得預(yù)混燃燒階段更長(zhǎng)，只有較少的燃料在速燃期后參與燃燒，故其緩燃期和后燃期在3種情況下最短，在緩燃期和后燃期釋放的熱量也較少。

3.3 指示熱效率

缸內(nèi)的散熱條件和活塞運(yùn)動(dòng)規(guī)律影響燃燒放熱，進(jìn)一步也會(huì)影響指示熱效率(見表7)，低散熱FPE與優(yōu)化低散熱FPE的指示熱效率分別比原機(jī)提高了2.6%和4.7%。圖9示出三者缸內(nèi)的散熱損失對(duì)比。從圖9可以看出，與原機(jī)相比，采用低散熱技術(shù)后，缸內(nèi)散熱損失的能量大幅度減少，使更多的能量用于做功。而對(duì)優(yōu)化活塞運(yùn)動(dòng)后的低散熱FPE而言，不僅散熱損失少，且速燃期中的壓力升高率較大，燃燒等容度高，使得熱效率進(jìn)一步提高。

表7 指示熱效率的對(duì)比

圖9 散熱損失的對(duì)比

4 結(jié)論

a) 與原機(jī)相比，低散熱FPE由于散熱損失減少，峰值壓力和峰值溫度明顯提高；優(yōu)化活塞運(yùn)動(dòng)后，峰值壓力及峰值溫度分別比原機(jī)高1.53 MPa和162.77 K；

b) 原機(jī)、低散熱FPE、優(yōu)化低散熱FPE的瞬時(shí)放熱率峰值依次增大，且峰值對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角也逐漸提前；由于缸內(nèi)溫度在上止點(diǎn)附近較高，低散熱FPE滯燃期和速燃期比原機(jī)短，但緩燃期和后燃期較長(zhǎng)；優(yōu)化的低散熱FPE由于活塞在上止點(diǎn)附近運(yùn)動(dòng)較慢，滯燃期和速燃期較長(zhǎng)，緩燃期和后燃期較短；

c) 低散熱技術(shù)降低了FPE散熱損失，使熱效率提高2.6%；進(jìn)一步優(yōu)化低散熱FPE的活塞運(yùn)動(dòng)后，將原機(jī)熱效率由45.8%提升至51.5%。